多级自定心罩式海上风力发电机结构：从概念到抗震性能评估

《Marine Structures》：Multi-stage self-centring jacket-type offshore wind turbine structure: From concept to seismic performance assessment

　　摘要：随着夹套式海上风力发电机越来越多地部署在地震活跃地区，确保其抗震性能已成为一项重要的技术挑战。本研究通过引入一种多级自定位过渡件，设计了新型多级自定位夹套式海上风力发电机。该过渡件包含摇摆式塔基系统与混合式自定位阻尼器。这种风机通过多级能量耗散机制和可控的摇摆结构来减轻地震作用，并实现震后自动复位。为评估该设计的抗震优势，研究人员对5兆瓦基准风机及九种具有不同滞回特性的多级自定位风机进行了非线性时程分析。此外，还从使用功能和极限状态两方面开展了增量动力分析和抗震脆弱性分析。研究结果表明，该设计具有明显的多级响应特性，既能有效提升频繁地震中的使用功能，又能防止罕见地震下的结构倒塌，同时还能实现震后自动复位。通过调整关键设计参数，还可进一步优化其抗震性能，具备较高的设计灵活性。

1. 引言
为应对气候变化与日益增长的能源需求，海上风能作为一种快速发展中的可再生能源，已成为推动可持续能源转型的重要力量。随着海上风力发电机的部署深度不断加深，水深超过50米的区域，夹套式海上风力发电机因其高刚度、强承载能力以及良好的深水适应性，成为首选的结构形式。然而，海上风电场向地震活跃地区的扩张，给风力发电机带来了巨大的抗震风险。多项研究表明，这类风机在较低的塔顶位移作用下就可能遭受严重损坏，且容量较大的风机敏感度更高，塑性变形能力更低。还有研究指出，风机塔基处的应力最大，而应力集中现象多发生在过渡件附近。这些发现都凸显出提升风机抗震性能的紧迫性。

目前，人们已采用多种被动控制策略来增强风力发电机的抗震能力，包括调质质量阻尼器、调液阻尼器以及粘性阻尼器等。此外，旨在提升结构延性、冗余度及能量耗散能力的延性设计策略也越来越受到重视。有研究提出了一种沙漏形结构的减柱截面装置，该装置能有效提升结构的延性与能量耗散能力，从而减弱风机塔架与基础的地震响应。另有研究利用对角支撑摩擦阻尼系统来控制风机的地震振动，结果表明该系统可通过有效耗散地震能量，显著降低风机的侧向位移。尽管在提升结构延性与能量耗散能力方面已取得一定进展，但要实现全面的抗震性能提升——即兼顾使用功能、结构安全及灾后恢复能力——仍是一项艰巨的技术任务。延性设计策略虽能利用材料的非弹性特性耗散地震能量，但不可避免地会导致结构损伤及震后残余倾斜，进而影响风机的灾后恢复。考虑到海上风力发电机维护成本高昂，且可能引发大规模停电，那些未充分考虑抗震性能的风机在地震多发地区将面临巨大的经济损失风险。

近年来，自定位技术被视为一项提升风机抗震性能的有效途径。该技术旨在消除结构在地震后的残余位移，已被应用于抗弯框架、支撑框架以及高层建筑中。典型的自定位结构具有双线性旗形滞回特性，但先前的研究表明，这类结构会产生较大的加速度响应，可能影响设备的使用功能与安全性。近期，将多级能量耗散机制与自定位结构相结合，成为提升风机在多个层面抗震性能的有效手段。有研究提出了一种具有可变滑动刚度的自定位摩擦阻尼器，该阻尼器在屈服后表现出理想的旗形滞回特性。与传统双线性自定位阻尼器相比，它能在极罕见的强地震作用下更有效地控制支撑框架结构的地震响应。还有研究测试了一种具有分阶段能量耗散功能的自定位钢连接件，该连接件先通过摩擦滑动实现能量耗散，随后通过T形杆屈服继续耗散能量，从而实现三线性滞回特性，且残余位移最小，还可通过更换T形杆实现快速恢复。另有研究开发了一种新型多级自定位阻尼器，该阻尼器结合了形状记忆合金螺栓与楔形摩擦板，专为低至中等高度的钢制支撑框架设计，可实现顺序能量耗散。分析表明，这种结构能有效降低非弹性地震作用，性能优于传统自定位系统。因此，开发兼具多级能量耗散与自定位功能的新型夹套式海上风力发电机结构，并对其抗震性能进行全面评估，仍是当前的重要研究方向。

本研究通过引入一种多级自定位能量耗散过渡件，取代传统过渡件，设计出了新型多级自定位夹套式海上风力发电机。首先介绍了该风机的结构组成与工作原理，随后对5兆瓦基准风机及九种具有不同滞回特性的多级自定位风机模型进行了非线性时程分析。最后，从使用功能、结构安全及滞回参数敏感性等方面，通过增量动力分析与抗震脆弱性分析，评估了该类风机的抗震性能。

