近場地震作用下近海單樁風(fēng)機(jī)動(dòng)力響應(yīng)分析

徐亞洲， 段 靜

(西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，西安 710055)

近年來，隨著風(fēng)能開發(fā)技術(shù)的逐漸成熟，海上風(fēng)機(jī)裝機(jī)容量不斷攀升。全球風(fēng)能協(xié)會(Global Wind Energy Council，GWEC)在2020年度報(bào)告中指出，2019年全球海上風(fēng)電創(chuàng)紀(jì)錄新增裝機(jī)容量6.1 GW，我國以2.4 GW再次成為海上風(fēng)電新增裝機(jī)最多的國家[1]。但是，我國風(fēng)能資源豐富的東南沿海位于環(huán)太平洋地震帶，復(fù)雜的環(huán)境荷載和頻發(fā)的地震災(zāi)害將制約風(fēng)電的發(fā)展。因此，開展近海風(fēng)機(jī)抗震研究具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。

國內(nèi)外學(xué)者對地震作用下風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)做了大量研究。Bozeos等[2-3]將風(fēng)輪和機(jī)艙簡化為集中質(zhì)量點(diǎn)，建立簡化有限元模型，對風(fēng)機(jī)塔架進(jìn)行了地震響應(yīng)分析，指出在進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮地震作用。戴靠山等[4]利用ABAQUS軟件建立某1.5 MW風(fēng)機(jī)精細(xì)化模型，探討了風(fēng)機(jī)塔筒在極端動(dòng)荷載作用下的破壞規(guī)律。賀廣零等[5-6]基于多體動(dòng)力學(xué)基本理論，建立了風(fēng)機(jī)高塔系統(tǒng)“槳葉-機(jī)艙-塔體-基礎(chǔ)”一體模型，研究發(fā)現(xiàn)考慮SSI效應(yīng)在一定程度上會放大結(jié)構(gòu)的響應(yīng)。楊陽等[7]基于FAST軟件預(yù)留接口，采用Wolf方法[8]建立風(fēng)機(jī)土-結(jié)相互作用模型，分析了風(fēng)機(jī)在湍流風(fēng)和地震聯(lián)合作用下的動(dòng)力響應(yīng)。李穎等[9-10]通過數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，風(fēng)、波浪和地震聯(lián)合作用時(shí)風(fēng)機(jī)響應(yīng)存在明顯的耦合效應(yīng)。席仁強(qiáng)等[11]分析了風(fēng)浪荷載對海上風(fēng)機(jī)地震響應(yīng)的影響?？紤]到近場脈沖型地震動(dòng)對結(jié)構(gòu)破壞性更大，徐亞洲等[12-14]開展了某2 MW風(fēng)機(jī)的縮尺振動(dòng)臺實(shí)驗(yàn)，分析了近場地震動(dòng)速度脈沖對風(fēng)機(jī)動(dòng)力響應(yīng)的影響。

上述研究多集中于陸上風(fēng)機(jī)在近場或遠(yuǎn)場地震下的動(dòng)力響應(yīng)，而對近海風(fēng)機(jī)在近場地震下的研究較少。考慮到近場地震中存在脈沖型地震動(dòng)，其伴隨較大的速度脈沖和具有較長的周期，對風(fēng)機(jī)這類長周期結(jié)構(gòu)有較大的破壞力。并且近海風(fēng)機(jī)所處環(huán)境復(fù)雜，常年受到風(fēng)浪荷載作用，地震發(fā)生時(shí)風(fēng)機(jī)將存在更多的安全隱患。因此，有必要研究風(fēng)-浪-地震耦合效應(yīng)以及速度脈沖對近海風(fēng)機(jī)動(dòng)力響應(yīng)的影響。

針對以上問題，本文基于開源軟件FAST[15]自編程開發(fā)地震分析模塊，形成具有地震載荷計(jì)算功能的耦合仿真軟件FAST-S，并利用Seismic和ABAQUS來驗(yàn)證該模塊的計(jì)算精度和可靠性。隨后通過軟件預(yù)留子程序開發(fā)土-結(jié)相互作用模塊，建立考慮SSI效應(yīng)的5 MW近海單樁風(fēng)機(jī)模型，并分析風(fēng)、波浪和地震之間的耦合效應(yīng)以及研究近場地震動(dòng)速度脈沖對風(fēng)機(jī)支撐結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響。

