單樁基礎(chǔ)弱化對(duì)海上風(fēng)機(jī)動(dòng)力響應(yīng)的影響

席義博，龔優(yōu)華，潘嘉寧，王振宇

(1.浙江大學(xué) 建筑工程學(xué)院，浙江 杭州，310058；2.中國(guó)廣核新能源控股有限公司，山西 太原，030000)

單樁基礎(chǔ)是目前海上風(fēng)機(jī)應(yīng)用最廣泛的基礎(chǔ)型式[1]，通過采用較大直徑的鋼管樁，將其打入到足夠的深度以承受設(shè)計(jì)載荷。單樁支撐的海上風(fēng)機(jī)是典型的高柔性結(jié)構(gòu)，且由于結(jié)構(gòu)服役環(huán)境復(fù)雜惡劣，對(duì)基礎(chǔ)的性能提出了高要求。對(duì)于在役風(fēng)機(jī)，樁周土體剛度退化和塑性應(yīng)變累積[2-4]、土體液化[5-6]、樁基礎(chǔ)周圍局部沖刷[7-9]都將導(dǎo)致風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)剛度削弱，嚴(yán)重降低基礎(chǔ)的服役能力，不利于風(fēng)機(jī)長(zhǎng)期運(yùn)行。

考慮樁土作用是海上風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)分析需要關(guān)注的問題之一[10-11]。ⅤATANCHIAN 等[12]以NREL 5 MW風(fēng)機(jī)為例研究了樁土作用對(duì)地震激勵(lì)下的風(fēng)機(jī)響應(yīng)的影響，認(rèn)為在模型中考慮樁土作用十分必要。ABDELKADER 等[13]針對(duì)NREL 5 MW 風(fēng)機(jī)的縮尺模型進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn)，測(cè)試作用在基礎(chǔ)上的風(fēng)致荷載，結(jié)果表明，考慮基礎(chǔ)的柔度會(huì)降低基礎(chǔ)荷載，而剛性基礎(chǔ)假定會(huì)導(dǎo)致基礎(chǔ)荷載較為保守。PAⅤLOU[14]提出了考慮土體柔度和慣性的海上風(fēng)機(jī)土體-結(jié)構(gòu)-波浪相互作用的半解析模型。

土體在長(zhǎng)期循環(huán)荷載或地震荷載作用下性狀會(huì)發(fā)生改變，CHENG等[15]開展了側(cè)向循環(huán)加載條件下黏土中考慮土體循環(huán)特性的大直徑海上風(fēng)機(jī)單樁基礎(chǔ)響應(yīng)的有限元分析，發(fā)現(xiàn)土體的強(qiáng)度和剛度隨著循環(huán)加載次數(shù)增大而退化。ACHMUS等[16]基于一種土體的退化剛度模型評(píng)估了單樁基礎(chǔ)在水平循環(huán)荷載下的累積變形。ISHIHARA等[17]認(rèn)為基礎(chǔ)阻尼受土體剛度影響較大。PATRA 等[18]研究了地震參數(shù)對(duì)可液化土體中單樁支撐的海上風(fēng)機(jī)動(dòng)力響應(yīng)的影響，討論了在風(fēng)-浪-地震聯(lián)合作用下的響應(yīng)。LIN等[19]基于模型試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)調(diào)諧質(zhì)量阻尼系統(tǒng)對(duì)土體液化的海上風(fēng)機(jī)仍能起到振動(dòng)控制的作用。DEPINA等[20]在考慮了土體剛度退化的條件下評(píng)價(jià)了單樁在循環(huán)加載下的長(zhǎng)期響應(yīng)，隨著加載次數(shù)增加，響應(yīng)的均值和方差不斷增大。

局部沖刷不僅導(dǎo)致土體對(duì)基礎(chǔ)約束不足，還會(huì)導(dǎo)致基礎(chǔ)的模態(tài)發(fā)生改變，CHEN等[21]提出了一種基于模態(tài)識(shí)別的沖刷深度預(yù)測(cè)方法，發(fā)現(xiàn)基礎(chǔ)的自振頻率隨著沖刷深度加深而較小。TANG等[22]研究了考慮沖刷作用的海上風(fēng)機(jī)動(dòng)力特性，發(fā)現(xiàn)沖刷作用對(duì)塔筒、基礎(chǔ)、葉片的振型均會(huì)產(chǎn)生影響。REZAEI 等[9]以NREL 5 MW 風(fēng)機(jī)為例，基于梁?jiǎn)卧挠邢拊Ｐ头治隽司植繘_刷對(duì)單樁基礎(chǔ)疲勞壽命的影響，認(rèn)為沖刷作用會(huì)顯著降低基礎(chǔ)的疲勞壽命。