2. 概念

2.1 结构组成
图1展示了该风机的结构组成。其在塔架与平台之间安装有多级自定位过渡件。该过渡件由三个主要部分构成：（1）摇摆式塔基系统，由摇摆基座的高颈法兰与塔底的上法兰通过带有碟形弹簧组的螺栓相连；（2）焊接在加固塔段上的托梁，用于传递载荷；（3）混合式自定位阻尼器，通过两端的双向铰接结构将托梁与平台相连。

混合式自定位阻尼器最早由某研究团队提出，主要由可变摩擦装置与锥形条装置组成，如图2所示，能够实现多级自定位滞回特性。在一个完整的加载循环中，阻尼器耗散的能量由滞回环所围面积表示。当阻尼器变形量处于锥形条装置预设的槽长范围内时，阻尼器处于可变摩擦阶段，表现出典型的双线性自定位滞回特性，此时仅有可变摩擦装置工作，通过内部摩擦实现能量耗散。一旦变形量超过预设阈值，锥形条装置也会开始工作，阻尼器进入混合能量耗散阶段，表现出四线性自定位滞回特性。在此阶段，可变摩擦装置与锥形条装置协同作用，大幅提升结构的整体刚度、强度及能量耗散能力。在两个阶段中，储存在碟形弹簧组中的弹性能量在卸载过程中释放，为阻尼器提供恢复力，使其回到初始位置。

2.2 工作原理
图3展示了该风机的工作原理。在正常运行状态下，为保证频率匹配，该风机的动态特性与传统风机相似。在地震作用下，摇摆式塔基会被激活，促使上部结构产生摇摆运动。这一运动通过以下机制实现控制：（1）高颈法兰嵌入上法兰的对应凹槽中，从而抵抗水平剪力；（2）装有碟形弹簧组的螺栓则提供可控的垂直变形能力。更为重要的是，这种可控的摇摆运动使得塔架与摇摆基座之间能够相对移动，进而驱动混合式自定位阻尼器的伸缩。通过将摇摆基座机制与阻尼器的多级自定位滞回特性相结合，该风机能够实现自适应的抗震减震效果：在频繁发生的地震中，首先启动无损伤的可变摩擦装置来耗散地震能量，从而抑制振动（尤其是机舱的加速度），保障设备正常使用；在罕见的强地震中，锥形条装置也会被激活，阻尼器则能显著提升结构性能，以抵御强烈的地震作用。地震过后，阻尼器与摇摆基座处预压的碟形弹簧组共同作用，使塔架恢复到原有位置，从而消除震后的残余位移。

3. 数值建模

3.1 有限元模型
本研究采用OpenSees作为数值分析工具，该软件是由加州大学伯克利分校太平洋地震工程研究中心开发的开源有限元分析程序，因其出色的结构与岩土工程分析能力而被广泛认可，也被大量用于海上风力发电机的抗震研究。所建立的模型已在组件级与系统级进行了验证，具体内容见3.2节。

3.1.1 基本参数
该风机及其改进型号均基于同一原型结构设计。其中，塔架结构参考了Jonkman等人提出的NREL 5兆瓦参考模型，而基础部分则采用了另一研究成果。各关键物理参数如下：塔架、基础及桩基均采用S355钢材制造，其杨氏模量为2.1×10^5 MPa，剪切模量为8.0×10^4 MPa。塔架的质量密度按8500 kg/m3设定，这一数值考虑到了非结构部件（如法兰与螺栓组件）带来的额外质量，而基础与桩的设计质量密度则为7850 kg/m3。由于混合式自定位阻尼器对整体惯性贡献较小，因此在整体模型中未将其质量纳入计算。对于第一阶与第六阶水平振动模式，采用了阻尼比为3%的瑞利阻尼模型。各部件的几何形状与质量参数详见表1。

表1 基本物理参数

| 组件 | 参数 | 单位 | 数值 |
|------------|--------------|--------|--------------------|
| 塔架底部直径 | | mm | 5600 |
| 底部壁厚 | | mm | 32 |
| 顶部直径 | | mm | 4000 |
| 顶部壁厚 | | mm | 30 |
| 基础直径 | | mm | 2082 |
| 基础壁厚 | | mm | 60 |
| 支腿直径 | | mm | 1200 |
| 支腿壁厚 | | mm | 35–50 |
| 对角支撑直径 | | mm | 800 |
| 对角支撑壁厚 | | mm | 20 |
| 机舱质量 | | kg | 240 |
| 风轮质量 | | kg | 110 |
| 轴毂高度 | | m | 90.55 |
| 多级自定位过渡件质量 | | kg | 666 |

3.1.2 塔架模型
图4展示了各基本部件的有限元模型。塔架模型采用forceBeamColumn单元构建，这些单元被赋予了弹性截面属性。每个单元的轴线上分布有七个高斯-洛巴托积分点，这些点被赋予了渐变弹性截面，如图4A所示。这种离散化方法能够保证足够的分析精度，误差控制在2%以内。

施加的荷载通过梁单元以轴向力、两个剪力、扭矩以及两个弯矩的形式传递，截面内的应力结果则在积分点处获得。这种梁单元简化模型足以反映整体的力传递与截面响应，也是风力发电机工程中广泛采用的有限元分析方法。在分析过程中，会持续监测每个截面的内力，并根据欧洲规范3的要求，计算屈曲强度利用率，以判断结构是否发生屈曲。当某截面的屈曲强度利用率达到1时，即认为该塔架发生了屈曲失效。屈曲强度利用率的计算公式如下：

