DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2021-0876 文章編號：0254-0096（2023）01-0265-08

摘 要：針對風(fēng)力機運行及基礎(chǔ)環(huán)式基礎(chǔ)風(fēng)致疲勞損傷特點，提出“上下聯(lián)動，動靜結(jié)合”的在線監(jiān)測和損傷評估方案，即基于基礎(chǔ)環(huán)水平度測量結(jié)果確定線性差分式位移傳感器（LVDT）位移計安裝位置，并將實時采集的位移信號接入風(fēng)力機數(shù)據(jù)采集與監(jiān)控（SCADA）系統(tǒng)，可實現(xiàn)與上部機組參數(shù)同步采集、分析與損傷評估?，F(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果表明，風(fēng)力機在啟停機、偏航、高中低速運行平穩(wěn)段等常見工況下輪轂轉(zhuǎn)速與基礎(chǔ)環(huán)水平度的相關(guān)系數(shù)均為0.8及以上，為極強相關(guān)，故可將輪轂轉(zhuǎn)速視為基礎(chǔ)所受的“等效荷載”；通過繪制啟機工況下的輪轂轉(zhuǎn)速n-基礎(chǔ)環(huán)位移[Δ]曲線，確定臨界輪轂轉(zhuǎn)速下限[nd]和上限[nu]以及斜率[k]等曲線參數(shù)，可評估風(fēng)力機基礎(chǔ)疲勞損傷程度；通過繪制機頭方位角[θ]-基礎(chǔ)環(huán)最大水平度[Δmax]曲線，可確定下法蘭周邊混凝土磨損性空腔分布區(qū)域及大小，為后期基礎(chǔ)注漿提供明確的加固位置。

關(guān)鍵詞：基礎(chǔ)環(huán)；風(fēng)力機基礎(chǔ)；監(jiān)測；輪轂轉(zhuǎn)速；水平度

中圖分類號：TU475/ TK83 " " 文獻標志碼：A

0 引 言

隨著能源危機的迫近以及人們?nèi)找嬖鰪姷沫h(huán)保意識，可再生能源的研究、開發(fā)和利用已成為全球各國關(guān)注的焦點。風(fēng)能是世界公認的清潔能源，且儲量巨大，易于利用，在設(shè)施建設(shè)、技術(shù)研究、投資成本等方面相比于開發(fā)其他能源都具有較大的優(yōu)勢。早期陸上風(fēng)力機常采用基礎(chǔ)環(huán)式風(fēng)力機基礎(chǔ)，即將風(fēng)力機塔架和基礎(chǔ)之間采用基礎(chǔ)環(huán)（即預(yù)埋塔架）進行連接，如圖1所示。

由于長期承受周期性往復(fù)風(fēng)荷載作用，基礎(chǔ)環(huán)式風(fēng)力機基礎(chǔ)常出現(xiàn)主風(fēng)向的基礎(chǔ)環(huán)周邊混凝土的脫開裂隙、壓潰以及冒漿等風(fēng)致疲勞損傷，如圖2所示。

2012年英國某風(fēng)電場的風(fēng)力機塔筒底部出現(xiàn)較大的豎向振動，監(jiān)測最大位移可達20 mm，通過內(nèi)窺鏡，清晰可見基礎(chǔ)環(huán)底法蘭上下兩側(cè)出現(xiàn)空洞［1］。馬人樂等［2］以亞健康狀態(tài)來描述風(fēng)力機基礎(chǔ)在疲勞荷載作用下的累積損傷和振動加大。2013年中國沿海某風(fēng)電場多個風(fēng)機運行出現(xiàn)異常，通過現(xiàn)場破拆和混凝土鉆芯取樣，清晰可見下法蘭上方空腔［3］。2017—2019年，湖南江西和河北等多處風(fēng)電場問題風(fēng)力機的內(nèi)窺鏡檢測儀亦可見清晰的基礎(chǔ)環(huán)周邊磨損空腔的存在［4-6］。綜上，國內(nèi)外風(fēng)力機塔筒豎向振動是由主風(fēng)向基礎(chǔ)環(huán)周邊混凝土磨損性空腔的形成和發(fā)展所致。

