海上風(fēng)力塔架結(jié)構(gòu)模型振動臺試驗研究

申民宇，祝 磊，賈軍波，李愛群

(1.北京未來城市設(shè)計高精尖創(chuàng)新中心，北京建筑大學(xué)土木與交通工程學(xué)院，北京 100044；2.北京建筑大學(xué)工程結(jié)構(gòu)與新材料北京市高等學(xué)校工程研究中心，北京 100044；3.北京建筑大學(xué)北京市建筑結(jié)構(gòu)與環(huán)境修復(fù)功能材料 重點實驗室，北京 100044；4.北京建筑大學(xué)大型多功能振動臺陣實驗室，北京 100044)

當(dāng)前正處于由傳統(tǒng)能源結(jié)構(gòu)向可持續(xù)新型能源結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)型階段，加快風(fēng)能的開發(fā)利用，特別是海上風(fēng)電[1-3]，對改善環(huán)境、調(diào)整能源結(jié)構(gòu)有重要意義。隨著風(fēng)電機組單機容量趨于大型化，以及研發(fā)水平和制造技術(shù)的不斷完善，風(fēng)電場建設(shè)成本逐漸降低，近海海域風(fēng)電場的大規(guī)模建設(shè)將是未來風(fēng)電產(chǎn)業(yè)的發(fā)展趨勢[4]。風(fēng)力發(fā)電塔架結(jié)構(gòu)的安全性就成為重中之重，此結(jié)構(gòu)屬于單管鋼薄壁結(jié)構(gòu)[5]，塔筒較細(xì)長，頂部質(zhì)量較大，這是導(dǎo)致風(fēng)電塔結(jié)構(gòu)在強震下一旦出現(xiàn)局部屈服很容易造成結(jié)構(gòu)倒塌的主要原因。如1986 年North Palm Springs 地震中數(shù)臺塔筒筒壁屈曲，進(jìn)而造成扇葉破壞。而且在很多地震烈度較大的近海地區(qū)，與風(fēng)和波浪荷載相比，地震動荷載造成的結(jié)構(gòu)響應(yīng)更大，成為發(fā)電塔結(jié)構(gòu)和基礎(chǔ)設(shè)計的控制荷載[6]。因此風(fēng)電塔架在強震作用下的動力響應(yīng)值得深入研究。

目前已有很多專家學(xué)者對風(fēng)力發(fā)電塔結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)進(jìn)行過研究[7-8]。Bazeos 等[9]采用改進(jìn)前人的質(zhì)量-阻尼-彈簧模型將塔體分為3 段，每段采用相同尺寸建模，對風(fēng)力發(fā)電高塔系統(tǒng)進(jìn)行了地震動力時程分析；熊康平等[10]主要從風(fēng)力發(fā)電塔應(yīng)力及地震響應(yīng)2 個方面分析研究了SSI 效應(yīng)對風(fēng)力發(fā)電塔架地震響應(yīng)的影響；畢繼紅等[11]應(yīng)用有限元軟件FINAL，研究不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的風(fēng)力發(fā)電塔在地震作用下的地震響應(yīng)，并比較它們之間的差異；任洪鵬等[12]對一種預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土塔架建立了結(jié)構(gòu)計算模型，采用實測地震波對其進(jìn)行了有限元仿真計算，并完成地震響應(yīng)分析。楊鋒[13]對我國近海風(fēng)機基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)型式進(jìn)行了探討，開展了風(fēng)機基礎(chǔ)—塔架動力響應(yīng)分析與基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)優(yōu)化方法研究，并進(jìn)行了基礎(chǔ)—塔架結(jié)構(gòu)在風(fēng)、浪、地震等動荷載作用下的響應(yīng)分析。

然而目前還未有人對本文試驗研究中提出的三腳架結(jié)構(gòu)進(jìn)行過振動臺試驗。所以本文采用對風(fēng)力發(fā)電塔架模型進(jìn)行地震模擬振動臺試驗的方法對結(jié)構(gòu)進(jìn)行地震反應(yīng)研究，同時進(jìn)行有限元模擬[14-15]。在試驗之前對風(fēng)力發(fā)電塔架的各種基礎(chǔ)形式進(jìn)行比對研究，單樁基礎(chǔ)最經(jīng)濟，對環(huán)境的傷害最小，但是除了直接成本還要綜合考慮到其他目標(biāo)，例如深度兼容性、最大位移和耐久性等因素[16-17]。然而相對于單樁基礎(chǔ)，三腳架基礎(chǔ)在環(huán)境荷載下的動力特性表現(xiàn)更為優(yōu)越[18]，所以綜合以上所有因素得到的結(jié)論是風(fēng)力發(fā)電塔三腳架基礎(chǔ)的研究意義更大，最終選取三腳架結(jié)構(gòu)作為本次試驗的研究對象。鑒于之前還沒有過用振動臺試驗的方法研究此種結(jié)構(gòu)的實例，所以本研究具有開創(chuàng)意義。

