土-構(gòu)耦合效應(yīng)對(duì)15 MW風(fēng)力機(jī)地震動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響

梅 軒， 楊 陽(yáng)

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092；2.寧波大學(xué) 海運(yùn)學(xué)院，浙江寧波 315211)

為實(shí)現(xiàn)“碳中和”的能源發(fā)展戰(zhàn)略目標(biāo)，我國(guó)計(jì)劃大力發(fā)展太陽(yáng)能和風(fēng)能等可再生能源。2021—2030年海上風(fēng)電計(jì)劃裝機(jī)容量達(dá)6.5 GW，2060年風(fēng)電總裝機(jī)容量將突破200 GW[1]。由于特殊的地理位置，我國(guó)環(huán)渤海及東南沿海等風(fēng)能豐富地區(qū)易受到地震災(zāi)害的影響。為保證海上風(fēng)電結(jié)構(gòu)安全和可靠運(yùn)行，需研究復(fù)雜環(huán)境下大型海上風(fēng)力機(jī)地震動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。

早期關(guān)于地震對(duì)風(fēng)力機(jī)動(dòng)力學(xué)特性影響的研究主要針對(duì)陸上風(fēng)力機(jī)。如2005年Witcher[2]通過在Bladed中開發(fā)地震模塊，研究了地震對(duì)塔基極限載荷的影響，并與頻域法進(jìn)行比較。Santangelo等[3]基于Bladed研究了風(fēng)-震耦合效應(yīng)對(duì)5 MW風(fēng)力機(jī)塔基載荷和塔頂位移等動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響。Asareh等[4-5]基于大質(zhì)量法在開源軟件FAST中開發(fā)了地震動(dòng)力學(xué)分析模塊Seismic，研究了地震強(qiáng)度對(duì)風(fēng)力機(jī)發(fā)電功率和塔架載荷的影響[6]。Yang等[7-8]通過Wolf模型定義土壤剛度和阻尼，研究了不同強(qiáng)度地震與湍流風(fēng)耦合效應(yīng)對(duì)5 MW風(fēng)力機(jī)塔頂振動(dòng)和塔基載荷的影響，并提出了一種地震條件下塔架極限載荷的預(yù)估模型。

以上研究對(duì)象均為陸上風(fēng)力機(jī)，而海上風(fēng)力機(jī)支撐結(jié)構(gòu)更長(zhǎng)，地震對(duì)塔頂振動(dòng)的影響更大。為此，閆陽(yáng)天等[9]采用Ansys軟件研究了風(fēng)-震弱耦合條件下桁架式風(fēng)力機(jī)地震動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。Mo等[10]在OpenSees中建立了5 MW海上風(fēng)力機(jī)風(fēng)-震弱耦合模型，首先通過FAST計(jì)算風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)載荷，再將氣動(dòng)力輸入至OpenSees中分析塔架結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。Yang 等[11-12]研究了土-構(gòu)耦合(Soil Structure Interaction, SSI)效應(yīng)對(duì)5 MW單樁風(fēng)力機(jī)地震動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響。

由于以上文獻(xiàn)主要針對(duì)5 MW風(fēng)力機(jī)，在降低度電成本要求下，15 MW風(fēng)力機(jī)將逐步增加，在地震發(fā)生時(shí)大型風(fēng)力機(jī)的SSI效應(yīng)更為明顯。因此，有必要研究SSI效應(yīng)對(duì)下一代超大型海上風(fēng)力機(jī)地震動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響。為此，筆者基于模態(tài)加速度方法在FAST中建立風(fēng)力機(jī)地震載荷計(jì)算模型，采用耦合彈簧模型表征支撐結(jié)構(gòu)與海床的SSI效應(yīng)，通過比較考慮及忽略SSI效應(yīng)時(shí)，15 MW風(fēng)力機(jī)在運(yùn)行及停機(jī)狀態(tài)下的地震誘導(dǎo)振動(dòng)和結(jié)構(gòu)載荷特性，研究SSI效應(yīng)對(duì)地震動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響，以期為下一代超大型海上風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)提供參考。