目前已有研究中在考慮基礎(chǔ)剛度弱化時(shí)多數(shù)針對(duì)基礎(chǔ)或土體本身，對(duì)基礎(chǔ)弱化條件下的風(fēng)機(jī)整體響應(yīng)分析仍然較少。通常，在采用風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)計(jì)算軟件分析固定式風(fēng)機(jī)時(shí)假定基礎(chǔ)在地面完全固定，并不考慮基礎(chǔ)與土體間的相互作用，也無法考慮基礎(chǔ)剛度弱化的影響。本文作者以某單樁基礎(chǔ)的海上風(fēng)機(jī)為例，首先在FAST(fatigue aerodynamics structures turbulence，F(xiàn)AST)軟件中建立起能夠考慮樁土相互作用的風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)模型，并確定樁土系統(tǒng)所提供的基礎(chǔ)剛度，進(jìn)而通過選取不同的基礎(chǔ)剛度以建立不同基礎(chǔ)弱化程度的風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)模型。最后在FAST軟件中對(duì)各個(gè)模型開展整體動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算，分析風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)和塔筒的變形、振動(dòng)、載荷及疲勞特性，從而評(píng)估基礎(chǔ)剛度弱化對(duì)風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響。

1 基礎(chǔ)剛度模型

樁土相互作用可采用表觀固定法(apparent fixity,AF)、耦合彈簧法(coupled springs,CS)、分布彈簧法(distributed springs,DS)模擬[23]。表觀固定法將樁土系統(tǒng)等效為泥面以下的一段虛擬懸臂梁，基礎(chǔ)剛度由該虛擬段提供；耦合彈簧法將樁土系統(tǒng)等效為泥面處的一組耦合彈簧，彈簧剛度即為基礎(chǔ)剛度；分布彈簧法即p-y曲線法，沿樁深度方向布置若干水平彈簧，用以模擬樁土相互作用。表觀固定法和耦合彈簧法是對(duì)p-y曲線法的有效簡(jiǎn)化，文獻(xiàn)[24]指出三種方法具有較好的一致性，其中表觀固定法計(jì)算簡(jiǎn)便，因此本文采用該方法模擬基礎(chǔ)剛度。

表觀固定法中，泥面以上仍為真實(shí)單樁，泥面以下的單樁由底部固定的虛擬樁代替，如圖1所示，其長(zhǎng)度與剛度由變形(撓度、轉(zhuǎn)角)和載荷(彎矩、剪力)條件共同控制。將虛擬樁視作懸臂梁，其自由端作用有水平集中力F和彎矩M，在荷載作用下自由端產(chǎn)生撓度u和轉(zhuǎn)角φ，即單樁在原樁土系統(tǒng)中泥面處的位移和轉(zhuǎn)角。撓度u和轉(zhuǎn)角φ表示為[23]：

圖1 基礎(chǔ)剛度計(jì)算模型Fig.1 Calculation model of foundation stiffness

式中：L為虛擬樁的長(zhǎng)度；EI為虛擬樁的抗彎剛度。

由式(1)和式(2)求解出虛擬樁的長(zhǎng)度L和抗彎剛度EI，由式(3)和式(4)表示，其中L取兩者之中大于零的值[23]：

當(dāng)采用泥面等效剛度矩陣描述樁土系統(tǒng)時(shí)，樁土關(guān)系由下式表示：

以上便建立起表觀固定法和耦合彈簧法的等效關(guān)系，即可得到虛擬樁在泥面處的等效剛度矩陣K：

2 風(fēng)機(jī)葉輪荷載

葉素動(dòng)量理論是計(jì)算風(fēng)機(jī)葉輪荷載的有效方法，該方法能夠滿足工程設(shè)計(jì)的精度要求，且不需要耗用過多的計(jì)算資源。葉素動(dòng)量理論將風(fēng)機(jī)葉片沿展向離散為若干個(gè)葉素，并假定各葉素間相互獨(dú)立，通過求解每個(gè)葉素上的作用力，沿葉片展向積分得到作用在整個(gè)葉輪上的作用力。這種方法將每個(gè)葉素看作不考慮厚度的二元翼型，并且認(rèn)為每個(gè)葉素上的作用力只由翼型的升阻特性決定。葉片截面所遇到的相對(duì)速度w看作是軸向速度va和切向速度vt的合成，如圖2所示。由動(dòng)量理論得到的風(fēng)機(jī)葉片上dr范圍內(nèi)的水平推力Tb和轉(zhuǎn)矩Mb為[25]：