(1) Ub = (σE/σR)^kx + (τE/τR)^kr ≤ 1

其中，σE与τE分别为截面的径向应力与剪应力，σR与τR为相应的屈曲抗力，kx与kr则为径向应力与剪应力之间的相互作用参数。

3.1.3 风轮-机舱组合体模型
该风机的风轮-机舱组合体模型采用了Ali等人提出的简化模型。该RNA模型包含以下组成部分：节点1代表偏航轴承；节点2代表转子（包括叶片和轮毂）的质心，集中了其全部质量与转动惯量；节点3则代表机舱的质心（见图4B）。这三个关键节点通过刚性连接元素相互关联。3.1.4. 护套与桩基护套构件是通过赋予纤维截面属性的力梁柱元素来建模的。具体而言，每个截面都是基于由20个周向纤维和3个径向纤维构成的圆形区域进行离散处理的；所有纤维均采用屈服强度为355 MPa的Steel02单轴材料（见图4C）。共使用了7个高斯-洛巴托积分点。为简化模型，本研究未考虑附属结构、接头罐以及局部接头刚度。桩基则是通过非线性温克勒地基上的梁模型来建立的。具体来说，桩身采用间隔1米离散处理的位移梁柱元素来建模，而周围的土壤则由连接到桩节点的非线性零长度弹簧来表示。在每个埋设的桩节点处，两个正交的p-y弹簧和一个t-z弹簧分别用于表示侧向抗力和杆件摩擦力，其极限承载能力是根据美国石油协会标准确定的，而弹簧特性曲线则基于API沙子关系以及Mosher提出的关系式。在桩尖处还设置了一个q-z弹簧，用于表示端承阻力，其极限承载能力和弹簧特性曲线分别依据Meyerhof和Vijayvergiya的研究结果确定。这些分布式的p-y和t-z抗力通过支桩长度转换成节点弹簧承载力。在OpenSees中，这些弹簧分别用PySimple1、TzSimple1和QzSimple1单轴材料来实现。图4(D)展示了所采用的土层参数，以及在10米深度处的循环p-y和t-z响应情况，还有桩尖处的循环q-z响应。3.1.5. 多级自定心过渡件MSCTP模型的示意图见图5。在HSCD连接处、摇摆界面、吊耳和平台上特意设置了外围节点，以便准确反映力的作用位置。每个外围节点都通过弹性梁柱元素与对应的中心节点相连，这类元素的刚度比相邻元素大几个数量级。这些高刚度的弹性梁柱元素起到了近乎刚性的作用，使得施加在外围节点的力以及由于节点偏心而产生的力矩能够传递到中心塔节点上。这种简化处理方式用于评估整体结构响应和截面受力情况；而连接细节处的局部应力与损伤则不在该模型的研究范围内。摇摆界面则是通过多对两节点连接元素来模拟的，这些元素将摇摆基座与塔底相连。其中，外侧的对子采用无拉伸弹性的单轴材料，以模拟基座的压缩变形，而内侧的对子则采用弹性单轴材料，用来模拟碟形弹簧组。下载：下载高分辨率图像（436KB）下载：下载完整尺寸图像图5. MSCTP的有限元模型示意图。HSCD则是通过连接吊耳和平台节点的两节点连接元素来建模的。为了体现HSCD的多级工作机制，需要为每个物理组件指定特定的数值型单轴材料，再将它们整合成一个自定义的单轴材料（见图5A）：(1) 自定心单轴材料用于表示变频驱动器分支；(2) ElasticPPGap元素用于模拟预设的槽长；(3) Steel02单轴材料用于模拟带槽钢板的弹塑性行为；(4) Steel02和ElasticPPGap单轴材料串联起来构成扭转阻尼分支，该分支与变频驱动器分支并联，从而让这个自定义单轴材料能够呈现从变摩擦阶段到混合能量耗散阶段的渐进过渡过程。3.2. 模型验证通过对比[42]中报道的两个实验样本——HSCD-0.3–10–4–10-LP1和HSCD-0.3–15–4–10-LP2，验证了HSCD数值模型的有效性。选择这两个样本是为了展示该模型在不同加载方案下捕捉结构受力历史特性的能力。图6展示了实验结果与数值模拟得到的滞回曲线之间的对比。结果表明，数值模型准确再现了HSCD的关键力学特性，包括其刚度、承载能力、自定心能力以及初始屈服平台长度，从而证明了该数值模型在描述HSCD滞回行为方面的可靠性。下载：下载高分辨率图像（327KB）下载：下载完整尺寸图像图6. 实验滞回曲线与数值模拟滞回曲线的对比。为验证系统级模型的准确性，还对直立式海上风力发电机和混合式直立式海上风力发电机进行了模态分析。