1 FAST-S的開發(fā)與驗(yàn)證

1.1 FAST仿真平臺介紹

FAST是美國可再生能源實(shí)驗(yàn)室(National Renewable Energy Laboratory，NREL)開發(fā)的專用于水平軸風(fēng)機(jī)仿真計(jì)算的開源軟件。早期版本FAST v7集氣動(dòng)模塊、水動(dòng)模塊、伺服控制和結(jié)構(gòu)計(jì)算模塊于一體。其中，氣動(dòng)模塊通過葉素動(dòng)量理論和廣義動(dòng)態(tài)尾跡理論計(jì)算氣動(dòng)載荷，并考慮動(dòng)態(tài)失速模型對氣動(dòng)力的修正；水動(dòng)模塊采用Airy波浪理論和Morison方程計(jì)算水動(dòng)力；結(jié)構(gòu)模塊基于剛?cè)峄旌隙囿w動(dòng)力學(xué)和線性模態(tài)法，通過Kane方法建立動(dòng)力學(xué)方程，使用四階Runge-Kutta法和Adams-Bashforth預(yù)測-校正方法對方程求解。該軟件具有較高的認(rèn)可度，被各國研究學(xué)者廣泛使用。

FAST使用Kane方法建立動(dòng)力學(xué)方程，然后通過數(shù)值積分進(jìn)行求解。對于具有p個(gè)自由度的風(fēng)機(jī)系統(tǒng)，其動(dòng)力學(xué)方程可以表示為

(1)

其中，廣義慣性力受質(zhì)量、線性加速度和角加速度的影響。所有具有質(zhì)量的部件對風(fēng)機(jī)系統(tǒng)所受廣義慣性力的貢獻(xiàn)如下

(r=1,2,…,p)

(2)

廣義主動(dòng)力由作用在風(fēng)機(jī)系統(tǒng)上的幾種不同類型的力產(chǎn)生。這些力包括：氣動(dòng)力、水動(dòng)力、重力、柔性體的彈性恢復(fù)力等。其表達(dá)式如下所示

Fr=Fr|aero+Fr|hydro+Fr|grav+Fr|elastic+Fr|others

(r=1,2,…,p)

(3)

當(dāng)計(jì)算出所有的廣義主動(dòng)力和廣義慣性力，將式(2)和(3)代入式(1)得到風(fēng)機(jī)系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)方程，其矩陣形式為

(4)

該方程求解時(shí)采用四階Adams-Bashforth預(yù)測-校正方法，由于該方法不是自發(fā)性的，前四個(gè)時(shí)間步采用四階Runge-Kutta法求解。

1.2 地震分析模塊的開發(fā)

針對FAST早期版本無地震分析模塊這一問題，密蘇里科技大學(xué)Prowell在NREL支持下設(shè)計(jì)和開發(fā)了地震分析軟件Seismic[16]，并采用OpenSees驗(yàn)證了其計(jì)算精度和可靠性。Seismic通過修改子程序UserPtfmLD，利用阻尼彈簧振子來模擬地震引起的基底運(yùn)動(dòng)。該方法具有一定的局限性：阻尼彈簧振子的頻率和阻尼比嚴(yán)重依賴于經(jīng)驗(yàn)取值，對于不同的風(fēng)機(jī)，其計(jì)算結(jié)果會受到影響；該軟件的開發(fā)思路目前不支持土-結(jié)相互作用，對位于軟弱土層的近海風(fēng)機(jī)適用性較低，多用于固定的陸上風(fēng)機(jī)地震仿真計(jì)算。

為打破上述局限，本文借鑒結(jié)構(gòu)計(jì)算模塊對氣動(dòng)力和水動(dòng)力的處理方法，將地震作用以等效地震力的形式施加在風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)上，來實(shí)現(xiàn)在FAST v7中添加地震分析功能。該方法避免了經(jīng)驗(yàn)取值帶來的計(jì)算誤差并支持土-結(jié)模型的開發(fā)，同時(shí)適用于陸上和海上風(fēng)機(jī)的抗震分析，具有更高的適用性。