圖2 葉素受力示意圖Fig.2 Blade element stress diagram

式中：ρ為空氣密度；u0為無窮遠(yuǎn)來流風(fēng)速；a為軸向誘導(dǎo)因子；a1為切向誘導(dǎo)因子；Fb為葉尖損失修正系數(shù)。

空氣流動(dòng)對(duì)葉素產(chǎn)生的作用力可以分解為兩個(gè)方向，即垂直于相對(duì)速度方向的升力L，平行于相對(duì)速度方向的阻力D(合力為R)：

式中：c為葉素截面的弦長(zhǎng)；Cl為升力系數(shù)；Cd為阻力系數(shù)。

將升力L和阻力D投影到與葉輪平面垂直方向的PN和相切方向的PT，則有：

式中：φ為入流角，為槳距角θ和攻角α之和。

由于PN和PT是單位長(zhǎng)度上的力，所以厚度dr上水平推力Tb和轉(zhuǎn)矩Mb分別表示為：

式中：B為葉片數(shù)量。

將式(13)和(14)分別代入式(15)和(16)中，則有：

聯(lián)立由動(dòng)量理論得到的水平推力和轉(zhuǎn)矩，即可得到軸向誘導(dǎo)因子a和切向誘導(dǎo)因子a1，采用迭代法求解誘導(dǎo)因子，進(jìn)而得到葉輪出的水平推力和轉(zhuǎn)矩。

3 等效疲勞荷載

風(fēng)機(jī)在運(yùn)行中受疲勞荷載作用十分突出，疲勞是結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的主要控制指標(biāo)之一。在風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，常用等效疲勞荷載(damage-equivalent load,DEL)來評(píng)價(jià)疲勞荷載，并可以此大致評(píng)估結(jié)構(gòu)的疲勞損傷。利用等效疲勞荷載的概念可以將交變的荷載等效為一常幅荷載，可以直觀地描述荷載的疲勞屬性。等效疲勞荷載可由雨流計(jì)數(shù)法計(jì)算，通過雨流計(jì)數(shù)法統(tǒng)計(jì)荷載時(shí)程的循環(huán)次數(shù)，得到不同荷載水平的幅值和循環(huán)次數(shù)。之后指定一個(gè)或多個(gè)S-N曲線斜率m和頻率f，可以得到一組固定頻率f下的正弦波曲線，等效疲勞荷載的計(jì)算公式為[26]

式中：PDEL為等效疲勞荷載；ni為在荷載幅值為SRi情況下的循環(huán)次數(shù)；T為原始時(shí)間序列的持續(xù)時(shí)間。

4 實(shí)例分析

4.1 模型基本條件

算例模型中風(fēng)機(jī)選擇IEA 3.4MW 風(fēng)機(jī)，基本參數(shù)如表1所示。地質(zhì)條件選自我國(guó)東海某海上風(fēng)電場(chǎng)，水深為9.6 m，泥面以下分別為①粉砂、②淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土夾粉土、③粉砂。單樁基礎(chǔ)直徑DP=5.5～6.0 m，壁厚tP=70 mm，長(zhǎng)度Lp=79 m，其中泥面以下的埋入深度為55.4 m，持力層為③粉砂層。塔筒為一變截面鋼塔筒，長(zhǎng)度為73 m，塔底在靜水面以上14 m處，輪轂高度為87 m。

表1 算例風(fēng)機(jī)基本參數(shù)Table 1 Basic parameters of example wind turbine

依據(jù)地質(zhì)條件參數(shù)與單樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)荷載，基于p-y曲線法計(jì)算出單樁泥面處的位移和轉(zhuǎn)角，由式(3)計(jì)算出虛擬樁的長(zhǎng)度L為28.72 m，代入式(8)得 到 泥 面 等 效 剛 度 矩 陣K=以泥面等效剛度矩陣中的平動(dòng)剛度Kuu作為基準(zhǔn)，分別取0.9Kuu、0.6Kuu和0.3Kuu三種情況以考慮不同程度的基礎(chǔ)剛度弱化，并計(jì)算對(duì)應(yīng)的虛擬樁長(zhǎng)度。