1 風(fēng)力機(jī)及土-構(gòu)耦合模型

1.1 風(fēng)力機(jī)模型

為滿足下一代大型風(fēng)力機(jī)的研究需求，美國(guó)可再生能源實(shí)驗(yàn)室(National Renewable Energy Laboratory，NREL)與丹麥科技大學(xué)(Technical University of Denmark，DTU)在國(guó)際能源署(International Energy Agency,IEA)的資助下，于2020年合作設(shè)計(jì)了一臺(tái)專用于海上風(fēng)電研究的15 MW直驅(qū)型樣機(jī)[13]，其主要尺寸見圖1。

圖1 單樁基礎(chǔ)的15 MW風(fēng)力機(jī)示意圖Fig.1 Diagram of 15 MW monopile wind turbine

該風(fēng)力機(jī)直徑達(dá)240 m，輪轂高度為150 m，是目前公開用于學(xué)術(shù)研究的尺寸最大的風(fēng)力機(jī)。其額定風(fēng)速和轉(zhuǎn)速分別為10.59 m/s和7.56 r/min，對(duì)應(yīng)的尖速比為9，最大葉尖速度為95 m/s。葉片長(zhǎng)度為117 m，質(zhì)量達(dá)64 t，塔頂總質(zhì)量約為1 017 t。該單樁直徑為10 m，應(yīng)用水深為30 m，泥面下長(zhǎng)度為45 m，總質(zhì)量約1 318 t。

1.2 土-構(gòu)耦合模型

由于地震發(fā)生時(shí)，土壤柔性特征更為明顯，剛性基礎(chǔ)假設(shè)存在一定誤差。為獲取更準(zhǔn)確的風(fēng)力機(jī)地震動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性，通過耦合彈簧模型表示土壤與結(jié)構(gòu)的相互作用，如圖2所示。圖中K和C分別表示剛度和阻尼，下標(biāo)“t”表示平動(dòng)方向，“r”表示轉(zhuǎn)動(dòng)方向。平動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)方向均存在3個(gè)線性彈簧，表征土壤反應(yīng)力。

假設(shè)土壤為典型硬土，其剪切模量(Gs)和泊松比(νs)分別為140 MPa和0.4。各方向的SSI模型彈簧剛度[14]可表示為：

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

式中：Kx、Ky和Kz分別為縱向、橫向和垂向剛度；Krx、Kry和Krz分別為繞x軸(面內(nèi))、y軸(面外)和z軸(扭轉(zhuǎn))土壤剛度；h和r0分別為單樁泥面下長(zhǎng)度和半徑，其值分別為45 m和5 m；ηx和ηφ分別為水平方向和扭轉(zhuǎn)方向的剛度修正系數(shù)。

圖2 土-構(gòu)耦合模型Fig.2 Soil-structure interaction model

1.3 支撐結(jié)構(gòu)模態(tài)

考慮SSI效應(yīng)時(shí)，樁基底部為彈性邊界條件，將極大地影響支撐結(jié)構(gòu)(塔架+單樁)的模態(tài)特性。圖3比較了所研究風(fēng)力機(jī)支撐結(jié)構(gòu)的模態(tài)振型，對(duì)應(yīng)的固有頻率見表1。

從圖3可以看出，SSI效應(yīng)對(duì)支撐結(jié)構(gòu)二階模態(tài)振型具有明顯影響，與忽略SSI效應(yīng)相比，其二階前后模態(tài)最大位移從4.78增大至9.62，二階側(cè)向模態(tài)最大位移從3.11增大至6.29。由于地震激勵(lì)高頻段能量較大，易誘發(fā)結(jié)構(gòu)發(fā)生高階模態(tài)振動(dòng)?？深A(yù)見的是，考慮SSI效應(yīng)時(shí)，地震誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)振動(dòng)將顯著增大。

從表1可以看出，與忽略SSI效應(yīng)相比，考慮SSI效應(yīng)時(shí)，支撐結(jié)構(gòu)一階和二階頻率均有所降低，說明SSI效應(yīng)對(duì)系統(tǒng)振動(dòng)有顯著影響。需要注意的是，該15 MW風(fēng)力機(jī)額定轉(zhuǎn)速和最低轉(zhuǎn)速分別為7.56 r/min和5.0 r/min，對(duì)應(yīng)的旋轉(zhuǎn)頻率區(qū)間和葉片通過頻率區(qū)間分別為0.524～0.760 Hz和1.571～2.278 Hz，與塔架頻率無(wú)重疊，說明誘發(fā)共振的概率較低。

