海上风机的分部与整体结构设计现状

第２７卷第３期　２０１１年６月　结构工程师　Ｖｏ１．２７，Ｎｏ．３　Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｓ　Ｊｕｎ．２０１１　海上风机的分部与整体结构设计现状　崩兴峰祁德庆　（同济大学建筑工程系，上海２０００９２）　摘要海上风机结构是一个相对复杂的结构系统，其动力响应受到多种环境因素影响，且多种荷载之　间的相互作用是一种非线性行为。此外，风力机不同组成部分之间都有其独特特性，结构间的耦合作用　决定着风机在非平稳环境力作用下的整体动力反应。分别综述了风机叶片的转动与弹性变形的耦合、　塔架与叶片的耦合、塔架的优化设计、基础的模型以及结构随参数变化敏感性分析。最后对未来有待于　进一步研究的问题进行介绍。　关键词海上风机，结构耦合，结构优化，基础模型，参数敏感性　Ｔｈｅ　Ｓｔａｔｅ　ｏｆ　Ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ　ｏｎ　Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ　Ｄｅｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎ　ａｎｄ　Ｏｖｅｒａｌｌ　Ｄｅｓｉｇｎ　ｏｆ　Ｏｆｆｓｈｏｒｅ　Ｗｉｎｄ　Ｔｕｒｂｉｎｅｓ　ＢＥＮＧ　Ｘｉｎｇｆｅｎｇ　ＱＩ　Ｄｅｑｉｎｇ　（Ｄｅｐａｒｔｍｅｎｔ　ｏｆ　Ｂｕｉｌｄｉｎｇ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｔｏｎ￣ｉ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｓｈａｎｇｈａｉ　２０００９２，Ｃｈｉｎａ）　Ａｂｓｔｒａｃｔ　Ａｎ　ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅ　ｃａｎ　ｂｅ　ｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄ　ａｓ　ａ　ｒｅｌａｔｉｖｅｌｙ　ｃｏｍｐｌｅｘ　ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ　ｓｙｓｔｅｍ　ｓｉｎｃｅ　ｓｅｖｅｒａＪ　ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌ　ｌｏａｄｓ　ａｆｆｅｃｔ　ｉｔｓ　ｄｙｎａｍｉｃ　ｂｅｈａｖｉｏｒ　ａｎｄ　ｔｈｅｉｒ　ｍｕｔｕａｌ　ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ　ｓｈｏｕｌｄ　ｂｅ　ｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄ　ａｓ　ｎｏｎｌｉｎｅａｒ　ｐｈｅｎｏｍｅｎａ．Ｂｅｓｉｄｅｓ　ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ　ｐａｒｔｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅ　ｈａｖｅ　ｔｈｅｉｒ　ｏｗｎ　ｐｅｃｕｌｉａｒ　ｆｅａｔｕｒｅｓ，ｗｈｏｓｅ　ｍｕｔｕａｌ　ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ　ｄｅｔｅｒｍｉｎｅｓ　ｔｈｅ　ｏｖｅｒａｌｌ　ｄｙｎａｍｉｃ　ｒｅｓｐｏｎｓｅ　ｕｎｄｅｒ　ｎｏｎ—ｓｔａｔｉｏｎａｒｙ　ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌ　ｌｏａｄｓ．Ｔｈｅ　ｃｏｕｐｌｉｎｇ　ｂｅｔｗｅｅｎ　ｔｈｅ　ｂｌａｄｅ，ｒｏｔａｔｉｏｎ　ａｎｄ　ｉｔｓ　ｅｌａｓｔｉｃ　ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ　ａｓ　ｗｅｌｌ　ａｓ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅ　ｔｏｗｅｒ　ａｎｄ　ｔｈｅ　ｂｌａｄｅ，ｔｈｅ　ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ　ｏｆ　ａ　ｓｔｅｅｌ　ｔｏｗｅｒ，ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ　ｍｏｄｅｌ　ａｎｄ　ｐａｒａｍｅｔｅｒ　ｓｅｎｓｉｔｉｖｉｔｙ　ｏｆ　ｄｙｎａｍｉｃ　ｂｅｈａｖｉｏｒ　ａｒｅ　ｄｉｓｃｕｓｓｅｄ　ｉｎ　ｔｈｉｓ　ｐａｐｅｒ．Ｆｉｎａｌｌｙ，ｓｏｍｅ　ｐｒｏｂｌｅｍｓ　ｅｘｉｓｔｅｄ　ｉｎ　ｔｈｅ　ｆｕｒｔｈｅｒ　ｒｅｓｅａｒｃｈ　ｏｎ　ｔｈｅ　ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅｓ　ａｒｅ　ｐｒｅｓｅｎｔｅｄ．　Ｋｅｙｗｏｒｄｓ　ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅ，ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ　ｃｏｕｐｌｉｎｇ，ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ　ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ，ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ　ｍｏｄｅｌｉｎｇ，　ｐａｒａｍｅｔｅｒ　ｓｅｎｓｉｔｉｖｉｔｙ　１　引　言　取得长足发展。目前海上风力发电的开发主要集　中在欧洲，近年来尤其在英国、丹麦和德国发展迅　速。截止２０１０年末，已完成的最大的风电场为英　国的Ｔｈａｎｅｔ海上风电场，装机容量为３００　Ｍｗ；丹　麦２００９年建成的Ｈｏｒｎｓ　ＲｅｖⅡ海上风电场位居　其次，装机容量为２０９　ＭＷ。