風(fēng)載和地震波聯(lián)合作用下風(fēng)電機組鋼混組合式塔架響應(yīng)控制研究

張棟梁, 湯群益, 李天昊, 付 坤, 彭子騰, 袁中帥

(1.浙江省深遠海風(fēng)電技術(shù)研究重點實驗室，杭州 311122; 2.中國電建集團華東勘測設(shè)計研究院有限公司，杭州 311122)

風(fēng)能作為一種清潔無污染自然能源，分布廣、開采成本低、用之不竭，具有巨大的發(fā)展前景[1-2]。為了更大規(guī)模的利用風(fēng)能，一方面，陸上風(fēng)電市場逐步由傳統(tǒng)風(fēng)資源豐富地區(qū)向低風(fēng)速區(qū)轉(zhuǎn)移，風(fēng)電機組也逐步向大單機容量、大葉輪直徑和更高塔筒方向發(fā)展[3]；另一方面，風(fēng)電市場也同時向著抗震烈度更大、地震發(fā)生頻次更高的地震多發(fā)區(qū)擴展。與此同時，為了解決傳統(tǒng)全鋼柔性鋼塔筒頻率穿越、大擺幅等問題，陸上風(fēng)機塔架設(shè)計中發(fā)展了鋼混組合式塔架結(jié)構(gòu)，簡稱“混塔”結(jié)構(gòu)[4]。混塔下部為混凝土段(由若干段分片預(yù)制的混凝土管片環(huán)向拼接、豎向錯縫安裝而成)，上部為鋼塔筒段(由若干段筒節(jié)焊接而成)，兩者之間通過鋼混過渡段銜接。目前，關(guān)于高聳的混塔結(jié)構(gòu)的減振、隔震等響應(yīng)控制方法的研究仍然不足。在此背景下，對高聳的混塔結(jié)構(gòu)在風(fēng)載荷和地震波聯(lián)合作用下的響應(yīng)特性，以及抗風(fēng)減振、隔震設(shè)計等的研究，可為當(dāng)前和未來工程項目建造提供重要的指導(dǎo)作用。

抗風(fēng)減振設(shè)計中，最常用的減振方法為調(diào)諧質(zhì)量阻尼器。調(diào)諧質(zhì)量阻尼器(single tuned mass damper,STMD)的主要機理是通過彈簧和黏滯阻尼器將質(zhì)量塊連接到受控結(jié)構(gòu)[5], 使阻尼器固有振動頻率與主結(jié)構(gòu)所控制的振型頻率調(diào)諧達到控制的目的。STMD一般針對結(jié)構(gòu)的一階頻率進行調(diào)諧，適用的有效頻帶較窄，且魯棒性較差。針對STMD的缺點，后續(xù)學(xué)者提出了多重調(diào)諧質(zhì)量阻尼器(multiple tuned mass damper,MTMDs)的概念[6]，以實現(xiàn)對結(jié)構(gòu)的前幾階主頻率都可控制。國內(nèi)外學(xué)者基于上述兩種模型，提出了大量數(shù)值優(yōu)化措施，得到了大量的工程應(yīng)用[7-8]。然而STMD和MTMDs均需安置在結(jié)構(gòu)頂層，這無疑增加了施工難度。Elias等[9]提出了分布式多重調(diào)諧質(zhì)量阻尼器(distributed multiple tuned mass damper,D-MTMDs)的方案，將質(zhì)量調(diào)諧阻尼器(TMD)沿著結(jié)構(gòu)各階振型的幅值處安置，方便TMD的現(xiàn)場施工和后期使用。汪權(quán)等[10]通過研究發(fā)現(xiàn)D-MTMDs比MTMDs和STMD具有更好的控制效果和魯棒性；Elias等[11-12]通過數(shù)值模擬，也得出了相同結(jié)論；其它類似的研究也都證明了D-MTMDs的有效性。此外，在傳統(tǒng)抗震設(shè)計方面，最常用到隔震結(jié)構(gòu)體系，是通過設(shè)置隔震層來吸收并消耗地震能量，減小結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)，確保結(jié)構(gòu)的安全[13]。用于工程中的隔震裝置主要為隔震支座和阻尼器，需以相應(yīng)力學(xué)響應(yīng)(包括豎向剛度、水平剛度和屈服荷載，等)對隔震效果進行評判[14]。目前，關(guān)于采用隔震措施對高層建筑結(jié)構(gòu)風(fēng)振響應(yīng)控制的研究非常稀缺。