2 地震載荷計(jì)算模型

通過對(duì)風(fēng)電仿真開源軟件FAST進(jìn)行二次開發(fā)，修改結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)計(jì)算相關(guān)源代碼，采用模態(tài)加速度法計(jì)算地震載荷，實(shí)現(xiàn)地震載荷與風(fēng)、浪、流載荷及結(jié)構(gòu)彈性的耦合。

圖3 支撐結(jié)構(gòu)的模態(tài)振型Fig.3 Mode shapes of the support structure

表1 支撐結(jié)構(gòu)模態(tài)固有頻率

2.1 FAST動(dòng)力學(xué)模型

FAST是由NREL開發(fā)的專用于水平軸風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)-水動(dòng)-伺服-彈性多場(chǎng)耦合仿真的知名開源軟件。在FAST中，風(fēng)力機(jī)被視為由柔體和剛體組成的多體系統(tǒng)，通過線性假設(shè)模態(tài)法求解葉片和塔架等柔體的彈性變形，采用Kane方法建立系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)方程，如式(7)所示。

(7)

(8)

式中：H為塔架高度；ρTwr(h)和aTwr(h)分別為塔架質(zhì)量密度和加速度；vi,Twr(h)為第i個(gè)自由度對(duì)應(yīng)的偏速度。

廣義主動(dòng)力則主要包括氣動(dòng)力Fi,a、彈性力Fi,e、重力Fi,g和阻尼力Fi,d以及地震載荷Fi,eq，如式(9)所示。

Fi=Fi,a+Fi,e+Fi,g+Fi,d+Fi,eq

(9)

將不同模塊計(jì)算得到的主動(dòng)力代入式(7)中，即可求解風(fēng)力機(jī)各個(gè)自由度對(duì)應(yīng)的慣性加速度，從而獲取各結(jié)構(gòu)部件的運(yùn)動(dòng)參數(shù)和載荷等動(dòng)態(tài)響應(yīng)。

2.2 地震載荷計(jì)算

大質(zhì)量法是目前較為常見的一種地震載荷計(jì)算方法，該方法假定塔架底部存在一大質(zhì)量彈簧振子，在地震發(fā)生時(shí)會(huì)劇烈振動(dòng)并產(chǎn)生相應(yīng)載荷，通過給定其質(zhì)量、振動(dòng)頻率和阻尼即可計(jì)算相應(yīng)地面振動(dòng)下的地震載荷。由于該方法原理簡(jiǎn)單且易于實(shí)現(xiàn)，因此Asareh等基于該方法開發(fā)了風(fēng)力機(jī)地震仿真程序NREL Seismic[6]。但需要注意的是，該方法需要人工指定彈簧振子質(zhì)量和振動(dòng)頻率，對(duì)于不同的風(fēng)力機(jī)模型，可能存在較大計(jì)算誤差，且難以計(jì)及SSI效應(yīng)對(duì)振動(dòng)頻率的影響。對(duì)于柔性土壤邊界條件，需要進(jìn)行一定的改進(jìn)和修正。為此，通過結(jié)構(gòu)模態(tài)質(zhì)量和地震加速度計(jì)算塔架受到的地震載荷。該方法的優(yōu)勢(shì)在于，地震載荷計(jì)算過程中沒有經(jīng)驗(yàn)參數(shù)，且可以通過結(jié)構(gòu)模態(tài)的變化考慮土-構(gòu)耦合效應(yīng)。作用于塔架的地震載荷為：

(10)

式中：Fi,eq為塔架第i階模態(tài)的地震載荷；φi(h)為歸一化模態(tài)振型；aeq為地震加速度。

質(zhì)量為mtop的塔頂結(jié)構(gòu)受到的地震載荷Feq,top為：

Feq,top=aeq·mtop

(11)

由于未考慮軸向模態(tài)，垂向地震加速度aeq,ver對(duì)風(fēng)力機(jī)造成的地震載荷Feq,ver為：

Feq,ver=aeq,ver·mturbine

(12)

