2017年底全球风电装机总量已达539 GW，特别是亚洲、北美等地区，风电产业发展迅速^[1]。中国风电装机总量已达187.73 GW，占全球三分之一以上^[2]。众所周知，这些地区的很多区域具有较高的地震危险性，很多新建风电场开始建设在地震多发区，风电塔抗震研究逐渐得到重视。有研究表明，地震荷载可能是风电塔设计控制荷载^[3]。目前国际上现行的风电塔设计规范如IEC^[4]和GL^[5]规范等都要求风电塔开展抗震设计。

风电塔具有“头重脚轻”的特点，是典型的长周期结构，在长周期地震动中可能会产生放大效应，在进行风电塔抗震设计时会面临地震动选取的问题，有必要开展针对风电塔在不同频谱特性地震动下响应规律的研究。目前风电塔抗震研究中两种常用手段包括数值模拟^[6–9]和模型试验^[10–11]。数值模拟不需要复杂的试验设备，可重复性高，得到了较为广泛的应用^[12]。已有很多学者采用数值方法对风电塔地震响应规律进行研究，如Patil等^[13]和Sadowski等^[14]选择了近断层和远断层地震动对风电塔进行增量动力分析，得到风电塔的易损性曲线。除戴靠山等^[15]最近对风电塔在不同频谱特性的强震下破坏特征的分析外，针对风电塔在不同频谱成分地震动，特别是长周期地震动下的响应规律的研究还不多见。在风电塔模型试验研究中，Prowell等^[10,16]通过对一65 kW的风电塔原型进行振动台试验，研究了运转工况下风电塔地震动力响应规律，但没有考虑不同地震动特性对风电塔地震响应的影响。

作者依托同济大学振动台试验室，对某1.5 MW风电塔大比例缩尺模型对不同频谱特性地震动下风电塔地震响应规律开展试验研究，并研究了地震动输入方向导致的风电塔响应差异。

1 试验设备

试验依托同济大学振动台试验室。试验设备采用MTS公司模拟地震振动台，台面尺寸为4.0 m $ \times $ 4.0 m，最大载重量为25 t，可以实现3方向6自由度振动控制，频率范围为0.1～50 Hz。在15 t载重条件下，水平主方向最大加速度为1.2g，最大速度为1 000 mm/s，最大位移为100 mm；水平次方向最大加速度为0.8g，竖向最大加速度为0.7g，水平次方向和竖向最大速度为600 mm/s，最大位移为50 mm。信号采集系统共128通道。本试验沿风电塔模型塔身水平两个方向共布置加速度传感器20个，位移传感器10个，在模型塔底位置布置应变片12个，合计使用信号采集通道42个。所有传感器均经过严格校正和检查，确保信号采集的准确。

2 模型设计 2.1 原型信息

研究基于某陆上风电场1.5 MW三桨叶变桨距水平轴风力发电塔。风电塔塔筒为变截面变壁厚薄壁钢结构，高61.8 m，重约100 t。塔身结构分3段，高度自下而上分别为13.6 m、20.8 m和27.4 m，段与段之间由法兰连接，塔身每段分为若干节，整个塔身共22节。塔筒底部外径为4.035 m，顶部外径为2.955 m，筒壁厚度最厚处在塔筒底部，为25 mm，最薄处在接近塔筒顶部位置，为11 mm。塔筒顶部为风机和叶片。叶片重量约6 t，轮毂重量约33 t，机舱重量约56 t。叶片直径70 m，扫风面积3 848 m²，风机等级为为IEC 1a级。

2.2 相似比设计

本试验相似比设计主要遵循以下基本原则：

1）相似比设计能够满足振动台设备台面尺寸、承载能力以及最大加速度、最大速度和最大位移能力的限制。2）风电塔为变截面变壁厚薄壁钢结构，相似比设计能够满足加工最低要求。3）相似比设计能够实现试验研究目的，容易记录到不同特性地震动下风电塔响应规律差异。