二次開發(fā)的思路是將地震荷載以主動(dòng)力的形式施加在風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)上。地震力所產(chǎn)生的廣義主動(dòng)力Fr|seismic由以下幾部分組成

Fr|seismic=Fr|seisX+Fr|seisT+Fr|seisN+Fr|seisH+Fr|seisB

(r=1,2,…,p)

(5)

式中，F(xiàn)r|seisX、Fr|seisT、Fr|seisN、Fr|seisH、Fr|seisB分別為作用在風(fēng)機(jī)系統(tǒng)基礎(chǔ)平臺、塔架、機(jī)艙、輪轂和葉片上的地震力所產(chǎn)生的廣義主動(dòng)力。其具體計(jì)算公式如下：

(6)

(7)

(8)

(9)

(10)

基于上述公式的推導(dǎo)，通過修改和擴(kuò)充FAST.f90、FAST_IO.f90和FAST_Mods.f90源文件，將地震力產(chǎn)生的廣義主動(dòng)力Fr|Seismic代入式(1)的廣義主動(dòng)力項(xiàng)中，即可實(shí)現(xiàn)地震分析模塊的添加，形成具有地震計(jì)算功能的耦合仿真軟件FAST-S。該軟件各模塊的邏輯結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 FAST-S

1.3 地震分析模塊的驗(yàn)證

選擇Prowell開發(fā)的地震分析軟件Seismic和有限元軟件ABAQUS來驗(yàn)證地震分析模塊的計(jì)算精度。由于Seismic多用于陸上風(fēng)機(jī)抗震分析，因此選擇NREL 5 MW[17]陸基風(fēng)機(jī)為驗(yàn)證機(jī)型，以1940 Imperial Valley地震動(dòng)作為激勵(lì)，在400 s時(shí)輸入地震動(dòng)，計(jì)算風(fēng)機(jī)在停機(jī)狀態(tài)下的動(dòng)力響應(yīng)。

圖2為三種軟件計(jì)算得到的風(fēng)機(jī)塔架縱向時(shí)域響應(yīng)。從圖中可知，F(xiàn)AST-S與其他兩個(gè)軟件的計(jì)算結(jié)果整體吻合較好，該軟件開發(fā)的地震分析模塊具有較高的計(jì)算精度，可用于海上風(fēng)機(jī)地震動(dòng)力響應(yīng)分析。

圖2 風(fēng)機(jī)塔架時(shí)域響應(yīng)對比

2 風(fēng)機(jī)模型和外部激勵(lì)

2.1 風(fēng)機(jī)模型

FAST v7中建立的風(fēng)機(jī)模型默認(rèn)為剛性基礎(chǔ)，忽略了土-結(jié)相互作用。對于近海單樁風(fēng)機(jī)，通常海床有較厚的淤泥和軟土質(zhì)，剛性基礎(chǔ)建模過于理想化。另外，軟弱基礎(chǔ)會增大結(jié)構(gòu)的固有周期，使其更接近環(huán)境荷載的頻率，這可能導(dǎo)致結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的增大。因此需要進(jìn)一步在FAST-S基礎(chǔ)上二次開發(fā)建立考慮SSI效應(yīng)的風(fēng)機(jī)模型。模型采用Jonkman等[18]在OC3項(xiàng)目中提出的適用于水深20 m的5 MW近海單樁風(fēng)機(jī)，風(fēng)機(jī)具體參數(shù)見文獻(xiàn)[17]。風(fēng)機(jī)模型和土層分布信息如圖3所示，圖中γ為場地土有效重度，φ為內(nèi)摩擦角。

圖3 風(fēng)機(jī)模型和土層分布

Passon[19]將上述土層離散為37個(gè)沿豎向均勻分布的線性彈簧(distributed springs，DS)，并根據(jù)p-y曲線初始切線剛度換算得到每個(gè)線性彈簧的剛度，如圖4所示。文中采用分布式線性彈簧模擬土-結(jié)相互作用，建立單樁風(fēng)機(jī)線性SSI模型。當(dāng)確定了沒入泥土深度為z處的彈簧剛度kz和結(jié)構(gòu)位移向量Xz，則此處土壤反作用力Fz可以表示為