表2列出了根据OpenSees模型计算得到的振动周期与文献中的参考值之间的对比情况。前六阶横向振型和第一阶扭转振型的计算周期与参考值非常接近，最大偏差小于3%。这一结果表明，在弹性范围内，这两种风力发电机的动态特性相似，也证明了数值建模方法的合理性。表2. 计算得到的振动周期与参考值之间的对比振型直立式海上风力发电机（秒）混合式直立式海上风力发电机（秒）参考文献[66]中的值（秒）参考文献[57]中的值（秒）第一阶横向振型3.3573.4113.3333.448第一阶扭转振型3.3933.4473.3313.436第二阶横向振型1.0261.0521.0161.241第二阶扭转振型1.0711.0951.0101.230第三阶横向振型0.4230.428-0.500第三阶扭转振型0.5120.519-0.516第一阶扭转振型0.9000.900-0.9633.3. 风荷载与波浪荷载由于本研究旨在比较正常运行条件下滑立式海上风力发电机与混合式直立式海上风力发电机的抗震性能，因此在非线性时程分析之前，风荷载和波浪荷载被转化为等效静荷载，并沿X方向施加。这种方法既保留了这些荷载的预压效应，又能分离出由地震激励引起的动力响应，此前在其它海上风力发电机的抗震评估中也采用了这种方法[6,16]。3.3.1. 风荷载根据IEC 61,400–1标准[67]，本研究在正常运行条件下对海上风力发电机进行了建模，该标准代表了地震发生时最可能出现的工况。按照Arany等人的建议[68]，轮毂高度处的风速被设定为11.4米/秒，因为通常在俯仰控制启动之前，转子的最大推力就会出现在这一风速条件下。风况是根据离岸地区的正常风速分布模型确定的，其风切变指数为0.14，同时还采用了正常湍流模型，其参考湍流强度为0.16（属于A类）。据此，风荷载是按照[49]中的简化等效方法计算得出的。最终得到的等效风荷载包括作用在轮毂上的810.42千牛的集中推力，以及沿塔高分布的风荷载，这一风荷载从底部的0.16千牛/米逐渐增加到轮毂处的0.19千牛/米。3.3.2. 波浪荷载波浪条件为有效波高5.0米，波周期9.5秒[66]。首先，根据艾里波理论计算水粒子的速度和加速度分布。随后，利用莫里森公式，通过叠加阻力和惯性力分量来计算作用在护套构件上的波浪力。需要说明的是，这里假设水粒子的最大速度和加速度是同时出现的，这样的假设可以较为保守地估算阻力和惯性波浪力的总和，同时忽略了它们随时间的变化规律。最后，这些荷载被转化为等效的集中力，作用于护套腿的浸水节点上。这些集中力会随着水深的不同而发生变化，从平均海平面的75.5千牛逐渐降低到泥线处的22.4千牛。4. 关于抗震行为的分析4.1. 地面运动的选择依据ISO 19,901–2标准[69]，本研究确定了用于选择地面运动的目标反应谱。首先，假设研究地点位于台湾海峡，属于D类场地，暴露等级为L2[70]。随后，从规定的地震频谱图中分别得出0.2秒和1.0秒周期下的频谱加速度，数值分别为1.125g和0.45g。此外，还通过将1000年一遇地震的反应谱乘以1.15的系数，得到了异常强度地震的反应谱。而极端强度地震的反应谱则是通过将异常强度地震的反应谱除以2.0的地震安全系数得到的[70]。极端强度地震通常不会对结构造成太大破坏，而异常强度地震则可能对结构造成严重损害，但必须防止结构倒塌。最后，根据所确定的目标谱，从NGA-West2数据库中选取了50组地面运动记录[71]。对于每组地面运动记录，其两个水平分量都会经过统一缩放，使用最优的缩放系数，以最小化其最大方向频谱与目标谱之间的均方误差。通过这种频谱匹配方法，确保所选地面运动的平均反应谱能够在0.2到第一阶振型周期的2.0倍之间的范围内覆盖目标谱。图7展示了所选地面运动的5%阻尼弹性反应谱，而这些记录的详细信息则见附录A。在非线性时程分析中，峰值地面加速度较大的地面运动分量会被沿X方向施加，这一方向与风荷载和波浪荷载的施加方向一致。这样的加载方式能够更保守地评估结构的抗震性能。下载：下载高分辨率图像（205KB）下载：下载完整尺寸图像图7. 所选地面运动的弹性反应谱。4.2. 混合式直立式海上风力发电机的抗震行为4.2.1. 