因為實際工程中下部樁基礎(chǔ)位于土壤中，所以本試驗?zāi)Ｐ驮谙虏繕痘A(chǔ)距離樁基底面1.3 m 高度處設(shè)置支護(hù)結(jié)構(gòu)，用于模擬土壤對樁基礎(chǔ)的作用[19-21]。并且在試驗工況中增加去掉支護(hù)的情況，用于研究土壤對樁基礎(chǔ)作用失效前后的影響，從而研究對整體結(jié)構(gòu)的影響。

1 模型振動臺試驗

1.1 模型設(shè)計、制作

海洋風(fēng)力發(fā)電三腳架支撐結(jié)構(gòu)初始設(shè)計及結(jié)構(gòu)尺寸如圖1 所示，由于振動臺的最大尺寸限制為水平方向5 m，豎直方向30 m，并且出于對經(jīng)濟性的考慮，模型尺寸采用1∶20 的縮尺比例。但由于初始設(shè)計中100 m 高塔筒的縮尺模型中最上兩段的壁厚過小，厚度僅1 mm，直徑0.35 m，而且上部要承載一個2 t 左右的縮尺模型機頭，故決定去掉上部塔筒，重新設(shè)計成一個海洋風(fēng)力發(fā)電三腳架結(jié)構(gòu)。此三腳架結(jié)構(gòu)包括上部1 個鋼結(jié)構(gòu)塔筒、下部3 個鋼結(jié)構(gòu)樁基礎(chǔ)以及連接這兩者的支撐和腿結(jié)構(gòu)。

圖1 三腳架結(jié)構(gòu)初始設(shè)計圖Fig.1 Initial design drawing of tripod structure

振動臺縮尺模型省略風(fēng)機葉片，改用頂部質(zhì)量塊代替，質(zhì)量塊重3.75 t，并且在質(zhì)量塊外外包一個1.5 m×1.0 m×1.5 m 輕鐵箱，作為海洋風(fēng)力發(fā)電塔上部模塊的外框架，此構(gòu)件僅作為形象展示，并不貢獻(xiàn)剛度。其他主要組成部分包括塔筒、支撐、樁基礎(chǔ)、基礎(chǔ)支護(hù)和底板，模型材料采用和原型設(shè)計一樣的鋼材，名義屈服強度為235 MPa，密度為7850 kg/m3。構(gòu)件之間連接所有節(jié)點均采用穿透焊接，頂部質(zhì)量塊采用鑄鐵塊和塔筒焊接，保證各節(jié)點焊縫強度大于構(gòu)件本身。模型結(jié)構(gòu)底板尺寸為1 m×1 m×0.01 m，模型與振動臺的固定方式采用螺栓連接。模型結(jié)構(gòu)試驗過程中的照片見圖2。

圖2 模型結(jié)構(gòu)試驗照片F(xiàn)ig.2 Model structure test photograph

本振動臺試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計采用1∶20 縮尺，縮尺后模型構(gòu)件尺寸根據(jù)彎曲剛度等效(縮尺比例：0.000 006 25)和截面面積等效(縮尺比例：0.0025)雙重等效設(shè)計，具體設(shè)計中的相似性問題可以參照論文[22]中鋼結(jié)構(gòu)模型設(shè)計方法，所有相似關(guān)系見表1。

表1 模型相似系數(shù)Table 1 Model similarity coefficient

1.2 輸入地震波

根據(jù)場地特征周期Tg，從PEER 地震數(shù)據(jù)庫中選擇3 條經(jīng)典地震波作為振動臺的激勵輸入，分別為Kobe 波、Taft 波和San Fernando 波。選擇地震動擬合加速度反應(yīng)譜[23]結(jié)果如圖3 所示。本文試驗針對切除工況和極端工況，根據(jù)海洋工程中的相關(guān)規(guī)范，加速度峰值取0.3g、0.6g和0.9g作為本次試驗的3 個水準(zhǔn)，并且考慮模型的加速度相似常數(shù)，最終加速度峰值仍然分別取0.3g、0.6g和0.9g進(jìn)行試驗。