按照欧盟风能协会　风力发电是当前提倡的低碳经济发展项目之　一，是一种清洁的可再生能源，越来越受到国际能　源界和开发商的关注。随着设计理论的发展以及　安装技术的逐步成熟，风力发电成本大幅降低，在　资源好的条件下，基本上可以同煤电和油电相　竞争。　的计算，２０２０年风电装机容量将达到１．８亿千　瓦，海上风电约为８　０００万ｋＷ　。２０１０年完成　的东海大桥海上风电场是国内第一座海上风电　海上风电与陆上风电相比具有风速高且稳　定、年利用小时数高、不占陆地面积、对环境影响　小、靠近电网负荷中心等特点。自１９９１年世界上　首座海上风电场在丹麦建成以来，海上风力发电　收稿日期：２０１１—０３—１０　场，该项目总装机容量１０２　ＭＷ，安装３４台国产　单机容量３　ＭＷ的离岸型风电机组。　海上风机是一个复杂的结构系统。一方面风　联系作者，Ｅｍａｉｌ：ｂｅｎｇｘｆ＿ｌ１２５＠１６３．ｃｏｒｎ　・文献综述・　机处在复杂的海洋环境条件下，不仅受到气动荷　载作用，还受到波浪、海流以及地震区的地面运动　和北方海域的冰振作用。同时这些动力荷载都具　有很强的随机性，荷载之间的共同作用也是一种　非线性作用。另一方面，风机由叶片、机舱、塔架　以及基础组成，系统的各组成部分在非平稳环境　荷载作用下存在高度耦合。在结构的动力分析　时，应将叶片一机舱一塔架一基础一地基作为整　体来研究。下面将分别从结构以及荷载两方面综　述风机的结构动力特性。　２　风机叶片的转动对结构的影响　风力机结构中存在的最显而易见的外在激励　来自于转子。在常速风机中，系统第一激励频率　１　Ｐ为转子转动频率，第二激励频率为转子上叶片　的穿越频率：ＮＰ，其中／ｖ为叶片数目。为了避免　系统产生过大振动，保证风机正常安全运行，包括　风机、塔架、基础在内的整个系统需避开转子激励　频率，结构所允许的频率范围一般较狭窄。东海　大桥海上风电场中，系统基频的允许范围为０．２７　～０．３１　Ｈｚ，频率变化只有０．０４　Ｈｚ　。因此有必　要对风机的各组成部分以及结构整体的动力行为　作深入研究。　２．１　叶片旋转的离，Ｌ，ＨＵ化效应　陈小波等　研究了风机在空间旋转运动时，　由叶片重力以及离心力作用下产生的离心刚化效　应。叶片增加的刚度Ｋ可表示为　Ⅳｌ　一Ⅳ１　１１　ｌ　一Ｎ１　Ｎ　Ｌ　Ｎ２　—————ｌ－——　１　Ｚ２　＝　一Ｎ　ｌ　ｌ　ｌ　Ｎｎ０　０　一Ｉ＋　ｌ　２　ｌ　一１　１　式中，ｆ　为ｉ单元长度；Ｎ　为ｉ点轴向力。　研究者将风机叶片等效为矩形悬臂梁（图１），　在考虑离心刚化效应下，用有限元理论计算了随时　间和转速二维坐标变化的前三阶自振频率，结果显　示叶片的自振频率随转速的增大而增大；离心刚化　效应对叶片的一阶频率影响较大，对高阶频率影响　结构工程师第２７卷第３期　较小。　ＬＲ　０　图１等效悬臂梁叶片　Ｆｉｇ．１　Ｓｕｂｓｔｉｔｕｔｅｄ　ｃａｎｔｉｌｅｖｅｒ　ｂｌａｄｅ　２．２　叶片转动与其弹性变形间的耦合　风力机工作时，叶片绕中心轴转动，叶片的变　形使其绕转轴的转动惯量及质量分布等发生改　变，从而影响叶片的转动形态，而叶片转动形态的　改变，必然使叶片的弹性变形发生改变，叶片的转　动与柔性叶片弹性变形是相互耦合的。　李德源等　４　采用现代柔性多体系统动力学　研究了风力机叶片的空间旋转运动与其弹性变形　间的耦合作用。采用ｋａｎｅ方法，建立了一般形式　的大型风机叶片柔性多体动力学方程，并对１．５　ＭＷ变速恒频风电机组玻璃钢叶片的固有频率进　行了求解，结果表明：叶片旋转与其变形的耦合将　导致挥舞刚度的弱化，固有频率随转速而降低。　但由于离心刚化效应的存在会加大叶片的挥舞刚　度。综合二者的影响，叶片的固有频率随转速增　大而增大。　３　风机塔架和叶片的耦合分析　作用在叶片上的空气动力、惯性力、弹性力等　交变荷载会使叶片和塔架产生耦合，表现在风机　叶片的摆振与塔架侧向弯曲耦合振动，风轮叶片　挥舞与塔架前后弯曲耦合振动。同时，机舱位于　塔架的顶端，有很大的质量和一定的尺寸，它的刚　性运动对塔架的动力反应有重要影响。为此，国　内外有很多学者对叶片、机舱、塔架之间的耦合作　用进行了分析研究。　Ｍｕｒｔａｇｈ等人　基于剪力传递机制研究了塔　架和风机叶片的耦合振动作用。首先单独对转动　叶片进行动力反应分析。将叶片假设为悬臂梁结　构，采用集中质量法模拟这种多自由度体系，用振　型分解法求解了叶片在风荷载作用下的反应。将　风荷载作用看成是平均风和脉动风的叠加，并用　Ｋａｉｍａｌ谱模拟脉动风载作用。叶片的动力学方　程表示为　［』ｌ　］｛五（ｔ）｝＋［Ｃ。］｛五（ｔ）｝＋　０　０　Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｓ　Ｖｏ１．２７，Ｎｏ．３　Ｓｔａｔｅ　ｏｆｔｈｅ　Ａｉｔ　［　］｛　（ｔ）｝＝｛Ｆ　（ｔ）｝　，ＩＢ　（１）　为了方便运输，一般将塔体分成几段，各段塔体通　过双面法兰，用预紧螺栓连接。塔架除了自身重　叶片单独作用时引起端部剪力表达式为　｛　（￡）｝＝　Ｂ　Ｉ｛　（　，ｔ）｝ｄｘ　Ｊ　０　（２）　力外，还受到叶片和机舱的重力作用以及风叶作　用于塔筒顶端的气动荷载、偏转力、陀螺力和陀螺　再将塔架和机舱模拟为集中质量的多自由度　力矩等。目前我国相关规范和规程还没有对风力　发电钢塔筒给出具体的荷载计算方法，而且对塔　体系，此时外荷载除了随塔架高度变化的风荷载　向量ＦＴ（　）外，还有来自叶片传至塔顶端的荷载　（￡），塔架的动力学方程为　（ｔ）＋Ｃｒ　（ｔ）＋Ｋ　（ｔ）　＝Ｆｒ（ｔ）＋　（ｔ）　（３）　（ｔ）＝　（ｔ）＋Ｍ３　。。（ｔ）　（４）　式中，　（ｔ）表示为叶片与塔架连接处的加速　度；Ｍ３　指三叶片的质量。　当不考虑风机叶片与塔架的耦合时，即将叶　片以及机舱以一集中质量作用于塔架顶端，忽略　了叶片运动对塔顶产生的剪力作用。这时，计算　的塔尖最大位移值明显减少。研究者还指出：当　塔体的自振频率与叶片的自振频率相近时，这种　不耦合模型会大大低估塔架的动力反应，使结构　设计偏于不安全。不过Ｍｕｒｔａｇｈ所述的塔架与叶　片的耦合作用是基于剪力传递的，忽略了二者之　间弯矩与转矩的传递；且没有考虑机舱的平动和　转动，以及机舱塔架的连接刚度对系统运动的　影响。　