钢-混凝土组合式风力发电塔筒不同环境下地震响应

2024-01-20靳瀚杰刘昕冉

华北地震科学 2023年4期

张磊，张璇，王皓，靳瀚杰，刘昕冉

（邯郸市地震监测中心, 河北邯郸 056000）

1 引言

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。

2 有限元模型的建立

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）Fig. 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）Fig. 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

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1860 MPa 且张拉预应力为1280 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

3 山地地震动作用下的风电塔筒结构地震响应分析

3.1 地震动的选择

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Fig. 3 Periodic ground motion response spectrum

3.2 非线性动力响应分析

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Fig. 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Fig. 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Fig. 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Fig. 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Fig. 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。