本试验选择长度、应力和加速度3个物理量的相似常数作为可控相似常数，根据量纲分析理论和相似条件，推导其他相似常数，试验相似比设计结果如表1所示。

2.3 模型设计

试验研究目的是探讨风电塔在不同频谱特性地震动中响应规律，试验模型的动力特性必须与原型严格相似，特别是自振频率和振型。因此本试验模型设计重点关注质量分布和刚度分布相似。根据相似比设计，试验模型总高度为3.09 m。模型塔筒结构分3段，段与段之间由法兰连接，塔身每段分为若干节，整个塔身共22节。为了保证加工精度可控，与原型塔筒连续变截面变壁厚设计不同，模型塔筒每节截面和壁厚不变，按原型塔筒相应节底截面进行相似设计。为了尽可能保证质量分布相似，同时避免附加质量影响模型塔筒截面刚度，本试验以节为单位，对每节附加质量进行设计和定制加工，并布置在每节连接处。模型塔筒材料采用Q235低碳钢。考虑到原型塔筒为薄壁钢结构体，筒壁最薄仅11 mm，完全按长度相似常数进行相似设计加工条件无法满足，因此对塔筒截面开展刚度等效相似设计。

试验模型顶部设置叶片。模型叶片材料采用铝合金，模型叶片长度和重量根据原型长度和重量相似可得，同时考虑叶片的动力特性相似对叶片截面进行设计。设置无级变速电动机与叶片相连，可以对叶片转速进行调节，以模拟风机运转工况。同时根据原型机舱和轮毂质量对塔顶附加质量进行相似设计。试验模型如图1(a)所示。附加质量及其位置如表2所示。

2.4 传感器布置

试验采用加速度传感器、位移传感器和应变片3种传感器。由于振动台采用双向地震动输入，加速度传感器和位移传感器均为双向布置，应变片主要采集主方向的响应，仅在塔筒主方向布置。本试验重点关注塔顶的加速度响应和位移响应，因此在塔顶双向布置加速度传感器和位移传感器，在塔顶中心和一侧各布置一个位移传感器，共布置加速度传感器2个，位移传感器4个。模型的振型信息也是本试验的重点关注内容，本试验沿塔身双向布置加速度传感器18个，位移传感器6个。此外为了捕获塔底的应力应变响应，本试验还在塔筒第19节～第22节布置4组三方向应变花。所有传感器均经过严格校正和检查，确保信号采集的准确。传感器布置如图1(b)所示。

3 地震波选取和工况设计 3.1 地震波选取

以往的风电塔抗震研究中对地震动的分类多根据断层距离或脉冲效应^[13-14]，但却没有直接考虑地震动的频率特性。风电塔是典型的长周期结构，Dai等^[17]对某陆上风电场1.5MW风电塔进行现场实测，一阶频率为0.48 Hz。在长周期地震动下风电塔可能会产生更不利的结构反应，为了研究和验证风电塔的地震响应规律，本研究对不同频谱特性的地震动进行选取作为振动台输入。

本研究根据建筑抗震设计规范^[18]给出的5%阻尼比设计反应谱^[14,16]，从PEER地震数据库中选择天然地震动。根据不同场地特征周期 ${T_{\rm{g}}}$ ，将地震动分为两组，分别对应硬土场地（ ${T_{\rm{g}}}$ =0.4 s）和软土场地（ ${T_{\rm{g}}}$ =1.1 s）。硬土场地条件下为短周期地震动，软土场地条件下为长周期地震动。特别的，近断层地震动因其具有方向性、滑冲效应和上盘效应等，可能具有更大的破坏性^[19]，有些近断层地震动还具有速度脉冲效应，可能导致风电塔更容易发生破坏^[13,20]。因此，本研究选取的地震动均为近断层地震动，断层距离在20 km以内。考虑到振动台最大位移行程的限制，最终在两组长短周期地震动中各选择2条地震动作为振动台输入。此外，还选择了3条经典地震动：El Centro波、Kobe波和Taft波，增加试验结果的可靠性。