王介龙　在Ｈａｍｉｌｔｏｎ原理的基础上分别建　立了桨叶、机舱、塔架的动力学方程，综合考虑桨　叶挥舞、摆振、扭转、轴向位移４种变形运动与机　舱刚体运动、塔架弹性变形的强非线性耦合运动，　运用５节点１８自由度和２节点１２自由度的梁单　元模型分别离散桨叶和塔架，通过交接面上的力　平衡和位移协调条件将这三个独立的子结构耦合　在一起，并采用拟线性法求解了这种具有周期时　变系数的桨叶非线性动力学方程。　４　风机塔架的结构分析及优化设计　４．１　风机塔架结构的几何形式以及受力分析　风机的支撑结构一般是由钢结构薄壁圆柱以　及薄壁圆锥体焊接而成，且壁厚与直径是随高度　逐渐减小的。为了满足结构疲劳设计的严格要　求，需要所有的连接焊缝为对接焊缝。此外，由于　结构的局部屈曲对壁厚十分敏感，塔架每隔一定　的距离都要设置环形加劲肋，以防止局部屈曲。　架的分析目前主要集中在陆上风机的研究。　Ｎ．Ｂａｚｅｏｓ等　对一台４５０　ｋＷ风力发电钢塔　进行了静力、地震力作用分析和稳定性的研究。　对薄壁钢塔精细化建模，用四边形壳体单元模拟　塔壁、法兰上的梯形加劲肋以及Ｌ形的环状加劲　肋；用六面体实体单元模拟较厚的环形法兰；并用　３一Ｄ梁单元模拟塔架内部平台处的构件。有限　元计算结果显示，塔壁上最大的Ｖｏｎ　Ｍｉｓｅｓ应力　以及剪切应力都出现在门附近区域，周边布置的　加劲肋显著降低了塔壁的应力水平。对于陆上风　机，地震作用引起的结构应力一般较小，风塔的强　度和稳定性易于满足。Ｉ．ＬａｖａｓｓａｓＬ８　对１　ＭＷ风　力机在地震力和风荷载作用下的研究结果也表明　了这点。　赵文涛等　系统地介绍了风力发电塔筒荷　载计算方法与荷载组合方式。采用额定风速、切　出风速以及极限风速三种工况，对某ＭＷ级风机　塔筒的力学性能进行有限元分析计算。指出在进　行荷载组合时，气动荷载应作为第一可变荷载；切　出风速工况下塔筒的顶端位移最大，应以该工况　作为最不利工况进行设计。　４．２　风机塔架的优化设计　优化设计的目的是在满足一定的限制条件　下，使结构的建设成本最低化。这种方法已广泛　运用于电视塔＿】　、机场控制塔　等细长结构的　设计中。　Ｋ．Ｊａｒｍａｉ等¨　对在轴向力以及侧压力作用　下的海洋固定平台桁架结构进行了优化设计。该　结构中的圆柱壳体单元带有正交加劲肋，包括箱　形截面的横向加劲肋以及Ｔ形截面纵向加劲肋。　设计参数的变化包括壳体的厚度、加劲肋的数量　和尺寸。结构的约束条件为壳体和加劲肋的屈曲　以及制造上的限制。设计费用包括材料费用、将　平面的壳体加工为圆柱形的费用、焊接以及喷漆　费。分别使用跳步法、Ｄｙｎａｍｉｃ—Ｑ法、粒子群优　化法以及ＥＴＯＰＣ法进行数值计算和比较，得到了　一致的结果：和无加劲肋的结构比较，这种正交垂　・文献综述・　直加劲肋的使用可以明显降低壳体的厚度，节约　材料的成本和制造安装费用。　Ｐ．Ｅ．Ｕｙｓ　对一个４５　Ｉｌｌ高的风力发电钢塔　进行了优化设计。钢塔由长度为１５　ｍ的３个圆　锥形壳体构成，为了防止塔体的椭圆形变形，每隔　一段距离都设置了环形加劲肋。钢塔承受风荷载　作用。采用Ｒｏｓｅｎｂｒｏｃｋ算法求解最优化壳体的　厚度、环形加劲肋的数量以及尺寸，结果显示环形　加劲肋的使用数量是影响该塔架整体费用的关键　因素，随着加劲肋数量的增加而增大。　５　风力发电基础模型　和陆上风机相比，近海风机所处的环境更　加复杂，除了受到风力作用外，还会受到包括　浪、流、冰荷载以及地震作用，使得风机塔架基　础承受很大的水平力和弯矩。这些荷载都将　由基础传至地基，从而使地基土产生变形，地　基的变形又反过来影响基础上部结构的动力　响应。结构一基础一地基相互作用（ＳＳＩ）一直　是工程界的热点与难点问题，在海上风机的设　计中，考虑ＳＳＩ效应不仅可以更准确地预测风　机上部结构的动力特性，对于正确计算土中基　础的内力以及变形也十分必要。　目前的近海风机的基础大多是桩基础：单　桩固定式基础、三脚架组合式基础以及高桩承　台群桩基础。而主要用于计算桩一土相互作　用的模型有集中质量法　、嵌固端等效桩长　法、有限元法以及边界元法。　５．１　桩土动力相互作用的模型化　５．１．１　集中质量法　１９６４年，Ｊ．Ｐｅｎｚｉｅｎ等㈡　在分析桩基础的　大跨桥梁的地震反应时，首次提出了集中质量　模型。该模型是基于Ｗｉｎｋｌｅｒ地基假定，将桩　土一桥梁系统离散成一个理想化的集中参　数系统。用三元件模拟黏土介质的动力特性，　此三元件装置由１个双线性滞后型弹簧和１个　非线性阻尼器并联，再和１个非线性阻尼器串　联，分别代表黏土的弹塑性特性、阻尼特性和　蠕变特性。用弹性半空间的Ｍｉｎｄｌｉｎ理论计算　地基土的弹性系数，用Ｗｉｎｋｌｅｒ理论确定地基　系数。　结构工程师第２７卷第３期　上　部　地面线　结　构　自由场　成　层　桩　地　基　基　础　地震动输入　．－　图２桩土相互作用集中质量模型　Ｆｉｇ．２　Ｌｕｍｐｅｄ　ｐａｒａｍｅｔｅｒ　ｍｏｄｅｌ　ｆｏｒ　ｐｉｌｅ—ｓｏｉｌ　ｄｙｎａｍｉｃ　ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ　ａｎａｌｙｓｉｓ　集中质量法可以方便地考虑成层土的非均匀　性、非线性和阻尼特性等因素。上下部结构均采用　多质点有限元体系，使得计算比较简便，经过适当的　参数调整，该模型可以较好地反映桩的动力性能，因　而在桩土相互作用计算的实际工程中应用极广。　图３嵌固端等效桩长　Ｆｉｇ．３　Ｆｉｘｉｔｙ　ｌｅｎｇｔｈ　图４分布弹簧模型　Ｆｉｇ．４　Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｅｄ　ｓｐｒｉｎｇｓ　ｍｏｄｅｌ　Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｓ　Ｖｏ１．２７，Ｎｏ．３　图５有限元模型　Ｆｉｇ．５　Ｆｉｎｉｔｅ　ｅｌｅｍｅｎｔ　ｍｏｄｅｌ　５．１．２　嵌固端等效桩长法　嵌固端等效桩模型是将插在土中的桩用一段　下端嵌固于刚性地基的等效长度桩代替。对于海　洋结构，根据桩所在处土体条件的不同，有效嵌固　长度一般为３．５～８倍桩径　（图３）。根据　Ｋｕｈｎ的研究，对于单桩固定式的近海风机，有效　嵌固长度一般取桩径的３．３～３．７倍　。Ｍ．Ｂ．　