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当前，中国天然能源消费中约84.1%是化石能源，在生产建设领域实行节能减排最强有力的方法就是发展非水新清洁能源，所以除海上风电站的建设之外，理应对中国陆上风资源丰富地区如西北山地地区进行更多的风能开发。此外，中国平原风电的发展也趋饱和，将有越来越多的风电项目被设立在高原山地地区。山地环境下风电塔筒结构的地震性能越来越引起行业关注。
Ishihara[1]等研究表明超高风力发电塔结构属于高柔体系，其地震影响在高阶振型中较为明显；Prowell[2]等通过振动台地震动试验一定比例下的风力发电钢塔架模型，验证了此结构拥有阻尼较低的特点且数值模拟方法对于此结构分析的可行性；姚悦[3]通过建立装配式钢-混凝土混合塔架有限元模型，分析了混凝土段高度、预应力大小、钢塔筒壁厚等因素对塔架承载力的影响，结果表明混合塔架破坏模式为钢塔筒发生屈曲破坏；Jennifer[4]等研究了预应力混凝塔架的受力性能，塔筒结构采用工程上常用的锥形塔筒，并与150 m的锥形钢塔筒相比，结果表明预应力塔筒有更好的性能，且造价更低、更适用于大型风力机塔架结构形式；毕继红[5]等研究表明预应力混凝土风电塔筒与传统钢塔筒对比，抗震优势更为明显；周瑞权[6]等指出钢-混凝土组合式风力发电塔筒可以有效解决塔筒与风机共振的问题；戴靠山[7]等采用ABAQUS 软件建立风电塔精细化有限元模型，采用动力时程法研究风电塔在风和地震这两种荷载作用下的动力响应，结果表明强震作用下，塔筒受高阶振型控制，在塔筒上部容易形成全截面塑性铰而发生倒塌破坏；赵志[8]等构建钢塔筒模型探究其在不同频谱特性地震动下塔筒的损伤分析，指出不同条件下的震动波会使塔筒破坏位置也同样发生变化。山地地震对风电塔筒的地震响应影响研究尚不多见。
本文以某140 m高风电机组功率为2.0 MW的钢-混凝土组合式风力发电塔架为参照，运用非线性时程分析法对其进行地震响应分析，探究此塔筒在平原地震和山地地震作用下的响应，并研究山地地震与平原地震对钢-混凝土组合式风电塔筒结构的影响差异。
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某风电场风电机组采用140 m钢-混凝土组合式塔架，上部风机结构总重为168.6 t，钢-混凝土组合式塔架主体结构分为2部分；上半部塔筒主要材料为Q345纯钢塔筒其高为117 m，塔筒底端内径为4.31 m、顶端为3.05 m，塔壁沿厚度由45 mm高度逐渐变为25 mm；下半部塔筒主要材料为C60钢筋混凝土结构其高为21.60 m。结构总高度为140 m，钢筋混凝土部分底端内径为7.2 m、顶端为3.9 m，厚度从400 mm逐步渐变为300 mm。钢-混凝土组合过渡段参考许斌[9]等人给出的一种优化后的过渡段，研究表明此过渡段有更好的性能，并用此连接段将钢塔筒和混凝土塔段通过法兰连接在一起。对塔筒结构进行细致化建模，利用有限元软件建模，具体图形及尺寸如图1；过渡段三视图以及剖面图如图2所示。用六面体实体单元赋予钢筒部分、过渡段法兰和混凝土塔筒属性，用三维杆单元赋予普通钢筋与其他线性钢材属性。
图 1 塔架有限元模型以及详细尺寸（单位：mm）
Figure 1. Tower finite element model and detailed dimensions
图 2 过渡段三视图及剖面图尺寸（单位：mm）
Figure 2. Three views and section dimensions of the transition section
Ishihara[1]等研究表明，考虑到风叶的精密化模型和将风机结构看作集中质量的简化模型在地震时间序列分析结果存在一些差异，本文中的研究实例为已建成钢-混凝土组合式塔架，此塔架并无公开的风叶和风机数据。Murtagh[10]等通过研究发现，上部结构以及风叶的体积、形状等因素对塔筒震动特性只有细微的影响。本文重点为组合式风力发电塔架的地震响应分析，不考虑荷载作用下风叶转动对塔筒的受力影响，故未将风叶等纳入建模范围内。因此，选择采用一个偏心质量点代替上部风机结构并采取刚性耦合的方式与顶部连接[11]。此模型中偏心质量点位于塔筒顶端斜上方，距塔筒中线偏心2.38 m。且本文主要研究塔筒在山地地震下的动力响应，故不考虑上部结构与土的相互作用，塔架底部直接与地面刚接（图1）。对于此种组合式塔筒，钢塔筒和混凝土连接处由于混凝土与钢的属性差异较大，其刚度变化也会较大以影响结构响应，因此需要精细建模塔筒过渡段、钢绞线法兰等结构。本文主要研究山地地震下塔架结构的响应分析，故不考虑桩土作用以及下部基础对于塔筒的影响，因此假设结构底部为固定约束。混凝土部分采用 C60 混凝土，物理参数见表1。
表 1 混凝土物理参数
Table 1. Physical parameters of concrete