基于上述混塔風(fēng)電機組的應(yīng)用背景，本文采用基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)、STMD和D-MTMDs結(jié)構(gòu)等控制手段對處于脈動風(fēng)載荷以及風(fēng)載荷、地震波聯(lián)合作用下的鋼混組合式塔架的響應(yīng)進行控制，旨在研究不同控制策略下的控制特性。在此基礎(chǔ)上，本文提出了一種采用基礎(chǔ)隔震和D-MTMDs進行組合控制的混合控制結(jié)構(gòu)，以探究其在相應(yīng)工況下的控制特性。最后，本文引入了七種評價指標(biāo)，對各控制方法效果進行了評估。

1 鋼混組合式塔架的建模和模態(tài)分析

1.1 鋼混組合式塔架的有限元模型

本文所研究的混塔結(jié)構(gòu)取自實際的工程項目，其主要由底部的混凝土塔筒段、中部的鋼混過渡段以及上部鋼塔筒段三部分組成?；焖Y(jié)構(gòu)總高137.5 m，其中混凝土段和鋼筒段分別高90.6 m和45.4 m。整個混凝土段又由 30小段構(gòu)成，每小段由 4片弧狀的預(yù)制混凝土管拼接而成。整個鋼筒段則由兩大段鋼筒通過法蘭盤和螺栓連接形成，每大段鋼筒也由若干小段組合而成。鋼混過渡段位于混凝土段和鋼筒段之間，高1.5 m。整個混凝土段與地面固接，底部直徑為8.43 m，頂部直徑為4.62 m，鋼筒段底部直徑為4.40 m，頂部直徑為3.55 m，各段壁厚隨高度變化。風(fēng)機的機艙和葉片總重211.175 t，其質(zhì)心高度139.612 m，與混塔中心軸的偏心距為3.674 m。

采用大型通用有限元軟件 ANSYS 對鋼混組合式塔架結(jié)構(gòu)進行建模。混塔底部的混凝土塔筒段采用實體單元 Solid65，該單元能很好的刻畫鋼筋混凝土材料的力學(xué)特性；中段的鋼混過渡段以及上部的鋼筒段均采用 Shell181殼單元，該單元能較好的模擬薄到中等厚度的殼體的力學(xué)特性；對于實體單元和殼單元的接觸部分采用多點約束(MPC)法[15]，建立多點的約束方程來實現(xiàn)上下部分的接觸連接。Murtagh等[16]通過研究發(fā)現(xiàn)，頂部機艙和葉片的體積、形狀等因素對塔筒震動特性的影響十分微弱，在分析塔筒的響應(yīng)時可將其簡化為一個質(zhì)量點(下稱機頭)。本文參考了Murtagh的工作，將機艙和葉片等效為一個質(zhì)量點，采用 Mass21單元進行模擬，并將其與鋼筒段的頂部進行耦合約束。鑒于本文主要考慮的是外源激勵作用下混塔的響應(yīng)控制，因此不考慮(soil-structure instruction,SSI)效應(yīng)對結(jié)構(gòu)的影響，將混凝土段底部固定約束到地面上[17]。圖1所示為混塔結(jié)構(gòu)的三維結(jié)構(gòu)示意圖和有限元模型。所采用的材料均選自實際項目，根據(jù)GB 50010—2002《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》可得相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)材料的參數(shù)，具體參數(shù)及單元類型見表1。