Ｚａａｉｊｅｒ　ｈ１　通过用有限元法以及等效桩长法分别　对三脚架组合式基础、导管架基础以及单桩固定　式基础的风机振动特性分析，结果显示：对于前两　种基础，桩的有效嵌固长度为６倍桩径时，所得结　果与有限元法较吻合。这也和一般计算海洋平台　结构的推荐长度相一致，因为这两种风机基础的　振动模态以及桩径都和海洋平台结构相近。对于　单桩固定式基础，有效桩长为４倍的桩径，这也与　Ｋｕｈｎ所推荐的桩长接近。尽管这种等效方法大　大简化了计算，但在较大荷载下，土体会出现非线　性，且在海床基础泥线处会受到海流冲刷作用，这　些都会影响到等效桩长值的选取，而长度的选取　值对风机动力特性影响很大，所以这种方法只可　对风机结构动力响应做初步分析。　５．１．３　有限元法　桩一土相互作用采用３种非线性弹簧模拟：Ｐ　—Ｙ弹簧模拟桩侧土体的水平抵抗作用，ｔ－Ｚ弹簧　模拟桩侧土体的竖向摩阻作用，ｑ—ｚ弹簧模拟桩　底土体的竖向支承作用；桩基础可用梁单元模拟。　Ｐ—Ｙ曲线可以采用现场实测数据，当很难获得实　测数据时，也可采用美国ＡＰ１　推荐的曲线。贺　嘉等　叫通过大型有限元软件进行桩土相互作用　的三维数值模拟，通过选择合适的土的本构关系，　包括扩展的Ｄｒｕｃｋｅｒ—Ｐｒａｇｅｒ模型和Ｍｏｈｒ—　ｃｏｕｌｏｍｂ模型。在桩与土之间引入接触单元模拟　Ｓｔａｔｅ　ｏｆ　ｔｈｅ　Ａｒｔ　桩与土间的接触行为。　Ｍａｒｔｉｎ　Ａｃｈｍｕｓ＿２川通过一个三维数值模型，研　究大直径单桩结构在单调和循环荷载作用下的侧　向承载能力和刚度特性，再与ＡＰＩ推荐的方法做　出比较，发现后者会高估基础的侧向承载力，使结　构设计偏向不安全。　５．２　基础随参数变化的动力敏感性分析　Ｍ．Ｂ．Ｚａａｉｊｅｒｌ１引从能量法的角度研究了系统　动力敏感性的影响因数。以系统的结构频率作为　衡量结构的动力特性。由瑞利法出发：　。　Ｊ　（ｓ）‘厂（　（ｓ））　应变能Ｕ，ｃ、　（　）．　（　）ｚｄ　动能Ｔ　’Ｊ　‘　式中，　（ｓ）可表示为由刚度ｋ决定的位移、转角　或曲率振型。　研究者将可能影响到风机整体的动能以及应　变能的参数分为四类并给出了参考的变化范围：　（１）地基土：包括土的有效重度、摩擦角、土　侧压力系数、泊松比变化、弹性剪切模量、不同特　性土层转换位置以及整体冲刷以及局部冲刷的　影响。　（２）基础：桩基础的直径以及壁厚的改变、重　力式基础的尺寸以及质量的改变。　（３）海洋环境：基础上海洋附着物的增长、　水深。　（ｇ）上部结构：叶片和机舱质量、塔架的壁厚　与直径、塔架内部平台以及梯子质量的影响。　通过对几种不同形式基础的动力敏感性分析　显示，三桩固定式基础对参数变化最不敏感。在　结构的设计过程中，就能较准确地预测风机在实　际运行阶段的动力反应。重力式基础受到的影响　要大得多，第一自振频率的不确定性达到了　２０％。由于土参数在风电场的不同位置，以及在　风机运行的寿命期内都可能出现较大的变化，土　的性能又对自振频率的影响很大，对处在风电场　不同位置的重力式基础应单独设计。　６海上风机在风浪联合作用下的整体结　构分析　海上风机基础在波浪荷载作用下的结构设　计，一般借鉴于海上石油平台、海上灯塔的设计经　・文献综述・　验。对于长细结构基础（单桩固定式以及三角架　基础等），主要采用Ｍｏｒｉｓｏｎ公式　：　ｎ２　１　ｄＦ＝Ｐ　Ｃ　ｄｚ＋—　ＣＤ　Ｄｖ　ｆｄｚ（６）　斗　Ｚ　对于大尺度的重力式基础的设计，需考虑结　构的存在对波浪场的影响以及波浪非线性运动，　Ｍｏｒｉｓｏｎ方法已经不适合这种基础的设计，一般采　用绕射理论以及Ｆｒｏｕｄｅ－Ｋｒｙｌｏｖ理论分析。　Ａｎｄｒｅｗ　Ｒ．Ｈｅｎｄｅｒｓｏｎ等　用不同的波浪运　动模型以及波浪荷载模型对Ｂｌｙｔｈ风电场的基础　进行了水动力荷载研究，指出浅水区波浪运动的　非线性对基础的设计影响很大。对于单桩固定式　基础，采用线性波浪理论计算所得倾覆弯矩会明　显小于较精确的流函数理论计算值，基础疲劳损　坏也相应偏小；两种波浪理论计算值的差别随着　水深的增加而逐渐减小。对于重力式基础，使用　线性波浪理论会导致较保守的结果，计算得到的　浮托力以及水平波浪力偏大。　Ｒｕｎｅ　Ｒｕｂａｋ等　采用了最新的气动弹性风　力机设计规范ＢＨａｗＣ，对丹麦Ｓａｍｓ￣海上风电场　中的２．３　ＭＷ风机，进行了气动力荷载与波浪联　合作用下结构的时域分析。对风力机的重要组成　部分（风力机叶片、发电机、变速箱、轮毂、轴承、　导流罩、制动器以及偏航系统等）进行精细化建　模，以表达结构各部分的几何非线性作用。假设　土体为匀质沙土，采用分布的非线性弹簧和阻尼　器模拟单桩基础与土体的相互作用；以沙性土的　摩擦角作为变量，进行比较研究。结果表明：基础　结构模型作为系统气动弹性模型的一部分，不仅　影响到整体结构的动力响应，对风力机各组成部　分亦有很大的影响，尤其是对塔架的横向振动模　式。随着土体强度的提高，叶片的振动随之增大，　而桩基础的最大截面弯矩作用位置对土体不太　敏感。　Ｍａｎｅｎｔｉ　Ｓ等　采用谱分析方法，对一个　５　ＭＷ单桩固定式海上风机进行了波浪和风荷载　联合作用下的随机响应分析。选用Ｐｉｅｒｓｏｎ—　Ｍｏｓｋｏｗｉｔｚ波浪谱，用Ｍｏｒｉｓｏｎ公式计算作用于单　桩基础上的波浪力谱。风荷载作用分解为平均风　和脉动风作用，采用Ｋａｒｍａｎ谱描述具有零均值　的高斯平稳随机过程特性的脉动风速。采用有限　元法计算多点激励下结构的反应，结果表明：在结　构自振频率处，输出的反应谱密度值最大；两种荷　载共同作用下结构的反应会小于二者单独作用后　结构工程师第２７卷第３期　的叠加值，即存在荷载相互作用的非线性特点。　Ｍ．Ｓｅｉｄｅｌ等　鉴于在风工程以及海洋结构　工程中都有各自成熟的专业软件计算风荷载以及　波浪荷载作用，但对于海上风机受到两种荷载共　同作用时，目前只能对单桩固定式基础进行较准　确的分析，而对三角架以及导管架这种较复杂的　基础在风浪联合作用下的计算效果不佳。研究者　通过质量、阻尼以及刚度矩阵的匹配，将复杂的基　础等效为单桩基础，并将实际结构的波浪荷载转　化为单桩结构的等效荷载。综合两个领域中的专　业软件，用“半集成”方法计算等效基础的荷载效　应，并对一个５　ＭＷ单桩固定式风机，分别采用基　础顶端的位移控制法和荷载控制法进行了结构位　移的计算与疲劳寿命谱的绘制。