圖3 加速度反應(yīng)譜Fig.3 Acceleration response spectrum

試驗時根據(jù)模型所要求的動力相似關(guān)系對原型地震記錄做修正后，作為模擬地震振動臺的臺面輸入。分別進(jìn)行不同加速度峰值下X、Y向單向時程輸入和X、Y、Z三向時程同時輸入試驗，地震波持續(xù)時間按相似關(guān)系壓縮為原地震波的1/4.47。試驗加載工況按照峰值加速度0.3g、0.6g和0.9g的順序分3 個階段對模型結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬地震試驗。在不同水準(zhǔn)地震波輸入前后，對模型進(jìn)行白噪聲掃頻，測量結(jié)構(gòu)的自振頻率等動力特征參數(shù)。在進(jìn)行每個階段的試驗時，由臺面依次輸入Kobe 波、Taft 波和San Fernando 波。試驗過程中采集模型結(jié)構(gòu)在不同水準(zhǔn)地震作用下不同部位的加速度和應(yīng)變數(shù)據(jù)，然后根據(jù)采集的數(shù)據(jù)，分析結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)[24]。圖4 為試驗原始輸入和臺面記錄到的Taft 波峰值加速度為0.3g時X向、Y向和Z向的加速度時程曲線。

圖4 中所示的兩條地震波時程雖然同為Taft波，但是由于振動臺自身的誤差，導(dǎo)致數(shù)值略有差距，其中X向峰值加速度誤差為5.63%，Y向峰值加速度誤差為5.10%，Z向峰值加速度誤差為7.47%，可以看到原始輸入和臺面實測的Taft 波時程峰值加速度誤差3 向都在5%左右，另外兩條地震波的誤差也均在5%～10%。若要減小試驗結(jié)果與有限元模擬結(jié)果的誤差，應(yīng)盡可能地真實模擬振動臺試驗，故數(shù)值模擬采用的地震時程是振動臺臺面實測得到的地震時程。

圖4 Taft 波加速度時程Fig.4 Taft wave acceleration time history

1.3 量測方案

本次試驗需要在測點上布置加速度傳感器和應(yīng)變片用于測量模型結(jié)構(gòu)的動力特性、地震反應(yīng)以及受力情況。為了解模型結(jié)構(gòu)在X、Y、Z三個方向上的地震反應(yīng)情況，本試驗使用4 個三向記錄的加速度傳感器，沿高度均勻布置在塔筒上，塔筒總共4 m，從下到上分別在塔筒的0 m、2 m、3 m 和4 m 位置處布置加速度傳感器。應(yīng)變片總共使用4 個，同樣沿高度均勻布置在塔筒上，從下到上分別在塔筒的0 m、2 m、3 m 和3.5 m 處布置應(yīng)變片，應(yīng)變片選擇三軸45°應(yīng)變花，型號為120-3CA。因為本試驗想重點研究結(jié)構(gòu)中上部塔筒的動力反應(yīng)情況，所以全部測點都重點布置在塔筒上。測點具體位置及編號見圖5，此布置圖中省略了支護(hù)。

圖5 測點布置圖Fig.5 Arrangement of measuring points

在加速度峰值為0.3g和0.6g時，分別按三條地震波對模型結(jié)構(gòu)進(jìn)行X向、Y向和Z向單向輸入，然后進(jìn)行X、Y、Z三向同時輸入，三向輸入時加速度峰值按1∶0.85∶0.65 的比例進(jìn)行調(diào)整。在加速度峰值為0.9g時，同樣對模型結(jié)構(gòu)進(jìn)行單向和三向輸入，但為保證試驗安全進(jìn)行，只對Kobe 波和Taft 波兩條波形進(jìn)行試驗。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 結(jié)構(gòu)的動力特性

試驗過程中，在不同水準(zhǔn)地震作用前后都要對模型結(jié)構(gòu)輸入加速度峰值0.05g、頻帶寬0.1 Hz～40 Hz 的白噪聲，來確定結(jié)構(gòu)自身的動力特性。利用MATLAB 軟件對試驗得到的加速度時程曲線進(jìn)行快速傅里葉變換(FFT)求解頻率，得到震前一階的頻譜圖如圖6 所示，橫坐標(biāo)為頻率，幅值最大點對應(yīng)的頻率為自振頻率。不同水準(zhǔn)地震作用前后結(jié)構(gòu)自振頻率實測值見表2。

圖6 頻譜圖Fig.6 Spectrum

表2 模型結(jié)構(gòu)自振頻率實測值Table 2 The measured natural vibration frequency of the model structure