(a)

表1 有限元建模材料參數(shù)及單元類型

1.2 模態(tài)分析

模態(tài)分析是后續(xù)的減振控制TMD分析的基礎(chǔ)，因此首先通過模態(tài)計算求得了混塔結(jié)構(gòu)的前10階模態(tài)和頻率。當(dāng)前混塔的前10階模態(tài)的頻率和Y向的累計質(zhì)量分數(shù)列于表2中。

表2 混塔的固有頻率

2 鋼混組合式塔架外源激勵

2.1 風(fēng)載荷的數(shù)值模擬

沿塔筒高度分布的風(fēng)載荷時程，主要由沿高度分布的風(fēng)速時程決定。因此，對風(fēng)載響應(yīng)分析的首要條件是獲取相應(yīng)的風(fēng)速時程。風(fēng)對結(jié)構(gòu)的作用可分為平均風(fēng)作用和脈動風(fēng)作用兩部分[18-19]。其中，平均風(fēng)周期長基本不隨時間變化；而脈動風(fēng)周期短，隨時間改變，且在空間分布復(fù)雜。

2.1.1 平均風(fēng)特性

(1)

2.1.2 脈動風(fēng)特性

自然的脈動風(fēng)可以近似為平穩(wěn)各態(tài)歷經(jīng)的正態(tài)隨機過程。通常而言，可采用自功率譜和互功率譜對脈動風(fēng)進行描述。根據(jù)《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》，本文采用的脈動風(fēng)自功率譜為Davenport譜[20]，其表達形式如式(2)所示

(2)

(3)

Coh(r,f)=

(4)

式中:r代表兩點間的距離;(y1,z1)和(y2,z2)代表迎風(fēng)面上二點的坐標(biāo);Cy和Cz代表空間相關(guān)性的衰減系數(shù);一般取Cy=16;Cz=10。結(jié)合式(4)，則可得到脈動風(fēng)的互功率譜，如式(5)所示

(5)

p1和p2分別指代空間兩點。

本文基于AR線性濾波法對脈動風(fēng)速時程進行模擬，AR模型中，空間m個點的脈動風(fēng)速時程向量V(t)可表示為

(6)

式中:V(t)=[v1(t),v2(t),v3(t),…,vm(t)]T;Ψk為AR模型的m×m階回歸系數(shù)矩陣;P為AR模型的階數(shù)(本文取P=4);Δt為模擬的時間步長;N(t)為獨立隨機過程向量;其表達式為

N(t)=L·n(t)

(7)

式中：L為m階下三角矩陣;n(t)=[n1(t),n2(t),n3(t),…,nm(t)]T為m個均值為0;方差為1;且彼此相互獨立的正態(tài)隨機過程。通過數(shù)學(xué)運算處理，可將式(6)寫成[22]

(8)

式中：Ψ=[I,Ψ1,Ψ1,…,Ψp]T為(p+1)m×m階矩陣;I為m階單位矩陣;RN為m×m階協(xié)方差矩陣;OP為pm×m階零矩陣;R為(p+1)m×(p+1)m階自相關(guān)矩陣。R的具體形式為

(9)

式(9)中，Rij(kΔt)是時滯為kΔt時的m×m階空間脈動風(fēng)速互相關(guān)函數(shù)方陣(i=1,2,…,p+1;j=1,2,…,p+1)。根據(jù)維納-辛欽公式，Rij(kΔt)由下式可得

(10)

式中:Sij(f)為脈動風(fēng)的互功率譜，參照上文中的式(4)和式(5)；Sii(f)為脈動風(fēng)的自功率譜,參照上文中的式(2)和式(3)。求解式(8)可得到AR模型的回歸系數(shù)矩陣Ψk，以及RN。對RN進行Cholesky矩陣分解，便可得到下三角矩陣L，代入式(7)中便可求得隨機過程N(t)。最終，將求得的各式代入式(6)中進行迭代求解，便可得到隨機脈動風(fēng)場V(t)。