采用BModes軟件[27]計(jì)算結(jié)構(gòu)的自振頻率，結(jié)果如表2所示。從表2 可見：風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)在SS(sideside)方向的自振頻率高于FA(fore-after)方向的自振頻率。隨著基礎(chǔ)剛度下降，結(jié)構(gòu)的柔性增大，自振頻率基本呈下降趨勢(shì)。其自振頻率會(huì)接近風(fēng)機(jī)1P頻率，可能會(huì)誘發(fā)結(jié)構(gòu)共振的不利影響。

表2 風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)自振頻率Table 2 Natural frequency of wind turbine

采用TurbSim軟件[28]模擬風(fēng)速場(chǎng)，脈動(dòng)風(fēng)譜選擇Kaimal 譜，輪轂處平均風(fēng)速分別取9.8，12.0，15.0，18.0，21.0和24.0 m/s共6種情況。海浪采用Pierson-Moskowitz譜模擬，有效波高Hs=4.0 m，譜峰周期Tp=9.4 s。分別取Kuu，0.9Kuu，0.6Kuu和0.3Kuu共4 種基礎(chǔ)剛度對(duì)應(yīng)的虛擬樁長(zhǎng)在FAST 軟件中建立風(fēng)機(jī)模型。在FAST軟件中分別進(jìn)行共6×4=24 種工況的計(jì)算，每個(gè)工況計(jì)算時(shí)長(zhǎng)為660 s，進(jìn)行動(dòng)力響應(yīng)分析。為避免初始時(shí)刻導(dǎo)致的瞬時(shí)不穩(wěn)定響應(yīng)，響應(yīng)結(jié)果輸出后取后600 s 時(shí)程進(jìn)行分析。

4.2 基礎(chǔ)弱化對(duì)單樁和塔筒變形的影響

變形是風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的控制指標(biāo)之一，結(jié)構(gòu)的過大位移容易誘發(fā)風(fēng)機(jī)整體傾覆。提取各工況下結(jié)構(gòu)在泥面、樁頂(塔底)、塔頂三個(gè)位置FA 方向的最大水平位移，結(jié)果如圖3～5所示。由圖3～5可見基礎(chǔ)剛度對(duì)單樁水平位移具有顯著影響，隨著基礎(chǔ)剛度降低，單樁在泥面和樁頂處的水平位移均呈現(xiàn)出增大趨勢(shì)。泥面最大水平位移出現(xiàn)在基礎(chǔ)剛度為0.3Kuu、風(fēng)速為9.8 m/s時(shí)，泥面最大水平位移為49.4 mm。相比單樁的水平位移，基礎(chǔ)弱化對(duì)塔頂水平位移的影響較為有限，圖5中只有當(dāng)風(fēng)機(jī)處于大風(fēng)速(24 m/s)時(shí)，塔頂水平位移會(huì)明顯隨著基礎(chǔ)剛度降低而增大，而當(dāng)其他風(fēng)速條件時(shí)，塔頂水平位移對(duì)基礎(chǔ)剛度的變化并不敏感，甚至可以忽略不計(jì)。此外，風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)位移同時(shí)受風(fēng)速影響，當(dāng)風(fēng)速處于額定風(fēng)速(9.8 m/s)時(shí)，結(jié)構(gòu)水平位移最大。這是由于風(fēng)機(jī)存在變槳操作，在正常運(yùn)行工況下額定風(fēng)速時(shí)荷載最大，超過額定風(fēng)速后變槳操作會(huì)降低結(jié)構(gòu)荷載。風(fēng)速對(duì)風(fēng)機(jī)水平位移的影響隨著結(jié)構(gòu)高度增大而增大，塔頂水平位移受風(fēng)速的影響最大，而泥面水平位移受風(fēng)速的影響較小。