结果显示：半集　成法所得结果与波浪联合作用的综合分析结果基　本吻合，证明了这种方法的有效性。　塔　架　～　—一　～　基　泥线　’　础　＾～　’Ｖ　’　＾　’　＾～　’¨　刀掰　７７＂　＾＾￣　’　＾　’　图６复杂基础的等效模型　Ｆｉｇ．６　Ｔｈｅ　ｓｕｂｓｔｉｔｕｔｅ　ｍｏｄｅｌ　ｆｏｒ　ｃｏｍｐｌｅｘ　ｓｕｂｓｔｒｕｃｔｉｏｎ　李德源等　叫分析了海上风力机塔架承受的　复杂的外界载荷条件，计算了过临界条件下作用　在塔架上顺风和横风向的气动载荷；并研究了海　上风力机圆筒形塔架在随机风载荷和波浪荷载作　用下的动力响应数值分析方法。应用线性波理论　仿真非规则海浪，通过坐标变换，将平面的　Ｍｏｒｉｓｏｎ波浪力系发展成空间力系，分析作用在圆　筒性塔架的波浪载荷。利用ＭＡＴＬＡＢ编写了作　用在塔架上的气动载荷、波浪载荷、谱分析以及结　构分析程序。　Ｌｉｎ等　针对波浪力等水平循环荷载作用　下，桩会产生累计位移效应，给出了在振幅不变的　循环荷载作用下的桩头累计位移计算：　ｚ￡ＪＮ＝Ｗ】（１＋ｔ　Ｉｎ　Ｎ）　（７）　Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｓ　Ｖｏ１．２７，Ｎｏ．３　Ｓｔａｔｅ　ｏｆｔｈｅ　Ａｒｔ　式中，Ｗ，为静力荷载作用下的位移；Ｎ为循环数；ｔ　（３）海上风电场基础结构一般为钢管组成的　是与土条件以及循环种类（单向或双向）有关的　参数。　对于变振幅的循环荷载作用，Ｌｉｎ＆Ｌｉａｏ也　给出了相应的公式：　：。÷［可Ｗｌ，Ｋ（１＋ｔｌｎ　ＮＫ川，　ＷＧｅｓ＝Ｗ】｝】【１＋ｔｌｎ（Ｎｌ＋　）］　（８）　＝２　式中，Ⅳ　为等效荷载数量；Ｗ　．　为设计荷载作用　下的静力位移；ｗ　为不同幅度荷载作用下的静　力位移；Ⅳ　为作用荷载的总数量。　Ｍａｒｔｉｎ　Ａｃｈｍｕｓ　采用上述方法，运用德国北　海区域的１２年中超过一亿多条波浪统计数据，对　直径为７．５　ｉｎ的单桩固定式基础在波浪循环荷载　作用下进行了计算。结果显示：相较于最大静力　设计荷载作用，位移增大约４３％。同时，只有少　数较大的荷载对位移累计效应起作用，对于波高　较小的波浪荷载的影响则可以忽略不计。不过　Ｍａｒｔｉｎ的计算是假设所有波浪作用于同一方向，　结果只能定性参考。　７研究展望　海上风机结构的动力分析是一个复杂的综合　性问题，涉及多学科间的交叉，如空气动力学、流　体力学、岩土力学、结构动力学等。随着各学科理　论的不断完善，有限元的广泛运用以及计算机科　学的不断发展，近海风机的总体设计理论与方法　得到很大程度提高。此外，随着近年来海上风电　场的持续发展，大型风机的吊装和组装技术、运行　和维护方面都形成了比较完善的系统，但在很多　方面仍需展开进一步的研究：　（１）海上风电场的总投资中，基础结构占　１５％一２５％，而陆上风电场仅为５％一１０％Ｌ　２ｓｊ。　因此有必要在充分考虑ＳＳＩ效应以及流固耦合作　用下，深入研究基础的动力响应，进行基础的优化　设计，降低风力发电的成本。　（２）目前还没有一种有效的方法，对变幅度　以及变方向的波浪循环荷载作用下结构泥线处的　位移累计数值进行评估。之前研究者一般假定波　浪是作用于同一方向的，这与海洋环境中波浪实　际作用是不相符的。此外，海底饱和软土在周期　性循环荷载作用下处于交变塑性或累积塑性而可　能导致基础的失效。　空问钢架结构，管节点处存在较高的应力集中现　象。在风荷载以及波浪荷载作用下，管节点的应　力集中严重影响接头的疲劳强度。管节点的疲劳　分析是海上风机基础结构设计的重要环节，有必　要对其进行进一步分析。　（４）在风轮的气动影响下，波浪荷载与风荷　载共同作用的结果并非两种荷载单独作用后的线　性叠加。有必要深入研究多种荷载共同作用风机　的反应，并评估这种荷载作用的非线性影响程度。　（５）对于单桩固定式等细长结构基础，波浪　荷载作用下结构的动力反应较大，目前还没有一　种设计方法能将结构的反应与合适的高阶随机非　线性波浪作用一同考虑。而对于重力式基础结构　的波浪荷载计算，目前还没有合适的设计方法能　同时考虑绕射影响，非线性波浪作用以及结构复　杂的几何特性带来的影响。随着理论的发展以及　计算机能力的提高，期待ＣＦＤ在未来给出较好的　解决办法。　（６）目前对于风机塔架的振动控制研究十分　有限，在地震动作用下的有效控制措施也很少。　因此今后有必要研究支撑塔架的动力可靠性与安　全评价指标以及相应的结构振动控制措施和智能　化启动、驱动和控制策略。　参考文献　［１］　赵群，柴福莉．海上风力发电现状与发展趋势［Ｊ］．　机电工程，２００９，２６（１２）：５－８．　Ｚｈａｏ　Ｑ，Ｃｈａｉ　Ｆ　Ｌ．Ｃｕｒｒｅｎｔ　ｓｔａｔｕｓ　ａｎｄ　ｔｒｅｎｄ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ｗｉｎｄ　ｐｏｗｅｒ［Ｊ］．Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ＆Ｅｌｅｃｔｒｉｃａｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　Ｍａｇａｚｉｎｅ，２００９，２６（１２）：５－８．（ｉｎ　Ｃｈｉｎｅｓｅ）　［２］林毅峰，李健英，沈达，等．东海大桥海上风电场风　机地基基础特Ｉ生及设计［Ｊ］．上海电力，２００７，（２）：　１５３—１５７．　Ｌｉｎ　Ｙ　Ｆ，Ｌｉ　Ｊ　Ｙ，Ｓｈｅｎ　Ｄ，Ｓｏｎｇ　Ｃ．Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ　ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ　ａｎｄ　ｄｅｓｉｇｎ　ｔｅｃｈｎｉｑｕｅ　ｋｅｙｓ　ｏｆ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅ　ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ　ｉｎ　Ｓｈａｎｇｈａｉ　Ｄｏｎｇｈａｉ—ｂｒｉｄｇｅ　ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ｗｉｎｄｆａｒｍ［Ｊ］．