滞回行为为了研究混合式直立式海上风力发电机的抗震性能，本研究建立了以下几种对比结构：(1) 作为基准结构的传统直立式海上风力发电机；(2) 具有四线性自定心滞回特性的典型混合式直立式海上风力发电机，其滞回特性由五个阶段的刚度值、能量耗散比、两个屈服强度以及屈服平台长度等关键设计参数决定；还有具有双线性自定心滞回特性的斜撑式直立式海上风力发电机，其滞回特性则由两个刚度值和屈服强度等设计参数决定。为保证公平比较，混合式直立式海上风力发电机和斜撑式直立式海上风力发电机在风力发电机本体、塔架以及护套基础等方面的基本特性都与传统直立式海上风力发电机相同，同时它们的极限承载能力也尽可能接近（即，极限强度时的Fmy2近似等于Fby，最终加载状态下的刚度km4近似等于kb2）。图8展示了对这三种结构进行循环推覆分析后得到的滞回曲线。这些分析是依据第一阶振型对应的侧向荷载模式进行的，同时设定的目标轮毂位移比为2%。传统直立式海上风力发电机在发生倒塌之前一直表现出线性弹性行为，这一现象可以从塔架未能通过壳体屈曲检验这一事实中看出来，即Ub大于1.0。而混合式直立式海上风力发电机和斜撑式直立式海上风力发电机则在较大位移作用下出现了明显的非线性行为和能量耗散现象，从而避免了结构倒塌。尤其是混合式直立式海上风力发电机，它展现了独特的四线性自定心滞回特性，这反映了它具有多级能量耗散的能力。下载：下载高分辨率图像（250KB）下载：下载完整尺寸图像图8. 各种对比结构的滞回曲线。4.2.2. 动态抗震行为为了初步了解这几种结构在动态地震作用下的表现，研究人员对直立式海上风力发电机、混合式直立式海上风力发电机以及斜撑式直立式海上风力发电机进行了非线性时程分析，分析所采用的地震动为台湾SMART1(45)地震动，其震级为7.3级。图9展示了这几种结构在該地震动作用下的轮毂位移响应情况。在地震作用开始之前，由于之前已经施加了风荷载和波浪荷载，所有结构都出现了大约607毫米的初始位移。在地震发生的初期，这几种结构的响应差异很小，这说明它们在弹性范围内的动态特性相当一致。在11.7秒时，混合式直立式海上风力发电机首先进入了非线性能量耗散阶段，这一阶段的触发原因是HSCD部件首次出现屈服现象。这一机制有效地消耗了地震能量，防止了塔架出现过大的应力。相比之下，传统直立式海上风力发电机因为在缺乏有效的能量耗散和延性发展机制，所以在15.3秒时就发生了倒塌。虽然斜撑式直立式海上风力发电机也出现了非线性行为和能量耗散现象，但其能量耗散开始的时间要比混合式直立式海上风力发电机晚得多。下载：下载高分辨率图像（156KB）下载：下载完整尺寸图像图9. 在台湾SMART1(45)地震动作用下，直立式海上风力发电机、斜撑式直立式海上风力发电机以及混合式直立式海上风力发电机的轮毂位移响应情况，该地震动的强度为异常强度级别。图中的十字标记表示结构发生了倒塌。为了进一步明确这种差异对结构响应的影响，研究人员还对比分析了混合式直立式海上风力发电机和斜撑式直立式海上风力发电机在峰值之后的振动衰减特性（见图9）。MSCJOWT的位移响应降至峰值5%所需时间为23.4秒，而SCJOWT则需要44.9秒。这一差异主要源于MSCJOWT更早启动且能量耗散能力更强。最终，MSCJOWT和SCJOWT都恢复到了初始位置，表明它们具备完全的自中心能力。总体而言，由于多级能量耗散机制的有效性，MSCJOWT在抗震性能上优于SCJOWT。此外，为便于对动态抗震响应进行统计分析，针对在ELE和ALE强度等级下承受50组选定地面运动的JOWT、SCJOWT和MSCJOWT进行了非线性时程分析。对于ELE情况，重点关注结构的使用性能，根据[70]的规定，以塔体最大绝对加速度（PANA）作为关键评估指标。图10展示了PANA响应的统计结果。MSCJOWT有效降低了PANA响应，其中位数分别下降了25.4%（X方向）和16.7%（Y方向）。相比之下，SCJOWT的响应则略有放大，这一现象可能是由于缺乏足够的能量耗散而导致严重非线性效应，这与先前研究中关于传统自中心结构在控制加速度方面存在局限性的结论一致。而MSCJOWT由于具有较低的启动阈值（即Fmy1远低于Fby），能够更早开始能量耗散，从而耗散更多的地震能量。这些观察结果体现了多级能量耗散机制在提升结构使用性能方面的有效性。