為此，2015年Currie等［7］率先在風(fēng)力機基礎(chǔ)表面安裝無線位移計監(jiān)測風(fēng)力機運行時的豎向位移，并與上部機組參數(shù)輪轂轉(zhuǎn)速一起分析，提出將基礎(chǔ)環(huán)豎向位移差5 mm作為預(yù)警值。Mcalorum等［8］則采用超長光纖應(yīng)變傳感器監(jiān)測基礎(chǔ)混凝土裂縫的發(fā)展和變化情況；白雪等［9］對基礎(chǔ)環(huán)粘貼應(yīng)變計以獲取風(fēng)力機塔架和基礎(chǔ)的應(yīng)變變化，建立上部荷載和下部基礎(chǔ)響應(yīng)的相關(guān)關(guān)系。

綜合目前國內(nèi)外對風(fēng)力機基礎(chǔ)變形監(jiān)控方法，盡管有學(xué)者將上部機組監(jiān)控數(shù)據(jù)與基礎(chǔ)監(jiān)測變形參數(shù)結(jié)合起來一起分析，但未能有效參與到基礎(chǔ)損傷位置確定和評估中。同時，老舊風(fēng)力機的既有損傷亦未統(tǒng)一考慮。針對以上問題，本文提出“上下聯(lián)動、動靜結(jié)合”風(fēng)力機基礎(chǔ)在線監(jiān)測策略，通過對江西某風(fēng)電場內(nèi)2臺對比樣機進行6個月的在線監(jiān)測，研究將輪轂轉(zhuǎn)速視為風(fēng)力機“等效荷載”的可行性，提出風(fēng)力機基礎(chǔ)風(fēng)載作用機理，建立以機頭方位角[θ]-基礎(chǔ)環(huán)水平度[Δmax]累積損傷曲線，實現(xiàn)了基礎(chǔ)混凝土風(fēng)致疲勞損傷定位和評估。

1 在線監(jiān)測策略與原理

1.1 陸上風(fēng)力機基礎(chǔ)既有損傷評估

當風(fēng)力機基礎(chǔ)混凝土損傷破壞到一定程度時，會造成風(fēng)力機塔架傾斜和豎向振動，嚴重時將影響風(fēng)力機正常運行。

關(guān)于風(fēng)力機塔架傾斜控制，《機械設(shè)備安裝工程施工及驗收通用規(guī)范》［10］第3.0.4條有明確要求，即與其他機械設(shè)備有機械聯(lián)系的機械設(shè)備定位基準面的標高允許偏差為±1 mm。根據(jù)這一要求，目前，中國主機廠家普遍在預(yù)埋基礎(chǔ)環(huán)安裝時，要求其平面上水準測量最高點和最低點的差值控制在2～3 mm，之后簡稱為基礎(chǔ)環(huán)水平度Δ。實際工程中，問題風(fēng)力機基礎(chǔ)的基礎(chǔ)環(huán)水平度檢測值較裝機時明顯偏大，故工程中該值可綜合反映風(fēng)力機基礎(chǔ)風(fēng)致疲勞損傷程度。如圖3所示，Δ與風(fēng)力機塔架整體傾斜的相互關(guān)系為：

式中：[D]——基礎(chǔ)環(huán)直徑，m；[H]——風(fēng)力機塔架高度，m；[X]——風(fēng)力機塔架因基礎(chǔ)環(huán)水平度偏差引起的頂部水平側(cè)移量，mm；[Δ]——基礎(chǔ)環(huán)水平度，mm。

《風(fēng)力發(fā)電機組驗收規(guī)范》［11］（GB/T 20319—2017）的附錄B規(guī)定，塔架傾斜度不應(yīng)大于8 mm/m，其中由于基礎(chǔ)不均勻沉降導(dǎo)致的塔架傾斜應(yīng)不大于3 mm/m；其他原因造成的塔架傾斜不應(yīng)大于5 mm/m。同時，《高聳結(jié)構(gòu)設(shè)計標準》［12］（GB 50135—2019）中對風(fēng)力發(fā)電塔因地基變形導(dǎo)致的傾斜[tanθ]允許值為0.004。上述標準均針對的是地基沉降引起的塔架傾斜，與該文研究的塔架傾斜原因盡管有所不同，但限值是近似的，故可作為參考標準進行比對。