混凝土强度等级 EC /MPa µ ftk /MPa Fck/MPa ρ/(kg/m³) C60 36 000 0.2 2.85 38.5 2 500 根据文献[12-13]计算该结构的塑性损伤，并选用有限元软件中混凝土塑性损伤（CDP）功能进行分析，该模型能考虑反复拉压荷载作用下造成的混凝土损伤导致永久性的性能改变和混凝土的拉压损伤。选用极限强度标准值为1 860 MPa且张拉预应力为1 280 MPa的钢绞线，其横截面积为181.3664 mm2。由于预应力钢绞线并未达到屈服应力，故用线弹性模型构建钢绞线。塔筒钢材料部分选用HRB400和Q345钢筋且为理想弹塑性模型，钢材的物理参数见表2。
表 2 钢材物理参数
Table 2. Physical parameters of steel
钢材型号 EC /MPa µ fy /MPa ρ/(kg/m³) HRB400 200 000 0.3 400 7 850 Q345 206 000 0.3 345 7 850 预应力钢绞线 195 000 0.3 / 7 850 -
为深度了解山地震动与平原地震对于钢-混凝土组合式塔架地震作用的影响，挑选相同场地环境下不同地区的地震动，8度罕遇地震作用下二级场地环境的规范反应谱，从美国太平洋中心数据库（Pacific Earthquake Engineering Research Center）中挑选3条地震波作用于组合式塔架并对进行非线性时程分析。地震波选择参数：矩震级为7.5～8.5之间，震中距在20～100 km之间，地震主震动时间控制在25～45 s 之间（结构自振周期的 5～10 倍之间）。各条地震波的加速度反应谱与规范反应谱对比情况如图3所示。由图中所示实际波的影响系数较为离散，但与规范谱在统计意义上较为吻合。并根据测站和地震发生地区选择一条更为贴近中国山地地震动的地震波。
图 3 周期地震动反应谱
Figure 3. Periodic ground motion response spectrum
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为更细致地分析对比塔筒各阶段水平侧移和加速度时程曲线，选择塔筒钢段3个等分点作参考。图4～6为3条地震波下塔筒81.5 m处、110.75 m处以及塔筒顶部水平侧移时程图，并分别选择其最大水平侧移值做对比（图7）。
图 4 平原地震波1下塔筒水平侧移
Figure 4. Horizontal and lateral movement of tower under plain Seismic wave 1
图 5 平原地震波2下塔筒水平侧移
Figure 5. Horizontal and lateral movement of tower under plain Seismic wave 2
图 6 山地地震波下塔筒水平侧移
Figure 6. Horizontal and lateral movement of tower under mountain Seismic wave
图 7 地震波下塔筒最大水平侧移值对比
Figure 7. Comparison of maximum tower horizontal and lateral movement under Seismic wave
从图7中可看出，在平原地震波作用下塔筒最大水平侧移分别为116.5 mm和67.3 mm，山地地震波作用下塔筒最大水平侧移为98.8 mm，均小于1/100的塔筒总高度，说明塔筒具有足够的抗侧刚度储备。山地地震波作用下钢塔筒段水平侧移增长系数略高于平原地震波作用下的水平侧移增长，分别高出平原地震波1号32%和平原地震波2号21%，这表明塔体上半段对于山地地震反应较为敏感，在山地塔筒设计中需要予以重点考虑。3条地震波下的塔筒加速度时程和各节点加速度最大值，即过渡段、钢塔筒81.5 m、110.75 m和塔顶处加速度最大值的对比如图8所示：
图 8 地震作用下塔筒各段加速度最大值
Figure 8. Maximum acceleration of each section of the tower under earthquake action
由图8看出，山地地震波作用下塔筒各处的加速度值均大于平原地震波下的加速度值。对比3条加速度折线的增长趋势可看出，相对于平原地震波作用下塔筒在山地地震波影响下塔筒110.75 m处的加速度最大值小于81.5 m处的加速度最大值。证明此塔筒可能会由于山地地震作用导致塔筒中上部分发生损伤可能性较大，因此在山地风电项目实际工程设计和建造中应提前考虑。
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本文参考140 m、2.0 MW钢-混凝土组合式风电塔筒，采用有限元分析软件建立了风电塔筒的精细化数值模型，使用非线性时程分析法探究了钢-混凝土组合式风电塔筒在平原地震和山地地震作用下的地震响应分析。
1）塔筒各段的水平侧移随高度增长而增大，山地地震作用下钢-混凝土组合式塔筒的水平侧移增长系数略高于平原地震下的水平侧移增长速度，分别为32%和21%，说明山地风电塔筒结构在地震作用下可能存在塔筒水平侧移增长过快的风险。
2）山地地震作用下钢-混凝土组合式塔筒的加速度各点均高于平原地震下的加速度值，对于塔筒结构各处的荷载和损伤也更大，山地风电项目工程设计中需要对钢-混凝土组合式塔筒的地震响应做出对策。