Ｓｈａｎｇｈａｉ　Ｅｌｅｃｔｒｉｃｉｔｙ，２００７，　（２）：１５３—１５７．（ｉｎ　Ｃｈｉｎｅｓｅ）　［３］陈小波，李静，陈健云．考虑离心刚化效应的旋转　风力机叶片动力特性分析［Ｊ］．地震工程与工程振　动，２００９，２９（１）：１１７—１２２．　Ｃｈｅｎ　Ｘ　Ｂ．Ｌｉ　Ｊ．Ｃｈｅｎ　Ｊ　Ｙ．Ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ　ｏｆ　ｒｏｔａｔｉｎｇ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅ　ｂｌａｄｅ　ｗｉｔｈ　ｃｅｎｔｒｉｆｕｇａｌ　・文献综述・　・１４７・　结构工程师第２７卷第３期　ｓｔｉｆｆｅｎｉｎｇ　ｅｆｆｅｃｔ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　ｅａ￣ｈｑｕａｋｅ　ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　ａｎｄ　ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　ｖｉｂｒａｔｉｏｎ，２００９，２９（１）：１１７—１２２．（ｉｎ　Ｃｈｉｎｅｓｅ）　［４］李德源，叶枝全，陈严．风力机旋转叶片的多体动　力学数值分析［Ｊ］．太阳能学报，２００５，２６（４）：　４７３－４８１．　Ｌｉ　Ｄ　Ｙ，Ｙｅ　ｚ　Ｑ，Ｃｈｅｎ　Ｙ．Ｍｕｌｔｉ—ｂｏｄｙ　ｄｙｎａｍｉｃ　ｎｕｍｅｒｉｃａｌ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　ｒｏｔａｔｉｎｇ　ｂｌａｄｅ　ｏｆ　ｈｏｒｉｚｏｎｔａｌ　ａｘｉｓ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅ［Ｊ］．Ａｃｔａ　Ｅｎｅｒｇｉａｅ　Ｓｏｌａｉｒｓ　Ｓｉｎｉｃａ，２００５，　２６（４）：４７３－４８１．（ｉｎ　Ｃｈｉｎｅｓｅ）　［５］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（１７）：１２０９—１２１９．　［６］　王介龙，陈彦，薛克宗．风力发电机耦合转子／机　舱／塔架的气弹响应［Ｊ］．清华大学学报（自然科学　版），２００２，２（２）：２１　１－２１５．　Ｗａｎｇ　Ｊ　Ｌ，Ｃｈｅｎ　Ｙ，Ｘｕｅ　Ｋ　Ｚ．Ａｅｒｏｅｌａｓｔｉｃ　ｒｅｓｐｏｎｓｅ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　ｃｏｕｐｌｅｄ　ｒｏｔｏｒ—ｎａｃｅｌｌｅ—ｔｏｗｅｒ　ｆｏｒ　ａ　ｈｏｒｉｚｏｎｔａｌ　ａｘｉｓ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅ［Ｊ］．Ｊ　Ｔｓｉｎｇｈｕａ　Ｕｎｉｖ（Ｓｃｉ＆Ｔｅｃｈ），　２００２，２（２）：２１１—２１５．（ｉｎ　Ｃｈｉｎｅｓｅ）　［７］Ｂａｚｅｏｓ　Ｎ，Ｈａｔｚｉｇｅｏｒｇｉｏｕ　Ｇ　Ｄ，Ｈｏｎｄｒｏｓ　Ｉ　Ｄ，ｅｔ　ａ１．　Ｓｔａｔｉｃ，ｓｅｉｓｍｉｃ　ａｎｄ　ｓｔａｂｉｌｉｔｙ　ａｎａｌｙｓｅｓ　ｏｆ　ａ　ｐｒｏｔｏｔｙｐｅ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅ　ｓｔｅｅｌ　ｔｏｗｅｒ［Ｊ］．Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ，　２００２（２４）：１０１５—１０２５．　［８］Ｌａｖａｓｓａｓ　Ｉ，Ｎｉｋｏｌａｉｄｉｓ　Ｇ，Ｚｅｒｖａｓ　Ｐ，ｅｔ　ａ１．Ａｎａｌｙｓｉｓ　ａｎｄ　ｄｅｓｉｇｎ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｐｒｏｔｏｔｙｐｅ　ｏｆ　ａ　ｓｔｅｅｌ　１　ＭＷ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅ　ｔｏｗｅｒ［Ｊ＿．Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２００３（２５）：　１０９７—１　１０６．　［９］赵文涛，曹平周，陈建峰．风力发电钢塔筒的荷载　计算方法和荷载组合研究［Ｊ］．特种结构，２０１０，２７　（４）：７３—７６．　Ｚｈａｏ　Ｗ　Ｔ，Ｃａｏ　Ｐ　Ｚ，Ｃｈｅｎ　Ｊ　Ｆ．Ｌｏａｄ　ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ　ｍｅｔｈｏｄｓ　ａｎｄ　ｌｏａｄｓ　ｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎ　ａｂｏｕｔ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅ　ｔｏｗｅｒ［Ｊ］．Ｓｐｅｃｉａｌ　Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２０１０，２７（４）：７３－７６．（ｉｎ　Ｃｈｉｎｅｓｅ）　［１Ｏ］Ｆｅｎｇ　Ｍ　Ｑ，Ｚａｎｇ　Ｒ．Ｗｉｎｄ　ｉｎｄｕｃｅｄ　ｖｉｂｒａｔｉｏｎ　ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ　ｏｆ　Ｎａｎｊｕｎｇ　ＴＶ　ｔｏｗｅｒ［Ｊ］．Ｉｎｔ　Ｊ　Ｎｏｎ—　ｌｉｎｅａｒ　Ｍｅｃｈ，１９９７，３２（４）：６９１—７０６．　［１１］Ｔａｍａｒｕ　Ｙ，Ｋｏｈｓａｋａ　Ｒ，Ｎａｋａｍｕｒａ　Ｏ，ｅｔ　ａ１．Ｗｉｎｄ—　ｉｎｄｕｃｅｄ　ｒｅｓｐｏｎｓｅｓ　ｏｆ　ａｎ　ａｉｒｐｏｒｔ　ｔｏｗｅｒ—ｅｆｉｆｃｉｅｎｃｙ　ｏｆ　ｔｕｎｅｄ　ｌｉｑｕｉｄ　ｄａｍｐｅｒ［Ｊ］．Ｊ　Ｗｉｎｄ　Ｅｎｇ　Ｉｎｄ　Ａｅｒｏｄｙｎ，　１９９６；６５：１２１—１３１．　［１２］Ｊａｒｍａｉ　Ｋ，Ｓｎｙｍａｎ　Ｊ　Ａ，Ｆａｒｋａｓ　Ｊ．Ｍｉｎｉｍｕｍ　ｃｏｓｔ　ｄｅｓｉｇｎ　ｏｆ　ａ　ｗｅｌｄｅｄ　ｏｒｔｈｏｇｏｎａｌｌｙ　ｓｔｉｆｆｅｎｅｄ　ｃｙｌｉｎｄｒｉｃａｌ　ｓｈｅｌｌ　［Ｊ］．