本文模擬風(fēng)速時程500 s，頻率范圍為0.002～25 Hz，時間步長Δt=0.02 s。

2.1.3 脈動風(fēng)荷載的數(shù)值模擬

如圖2所示，在混塔結(jié)構(gòu)沿高度方向上取一系列風(fēng)載荷計算點。整個結(jié)構(gòu)被分為16段，每段內(nèi)的脈動風(fēng)分量和平均風(fēng)分量可認為是一致的[23]。

圖2 混塔結(jié)構(gòu)的風(fēng)載荷和地震波作用

采用Matlab數(shù)值計算軟件，依照上文中給定的參數(shù)和數(shù)值算法，模擬得到各段的脈動風(fēng)風(fēng)速時程曲線。限于篇幅，本文中僅給出混凝土段底部以及鋼筒段頂部的風(fēng)速時程，如圖3(a)和3(c)所示。圖3(b)和3(d)為樣本功率譜與目標(biāo)功率譜的對比圖，從圖中可知模擬風(fēng)速計算功率譜與目標(biāo)譜吻合較好。因此，利用AR法在本文選取參數(shù)下得到的風(fēng)速是可行的。

(a)

作用在每段混塔結(jié)構(gòu)上的風(fēng)載荷Fi(t)可由式(11)計算

(11)

(a) 混凝土段底部

2.2 地震波的選取

本文研究的混塔結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計場地類別為Ⅱ類，設(shè)計地震分組為第二組，設(shè)計基本地震加速度為 0.15g。選用Elcentro波作為輸入的地震波。該波的加速度值較大，頻帶較寬，持續(xù)時間適中，適合于中軟場地土；在相同的加速度情況下，它的波形能產(chǎn)生更大的地震反應(yīng)，更適合本文對各種隔震、減振措施的評估。參照GB 50011—2010 《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》，按照7度罕遇地震設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)(310 cm/s2)，對時程分析所用地震加速度時程的最大值進行調(diào)幅處理，圖5所示為調(diào)幅后所采用的的 Elcentro波的時程曲線圖。

圖5 Elcentro波時程曲線

本文主要考慮混塔結(jié)構(gòu)在水平方向上的響應(yīng)及其控制，并在最不利方向Y向上輸入風(fēng)載荷和地震波。整個結(jié)構(gòu)在外部激勵作用下的示意圖可參見圖2。

3 隔震模型和減振模型

3.1 STMD 和 D-MTMDs 減振模型

STMD的主要設(shè)置的參數(shù)包過質(zhì)量比μ，阻尼比ξ，頻率比f，等。國內(nèi)外有大量的文獻研究STMD的參數(shù)取值[24-25]。一般而言，對于混塔等高聳結(jié)構(gòu)，μ可取1%到5%，本文中取μ取2%。阻尼比為[26]

(12)

頻率比f為(本文取f=1)

f=ω/ωs

(13)

式中：ω為TMD的固有頻率；ωs為混塔主結(jié)構(gòu)的主頻率。 因此，TMD的彈簧剛度和阻尼系數(shù)為

k=mω2

(14)

c=2mωζ

(15)

m=μms

(16)

式中，m為TMD質(zhì)量塊的重量，ms為混塔主結(jié)構(gòu)的質(zhì)量。結(jié)合式(12)到式(16)，可求得所有TMD的參數(shù)。D-MTMDs由n個TMD組成，每個TMD的頻率為

(17)

ωi和Ωi分別為TMD和受控前的主結(jié)構(gòu)的主頻率。所有的調(diào)諧頻率比均可設(shè)置為fi=1。每個TMD的質(zhì)量mi取相同的值，可以寫為

(18)

式中，mt是所有TMD的質(zhì)量總和。質(zhì)量比的計算公式參照式(16)。因此每個TMD單元的剛度為

(19)