Fz=kz·Xz

(11)

要實(shí)現(xiàn)上述土-結(jié)模型，需用到HydroCalc.f90源文件中預(yù)留的虛擬子程序UserTwrld。該程序用于給風(fēng)機(jī)支撐結(jié)構(gòu)施加外部荷載，并將荷載以彈簧力的形式耦合到式(1)中。通過修改子程序UserTwrld，建立式(11)所示的荷載模型，在FAST-S中增加土-結(jié)相互作用模塊。首先利用上個(gè)時(shí)間步的結(jié)構(gòu)位移和定義的彈簧剛度計(jì)算施加在樁基上的荷載，并將荷載傳遞到結(jié)構(gòu)計(jì)算模塊進(jìn)行求解，得到當(dāng)前時(shí)間步的結(jié)構(gòu)位移，然后將結(jié)構(gòu)位移反饋給子程序并結(jié)合彈簧剛度進(jìn)行下個(gè)時(shí)間步的計(jì)算。如此反復(fù)，使FAST-S可考慮SSI效應(yīng)。

圖4 彈簧剛度分布

采用NREL開發(fā)的Bmodes[20]軟件計(jì)算了考慮SSI效應(yīng)的風(fēng)機(jī)支撐結(jié)構(gòu)縱向(fore-aft)和側(cè)向(side-side)前兩階振型的固有頻率，如表1所示。與文獻(xiàn)[21]對比可知，該模型具有較高的準(zhǔn)確性，可用于后續(xù)的計(jì)算分析。

表1 支撐結(jié)構(gòu)固有頻率

2.2 外部激勵(lì)

2.2.1 地震動(dòng)

一般認(rèn)為斷層距小于20 km的地面運(yùn)動(dòng)為近場地震動(dòng)，峰值速度(PGV)和峰值加速度(PGA)的比值大于0.2時(shí)帶有速度脈沖。根據(jù)該規(guī)則從太平洋地震工程研究中心(PEER)強(qiáng)震數(shù)據(jù)庫選取16條近場地震動(dòng)記錄[22]，其中脈沖型地震動(dòng)和非脈沖型地震動(dòng)各8條，如表2所示。

表2 近場地震動(dòng)特性參數(shù)

2.2.2 湍流風(fēng)模型

Turbsim[23]開源程序由NREL開發(fā)，用于生成FAST所需的隨機(jī)三維湍流風(fēng)場。該軟件包含多種風(fēng)譜模型，采用IEC Kaimal譜來模擬湍流風(fēng)場，其功率譜密度函數(shù)表達(dá)式為

(12)

設(shè)定湍流風(fēng)場以輪轂為中心，大小為145×145 m，輪轂高度處平均風(fēng)速為額定風(fēng)速11.4 m/s，湍流強(qiáng)度類型為B，采用指數(shù)型風(fēng)廓線，冪指數(shù)取0.14[24]。通過Turbsim軟件模擬得到湍流風(fēng)場，其輪轂高度處風(fēng)速時(shí)程曲線如圖5所示。

圖5 輪轂處風(fēng)速時(shí)程曲線

2.2.3 波浪模型

非規(guī)則波浪時(shí)域數(shù)據(jù)可采用FAST水動(dòng)模塊進(jìn)行模擬。首先基于波浪譜模型通過諧波疊加法得到波面高程，然后采用Airy波浪理論計(jì)算水質(zhì)點(diǎn)的水平速度和加速度，從而模擬出波場。文中采用JONSWAP波浪譜模擬波高時(shí)程，其功率譜密度函數(shù)可表示為

(13)

式中:f為波浪頻率;f=1/T;T為波浪周期。fp為譜峰頻率，fp=1/TP，TP為譜峰周期。g為重力加速度。σ為譜寬參數(shù)，f≤fp時(shí)，σ=0.07；f>fp時(shí)，σ=0.09。a為歸納的Phillips常數(shù)，γ為譜峰提升因子，二者由下面公式確定。

(14)

(15)