圖3 單樁泥面最大水平位移Fig.3 Maximum horizontal displacement of monopile mudline

圖4 樁頂最大水平位移Fig.4 Maximum horizontal displacement of monopile top

圖5 塔頂最大水平位移Fig.5 Maximum horizontal displacement of tower top

4.3 基礎(chǔ)弱化對(duì)塔筒振動(dòng)的影響

風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)在風(fēng)、浪等動(dòng)力荷載的作用下始終處于振動(dòng)狀態(tài)，過大的振動(dòng)對(duì)結(jié)構(gòu)安全十分不利。為討論基礎(chǔ)剛度弱化對(duì)振動(dòng)的影響，提取每種工況下的樁頂FA方向加速度時(shí)程，選用均方根作為振動(dòng)加速度響應(yīng)的評(píng)價(jià)指標(biāo)，結(jié)果如圖6所示。從圖6 可見：塔頂振動(dòng)主要受風(fēng)速影響，風(fēng)速越大，塔頂加速度越大。塔頂振動(dòng)加速度隨著基礎(chǔ)剛度降低而增大，但增大的程度十分有限。可見，當(dāng)基礎(chǔ)剛度存在弱化且風(fēng)機(jī)在大風(fēng)速條件下運(yùn)行時(shí)，對(duì)于結(jié)構(gòu)振動(dòng)具有不利影響。

圖6 塔頂振動(dòng)加速度均方根Fig.6 Root mean square of tower top vibration acceleration

4.4 基礎(chǔ)弱化對(duì)塔筒荷載的影響

風(fēng)機(jī)運(yùn)行時(shí)主要在FA 方向承受荷載，提取各工況下塔底FA方向的最大彎矩，結(jié)果如圖7所示。從圖7可知：額定風(fēng)速附近時(shí)塔底彎矩最大，由于風(fēng)機(jī)存在變槳操作，荷載并不會(huì)隨著風(fēng)速增大而增大。塔底最大彎矩受基礎(chǔ)剛度變化的影響較小，只有當(dāng)風(fēng)速為24 m/s 時(shí)，塔底最大彎矩會(huì)隨基礎(chǔ)剛度降低而明顯增大，對(duì)于其他風(fēng)速，基礎(chǔ)剛度降低會(huì)較小幅度地增大塔底最大彎矩，但影響程度有限。

圖7 FA方向塔底最大彎矩Fig.7 Maximum bending moment of tower bottom in FA direction

海上風(fēng)機(jī)在服役期間持續(xù)受到循環(huán)荷載作用，極易產(chǎn)生疲勞損傷，結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度是需要特別關(guān)注的指標(biāo)。以等效疲勞荷載作為評(píng)價(jià)指標(biāo)，討論基礎(chǔ)剛度弱化對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞的影響。提取各工況下塔底FA 方向彎矩的等效疲勞荷載，結(jié)果如圖8所示。圖8中，隨著基礎(chǔ)剛度降低，塔底彎矩的等效疲勞荷載增大，可見基礎(chǔ)剛度弱化將引起對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞的不利影響。當(dāng)輪轂處平均風(fēng)速為24 m/s時(shí)，塔底彎矩的疲勞荷載最大。綜合以上結(jié)果可見，相比瞬時(shí)的最大彎矩，塔筒的疲勞對(duì)基礎(chǔ)剛度變化更加敏感。

圖8 FA方向塔底彎矩的等效疲勞荷載Fig.8 DEL of tower bottom bending moment in FA direction

4.5 緊急停機(jī)工況下基礎(chǔ)剛度對(duì)風(fēng)機(jī)動(dòng)力的響應(yīng)