所有TMD單元的阻尼比ξd均保持一致，因此其阻尼系數(shù)為

ci=2ξdmiωi

(20)

對于D-MTMDs,每個TMD均安置于相應(yīng)模態(tài)歸一化振型的振幅最大位置，每個TMD的頻率均調(diào)整至結(jié)構(gòu)相應(yīng)模態(tài)的固有頻率。通常而言，需控制的模態(tài)階數(shù)，需滿足在相應(yīng)方向上累積質(zhì)量分數(shù)≥90%的原則。根據(jù)表2所示的Y向的模態(tài)累積質(zhì)量分數(shù)，需控制的模態(tài)分別對應(yīng)總模態(tài)的 2、3、5階。圖6給出了混塔結(jié)構(gòu)Y向的前3階模態(tài)(總模態(tài)中的2、3、5階)的歸一化振型圖，可根據(jù)該圖在塔筒高度方向上最大振幅處安置 TMD。為了評估STMD和D-MTMDs的控制效果，二者的總質(zhì)量比均取2%。

圖6 混塔Y向前3階模態(tài)歸一化模態(tài)振型圖

STMD和D-MTMDs相應(yīng)的參數(shù)設(shè)置如表3所示。本文采用Mass21質(zhì)量單元模擬TMD的質(zhì)量塊，采用Combin14單元模擬彈簧和黏滯阻尼器。每個質(zhì)量塊均由兩根彈簧和黏滯阻尼器連至主結(jié)構(gòu)(參見圖8)，所以表3、4中的k、c值為Combin14單元實際參數(shù)取值的2倍。

表3 STMD 的最優(yōu)化參數(shù)(質(zhì)量比μ=0.02)

表4 D-MTMDs的最優(yōu)化參數(shù)(質(zhì)量比μ=0.02)

3.2 隔震模型

隔震裝置的選取和參數(shù)的設(shè)置是建立隔震模型的關(guān)鍵。本文采用隔震支座來建立隔震模型，如圖7(a)所示。本文選取鉛芯疊層橡膠支座，其力學(xué)特性可簡化為雙線性模型[27]，其屈服前的剛度Ke和屈服后的剛度Kp為

(21)

式中：(Fy,uy)為隔震支座的屈服點，F(xiàn)y為屈服力，uy為相應(yīng)的屈服位移；Fb為隔震支座的恢復(fù)力，ub為相應(yīng)的位移。圖7(a)中虛線代表的是雙線性模型的等效剛度Keq。

(a)

圖7(a)中所示的隔震支座的力學(xué)特性，并不能直接采用ANSYS中現(xiàn)有單元實現(xiàn)。因此，我們基于該雙線性力學(xué)模型，采用非線性彈簧單元 Combin40和線性彈簧單元Combin14，對隔震支座進行模擬。其中，Combin40單元可模擬隔震支座在兩個水平方向的動力特性以及水平向的黏滯阻尼特性，而Combin14可模擬相應(yīng)的豎向剛度。隔震支座的ANSYS力學(xué)模型簡圖，如圖7(b)所示。

參照《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》，結(jié)合上文所提到的混塔所處地的場地條件、特征周期、以及結(jié)構(gòu)的自重等條件，可以計算得到隔震層的總剛度，進而確定隔震支座的個數(shù)以及組合單元的實常數(shù)，相應(yīng)的值如表5所示。如圖8所示，將128個隔震支座單元置于混筒底部與地面之間的位置，下部節(jié)點視作與地面形成了固定約束，約束其所有的自由度。

表5 隔震支座單元實常數(shù)設(shè)置

3.3 隔震與D-MTMDs混合控制模型的建立

本文提出了由隔震模型和D-MTMDs組合的混合控制模型，其中隔震層單元和TMD單元的單元類型與原始的隔震和TMD單元保持一致。值得注意的是，隔震層單元改變了混塔的模態(tài)振型和頻率。因此，混合控制模型中TMD單元的頻率以及相應(yīng)的位置需進行調(diào)整。具體的實現(xiàn)方法與上文所述方法保持一致，在此不做贅述。