基于JONSWAP波浪譜和Airy波浪理論通過FAST水動(dòng)模塊生成有效波高為6.3 m，譜峰周期為10.5 s的波場，其波高時(shí)程曲線如圖6所示。

圖6 波高時(shí)程曲線

3 風(fēng)-浪-地震耦合效應(yīng)分析

基于上述風(fēng)機(jī)模型和外部激勵(lì)，設(shè)置5個(gè)工況分析風(fēng)、波浪和地震之間的耦合效應(yīng)，如表3所示。其中，風(fēng)條件為輪轂高度處平均風(fēng)速為11.4 m/s的湍流風(fēng)，波浪條件為有效波高為6.3 m、譜峰周期為10.5 s的非規(guī)則波浪，地震為1號地震動(dòng)。各工況仿真時(shí)長為600 s，在400 s時(shí)加入地震動(dòng)，假定風(fēng)、波浪和地震同向且均沿風(fēng)機(jī)縱向作用。

表3 動(dòng)力分析工況

5 MW單樁風(fēng)機(jī)在工況LC1、LC2和LC5下的塔頂位移、加速度時(shí)程曲線如圖7所示。對于風(fēng)、波浪和地震共同作用工況LC1，強(qiáng)震到達(dá)前(t<430 s)，風(fēng)機(jī)僅受風(fēng)浪荷載作用，塔頂位移和塔頂加速度分別在0.5 m和0附近小范圍波動(dòng)；強(qiáng)震到達(dá)后(t>430 s)，塔頂位移和塔頂加速度急劇增大，峰值分別達(dá)到1.99 m和3.83 m/s2。對于僅地震作用工況LC5，強(qiáng)震使塔頂位移和塔頂加速度均出現(xiàn)劇烈振蕩，峰值分別為1.84 m和4.53 m/s2。分析表明，地震荷載會誘導(dǎo)塔頂發(fā)生較大振動(dòng)，使塔頂位移和加速度急劇增大。

圖7 塔頂位移、加速度時(shí)程曲線

此外發(fā)現(xiàn)，工況LC1在強(qiáng)震后塔頂位移和塔頂加速迅速衰減，470 s左右時(shí)程曲線與工況LC2基本一致，且在風(fēng)浪荷載作用下小范圍變化；工況LC5在強(qiáng)震后塔頂位移和塔頂加速度在自身結(jié)構(gòu)阻尼影響下呈現(xiàn)較慢的衰減趨勢。另外，工況LC1對應(yīng)的塔頂位移和塔頂加速度變化幅度分別為2.59 m和6.76 m/s2，相較于工況LC5對應(yīng)的3.56 m和8.86 m/s2，減小了27%和24%。出現(xiàn)上述現(xiàn)象的主要原因是氣動(dòng)阻尼和水動(dòng)阻尼增大了結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的阻尼，從而加速了地震能量的耗散，抑制了塔頂振動(dòng)。

圖8為塔頂位移、加速度幅值譜。對于塔頂位移，工況LC1和LC2在0處有明顯幅值且大于一階固有頻率處的幅值。0處的幅值與湍流風(fēng)中平均風(fēng)分量大小直接相關(guān)，表示直流分量。這一結(jié)果表明，塔頂位移受平均風(fēng)影響顯著。對比三個(gè)工況發(fā)現(xiàn)，地震工況LC1和LC5的塔頂位移和加速度在一階固有頻率處均有明顯幅值，且僅地震作用時(shí)的幅值大一個(gè)量級。此外，僅地震作用時(shí)塔頂加速度在二階固有頻率處也存在明顯幅值，而風(fēng)、波浪和地震共同作用時(shí)此處的幅值不明顯，這是因?yàn)轱L(fēng)浪荷載起了抑制作用。以上現(xiàn)象也進(jìn)一步證實(shí)了風(fēng)浪荷載耗散了結(jié)構(gòu)振動(dòng)能量，對抑制塔頂振動(dòng)有一定積極作用。

(a)

另外對比發(fā)現(xiàn)，地震參與工況LC1和LC5塔頂位移和加速度在一階固有頻率處幅值均大于風(fēng)浪作用工況LC2，地震作用下結(jié)構(gòu)一階振動(dòng)模態(tài)更大程度被激發(fā)。此結(jié)果也進(jìn)一步說明了地震荷載加劇了塔頂振動(dòng)，增大了結(jié)構(gòu)一階模態(tài)振型對塔頂位移和加速度的貢獻(xiàn)。