Ｃｏｍｐｕｔｅｒｓ　ａｎｄ　Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２００６（８４）：７８７—７９７．　［１３］Ｕｙｓ　Ｐ　Ｅ，Ｆａｒｋａｓ　Ｊ，Ｊａｎｎａｉ　Ｋ，ｅｔ　ａ１．Ｏｐｔｉｍｉｓａｔｉｏｎ　ｏｆ　ａ　ｓｔｅｅｌ　ｔｏｗｅｒ　ｆｏｒ　ａ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅ　ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ［Ｊ　１．　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２００７（２９）：１３３７—１３４２．　［１４］肖晓春，迟世春，林皋．水平地震下土一桩一结构　相互作用简化分析方法［Ｊ］．哈尔滨工业大学学　报，２００３，３５（５）：５６１—５６４．　Ｘｉａｏ　Ｘ　Ｃ，Ｃｈｉ　Ｓ　Ｃ，Ｌｉｎ　Ｇ．Ｓｉｍｐｌｉｉｆｅｄ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　ｓｏｉｌ—　ｐｉｌｅ—ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ　ｄｙｎａｍｉｃ　ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ　ｕｎｄｅｒ　ｌａｔｅｒａｌ　ｓｅｉｓｍｉｃ　ｌｏａｄｉｎｇ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｈａｒｂｉｎ　ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ　ｏｆ　ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２００３，３５（５）：５６１—５６４．（ｉｎ　Ｃｈｉｎｅｓｅ）　［１　５］Ｐｅｉｚｉｅｎ　Ｊ．Ｓｅｉｓｍｉｃ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　ｂｒｉｄｇｅｓ　ｏｎ　ｌｏｎｇ　ｐｉｌｅｓ　［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ　Ｄｉｖｉｓｉｏｎ，　１９６４，９０（ＥＭＳ）：２２３－２５４．　［１６］Ｂａｒｌｔｒｏｐ　Ｎ　Ｄ　Ｐ，Ａｄａｍｓ　Ａ　Ｊ．Ｄｙｎａｍｉｃｓ　ｏｆｆｉｘｅｄ　ｍａｒｉｎｅ　ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ［Ｍ］．Ｏｘｆｏｒｄ：Ｂｕｔｔｅｒｗｏｒｔｈ　Ｈｅｉｎｅｍａｎｎ　Ｌｔｄ，１９９１．　［１７］ｖａｎ　Ｂｕｓｓｅｌ　Ｇ　Ｊ　Ｗ，Ｓｃｈｏｎｔａｇ　Ｃ，Ｃｏｃｋｅｉｒｌｌ　Ｔ　Ｔ，ｅｔ　ａ１．　Ｉｎ：Ｋｕｈｎ　Ｍ，ｅｄｉｔｏｒ．Ｍｅｔｈｏｄｓ　ａｓｓｉｓｔｉｎｇ　ｔｈｅ　ｄｅｓｉｇｎ　ｏｆ　ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ｗｉｎｄ　ｅｎｅｒｇｙ　ｃｏｎｖｅｒｓｉｏｎ　ｓｙｓｔｅｍｓ．Ｏｐｔｉ　ＯＷＥＣＳ　ｉｆｎａｌ　ｒｅｐｏ￣，ｖｏ１．２．Ｄｅｌｆｔ：Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ　ｆｏｒ　Ｗｉｎｄ　Ｅｎｅｒｇｙ；１９９８．　［１　８］Ｚａａｉｊｅｒ　Ｍ　Ｂ．Ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ　ｍｏｄｅｌｉｎｇ　ｔｏ　ａｓｓｅｓｓ　ｄｙｎａｍｉｃ　ｂｅｈａｖｉｏｕｒ　ｏｆ　ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅｓ［Ｊ］．Ａｐｐｌｉｅｄ　Ｏｃｅａｎ　Ｒｅｓｅａｒｃｈ，２００６（２８）：４５—４７．　［１９］ＡＰＩ，ＲＰ　２Ａ—ＬＲＦＤ：ＡＰＩ　ｒｅｃｏｍｍｅｎｄｅｄ　ｐｒａｃｔｉｃｅｓ　ｆｏｒ　ｐｌａｎｎｉｎｇ　ｄｅｓｉｇｎｉｎｇ　ａｎｄ　ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｎｇ　ｆｉｘｅｄ　ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ｐｌａｔｆｏｒｍｓ—ｌｏａｄ　ａｎｄ　ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ　ｆａｃｔｏｒ　ｄｅｓｉｇｎ，１　ｓｔ　ｅｄ．　Ｊｕｌｙ　１，１９９３．　［２０］贺嘉，陈国兴．基于ＡＢＡＱＵＳ软件的大直径桩承载　力——变形分析［Ｊ］．地下空间与工程学报，２００７，　３（２）：３０６—３１０．　Ｈｅ　Ｊ．Ｃｈｅｎｇ　Ｇ　Ｘ．Ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　ｂｅａｒｉｎｇ　ｃａｐａｃｉｔｙ—　ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｌａｒｇｅ　ｄｉａｍｅｔｅｒ　ｐｉｌｅ　ｂｙ　ｔｈｅ　ＡＢＡＱＵＳ　ｓｏｆｔｗａｒｅ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｕｎｄｅｒｇｒｏｕｎｄ　Ｓｐａｃｅ　ａｎｄ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００７，３（２）：３０６・３１０．（ｉｎ　Ｃｈｉｎｅｓｅ）　［２１］　Ｍａｒｔｉｎ　Ａｃｈｍｕｓ，Ｋｈａｌｉｄ　Ａｂｄｅｌ—Ｒａｈｍａｎ，Ｐｒｏｓｅｐｒｉｎｅ　Ｐｅｒａｈａ．Ｏｎ　ｔｈｅ　ｄｅｓｉｇｎ　ｏｆ　ｍｏｎｏｐｏｌｅ　ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｓ　ｗｉｔｈ　ｒｅｓｐｅｃｔ　ｔｏ　ｓｔａｔｉｃ　ａｎｄ　ｑｕａｓｉ—ｓｔａｔｉｃ　ｃｙｃｌｉｃ　ｌｏａｄｉｎｇ［Ｃ　Ｙ／　Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　Ｏｆｆｓｈｏｒｅ，２００５．　