4 模型評估與討論分析

依據(jù)風(fēng)載時程曲線和地震波時程曲線，我們分別對未受控(抗震)和受控結(jié)構(gòu)施加70 s載荷時程，時間步長設(shè)為0.02 s。對于風(fēng)載和地震波聯(lián)合的情況，地震波在第30 s時開始施加，65 s時結(jié)束，來模擬初始僅有風(fēng)載作用在地震波的突然加載情形下混塔結(jié)構(gòu)的整體響應(yīng)。

圖8 隔震支座和TMD的力學(xué)模型及安置位置

圖9(a)為抗震結(jié)構(gòu)(即，不含隔震和減振措施)在只受風(fēng)載作用，以及在風(fēng)和地震波聯(lián)合作用下機頭的位移響應(yīng)曲線，圖9(b)為相應(yīng)的加速度響應(yīng)曲線。從圖9可以看出，風(fēng)載荷作用下(0～70 s)結(jié)構(gòu)的位移和加速度時程曲線變化較緩，峰值位移出現(xiàn)在t=30 s時，其值為0.24 m；在聯(lián)合載荷作用下，峰值位移在t=65 s時達到了0.76 m。另外，如圖9(b)所示，當(dāng)混塔受聯(lián)合載荷作用時，機頭的峰值加速度可達7.6 m/s2，而風(fēng)載作用下峰值加速度僅為0.86 m/s2。當(dāng)?shù)卣鸩ㄗ饔煤?t>30 s)，加速度曲線的變化十分劇烈。因此，采用一系列隔震和減振措施，對混塔在聯(lián)合載荷作用下的響應(yīng)進行控制是十分有必要的。

1.2.2 對于新入院患者，由專業(yè)的護理人員對患者進行病情評估，分析患者的個性化差異，為患者制定具有針對性的健康教育護理計劃，使下一步的護理措施能夠按正常順序進行。

(a) 位移時程

4.1 隔震模型、TMD減振模型及混合控制模型的動態(tài)響應(yīng)分析

圖10(a)和10(b)為混塔的抗震模型、以及其在STMD和D-MTMDs的控制下機頭位置的位移和加速度時程曲線。從圖中可以看出，安置STMD和D-MTMDs后，機頭位置的位移和加速度響應(yīng)均得到了控制。STMD和D-MTMDs對機頭位移的控制效果相當(dāng)，在t>57 s后D-MTMDs的控制效果更好；但在加速度響應(yīng)方面，D-MTMDs全程的控制效果均好于STMD?？傮w來說，D-MTMDs的控制效果好于STMD，這也驗證了Elias以及汪權(quán)等人的工作。在后續(xù)更具體的分析中，均采用D-MTMDs策略進行TMD類型減振模型的分析。

(a) 位移時程

圖11為混塔的抗震結(jié)構(gòu)以及其在各種隔震、減振措施下機頭的位移和加速度時程曲線。如圖所示，僅有基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)情況下，在t<30 s時，其頂部機頭的位移和加速度控制效果變得更差，最大的位移峰值可達0.48 m(抗震結(jié)構(gòu)的峰值位移僅為0.21 m)。需注意的是，此處并未排除隔震層本身的位移，實際的控制效果會稍好于圖示結(jié)果。t>30 s時，機頭的位移和加速度都得到了相應(yīng)的控制。這也說明，相較風(fēng)載輸入的能量，隔震結(jié)構(gòu)對于底部輸入的地震波能量有著更好的耗散和阻絕效果。對于D-MTMDs結(jié)構(gòu)，在任何階段機頭的位移和加速度都得到了很好的控制，t>50 s后控制效果變得更好。相較抗震結(jié)構(gòu)，(機頭峰值位移為0.71 m、峰值加速度為7.25 m/s2)，其機頭的峰值位移機頭峰值位移為0.50 m、峰值加速度為3.26 m/s2，因此，其機頭峰值位移和加速度的降低率分別可達28.9%和54.9%。對于混合控制結(jié)構(gòu)，由于隔震層位移的影響，其對機頭位移的控制率要略差于D-MTMDs，卻明顯好于基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)；在機頭加速度控制中，t<50 s時，混合控制結(jié)構(gòu)的控制效果最好；t>50 s后，D-MTMDs的控制效果則略好于混合控制結(jié)構(gòu)。