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图10. ELE情况下塔体最大绝对加速度响应的统计结果。

对于ALE情况，则通过倒塌概率和塔顶最大位移来评估抗震性能。JOWT的倒塌概率高达58%，而SCJOWT将这一风险降低到了12%，MSCJOWT的防倒塌能力更为出色，倒塌概率进一步降至4%。此外，图11展示了塔顶最大位移响应的统计结果。MSCJOWT的中位数值最低，相比JOWT降低了17.5%。其在防倒塌和控制塔顶位移方面的优势，得益于MSCJOWT在第三阶加载阶段所表现出的重新强化特性，这一特性是由Fmy1向Fmy2的转变以及km3相对于km2的更高刚度所决定的（见图8）。多级能量耗散机制中的这种重新强化作用，能够在严重地震作用下，一旦超过设定阈值，就能有效控制塔顶位移的持续增长。

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图11. ALE情况下塔顶最大位移响应的统计结果。三角形标记表示发生倒塌的响应案例。

4.3 关键设计参数的影响
多级能量耗散机制具有很高的灵活性，通过调整关键设计参数，可以实现不同的滞回行为。为了评估这种灵活性并给出设计建议，开展了一项参数研究，探讨关键设计参数对响应的影响。

4.3.1 设计参数矩阵
MSCJOWT的滞回行为由四个关键设计参数决定：第一屈服力Fmy1、第二屈服力Fmy2、屈服平台长度Sm以及能量耗散比β。为了便于进行以响应敏感性为重点的参数分析，Fmy1和Fmy2被按照推覆分析所得到的JOWT的极限承载能力（4407 kN）进行归一化处理，分别记为R1和R2。而屈服平台长度Sm则被HSCD中槽孔的长度（2米）进行归一化，记为η。为此项参数分析，共设计了9种具有不同滞回行为的MSCJOWT模型。表3总结了它们的设计参数矩阵，通过循环推覆分析得到的相应滞回曲线则展示在图12中。需要注意的是，案例1作为基准参考，用红色曲线表示。

表3. 关键设计参数汇总。

案例 R1 R2 η β
1 0.5 0.9 0.36 0.75
2 0.65 0.9 0.36 0.75
3 0.78 0.9 0.36 0.75
4 0.5 0.8 0.36 0.75
5 0.5 1.0 0.36 0.75
6 0.5 0.9 0.28 0.75
7 0.5 0.9 0.43 0.75
8 0.5 0.9 0.36 0.65
9 0.5 0.9 0.36 0.70

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图12. 用于参数分析的MSCJOWT滞回曲线。

4.3.2 动态抗震行为
图13展示了在台湾SMART1(45)地面运动作用下，9种MSCJOWT模型的塔顶位移时程曲线。仅在设计时R2值较高的案例5中观察到了结构倒塌现象。这一现象表明存在一个关键的设计约束：为避免塔体出现过大的应力，Fmy2必须低于JOWT的极限承载能力，即R2 < 1.0。否则，在MSCJOWT的重新强化阶段，可能无法有效抑制塔体内的应力增长，从而导致塔体倒塌。此外，降低R1也能减少峰值响应，最大可降低11%。这是因为较低的R1会使得MSCJOWT更早进入非线性能量耗散阶段，从而实现更大的能量耗散。相比之下，β和η对峰值响应的影响微乎其微。至于峰值后的振动衰减，提高R1和R2或降低η通常能减缓衰减速度，而β的影响则较小。除发生倒塌的案例5外，所有案例的响应最终都会在地震作用停止前恢复到初始位置，显示出完整的自中心能力。

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图13. 9种MSCJOWT模型的塔顶位移响应曲线。十字标记表示结构发生倒塌。

5 地震脆弱性与性能评估

5.1 假设与定义
为了进一步评估这9种MSCJOWT在所选地面运动作用下的抗震性能，采用了增量动力分析方法[72]。该分析采用了Hunt-Trace-Fill算法[72]，终止条件为塔体无法通过壳体屈曲验证。强度量度IM定义为两种水平地面运动分量在第一个振动周期T1内的谱加速度的归一化几何平均值[73]：
IM = Sa,X(T1)×Sa,Y(T1)/Sa,ALE(T1)

其中，Sa,X(T1)和Sa,Y(T1)是两种水平地面运动分量的谱加速度；Sa,ALE(T1)则是ALE谱在T1时刻的谱加速度。为了定义损伤量度DM，选择了三个关键的工程需求参数：（1）塔体最大绝对加速度PANA，即X方向和Y方向的平方和开方后的组合绝对加速度，用作评估结构使用性能的指标；（2）塔顶最大位移率PHDR，即组合后的塔顶最大位移与塔高的比值，用于反映结构的整体变形需求；（3）塔体最大旋转角PTR，这是Nuta等人[74]提出的一个反映塔体局部弯曲程度的指标。此外，还定义了两种极限状态：极限状态ULS和服务性能状态SLS，具体见表4。

表4. 极限状态的定义。

极限状态 响应指标 要求标准
SLS-A 塔体加速度 < 0.6 g
SLS-D 塔顶位移 < 0.87%
ULS-B 壳体屈曲利用率 < 1

各极限状态被超越的概率是通过对数正态函数来建模的。中位数θ和对数标准差σ则是通过最大似然法估算得出的。由此得到的脆弱性曲线可表示为：
P[Damage≥LS|IM] = Φ(ln(IM/θ)±σ)

5.2 增量动力分析

5.2.1 塔体最大绝对加速度
图14展示了JOWT和基准MSCJOWT的PANA量化IDA曲线，分别为第16、50和84百分位数曲线。JOWT的中位数曲线呈现出近似线性增长趋势，当IM超过0.7后则出现趋势放缓现象。这种放缓主要是由于在较高IM水平下倒塌案例增多，导致IDA曲线提前终止，进而使得中位斜率下降。而MSCJOWT的曲线则表现出明显的非线性特征。在短暂的线性阶段之后，曲线进入强化阶段，此时PANA随IM的增长速率有所下降。值得注意的是，这一强化阶段覆盖了相当宽的范围（IM约为0.20–1.05，PANA约为0.16–0.70 g），涵盖了从频繁到罕见的各类地震强度，甚至超出了0.6 g的SLS-A阈值。最后，曲线又呈现出长时间且逐渐放缓的趋势。MSCJOWT由于其多级能量耗散机制，能够有效耗散能量，从而成功抑制了PANA响应，提升了结构的使用性能。参数分析进一步明确了关键设计参数对PANA中位数IDA曲线的影响（见图15）。在关乎结构使用性能的低至中等IM范围内，R1的值越大，强化阶段开始得越早，PANA响应也就越低。相反，R2、η和β对PANA响应的影响则可以忽略不计。