為此，論文以某額定功率2 MW、塔高80 m的風(fēng)力機為例，底段塔直徑[D=4.4] m，根據(jù)《高聳結(jié)構(gòu)設(shè)計標準》［12］計算可得基礎(chǔ)環(huán)水平度參考限值［[Δ]］為17.6 mm。實際工程中，該限值過于寬松，不助于發(fā)現(xiàn)問題風(fēng)力機基礎(chǔ)。因此，實際工程中可參考《風(fēng)力發(fā)電機組驗收規(guī)范》規(guī)定的底部塔架傾斜應(yīng)不大于3 mm/m的標準［11］。

1.2 “上下聯(lián)動，動靜結(jié)合”在線監(jiān)測策略

針對問題風(fēng)力機基礎(chǔ)豎向變形監(jiān)控，提出既考慮上部機組參數(shù)參與，又考慮既有損傷的“上下聯(lián)動，動靜結(jié)合”的在線監(jiān)測和損傷評估方案，具體如下：

1.2.1 “上下聯(lián)動”

“上下聯(lián)動”是指將被監(jiān)測風(fēng)力機基礎(chǔ)環(huán)的最高和最低點的豎向位移信號接入到風(fēng)力機數(shù)據(jù)采集與監(jiān)控（supervisory control and dnta acquisition，SCADA）系統(tǒng)，與風(fēng)力機機組輸出功率、輪轂轉(zhuǎn)速、風(fēng)速、風(fēng)向角及偏航誤差等與風(fēng)荷載相關(guān)參數(shù)一起同步采集，以分析風(fēng)荷載與基礎(chǔ)環(huán)豎向位移間的內(nèi)在聯(lián)系。

1.2.2 “動靜結(jié)合”

所謂的“靜”是指風(fēng)力機基礎(chǔ)中已存在的疲勞損傷，可通過現(xiàn)場水平度檢測和外觀觀測予以確定。所謂的“動”是指通過“靜”的檢測確定實時動態(tài)監(jiān)控位移計的安裝位置，以實現(xiàn)基礎(chǔ)環(huán)動態(tài)水平度的實時在線采集和監(jiān)控。

1.2.3 具體步驟

1）如圖4所示，首先對被監(jiān)測風(fēng)力機基礎(chǔ)環(huán)進行基礎(chǔ)環(huán)水平度檢測，以確定最高和最低點；安裝線性差分式位移傳感器（linear variable differential transformer， LVDT）動態(tài)位移計，并將位移信號接入SCADA系統(tǒng)，實現(xiàn)基礎(chǔ)環(huán)豎向位移與上部機組參數(shù)同步采集。

2）每隔1年，現(xiàn)場對基礎(chǔ)環(huán)水平度再次檢測，以確定新的最高和最低點，并將動態(tài)位移計調(diào)整至新的位置上，以保證動態(tài)位移計始終采集到基礎(chǔ)環(huán)的最大豎向位移和水平度，確保監(jiān)測結(jié)果始終跟蹤風(fēng)力機基礎(chǔ)最大損傷位置處，以充分考慮風(fēng)力機基礎(chǔ)混凝土的既有損傷。

1.3 風(fēng)力機基礎(chǔ)“等效荷載”驗證

1.3.1 “等效荷載”

風(fēng)力機塔架底部及基礎(chǔ)變形源于上部機組載荷，而載荷參數(shù)與風(fēng)力機高度、風(fēng)速、空氣密度、葉片和塔風(fēng)力系數(shù)等參數(shù)有關(guān)，通過在塔架底部粘貼應(yīng)變片的方式可較準確地推算得到風(fēng)力機塔架底部實時荷載［7］，但大量的動態(tài)采集并不是每臺風(fēng)力機都能實現(xiàn)的，且應(yīng)變片亦不適用于長期監(jiān)控。

考慮到風(fēng)力機機械傳動路徑中，輪轂是其中重要部件，Currie等［7］在其監(jiān)控項目中提出輪轂轉(zhuǎn)速及其變化是基礎(chǔ)豎向位移的重要因素，并在其研究中進行了詳細分析。鑒于此，擬將輪轂轉(zhuǎn)速[n]視為風(fēng)力機“等效荷載”，并通過實測數(shù)據(jù)進行相關(guān)系數(shù)計算予以驗證。