由于天然地震动受震源、场地条件等多种因素影响，为了精确拟合反应谱，本研究还采用三角级数叠加法^[21]生成了长短周期人工地震波各一条，人工地震波持时90 s。最终振动台输入的地震动如表3所示。选择地震动拟合加速度反应谱结果如图2所示，图2（a）为短周期地震动拟合结果，图2（b）为长周期地震动拟合结果。

3.2 工况设计

将长短周期的天然地震动和人工地震动共6条，以及经典地震动3条，共9条地震波在振动台中进行输入。所有的天然地震动均采用双向输入，人工地震波为单向输入。作为第一阶段研究，本试验仅考虑弹性范围，同时考虑抗震设计等级，选择地震动主方向输入幅值为0.4g和0.6g，并按相同的调幅系数对地震动次方向进行调整，分别对应原型承受加速度幅值为0.2g和0.3g的地震动。地震动持时按时间相似比进行调整。

风电塔结构2个方向具有不对称性，不同地震动输入方向可能导致风电塔响应差异，因此选择地震动主方向沿叶片平面垂直方向（X向）、沿叶片平面平行方向（Y向）和沿与叶片平面成45°方向（45°方向）共3个方向进行输入。

本试验还考虑到双向地震动输入方向不同在模型承受不同水准地震作用前后，采用白噪声进行扫频，以得到模型自振频率和阻尼比等动力特性。最终确定加载工况51个。

4 试验结果与分析

对风电塔试验模型动力特性，以及模型在不同地震动和地震动输入方向下的响应结果和规律进行分析，试验结果和分析表述如下。

4.1 模型动力特性

原型动力特性由Dai等^[17]对某陆上风电场1.5 MW风电塔进行现场实测得到。对试验模型在承受不同幅值和输入方向地震动前后进行白噪声扫频，得到试验模型的实测动力特性。将试验模型的实测动力特性根据相似比换算为对应原型频率，并与原型实测频率进行对比，验证试验模型的可靠性。模型动力特性与原型对比结果如表4所示。多次白噪声扫频结果没有出现明显的变化趋势，表明模型的动力特性没有发生变化，模型仍在弹性范围，与试验设计假定一致。

4.2 塔顶加速度响应和位移响应 4.2.1 不同频谱特性地震动中风电塔加速度响应对比

图3给出了风电塔模型在长短周期的地震动中塔顶加速度响应时程，地震动加速度峰值均为0.4g、地震动输入方向为主方向沿叶片平面垂直方向（X向）输入。为了叙述方便，3条短周期（ ${T_{\rm{g}}}$ =0.4 s）地震动按地震编号分别简称为s-1148、s-1493、s-artif，3条长周期（ ${T_{\rm{g}}}$ =1.1 s）地震动分别简称为l-173、l-6959、l-artif。图3（a）、（b）、（c）为短周期地震动响应结果，图3（d）、（e）、（f）为长周期地震动响应结果。对图3进行分析，在长短周期地震动中风电塔模型塔顶加速度响应均具有放大效应。风电塔模型塔顶加速度响应在结构主次方向具有耦合效应，这可能与风电塔塔筒为中心对称的薄壁圆环截面，且具有头重脚轻的特点有关。风电塔在不同频率成分地震动中塔顶加速度响应具有较大差别，在长周期地震动中塔顶加速度响应比短周期地震动响应更大。这可以从地震动反应谱进行解释，长周期地震动反应谱在风电塔基频具有更大的反应谱值。

4.2.2 不同地震动输入方向中风电塔加速度响应对比

图4给出了风电塔模型在不同地震动输入方向条件下的3条经典地震动塔顶结构主方向加速度响应时程对比。图4（a）、（b）、（c）分别为El Centro波、Taft波和Kobe波的地震动响应结果，3条经典地震加速度峰值均为0.4g。对三条经典地震动，地震动主方向沿叶片平面垂直方向（X向）输入比沿叶片平面平行方向（Y向）的塔顶加速度响应更大，但地震动主方向沿与叶片平面成45°方向（45°方向）输入下的响应可能与沿叶片平面垂直方向（X向）输入相当，因此45°方向输入也应引起重视。这可能是由风电塔塔顶叶片和机舱质量偏心导致。这一结论对其余6条长短周期地震波也适用。