圖9給出了不同高度處支撐結(jié)構(gòu)的最大剪力和彎矩。從圖中可知，各種工況的最大剪力和彎矩隨高度先增大后減小，在泥線(Mudline)以下出現(xiàn)最大值，在海平面(MSL)以上近似線性減小。其中，工況LC1和LC5因地震作用的影響，其剪力和彎矩遠(yuǎn)大于無地震工況，特別是泥線以下的單樁基礎(chǔ)。因此，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)加強(qiáng)單樁的強(qiáng)度來滿足地震條件下風(fēng)機(jī)支撐結(jié)構(gòu)受到的剪力和彎矩。此外，從圖中還發(fā)現(xiàn)，風(fēng)、波浪、地震單獨(dú)作用產(chǎn)生的最大剪力和彎矩線性疊加(LC3+LC4+LC5)后，其數(shù)值明顯大于風(fēng)、波浪和地震耦合作用工況LC1的值。對于本節(jié)算例，風(fēng)、波浪、地震耦合與線性疊加兩種情況，泥線處最大剪力和彎矩分別相差102%和57.2%。這一結(jié)果說明，風(fēng)機(jī)在受到風(fēng)、波浪和地震共同作用時(shí)，氣動(dòng)載荷、水動(dòng)載荷和地震載荷之間存在非線性耦合關(guān)系，線性疊加將過高估計(jì)風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)受到的剪力和彎矩，計(jì)算時(shí)應(yīng)充分考慮風(fēng)-浪-地震耦合效應(yīng)。

(a)

4 速度脈沖對風(fēng)機(jī)支撐結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響

研究近場地震動(dòng)速度脈沖對停機(jī)和正常運(yùn)行狀態(tài)下風(fēng)機(jī)動(dòng)力響應(yīng)的影響。其中，停機(jī)狀態(tài)下的風(fēng)機(jī)保持順槳并關(guān)閉發(fā)電機(jī)，僅受到地震作用；正常運(yùn)行狀態(tài)下的風(fēng)機(jī)正常運(yùn)轉(zhuǎn)，受到湍流風(fēng)、非規(guī)則波浪和地震同時(shí)作用。風(fēng)條件為輪轂高度處平均風(fēng)速為11.4 m/s的湍流風(fēng)，波浪條件為有效波高為6.3 m、譜峰周期為10.5 s的非規(guī)則波浪。將所選16條地震動(dòng)加速度幅值按8度罕遇時(shí)程分析所用加速度峰值調(diào)幅至0.4g，并進(jìn)行時(shí)域仿真計(jì)算。仿真時(shí)長取600 s，時(shí)間步長取0.001 s，為消除瞬態(tài)響應(yīng)的影響，第400 s時(shí)加入地震動(dòng)，假設(shè)風(fēng)、波浪和地震同向且均沿風(fēng)機(jī)縱向作用。

圖10為脈沖型地震動(dòng)(TCU052E)和非脈沖型地震動(dòng)(TCU071E)作用下風(fēng)機(jī)支撐結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)時(shí)程曲線。從圖中可以觀察到，兩種運(yùn)行狀態(tài)下風(fēng)機(jī)的塔頂位移、塔頂加速度和泥線處彎矩存在很大差異，脈沖型地震動(dòng)作用下其幅值明顯更大。