1.3.2 輪轂轉(zhuǎn)速-基礎(chǔ)環(huán)豎向位移相關(guān)系數(shù)分析

相關(guān)系數(shù)是研究變量之間相關(guān)程度的量，目前常采用Pearson線性和Spearman等級相關(guān)系數(shù)反映［13］。

Pearson線性相關(guān)系數(shù)計算公式：

Spearman等級相關(guān)系數(shù)計算公式：

式中：[x、][y]——需分析的相關(guān)變量，為現(xiàn)場同步采集到的基礎(chǔ)環(huán)位移和輪轂轉(zhuǎn)速；[N]——采樣點數(shù)量；[n]——等級個數(shù)，即采樣點大小或其他原則排列的先后次序；[d]——二列成對變量的等級差數(shù)，即[x，y]的差值。其中相關(guān)性系數(shù)為0.80～1.00是極強相關(guān)；相關(guān)性系數(shù)為0.60～0.79是強相關(guān)；相關(guān)系數(shù)為0.40～0.59是中程度相關(guān)；0.20～0.39是低度相關(guān)；0.00～0.19是極低相關(guān)。

1.3.3 驗證樣機

選擇在江西某風(fēng)電場的12#和15#風(fēng)力機進行對比實測分析，如表1所示，其中12#風(fēng)力機基礎(chǔ)較15#嚴重破損很多。

1.3.4 結(jié)果分析

對12#和15#風(fēng)力機6個月實時監(jiān)測數(shù)據(jù)進行分析，并從中提取啟停機、偏航、各速度平穩(wěn)段等6個常見工況數(shù)據(jù)，通過式（2）和式（3）分別計算基礎(chǔ)環(huán)水平度與輪轂轉(zhuǎn)速的Pearson線性相關(guān)和Spearman等級相關(guān)系數(shù)，如表2所示。由表2可知，12#和15#風(fēng)力機基礎(chǔ)環(huán)水平度與輪轂轉(zhuǎn)速的相關(guān)系數(shù)數(shù)值上略有區(qū)別，但總體差異不大。

由表2計算結(jié)果可知：

1）在啟機、停機及偏航等載荷變化大的工況時，基礎(chǔ)環(huán)水平度與輪轂轉(zhuǎn)速的相關(guān)系數(shù)均大于0.8，啟停機工況甚至在0.9以上，均為極強相關(guān)，表明在上述3個狀態(tài)下，基礎(chǔ)環(huán)水平度與輪轂轉(zhuǎn)速為同向極強相關(guān)變化，將輪轂轉(zhuǎn)速視為“等效荷載”是可行的。

2）8～10 r/min和12～14 r/min正常運行階段，輪轂由低轉(zhuǎn)速段向高轉(zhuǎn)速段變化時，基礎(chǔ)環(huán)水平度與輪轂轉(zhuǎn)速的相關(guān)性較啟機、停機及偏航等工況略有下降，主要是啟機、停機及偏航工況中輪轂轉(zhuǎn)速變化較大，對塔筒及基礎(chǔ)有較大的沖擊效應(yīng)。盡管如此，上述工況的相關(guān)系數(shù)均在0.8及以上，為極強相關(guān)。

3）14～16 r/min超額定轉(zhuǎn)速運行階段，當輪轂轉(zhuǎn)速接近或大于額定轉(zhuǎn)速時，風(fēng)力機機組會通過調(diào)整葉片角度，適當降低轉(zhuǎn)速，以保證運行安全，此時風(fēng)力機塔架所受載荷增大顯著，但葉片迎風(fēng)面的減少使輪轂轉(zhuǎn)速不能有效地反映風(fēng)力機所受到的實際載荷，使得輪轂轉(zhuǎn)速與基礎(chǔ)環(huán)水平度的相關(guān)系數(shù)有所下降，略低于0.8，兩者間相關(guān)性仍較強。

綜上，12#和15#風(fēng)力機基礎(chǔ)在監(jiān)測期間啟停機、偏航、高低速運行平穩(wěn)段等6個常見工況下，輪轂轉(zhuǎn)速與基礎(chǔ)環(huán)水平度的Pearson和Spearman相關(guān)系數(shù)均在0.8及以上，為極強相關(guān)，表明以輪轂轉(zhuǎn)速視為等效荷載是可行的。