(a) 位移時程

圖12為混塔抗震結(jié)構(gòu)和受控結(jié)構(gòu)下，基底的彎矩和剪力時程曲線。t<30 s時，基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)對混塔基底的彎矩和剪力幅值并未起到相應(yīng)的控制作用，但減緩了響應(yīng)的改變速度。當(dāng)?shù)卣鸩ㄒ霑r，混塔基底的剪力和彎矩響應(yīng)明顯得到了控制。尤其地震波加載初期(30～45 s)，基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的控制效果要好于D-MTMDs。這也表明了，隔震層對地震波的控制效果更佳。在t<30 s時的風(fēng)振作用下，D-MTMDs結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出了良好的減振性能：基底的彎矩和剪力時程的幅值要明顯小于抗震結(jié)構(gòu)和基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的幅值。在地震波加載初期，D-MTMDs控制效果略微下降，到t>50 s后其控制效果逐漸回歸到較好的水平。混合控制結(jié)構(gòu)則結(jié)合了上述二種方法的優(yōu)點，在風(fēng)振作用下與D-MTMDs的控制效果相當(dāng)；在地震波加載初期，其控制效果好于任何其他的控制方式，整個加載時間彎矩和剪力的變化最為緩和。

(a) 彎矩時程

圖13為混塔在受控和未受控結(jié)構(gòu)下的峰值位移和加速度沿整個結(jié)構(gòu)高度的變化，以此更好的表征結(jié)構(gòu)整體的響應(yīng)情況。如圖所示，對混塔絕對峰值位移控制效果最好的是D-MTMDs結(jié)構(gòu)。需注意的是，在高度為z=0時，混合控制結(jié)構(gòu)和基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的峰值位移分別為0.14 m和0.28 m。這是由隔震層位移的影響導(dǎo)致的：隔震層的隔震支座作為耗能元件，發(fā)生較大位移是符合預(yù)先設(shè)想的。對于混塔層間的相對位移控制，在混凝土段，混合控制結(jié)構(gòu)的控制效果要好于D-MTMDs結(jié)構(gòu)的控制效果；而在鋼筒段D-MTMDs的控制效果更好。如圖13(b)所示，對于加速度響應(yīng)控制效果最好的為混合控制結(jié)構(gòu)，其次為基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)。這說明，在較為劇烈的地震波加載的狀況下，隔震層的確能耗散大部分能量，而TMD單元的耗散效果不如隔震層。因此，D-MTMDs結(jié)構(gòu)的控制效果不如前述二者。但相對于抗震結(jié)構(gòu)，三者對加速度的控制效果均十分顯著。

(a) 峰值位移

4.2 控制效果評價指標(biāo)與分析

為了更好的評價各模型對混塔的控制效果，現(xiàn)引入如下J1到J7七種控制指標(biāo)

(22)

(23)

(24)

(25)

(26)

(27)

(28)