3）山地地震作用下钢-混凝土组合式塔筒加速度在110.75 m处低于81.5 m处，山地地震作用下钢塔筒中上部的响应也较大，说明山地地震波相较于平原地震波对风电塔筒结构的加速度相应影响更为显著，深入探究山地地震作用下的塔筒响应是迫切且有必要的。
Analysis of Seismic Response of Steel-concrete Combined Wind Power Tower Tube in Different Environments
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摘要: 为研究不同场地下钢-混凝土组合型风能发电塔筒类结构的抗震性能，利用有限元软件构建一个风电场现役140 m钢-混凝土组合式塔架精细化模型，针对平原地震和山地地震，选取符合条件的地震波对钢-混凝土组合式塔筒进行非线性时程分析。结果表明，山地地震对于塔筒的各段加速度值均大于平原地震作用，且钢段中上部的响应也高于平原地震，更易引起组合式塔筒的损伤和破坏。
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关键词:
- 钢-混凝土组合式塔筒结构 /
- 地震响应 /
- 山地地震 /
- 平原地震 /
- 抗震性能
Abstract: The upper part of the steel-concrete composite wind power tower is a pure steel column, and the bottom of it is a concrete tower. Due to its significant mass and strength changes in the longitudinal direction, the seismic response of this tower structure is significantly different from the original pure steel tower. To study the seismic performance of this kind of structure at different sites, the finite element software is used to build a refined numerical model of the existing 140 m steel concrete composite tower,and the mountain and plain Seismic wave are selected to conduct nonlinear time history analysis of the steel concrete composite tower. The analysis results indicate that the acceleration values of each section of the tower during mountain earthquakes are greater than those during plain earthquakes, and the response of the upper and middle parts of the steel section is also higher than that of plain earthquakes, which is more likely to cause damage and destruction to the combined tower. -
图 2 过渡段三视图及剖面图尺寸（单位：mm）
Figure 2. Three views and section dimensions of the transition section
图 4 平原地震波1下塔筒水平侧移
Figure 4. Horizontal and lateral movement of tower under plain Seismic wave 1
图 5 平原地震波2下塔筒水平侧移
Figure 5. Horizontal and lateral movement of tower under plain Seismic wave 2
图 6 山地地震波下塔筒水平侧移
Figure 6. Horizontal and lateral movement of tower under mountain Seismic wave
图 7 地震波下塔筒最大水平侧移值对比
Figure 7. Comparison of maximum tower horizontal and lateral movement under Seismic wave
图 8 地震作用下塔筒各段加速度最大值
Figure 8. Maximum acceleration of each section of the tower under earthquake action
表 1 混凝土物理参数
Table 1. Physical parameters of concrete