4.3 塔身加速度响应和内力响应 4.3.1 塔身加速度响应分析

图5给出了风电塔模型在不同地震动加速度幅值和地震动输入方向下各地震动沿塔身加速度放大系数曲线对比。图5（a）、（b）为地震动主方向沿叶片平面垂直方向（X向）输入时加速度幅值分别为0.4g和0.6g条件下塔身加速度放大系数曲线，图5（c）、（d）为地震动加速度幅值为0.4g时地震动主方向分别沿叶片平面平行方向（Y向）和沿与叶片平面成45°方向（45°向）输入条件下加速度放大系数曲线。对图5进行分析，塔身加速度响应最大位置在塔身中部，接近上三分之一位置，塔身加速度响应的高阶振型效应明显。此外，在不同加速度幅值条件下，塔身放大系数差别不大，但不同地震动输入方向下塔身放大系会有一定差别。长周期地震动下塔身加速度放大系数普遍大于短周期地震动，这也与前面的结论相符。

进一步的，对不同地震动中塔顶加速度响应时程和塔身加速度响应最大位置，即塔身第8节位置加速度响应时程绘制功率谱，在频域进行分析，地震动加速度峰值均为0.4g、地震动输入方向为主方向沿叶片平面垂直方向（X向）输入，如图6所示。图6（a）为塔顶加速度响应功率谱，图6（b）为塔身第8节位置加速度响应功率谱。对图6进行分析，风电塔具有一阶振型响应和二阶振型响应，长周期地震动在基频处具有更大的功率谱值，但在二阶频率处短周期地震动的功率谱值较大。由于风电塔地震响应的一阶振型参与系数比二阶振型参与系数大得多，地震响应主要由一阶振型控制，因此长周期地震动中风电塔地震响应更大。

4.3.2 塔身内力响应分析

根据风电塔模型塔身加速度响应和质量分布可以计算风电塔沿塔身内力响应。图7给出了风电塔模型在不同地震动中沿塔身剪力包络曲线和弯矩包络曲线对比，地震动加速度峰值均为0.4g、地震动输入方向为主方向沿叶片平面垂直方向（X向）输入。图7（a）、（b）分别为剪力包络曲线和弯矩包络曲线。对图7进行分析，风电塔结构的最大剪力和弯矩均集中在塔底位置，且剪力会在法兰位置出现不连续性。与上述结论类似，长周期地震动中塔身剪力包络值和弯矩包络值普遍大于短周期地震动，即长周期地震会导致风电塔更不利响应，应引起足够重视。

5 结　论

针对某1.5 MW风电塔设计大比例缩尺模型开展振动台试验研究。根据相似理论对塔筒进行精细设计，保证模型动力特性满足相似关系。根据抗震设计规范给出的设计反应谱选择两组不同特征周期地震动，并分别对应生成2条人工地震波作为地震输入。通过测试塔顶和塔身加速度和速度响应，以及塔底应变响应，主要得到了以下结论：

1）在不同地震动中，风电塔加速度响应均具有放大效应。同时风电塔塔顶结构主次方向地震响应具有明显的耦合现象。这可能与风电塔塔筒截面形式和结构特点有关。

2）风电塔在不同地震动输入中，塔身加速度响应均在塔筒接近上部三分之一位置处最大，即风电塔响应具有明显的高阶振型效应。对频谱结果进行分析，长周期地震动在基频

3）在不同频率成分的地震动中风电塔响应具有显著差别，在长周期地震动中风电塔具有更大的响应。这是因为长周期地震动反应谱在风电塔基频处具有更大的反应谱值。

4）不同地震动输入方向会导致风电塔地震响应差别。地震动主方向沿叶片平面垂直方向输入比沿叶片平面平行方向的塔顶加速度响应普遍更大，但地震动主方向沿与叶片平面成45°方向输入下的响应可能与沿叶片平面垂直方向输入相当，这可能是由风电塔塔顶叶片和机舱质量偏心导致，应当引起重视。