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图14. JOWT与基准MSCJOWT的PANA量化IDA曲线对比。

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图15. 关键设计参数对PANA中位数IDA曲线的影响。

5.2.2 塔顶最大位移率
图16展示了JOWT和基准MSCJOWT的PHDR量化IDA曲线。各案例的倒塌情况以散点形式标出。与JOWT类似，MSCJOWT的中位数曲线也先呈现近似线性增长，随后逐渐放缓，但其曲线则展现出明显的非线性特征。MSCJOWT的倒塌发生对应的IM中位数上升了87%，从JOWT的0.98上升到了MSCJOWT的1.83，这表明其防倒塌能力得到了显著提升。此外，两种结构的倒塌PHDR值都存在较大的差异，JOWT的变异系数为0.15，MSCJOWT的变异系数为0.20。如此高的变异程度表明，仅采用单一的PHDR阈值作为ULS标准，是无法实现准确预测的。图17展示了关键设计参数对PHDR中位数IDA曲线的影响。在低至中等IM范围内，R2、η和β对PHDR响应的影响都很小。相反，适度降低R1则能降低PHDR响应。当IM超过1.0后，提高β值也会使PHDR响应有所下降。

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图16. JOWT与基准MSCJOWT的PHDR量化IDA曲线对比。

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图17. 关键设计参数对PHDR中位数IDA曲线的影响。

5.2.3 塔体最大旋转角
图18展示了JOWT和基准MSCJOWT的PTR量化IDA曲线。JOWT的中位数曲线呈现近似线性增长趋势，之后突然变为水平直线。而MSCJOWT的曲线则呈现出明显的四阶段递增趋势，这一趋势似乎与其四线性滞回特性（kmsc1–kmsc4）相对应。实际上，结构刚度的降低使得上层塔体更容易发生摇摆，从而有效限制了塔体旋转的程度，也降低了PTR随IM增长的速率。这一机制表现为IDA曲线斜率的上升，反映了MSCJOWT在保护上层塔体免受过度应力作用方面的有效性。具体而言，JOWT和基准MSCJOWT的倒塌时PTR中位数分别为0.312和0.316，两者数值非常接近。此外，不同地面运动条件下，倒塌时的PTR值也具有很高的一致性，JOWT的变异系数为0.017，MSCJOWT的变异系数为0.031。因此，这一临界值可作为定义极限状态的一个可靠且通用的标准。另外，图19展示了关键设计参数对PTR中位数IDA曲线的影响。在低至中等IM范围内，降低R1会导致MSCJOWT更早进入第二阶段，从而使PTR响应降低。当IM超过1.0后，增加η值或降低R2值都会使PTR响应下降。相比之下，β对PTR响应的影响则可以忽略不计。

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图18. JOWT与基准MSCJOWT的PTR量化IDA曲线对比。

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图19. 关键设计参数对PTR中位数IDA曲线的影响。

5.3 地震脆弱性分析

5.3.1 SLS-A状态
图20展示了JOWT和MSCJOWT的SLS-A状态脆弱性曲线。图中的散点代表实际观测数据，曲线则表示基于公式3拟合得到的脆弱性曲线。图20(A)所示的优异拟合效果，证明了对数正态分布模型的适用性。

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图20.基于SLS-A的脆弱性曲线。与JOWT相比，MSCJOWT显著降低了SLS-A的脆弱性。这一优势在低至中等IM范围内尤为明显，因为多级能量耗散机制能够较早启动。例如，在IM=0.5时，MSCJOWT使超越概率相比JOWT最大程度降低了51%。此外，降低R1也能显著减少SLS-A的脆弱性，而R2、η和β的影响则可以忽略不计。这种现象源于SLS-A的特性，它代表的是在低至中等IM范围内通常会被超越的服务能力极限状态。该范围内的地震作用通常不足以使MSCJOWT进入重新强化阶段，其响应主要仍停留在第一屈服平台内。因此，决定第一屈服阶段阈值的R1对SLS-A的脆弱性有显著影响；较低的R1能让MSCJOWT更早进入该阶段进行能量耗散，从而有效抑制加速度响应。相比之下，其他参数仅控制高IM范围内启动的后期阶段；此时SLS-A的阈值早已被超越。

5.3.2 SLS-D

图21展示了SLS-D下JOWT和MSCJOWT的脆弱性曲线。在低至中等IM范围内，MSCJOWT的SLS-D脆弱性略高于JOWT。这种现象是由于MSCJOWT进入第一非线性阶段后刚度下降，导致塔顶位移迅速增加。然而，随着MSCJOWT发生更严重的非线性变形，能量耗散的增加有效地减轻了地震作用，从而抑制了响应，使得SLS-D脆弱性相比JOWT有所降低。此外，增加β和降低R1也能有效减少SLS-D的脆弱性，而R2和η的影响则可以忽略。