利用ABAQUS 有限元軟件模擬得到的結(jié)構(gòu)自振頻率計算值為一階2.6279 Hz、二階2.6421 Hz，一階和二階自振頻率實測值與計算值誤差分別為3.54%和4.06%。有限元計算得到的模型結(jié)構(gòu)前兩階振型如圖7 所示，一階振型為X向側(cè)彎，二階振型為Y向側(cè)彎。

圖7 振型Fig.7 Vibration mode

表2 列出了在不同水準(zhǔn)地震作用前后模型結(jié)構(gòu)自振頻率實測值的變化趨勢。由表可知，結(jié)構(gòu)一階、二階頻率基本一致，震前測得結(jié)構(gòu)自振頻率為2.5348 Hz，隨著地震強度的增加，自振頻率略有減小，但是幅度及其微小，基本保持不變，從震前到0.3g后下降幅度為0.016%，從0.3g后到0.6g后下降幅度為0.13%，從0.6g后到0.9g后下降幅度為0.032%，可以認(rèn)為結(jié)構(gòu)始終處在彈性工作階段。

2.2 結(jié)構(gòu)的動力反應(yīng)

根據(jù)試驗得到的加速度時程，可以得到模型結(jié)構(gòu)在各測點處的最大響應(yīng)加速度。在加速度峰值為0.3g、0.6g和0.9g作用下的最大加速度包絡(luò)圖見圖8。

圖8 最大加速度包絡(luò)圖Fig.8 Maximum acceleration envelope diagram

從圖8 可以看出，在3 種不同水準(zhǔn)的地震作用下，模型結(jié)構(gòu)的加速度反應(yīng)沿風(fēng)力發(fā)電塔架高度的變化是比較均勻的，最大加速度主要出現(xiàn)在模型結(jié)構(gòu)的1 m～3 m 位置處，也就是結(jié)構(gòu)的中部位置。在峰值加速度為0.3g、0.6g和0.9g地震波的作用下X向的最大加速度放大系數(shù)平均值分別為3.887、3.938 和2.754，Y向的最大加速度放大系數(shù)平均值分別為3.960、4.332 和3.596，Z向的最大加速度放大系數(shù)平均值分別為3.322、3.028 和2.206。從數(shù)據(jù)可以看出，Y向的加速度放大系數(shù)略大于X向。

2.3 結(jié)構(gòu)的應(yīng)變狀況

Kobe 波、Taft 波及San Fernando 波從0.3g到0.9g地震作用下，塔筒上各測點的應(yīng)變由小到大的排列順序為S4、S2、S1、S3，S4、S2、S1、S3 和S4、S3、S2、S1。圖9 給出了不同水準(zhǔn)地震作用下各應(yīng)變測點正、負(fù)兩個方向的最大主應(yīng)變，所以不同的地震波應(yīng)變分布不同，各應(yīng)變測點位置與圖3 相對應(yīng)。

圖9 不同水準(zhǔn)地震作用下各測點最大主應(yīng)變Fig.9 The maximum strain at each measuring point under different seismic levels

2.4 試驗結(jié)果和理論計算對比分析

基于已經(jīng)設(shè)計制作完成的三腳架模型，采用ABAQUS 有限元分析軟件，選取三維殼單元，使用拉伸完成部件建模，所有模型部件尺寸均采用模型結(jié)構(gòu)實際尺寸。鋼材的本構(gòu)關(guān)系模型采用理想彈塑性簡化模型，這樣也便于在ABAQUS 中進(jìn)行材料屬性定義，我國現(xiàn)行《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》[25]規(guī)定鋼材理想彈塑性模型的泊松比取值為0.3。模型的塔筒、支撐、樁基礎(chǔ)、底板和支護(hù)分別建模，因為本此試驗并不研究焊縫對于結(jié)構(gòu)的影響，所以不單獨考慮焊縫，各個部件直接用Merge結(jié)合在一起，用來模擬所有部件之間的相互焊接。本模型建模省略質(zhì)量塊，在頂部創(chuàng)建質(zhì)量點，從而代替上部質(zhì)量塊。此模型沒有考慮底板與振動臺臺面的連接問題，實際試驗時為底板與振動臺臺面采用螺栓連接，模型中假設(shè)底板與臺面完全固定，不會發(fā)生滑移。劃分完網(wǎng)格的有限元模型如圖10 所示，有限元模型按照試驗情況也分為2 種類型。兩種模型均采用四邊形中性軸算法進(jìn)行網(wǎng)格劃分，第一種為有支護(hù)的三腳架模型，單元總數(shù)為40 396 個；第二種為無支護(hù)的三腳架模型，單元總數(shù)為28 587 個。

圖10 三腳架結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.10 Finite element model of tripod structure