式中：mturbine為風(fēng)力機(jī)總質(zhì)量。

將式(10)～式(12)計(jì)算得到的地震載荷與風(fēng)、浪載荷相結(jié)合，代入式(9)中求解風(fēng)力機(jī)主動(dòng)力，以考慮風(fēng)、浪與地震的耦合效應(yīng)。圖4為本文所提出的風(fēng)力機(jī)地震動(dòng)力學(xué)分析系統(tǒng)中各模塊耦合邏輯圖。

圖4 風(fēng)力機(jī)地震動(dòng)力學(xué)分析流程圖

3 環(huán)境載荷

3.1 湍流風(fēng)場(chǎng)及波浪

本文擬研究地震激勵(lì)對(duì)海上風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)特性的影響，為保證結(jié)果的可靠性及準(zhǔn)確性，需考慮風(fēng)、浪及地震等多載荷的聯(lián)合作用。針對(duì)湍流風(fēng)，采用TurbSim生成平均風(fēng)速為10.59 m/s、時(shí)長(zhǎng)為1 000 s的全流域湍流風(fēng)場(chǎng)，風(fēng)場(chǎng)尺寸為300 m×295 m，以輪轂為中心，可覆蓋整個(gè)塔架及風(fēng)輪。圖5為不同時(shí)刻風(fēng)輪平面及輪轂高度處風(fēng)速分布。

通過JONSWAP波浪譜定義非規(guī)則波浪頻率分布，根據(jù)文獻(xiàn)[15]給出的美國(guó)西海岸實(shí)測(cè)風(fēng)速和波浪數(shù)據(jù)，風(fēng)速為10.59 m/s時(shí)，有義波高和譜峰周期分別為5.2 m和12.5 s，基于Airy線性波浪理論生成波浪高度、速度和加速度等，通過Morison方程計(jì)算單樁水動(dòng)力載荷。

3.2 地震激勵(lì)

為研究SSI效應(yīng)對(duì)地震條件下15 MW風(fēng)力機(jī)極限載荷的影響，選擇如表2所示的5種發(fā)生于不同地區(qū)的地震。其中，由P.D.d基站監(jiān)測(cè)的發(fā)生于1994年的美國(guó)加州Northridge地震地面加速度峰值為0.552g。該地震加速度包含水平(x、y)和垂直(z)3個(gè)方向的地震波，地震加速度如圖6所示，持續(xù)時(shí)長(zhǎng)約40 s。

4 結(jié)果與分析

采用所建立的風(fēng)力機(jī)地震動(dòng)力學(xué)仿真模型，分別計(jì)算考慮及忽略SSI效應(yīng)時(shí)15 MW風(fēng)力機(jī)在正常運(yùn)行工況和停機(jī)狀態(tài)下的支撐結(jié)構(gòu)加速度和載荷等響應(yīng)參數(shù)，以探究SSI效應(yīng)對(duì)地震條件下風(fēng)力機(jī)振動(dòng)及載荷的影響。每個(gè)算例的仿真時(shí)長(zhǎng)為680 s，時(shí)間步長(zhǎng)為0.002 s。為降低風(fēng)力機(jī)啟動(dòng)時(shí)瞬態(tài)效應(yīng)的影響，地震載荷在第600 s時(shí)加入。為使結(jié)果表達(dá)簡(jiǎn)潔且不失一般性，僅給出了Northridge地震作用下的時(shí)域響應(yīng)。

(a) 風(fēng)輪平面

(b) 輪轂高度處圖5 不同時(shí)刻風(fēng)輪平面及輪轂高度處風(fēng)速分布

表2 地震實(shí)測(cè)記錄

(a) Northridge-x

(b) Northridge-y

(c) Northridge-z圖6 Northridge地震加速度時(shí)域變化Fig.6 Ground motions of the Northridge earthquake event

4.1 塔頂振動(dòng)特性

在地震作用下，風(fēng)力機(jī)將發(fā)生劇烈振動(dòng)。為研究SSI效應(yīng)對(duì)15 MW風(fēng)力機(jī)地震誘導(dǎo)振動(dòng)的影響，圖7比較了考慮及忽略SSI效應(yīng)2種情況下風(fēng)力機(jī)在正常運(yùn)行時(shí)的塔頂加速度。