風(fēng)機(jī)在運(yùn)行過程中出現(xiàn)故障、極端環(huán)境條件等情況時(shí)會(huì)進(jìn)行緊急停機(jī)操作，緊急停機(jī)工況是需要特殊關(guān)注。以輪轂處平均風(fēng)速為12 m/s 條件為例，進(jìn)行風(fēng)機(jī)在進(jìn)行緊急停機(jī)操作下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)計(jì)算。假定在計(jì)算時(shí)長(zhǎng)中第460 s 時(shí)進(jìn)行緊急停機(jī)操作，包括在模型中設(shè)置關(guān)閉發(fā)電機(jī)以及葉片開始順槳。得到泥面處水平位移結(jié)果如圖9所示。圖9中，當(dāng)基礎(chǔ)剛度為Kuu時(shí)，在緊急停機(jī)操作下，泥面水平位移在瞬時(shí)出現(xiàn)明顯下降，由于風(fēng)機(jī)已經(jīng)停機(jī)且葉片順槳，泥面水平位移均值下降至0附近變化，并且泥面水平位移的變化范圍比停機(jī)前的大，但泥面最大水平位移仍比停機(jī)前的小。當(dāng)基礎(chǔ)剛度下降時(shí)，泥面水平位移的變化規(guī)律與基礎(chǔ)剛度完好時(shí)類似，但緊急停機(jī)后泥面水平位移的變化范圍增大，特別當(dāng)基礎(chǔ)剛度為0.3Kuu時(shí)，緊急停機(jī)后的泥面最大水平位移仍可達(dá)到停機(jī)前的水平。風(fēng)機(jī)緊急停機(jī)工況時(shí)塔頂水平位移如圖10所示。與泥面水平位移類似，緊急停機(jī)操作會(huì)使塔頂位移在較大范圍內(nèi)變化。當(dāng)基礎(chǔ)剛度下降時(shí)，緊急停機(jī)操作初期，塔頂水平變化較劇烈，一定時(shí)間后塔頂水平位移逐漸到達(dá)較穩(wěn)定范圍內(nèi)，且基礎(chǔ)剛度下降越大時(shí)，位移穩(wěn)定所需的時(shí)間越長(zhǎng)。塔底FA方向彎矩結(jié)果如圖11所示。從圖11可見緊急停機(jī)時(shí)塔底彎矩瞬時(shí)降低，緊急停機(jī)操作后，塔底彎矩均值顯著比緊急停機(jī)前的小，但塔底彎矩的變化范圍比緊急停機(jī)前的大，即均值降低但峰值增大。由于結(jié)構(gòu)疲勞主要受循環(huán)荷載的影響，緊急停機(jī)會(huì)增大結(jié)構(gòu)的疲勞。當(dāng)基礎(chǔ)剛度下降時(shí)，會(huì)進(jìn)一步增大塔底彎矩的峰峰值，更加劇結(jié)構(gòu)疲勞損傷的風(fēng)險(xiǎn)。

圖9 不同基礎(chǔ)剛度下的泥面水平位移Fig.9 Horizontal displacement of monopile mudline at different foundation stiffness

圖10 不同基礎(chǔ)剛度下的塔頂水平位移Fig.10 Horizontal displacement of tower top at different foundation stiffness

圖11 不同基礎(chǔ)剛度下的塔底FA方向彎矩Fig.11 Bending moment of tower bottom in FA direction at different foundation stiffness

4.6 討論

本文是以IEA 3.4MW 風(fēng)機(jī)為研究對(duì)象，對(duì)于更大裝機(jī)容量的海上風(fēng)機(jī)，仍可采用本文技術(shù)路線。當(dāng)采用更大直徑單樁基礎(chǔ)時(shí)，傳統(tǒng)p-y曲線難以考慮樁基礎(chǔ)尺寸效應(yīng)，導(dǎo)致低估基礎(chǔ)承載力，因此需要對(duì)大直徑單樁的p-y曲線進(jìn)行改進(jìn)[29-31]。此外，本文是針對(duì)軟黏土場(chǎng)地條件討論了基礎(chǔ)弱化，當(dāng)場(chǎng)地條件不同時(shí)，如砂土場(chǎng)地時(shí)，樁周砂土在長(zhǎng)期循環(huán)荷載作用下可能會(huì)更加密實(shí)，使得基礎(chǔ)出現(xiàn)強(qiáng)化現(xiàn)象[32-33]，需要根據(jù)具體條件進(jìn)一步分析。

5 結(jié)論

1)基礎(chǔ)剛度弱化會(huì)降低風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)的自振頻率，使其接近風(fēng)機(jī)的1P頻率，可能會(huì)誘發(fā)結(jié)構(gòu)共振。

2)基礎(chǔ)剛度弱化會(huì)明顯增大單樁基礎(chǔ)的水平位移，而塔頂位移受基礎(chǔ)剛度變化的影響較小，塔頂水平位移主要受風(fēng)速影響。

3)塔頂振動(dòng)加速度隨著基礎(chǔ)剛度弱化而輕微增大，塔頂振動(dòng)主要受風(fēng)速影響，風(fēng)速越大，塔頂振動(dòng)越劇烈。

4)基礎(chǔ)剛度降低會(huì)增大塔底疲勞荷載，導(dǎo)致對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞承載力產(chǎn)生不利影響，基礎(chǔ)剛度降低對(duì)極限荷載的增加影響相對(duì)較小。

5)在風(fēng)機(jī)進(jìn)行緊急停機(jī)操作時(shí)，基礎(chǔ)剛度的變化對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響十分明顯，基礎(chǔ)剛度下降會(huì)使各響應(yīng)量在較大范圍內(nèi)變化，使結(jié)構(gòu)響應(yīng)變化更為劇烈，不利于結(jié)構(gòu)安全運(yùn)行。