圖11 為0.3g三種地震波作用下X向的絕對加速度時程的試驗值與有限元計算值對比。圖中試驗得到的三種地震波時程均為A1 測點測到的加速度數(shù)據(jù)，通過上述最大加速度包絡(luò)圖得知最大加速度主要出現(xiàn)在模型結(jié)構(gòu)的A1 測點，所以此處列出A1 測點結(jié)果。絕對加速度最大值的具體數(shù)值以及仿真與試驗結(jié)果的誤差見表3。所有工況最大加速度計算值與試驗值對比包絡(luò)圖見圖12。

表3 絕對加速度的最大值與誤差Table 3 Maximum and error of absolute acceleration

圖11 地震波加速度時程對比Fig.11 Time -history comparison of seismic wave acceleration

圖12 最大加速度包絡(luò)圖Fig.12 Maximum acceleration envelope diagram

除此之外，本文還對模型結(jié)構(gòu)進(jìn)行了地震波峰值加速度0.6g時有支護(hù)和無支護(hù)這兩種情況的試驗值與有限元計算值對比，用于研究地震發(fā)生時土壤失效前后對結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)的影響。San Fernando波有支護(hù)情況加速度時程對比見圖13，San Fernando波無支護(hù)情況加速度時程對比見圖14。

圖13 San Fernando 波有支護(hù)加速度時程Fig.13 The acceleration time history of the San Fernando wave when it is supported

圖14 San Fernando 波無支護(hù)加速度時程Fig.14 The acceleration time history of the San Fernando wave without support

San Fernando 波有支護(hù)時仿真與試驗得到的加速度時程響應(yīng)X、Y向的最大值誤差分別為6.22%和5.56%，San Fernando 波無支護(hù)時仿真與試驗得到的加速度時程響應(yīng)X、Y向的最大值誤差分別為4.75%和4.21%。

3 結(jié)論

通過對1∶20 縮尺模型進(jìn)行振動臺試驗，測試了模型結(jié)構(gòu)在不同地震波激勵作用下的動力特性及其地震反應(yīng)。同時對其進(jìn)行了有限元時程分析，并將有限元模擬結(jié)果與試驗結(jié)果進(jìn)行對比，得到以下結(jié)論：

(1)結(jié)構(gòu)有限元動力分析結(jié)果與試驗結(jié)果較為吻合，說明有限元模型建立比較合理，計算分析和試驗起到了相互驗證的作用。

(2)模型結(jié)構(gòu)在經(jīng)歷各強度地震作用后，自振頻率變化很小，說明結(jié)構(gòu)在試驗過程中始終處在彈性工作階段。

(3)主體結(jié)構(gòu)加速度反應(yīng)沿高度分布比較均勻，加速度放大系數(shù)在3～5，最大加速度主要出現(xiàn)在模型結(jié)構(gòu)的A1 測點，也就是塔筒的底部。

(4)應(yīng)變測點各自所受的最大拉應(yīng)變和壓應(yīng)變數(shù)值基本相近，表明在地震響應(yīng)過程中，塔筒將承受幅值相當(dāng)?shù)睦瓚?yīng)力和壓應(yīng)力，并且都處在彈性范圍內(nèi)。從以上應(yīng)變數(shù)據(jù)可以看到，最大應(yīng)變都出現(xiàn)在S3 和S1 測點，也就是塔筒的上部和底部連接處。說明塔筒的底部位置與支撐連接的部位較為薄弱，產(chǎn)生較大應(yīng)力，應(yīng)重點關(guān)注連接部位。在試驗過程中，支撐與塔筒的連接部位的漆面出現(xiàn)裂紋，證實了上述結(jié)論。

(5)將有支護(hù)情況的試驗結(jié)果與無支護(hù)情況的試驗結(jié)果相比較，可以看出撤掉支護(hù)后，模型結(jié)構(gòu)的加速度動力響應(yīng)略有減小，X、Y方向的峰值加速度下降幅度分別為9.87%和5.40%。

(6)通過試驗與有限元的對比分析，研究了該結(jié)構(gòu)在地震作用下的抗震性能，但還存在一些問題尚需研究。如考慮水動力作用下結(jié)構(gòu)在地震動下的響應(yīng)；結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)對質(zhì)量、剛度等參數(shù)變化的敏感度；模擬近震源結(jié)構(gòu)的彈塑性破壞試驗；結(jié)構(gòu)TMD 減震和隔震措施的研究；漂浮式海上風(fēng)電塔的纜索海床基礎(chǔ)、張力腿結(jié)構(gòu)和纜索、海震影響下的抗震研究。