圖14給出了不同控制方法下七種評價指標(biāo)的值，值越小說明控制效果越好。J1和J2表征了各受控結(jié)構(gòu)對混塔的相對位移和加速度的控制效果?？梢钥闯?，在所提出的控制方法中，基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)對整體位移的控制效果更好，J1值僅為46.7%；混合控制結(jié)構(gòu)對整體位移響應(yīng)的控制與基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)相當(dāng)，J1值為47.2%。混合控制結(jié)構(gòu)對整體的加速度響應(yīng)控制效果更好，J2值為30.6%，基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)次之，為38.5%。相較另外兩種受控結(jié)構(gòu)，D-MTMDs在結(jié)構(gòu)整體的位移和加速度的控制效果略差，但相較于抗震結(jié)構(gòu)仍有著不錯的控制效果。J3和J4表征了各受控結(jié)構(gòu)對塔頂機頭的峰值位移和峰值加速度的控制效果。其中，D-MTMDs結(jié)構(gòu)對機頭的峰值位移控制效果更好，J3值僅為52.6 %?；A(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)造成了機頭峰值位移的增大，達到101.9%?；旌峡刂平Y(jié)構(gòu)對機頭的峰值加速度的控制效果更好，J4值為45%；D-MTMDs結(jié)構(gòu)的控制效果次之，為69.7%。J5表征了各受控結(jié)構(gòu)對基底峰值剪力的控制效果。其中，混合控制結(jié)構(gòu)的控制效果更好，峰值剪力僅為原結(jié)構(gòu)的23.5%；基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)和D-MTMDs結(jié)構(gòu)的控制效果相當(dāng)，J5值分別為44.2%和49.4%。J6和J7表征了各受控結(jié)構(gòu)對塔頂機頭的均方根位移和均方根加速度的控制效果，即：機頭整個時間歷程內(nèi)機頭整體的位移和加速度的強弱體現(xiàn)。從圖14中可以看到，D-MTMDs結(jié)構(gòu)對機頭位移的均方根的控制效果更好，機頭整體的位移下降了51%；基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)仍會加大機頭的位移響應(yīng)，與J3指標(biāo)類似。這是由于隔震層加大了機頭的絕對位移。對于機頭的均方根加速度，混合控制結(jié)構(gòu)的控制效果更好，J7值僅為34.3%。整體上看，在J1到J7七種控制指標(biāo)的評價體系下，混合控制結(jié)構(gòu)均顯示優(yōu)異的控制效果。

圖14 各受控模型評價指標(biāo)柱狀圖

5 結(jié) 論

本文探究了鋼混組合式塔架在脈動風(fēng)載荷和地震波聯(lián)合作用下的響應(yīng)特點，通過七種評價指標(biāo)評估了基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)、D-MTMDs結(jié)構(gòu)以及二者的混合控制結(jié)構(gòu)對鋼混組合式塔架響應(yīng)的控制效果。本文結(jié)論如下：

(1) 相較于風(fēng)載荷單獨作用的工況，風(fēng)載荷和地震波聯(lián)合作用下結(jié)構(gòu)的響應(yīng)更劇烈。采用合適的控制方法，對結(jié)構(gòu)在風(fēng)載單獨作用和風(fēng)載荷、地震波聯(lián)合作用下的響應(yīng)同時進行控制是迫切且有必要的；

(2) STMD和D-MTMDs二者對風(fēng)載的控制效果更佳，且D-MTMDs的控制效果要明顯好于STMD。D-MTMDs對結(jié)構(gòu)頂部的機頭的峰值位移和均方根位移的控制效果最佳，能極大的控制結(jié)構(gòu)的峰值位移；

(3) 基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)對結(jié)構(gòu)整體的層間位移控制效果最佳，但對結(jié)構(gòu)頂部機頭的峰值位移和均方根位移控制效果差。同時，基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)對頂部機頭的峰值加速度和均方根加速度響應(yīng)控制效果也弱于另外二種控制方式；

(4) 隔震結(jié)構(gòu)和D-MTMDs組合的混合控制結(jié)構(gòu)綜合了二者的控制優(yōu)點，不僅能對風(fēng)載進行良好的控制，對風(fēng)載和地震波聯(lián)合作用的控制效果也非常顯著，可發(fā)揮優(yōu)異的綜合控制性能。