5.3.3 ULS-B

图22展示了ULS-B下JOWT和MSCJOWT的脆弱性曲线。与JOWT相比，MSCJOWT的ULS-B脆弱性显著更低。例如，在ALE强度水平下（即IM=1.0），基准MSCJOWT的ULS-B脆弱性低于5%，而JOWT的这一数值则达到了50%。进一步降低R2或增加η会使脆弱性曲线向右移动，表明倒塌概率大幅降低。相比之下，R1和β对ULS-B脆弱性的影响较小。这是因为在与ULS-B相关的高IM范围内，MSCJOWT已经进入了重新强化及后续阶段。因此，ULS-B的脆弱性是由这些后期阶段激活的机制所决定的，而非早期阶段。MSCJOWT的多级能量耗散机制为不同极限状态下的地震性能优化提供了可行且灵活的解决方案，有助于实现平衡的多目标设计策略：对于SLS，R1在加速度控制和位移控制之间提供了关键的权衡，需要精心调整，以在保护设备免受加速度损害的同时，将轮毂位移控制在可接受范围内；对于ULS，R2和η则成为提升抗倒塌能力的关键参数。这种调优策略使得设计能够根据不同的地震场景，利用独特的多级机制实现有效的地震防护。

本研究还验证了PTR作为倒塌指标的可靠性。如图23所示，采用IDA得出的中位倒塌PTR作为ULS-B脆弱性评估的阈值。基于PTR得出的脆弱性曲线与基于编码屈曲强度验证（公式(1)）得出的曲线高度一致。这一一致性表明，PTR可作为JOWT和MSCJOWT倒塌的可靠指标。

6 结论

本研究通过引入MSCTP替代传统的TP，提出了一种新型的MSCJOWT。为了评估MSCJOWT设计的抗震优势，对一个5兆瓦的基准JOWT以及九种MSCJOWT的数值模型进行了非线性时程分析、IDA分析以及地震脆弱性分析。主要结论如下：

(1) MSCJOWT采用了摇摆式塔基系统和HSCDs，实现了多级自中心能量耗散机制，能够在不同地震场景下提供适应性强的抗震防护。具体而言，MSCJOWT能够抑制机舱加速度，确保在频繁地震中的正常运行；保护上塔结构免于过度应力，防止在罕见地震中倒塌；同时保持极小的残余位移，便于震后功能恢复。这种多级机制凸显了所提设计在地震韧性方面的多功能性和稳健性。

(2) 依托其多级能量耗散机制，MSCJOWT在ELEs作用下的中位PANA相比JOWT降低了25.4%，有效解决了传统自中心系统因阻尼不足而在加速度控制方面的固有缺陷。与此同时，MSCJOWT使中位峰值轮毂位移降低了17.5%，抗倒塌能力显著提升，在ALEs作用下的倒塌概率从58%降至4%。此外，MSCJOWT的震后残余位移极小，表明其具备完全的自中心能力。

(3) IDA分析结果表明，MSCJOWT能够在低至中等IM范围内有效抑制机舱加速度，使其中位倒塌IM相比JOWT提高了87%，在服务能力和抗倒塌性能方面实现了全方位的提升。尤其值得注意的是，MSCJOWT的PTR曲线呈现出明显的四阶段递增特征，似乎与其四线性滞回特性相吻合。

(4) 地震脆弱性评估表明，MSCJOWT的性能有了显著提升，尤其是在ULS-B方面，ALE设计强度下的倒塌概率从50%降低到了5%以下。脆弱性对参数的敏感性差异明显，R1和β决定了SLS性能，而R2和η则影响ULS性能，这为不同地震场景下的协同性能优化提供了可行方案。此外，PTR被证明是一种可靠且通用的倒塌指标，其在两种结构体系以及不同地震激励下的结果都与编码屈曲强度验证高度一致。

需要强调的是，本研究是通过对比地震评估对所提出的MSCJOWT进行了概念性验证。在保留所需基本结构特征的同时，研究采用了一些建模简化处理。风力和波浪作用被简化为等效静载荷，未详细建模其动态特性以及风力发电机控制措施的影响。基于梁的结构模型侧重于整体响应，未详细分析局部应力和损伤情况；同样，基于API的非线性Winkler地基上的梁模型虽然能够工程化地描述桩土相互作用，但无法体现所有三维效应和场地特定因素。未来的研究还应探讨其在不同风力发电机容量和场地条件下的适用性，以及海洋环境中的耐久性和疲劳问题、认证流程和全生命周期成本效益等问题。

作者贡献说明

Ke Ke：撰写——初稿、方法论、研究、资金获取。Yi Ru：撰写——初稿、正式分析、数据整理。Xuhong Zhou：撰写——审阅与编辑、监督、项目管理。Wuhua Xie：撰写——审阅与编辑、方法论、概念设计。Shuling Hu：验证、研究。Theodoros L. Karavasilis：验证、监督。

Ke Ke|Yi Ru|Xuhong Zhou|Wuhua Xie|Shuling Hu|Theodoros L. Karavasilis

中国重庆，重庆大学土木工程学院