(a) 前后加速度

(b) 側(cè)向加速度圖7 正常運(yùn)行工況下塔頂加速度的變化

從圖7可以看出，在地震發(fā)生前，塔頂前后方向加速度在風(fēng)載荷作用下在-0.32～0.16 m/s2內(nèi)波動(dòng)，側(cè)向氣動(dòng)載荷變化較小，塔頂振動(dòng)較微弱。600 s時(shí)發(fā)生地震后，考慮及忽略SSI效應(yīng)2種情況下，塔頂前后加速度均急劇增大，峰值分別為3.63 m/s2和3.90 m/s2。

圖8給出了停機(jī)狀態(tài)下考慮及忽略SSI效應(yīng)時(shí)塔頂加速度的變化情況，此時(shí)發(fā)電機(jī)關(guān)閉且葉片處于順槳狀態(tài)。由圖8可以發(fā)現(xiàn)，考慮及忽略SSI效應(yīng)2種情況下塔頂前后及側(cè)向加速度峰值差別較小，說明SSI效應(yīng)對(duì)停機(jī)狀態(tài)地震誘導(dǎo)塔頂振動(dòng)劇烈程度的影響較小。但需要注意的是，在640 s地震結(jié)束后，考慮SSI效應(yīng)時(shí)的塔頂側(cè)向加速度波動(dòng)明顯更大，前后方向卻未發(fā)生類似情況。620～680 s內(nèi)，考慮及忽略SSI效應(yīng)時(shí)塔頂側(cè)向加速度標(biāo)準(zhǔn)差分別為0.44 m/s2和0.08 m/s2。這主要是因?yàn)楹雎許SI效應(yīng)時(shí)，塔頂振動(dòng)在自身結(jié)構(gòu)阻尼的作用下逐漸減小。而考慮SSI效應(yīng)時(shí)，結(jié)構(gòu)振動(dòng)能量被土壤吸收，而下一循環(huán)又釋放給支撐結(jié)構(gòu)，極大地削弱了結(jié)構(gòu)自身阻尼的耗散作用。而在前后方向，由于存在一定的氣動(dòng)阻尼，可以用于耗散地震激勵(lì)能量。由圖8(a)還可以看出，盡管考慮SSI效應(yīng)時(shí)，在620 s后塔頂前后方向振動(dòng)加速度略微大于忽略SSI效應(yīng)時(shí)，但整體降低的趨勢(shì)較為明顯。這一結(jié)果說明，SSI效應(yīng)對(duì)停機(jī)狀態(tài)下地震誘導(dǎo)塔頂振動(dòng)具有較為顯著的影響。

(a) 前后加速度

(b) 側(cè)向加速度圖8 停機(jī)狀態(tài)下塔頂加速度的變化Fig.8 Tower top acceleration variation under the parked condition

4.2 支撐結(jié)構(gòu)泥面載荷

地震發(fā)生時(shí)，必將導(dǎo)致支撐結(jié)構(gòu)承受載荷劇烈增加，特別是泥面處支撐結(jié)構(gòu)彎矩。圖9為正常運(yùn)行工況下考慮及忽略SSI效應(yīng)時(shí)泥面處支撐結(jié)構(gòu)彎矩變化。從圖9可以看出，地震發(fā)生后支撐結(jié)構(gòu)泥面處面內(nèi)彎矩急劇增大?？紤]SSI效應(yīng)時(shí)，支撐結(jié)構(gòu)彎矩增大更為明顯。由于正常工況下風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)載荷較大，地震對(duì)忽略SSI效應(yīng)時(shí)的面外彎矩影響較小，但考慮SSI效應(yīng)時(shí)面外彎矩顯著增大。考慮和忽略SSI效應(yīng)時(shí)泥面處彎矩最大值分別為777.2 MN·m和540.0 MN·m。這一結(jié)果說明，忽略SSI效應(yīng)會(huì)導(dǎo)致地震極限彎矩預(yù)估值偏低29.6%。

圖10給出了停機(jī)狀態(tài)下考慮及忽略SSI效應(yīng)時(shí)泥面處支撐結(jié)構(gòu)彎矩變化。從圖10可以看出，SSI效應(yīng)對(duì)停機(jī)狀態(tài)地震極限載荷的影響更大?？紤]SSI效應(yīng)時(shí)，泥面處最大彎矩為463.3 MN·m，而忽略SSI效應(yīng)時(shí)為259.2 MN·m。