［２２］Ｒｕｎｅ　Ｒｕｂａｋ，Ｊｏｒｇｅｎ　Ｔｈｉｒｓｔｒｕｐ　Ｐｅｔｅｒｓｅｎ．Ｍｏｎｏｐｉｌｅ　ａｓ　ｐａｒｔ　ｏｆ　ａｅｒｏｌａｓｔｉｃ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅ　ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ｃｏｄｅ［Ｃ］∥　Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　Ｏｆｆｓｈｏｒｅ　Ｗｉｎｄ　Ｅｎｅｒｇｙ　Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ．　Ｃｏｐｅｎｈａｇｅｎ：ＣＯＷ，２００５．　［２３］Ｍａｎｅｔｉ　Ｓ，Ｐｅｔｒｉｎｉ　Ｆ．Ｄｙｎａｍｉｃ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　ａｎ　ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅ：ｗｉｎｄ—ｗａｖｅ　ｎｏｎｌｉｎｅａｒ　ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ［Ｃ］／／Ｅａｒｔｈ　ａｎｄ　Ｓｐａｃｅ　２０１０：Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｓｃｉｅｎｃｅ，Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ，ａｎｄ　Ｏｐｅｒａｔｉｏｎｓ　ｉｎ　Ｃｈａｌｌｅｎｇｉｎｇ　Ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔｓ，２０１０．　［２４］Ｈｅｎｄｅｒｓｏｎ　Ａ　Ｒ（Ｃｅａｓａ），Ｚａａｉｊｅｒ　Ｍ　Ｂ．Ｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃ　ｌｏａｄｉｎｇ　ｏｎ　ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅｓ［Ｃ］∥Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ａｎｄ　Ｐｏｌａｒ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｓ　Ｖｏ１．２７，Ｎｏ．３　Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ．Ｔｏｕｌｏｎ：ＩＳＯＰＥ，２００４：１４２—１４９．　・１４８・　Ｓｔａｔｅ　ｏｆｔｈｅ　Ａｒｔ　Ｈａｏ　Ｊ　Ｃ．ｐｅｒｍａｎｅｎｔ　ｓｔｒａｉｎｓ　ｏｆ　ｐｉｌｅｓ　ｉｎ　ｓａｎｄ　ｄｕｅ　［２７］　Ⅱｎ　Ｓ　Ｓ．［２５］Ｓｅｉｄｅｌ　Ｍ，ｙｏｎ　Ｍｕｔｉｕｓ　Ｍ，Ｓｔｅｕｄｅｌ　Ｄ．Ｄｅｓｉｇｎ　ａｎｄ　ｌｏａｄ　ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｓ　ｆｏｒ　ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｓ　ｏｆ　ａ　５　ＭＷ　ｔｕｒｂｉｎｅ　ｔｏ　ｃｖｃｌｉｃ　ｌａｔｅｒａｌ　ｌｏａｄｓ［Ｊ］．ＡＳＣＥ　Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｅａｌ　ａｎｄ　Ｇｅｏｅｎｖｉｒｏｍｎｅｎｔｌ　Ｅｎｇｉａｎｅｅｒｉｎｇ，１９９９．　［Ｃ］∥Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ　Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ　ＤＥＷＥＫ，２００４：１—６．　［２６］李德源，刘胜祥，张湘伟．海上风力机塔架在风波　联合作用下的动力响应数值分析［Ｊ］．机械工程学　报，２００９，４５（１２）：４６—５２．　Ｌｉ　Ｄ　Ｙ，ＩＪｉｕ　Ｓ　Ｘ，Ｚｈａｎｇ　Ｘ　Ｗ．Ｄｙｎａｍｉｃａｌ　ｒｅｓｐｏｎｓｅ　ｎｕｍｅｒｉｃａｌ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅ　ｔｏｗｅｒ　［２８］　黄维平，刘建军，赵战华．海上风电基础结构研究　现状及发展趋势［Ｊ］．海洋工程，２００９，２７（２）：１３４．　Ｈｕａｎｇ　Ｗ　Ｐ．Ｌｉｕ　Ｊ　Ｊ．Ｚｈａｏ　Ｚ　Ｈ．Ｔｈｅ　ｓｔａｔｅ　ｏｆ　ａｒｔ　ｏｆ　ｓｔｕｄｙ　ｏｎ　ｏｆｆｓｈｏｒｅ　ｗｉｎｄ　ｔｕｒｂｉｎｅ　ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ　ａｎｄ　ｉｔｓ　ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ［Ｊ］．Ｔｈｅ　Ｏｃｅａｎ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００９，２７　（２）：１３０—１３４．（ｉｎ　Ｃｈｉｎｅｓｅ）　ｉｓｏｎ　Ｊ　Ｒ．Ｏ’Ｂｂｒｉｅｎ　Ｍ　Ｐ，Ｓｃｈａｆｆ　Ｓ　Ａ．Ｔｈｅ　ｆｏｒｃｅ　［２９］　Ｍｏｒｕｎｄｅｒ　ｃｏｍｂｉｎｅｄ　ａｃｔｉｏｎ　ｏｆ　ｗｉｎｄ　ａｎｄ　ｗａｖｅ『Ｊ　１．Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００９，４５（１２）：４６—５２．（ｉｎ　Ｃｈｉｎｅｓｅ）　ｅｘｅｒｔｅｄ　ｂｙ　ｓｕｒｆａｃｅ　ｗａｖｅｓ　ｏｎ　ｐｉｌｅｓ［Ｊ］．Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ　ｏｆ　Ｍｉｎｉｎｇ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，１９５０，１８９：１４９—１５４．