混凝土强度等级 EC /MPa µ ftk /MPa Fck/MPa ρ/(kg/m³) C60 36 000 0.2 2.85 38.5 2 500 
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表 2 钢材物理参数
Table 2. Physical parameters of steel
钢材型号 EC /MPa µ fy /MPa ρ/(kg/m³) HRB400 200 000 0.3 400 7 850 Q345 206 000 0.3 345 7 850 预应力钢绞线 195 000 0.3 / 7 850
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[1] Ishihara T, Sarwar M W. Numerical and theoretical study on seismic response of wind turbines[C]//Proceedings of the European Wind Energy Conference. Brussels, Belgium, 2008. [2] Prowell I, Veletzos M, Elgamal A, et al. Experimental and numerical seismic response of a 65 kW wind turbine[J]. Journal of Earthquake Engineering, 2009, 13(8): 1172-1190. doi: 10.1080/13632460902898324 [3] de Lana J A, Magalhães Júnior P A A, Magalhães C A, et al. Behavior study of prestressed concrete wind-turbine tower in circular cross-section[J]. Engineering Structures, 2021, 227: 111403. doi: 10.1016/j.engstruct.2020.111403 [4] 姚悦. 装配式钢-混凝土混合塔架的承载能力分析和优化[D]. 南京: 南京航空航天大学, 2019,doi: 10.27239/d.cnki.gnhhu.2019.000571. [5] 毕继红, 任洪鹏, 尹元彪. 预应力钢筋混凝土风力发电塔架的地震响应分析[J]. 天津大学学报, 2011, 44(2): 126-133. doi: 10.3969/j.issn.0493-2137.2011.02.006 [6] 周瑞权. 风电机组钢-混凝土混合塔筒结构设计[J]. 风能, 2022(1): 62-67. [7] 戴靠山, 赵志, 毛振西. 风力发电塔筒极端动力荷载作用下破坏的对比研究[J]. 振动与冲击, 2019, 38(15): 252-257,272. doi: 10.13465/j.cnki.jvs.2019.15.035 [8] 赵志, 戴靠山, 毛振西, 等. 不同频谱特性地震动下风电塔破坏分析[J]. 工程力学, 2018, 35(S1): 293-299. [9] 许斌, 李知. 预应力混凝土-钢组合塔架连接段应力模拟分析[J]. 应用力学学报, 2015, 32(6): 999-1005. [10] Murtagh P J, Basu B, Broderick B M. Along-wind response of a wind turbine tower with blade coupling subjected to rotationally sampled wind loading[J]. Engineering Structures, 2005, 27(8): 1209-1219. doi: 10.1016/j.engstruct.2005.03.004 [11] 赵世林, 李德源, 黄小华. 风力机塔架在偏心载荷作用下的屈曲分析[J]. 太阳能学报, 2010, 31(7): 901-906. [12] Lubliner J, Oliver J, Oller S, et al. A plastic-damage model for concrete[J]. International Journal of Solids and Structures, 1989, 25(3): 299-326. doi: 10.1016/0020-7683(89)90050-4 [13] Lee J, Fenves G L. Plastic-damage model for cyclic loading of concrete structures[J]. Journal of Engineering Mechanics, 1998, 124(8): 892-900. doi: 10.1061/(ASCE)0733-9399(1998)124:8(892) -
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