此外，需要特別注意的是，忽略SSI效應(yīng)時(shí)，面內(nèi)彎矩在地震結(jié)束后逐漸減?。欢紤]SSI效應(yīng)時(shí)，支撐結(jié)構(gòu)彎矩下降速率明顯更低，說明此時(shí)結(jié)構(gòu)自身阻尼無(wú)法消耗地震激勵(lì)能量。結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的作用力被海床吸收并儲(chǔ)存，在結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)至極限狀態(tài)(即變形/位移值最大)時(shí)，轉(zhuǎn)換成對(duì)結(jié)構(gòu)的反作用力，使得結(jié)構(gòu)面內(nèi)彎矩變化幅度一直處于較高水平。

(a) 泥面處面內(nèi)彎矩

(b) 泥面處面外彎矩圖9 正常運(yùn)行時(shí)支撐結(jié)構(gòu)泥面彎矩

(a) 泥面處面內(nèi)彎矩

(b) 泥面處面外彎矩圖10 停機(jī)狀態(tài)下支撐結(jié)構(gòu)泥面彎矩

相反地，在面外方向，由于存在湍流風(fēng)與風(fēng)輪的相互作用，一定程度上增加了氣動(dòng)阻尼，可以耗散地震激勵(lì)能量。盡管考慮SSI效應(yīng)時(shí)的面外彎矩變化幅值大于忽略SSI效應(yīng)時(shí)，但地震結(jié)束后其幅值有明顯下降趨勢(shì)，并在680 s左右與忽略SSI效應(yīng)時(shí)的幅值保持在同一水平。這一結(jié)果說明忽略SSI效應(yīng)會(huì)極大地低估地震載荷對(duì)支撐結(jié)構(gòu)極限載荷及疲勞載荷的影響。同時(shí)也說明，在地震發(fā)生后，應(yīng)該及時(shí)增加阻尼系統(tǒng)，以降低結(jié)構(gòu)面內(nèi)彎矩變化幅值。

4.3 支撐結(jié)構(gòu)泥面極限載荷

為進(jìn)一步說明SSI效應(yīng)對(duì)地震條件下支撐結(jié)構(gòu)載荷的影響，圖11給出了5種地震作用下，考慮及忽略SSI效應(yīng)時(shí)泥面處支撐結(jié)構(gòu)的最大剪切力和彎矩。

(a) 泥面處最大剪切力

(b) 泥面處最大彎矩圖11 不同地震工況下泥面處最大剪切力和彎矩

從圖11可以看出，忽略SSI效應(yīng)時(shí)，不同地震工況下泥面處支撐結(jié)構(gòu)最大剪切力和彎矩均較為接近，而考慮SSI效應(yīng)時(shí)，不同工況之間的差距變大。忽略SSI效應(yīng)導(dǎo)致最大剪切力和彎矩的計(jì)算結(jié)果均偏低。其中，Northridge地震工況下，忽略和考慮SSI效應(yīng)時(shí)的最大剪切力分別為9.68 MN和30.27 MN，忽略SSI效應(yīng)導(dǎo)致剪切力偏低達(dá)到68.0%，在5種地震工況下偏低程度最高。同樣，彎矩偏差也達(dá)到29.6%。這一結(jié)果再次說明風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)中考慮SSI效應(yīng)的必要性。

5 結(jié) 論

(1) SSI效應(yīng)對(duì)地震誘導(dǎo)振動(dòng)劇烈程度影響較弱，但對(duì)停機(jī)狀態(tài)下塔頂側(cè)向振動(dòng)耗散的速度具有一定影響。

(2) 泥面處支撐結(jié)構(gòu)彎矩受到SSI效應(yīng)的影響較大，忽略SSI效應(yīng)時(shí)將導(dǎo)致泥面處彎矩最大值預(yù)估結(jié)果偏低約29.6%。

(3) 忽略SSI效應(yīng)時(shí)，面內(nèi)彎矩計(jì)算值偏低，將會(huì)低估地震激勵(lì)的影響，特別是會(huì)低估地震結(jié)束后的結(jié)構(gòu)疲勞載荷。

(4) 在設(shè)計(jì)地震多發(fā)區(qū)域的海上風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)時(shí)，應(yīng)考慮增加阻尼系統(tǒng)，以及時(shí)降低地震發(fā)生后的面內(nèi)彎矩幅值。