表4和表5分別給出了脈沖型地震動(dòng)與非脈沖型地震動(dòng)作用下兩種運(yùn)行狀態(tài)風(fēng)機(jī)的塔頂位移、塔頂加速度和泥線處彎矩最大值及其平均值。對于停機(jī)狀態(tài)下的風(fēng)機(jī)，脈沖型地震動(dòng)作用下塔頂位移、塔頂加速度和泥線處彎矩最大值的平均值分別為184.26 cm、4.76 m/s2和238.86 MN·m，相較于非脈沖型地震動(dòng)作用下的25.87 cm、1.80 m/s2和109.99 MN·m，分別增大了612.25%、164.44%和117.17%；對于正常運(yùn)行狀態(tài)的風(fēng)機(jī)，脈沖型地震動(dòng)作用下塔頂位移、塔頂加速度和泥線處彎矩最大值的平均值分別為165.26 cm、3.29 m/s2和220.96 MN·m，相較于非脈沖型地震動(dòng)作用下的87.90 cm、1.07 m/s2和157.16 MN·m，分別增大了88.01%、207.48%和40.56%。以上分析表明，脈沖型地震動(dòng)會增大兩種運(yùn)行狀態(tài)下風(fēng)機(jī)的塔頂位移、塔頂加速度和泥線處彎矩。其中，塔頂位移和泥線處彎矩的增大可能導(dǎo)致塔架的傾覆破壞，塔頂加速度的增大可能損壞機(jī)艙內(nèi)對加速度較為敏感的電氣設(shè)備。因此，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)注意脈沖型地震動(dòng)對風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的不利影響。

表4 近場脈沖型地震作用下動(dòng)力響應(yīng)最大值

表5 近場非脈沖型地震作用下動(dòng)力響應(yīng)最大值

此外，通過表4還發(fā)現(xiàn)，在脈沖型地震動(dòng)作用下，停機(jī)狀態(tài)下風(fēng)機(jī)的動(dòng)力響應(yīng)最大值的平均值大于正常運(yùn)行狀態(tài)下的風(fēng)機(jī)，塔頂位移、塔頂加速度和泥線處彎矩分別大11.50%、44.68%和8.10%。這一結(jié)果說明，在脈沖型地震動(dòng)作用下，風(fēng)浪荷載在一定程度上能減輕正常運(yùn)行狀態(tài)下風(fēng)機(jī)的動(dòng)力響應(yīng)，尤其是塔頂加速度。因此，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)該更加注意脈沖型地震動(dòng)對停機(jī)狀態(tài)風(fēng)機(jī)的影響。

5 結(jié) 論

通過二次開發(fā)建立氣動(dòng)-水動(dòng)-地震-伺服-土結(jié)耦合仿真平臺FAST-S，并驗(yàn)證了其可靠性。基于擴(kuò)展的FAST-S平臺，以考慮SSI效應(yīng)的5 MW近海單樁風(fēng)機(jī)為研究對象，分析了風(fēng)-浪-地震耦合效應(yīng)和近場地震動(dòng)速度脈沖對風(fēng)機(jī)支撐結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響。主要得到以下結(jié)論：

(1) 基于FAST仿真平臺開發(fā)并驗(yàn)證了具有地震載荷分析功能和能夠考慮SSI效應(yīng)的風(fēng)機(jī)耦合仿真軟件FAST-S，為海上風(fēng)機(jī)抗震分析提供了有效的工具。

(2) 地震荷載加劇了塔頂振動(dòng)，使塔頂位移和塔頂加速度增大。風(fēng)、波浪荷載的存在會增大結(jié)構(gòu)體系阻尼，加速振動(dòng)能量的耗散，對抑制地震引發(fā)的塔頂振動(dòng)有一定積極作用。

(3) 風(fēng)機(jī)支撐結(jié)構(gòu)最大剪力和彎矩隨高度先增大后減小，在泥線以下出現(xiàn)最大值且地震條件下峰值更大，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)加強(qiáng)單樁的強(qiáng)度來抵御地震作用。另外，氣動(dòng)載荷、水動(dòng)載荷和地震載荷之間存在非線性耦合關(guān)系，線性疊加會過高估計(jì)風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)受到的載荷，計(jì)算時(shí)應(yīng)充分考慮風(fēng)-浪-地震耦合效應(yīng)。

(4) 近場地震速度脈沖會增大停機(jī)和正常運(yùn)行狀態(tài)下風(fēng)機(jī)的塔頂位移、塔頂加速度和泥線處彎矩；脈沖型地震動(dòng)作用下，風(fēng)浪荷載在一定程度上可以減輕正常運(yùn)行風(fēng)機(jī)的動(dòng)力響應(yīng)。因此，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮脈型地震動(dòng)對風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的不利影響，特別是停機(jī)狀態(tài)下的風(fēng)機(jī)。