2 風(fēng)力機基礎(chǔ)在線監(jiān)測結(jié)果分析

2.1 風(fēng)力機基礎(chǔ)風(fēng)載作用機理

如前所述，若將輪轂轉(zhuǎn)速[n]視為“等效荷載”，則12#問題風(fēng)力機啟機過程可類似于結(jié)構(gòu)的加載過程，如圖5所示，風(fēng)力機基礎(chǔ)風(fēng)載作用過程可描述為：

1）[0lt;nlt;nd，Mlt;Mg]，基礎(chǔ)環(huán)水平度不發(fā)生變化，風(fēng)力機基礎(chǔ)處于相對靜止狀態(tài)。[nd]為臨界輪轂轉(zhuǎn)速下限；[M]為基礎(chǔ)環(huán)底部所受彎矩；[Mg]為自重抵抗彎矩。

2）[nd≤n≤nu，Mg≤M≤Mg+Mf]，基礎(chǔ)環(huán)水準度隨輪轂轉(zhuǎn)速變化而顯著變化，問題風(fēng)力機則出現(xiàn)驟升驟降，處于驟變狀態(tài)。[nu]為臨界輪轂轉(zhuǎn)速上限；[Mf]為破損空腔內(nèi)摩阻力產(chǎn)生的抵抗彎矩。

3）[nult;n≤nw，Mg+ Mflt;M≤Mw]，正常運行階段，常疲勞階段，基礎(chǔ)環(huán)水平度將處于動態(tài)平衡狀態(tài)，其值在某一恒定值附近微小波動，后期可能因長期反復(fù)作用導(dǎo)致混凝土進一步破壞而進入新的恒定值。[Mw]為額定轉(zhuǎn)速時對應(yīng)的風(fēng)力機底部所受彎矩，[nw]為輪轂額定轉(zhuǎn)速。

4）[nwlt;n，Mwlt;M]，超限運行工況，強疲勞荷載階段，基礎(chǔ)環(huán)水平度處于動態(tài)平衡狀態(tài)，其值仍在某一恒定值附近微小波動，但極有可能出現(xiàn)新的混凝土疲勞破損，進入新的恒定值。

相對靜止狀態(tài)和驟變階段在風(fēng)力機全壽命中出現(xiàn)次數(shù)較少，常疲勞階段為主要的發(fā)電生產(chǎn)階段，基礎(chǔ)混凝土的疲勞破損則主要是在這一階段形成。超載疲勞階段時，風(fēng)力機所受載荷大，基礎(chǔ)混凝土新的疲勞破損可能在這一階段出現(xiàn)。

2.2 各工況分析

2.2.1 啟機工況

如圖5所示，12#問題風(fēng)力機在啟機運行過程中輪轂轉(zhuǎn)速與基礎(chǔ)環(huán)水平度的相互關(guān)系可分為3個階段：

1）輪轂轉(zhuǎn)速由0逐漸提升至6.6 r/min，其中6.6 r/min為臨界輪轂轉(zhuǎn)速下限[nd]，由于轉(zhuǎn)速較低，風(fēng)力機塔架所受載荷較小，未能克服塔架自重抵抗彎矩[Mg]，基礎(chǔ)環(huán)水平度處于相對靜止狀態(tài)。

2）輪轂轉(zhuǎn)速達到并超過11.6 r/min，該值為臨界輪轂轉(zhuǎn)速上限[nu]，此時基礎(chǔ)環(huán)水平度可達到動態(tài)極值水平度Δmax，并隨輪轂轉(zhuǎn)速變化而做微小波動，如圖5中局部放大所示。

3）但輪轂轉(zhuǎn)速在［[nd，nu]］范圍內(nèi)變化時，基礎(chǔ)環(huán)水平度基本呈直線變化，定義為驟變階段，該階段基礎(chǔ)環(huán)水平度驟變值可反映該基礎(chǔ)內(nèi)部混凝土磨損空腔的大小，可評估風(fēng)致疲勞損傷程度。

如圖6所示，在15#啟機機工況中，因為輪轂轉(zhuǎn)速的不穩(wěn)定，且多次進入到驟變階段，導(dǎo)致基礎(chǔ)環(huán)水平度出現(xiàn)多次明顯的驟升和驟降。

由圖5、圖6可知，15#風(fēng)力機的臨界轉(zhuǎn)速[nd]和[nu]明顯較12#大，且基礎(chǔ)環(huán)水平度變化值亦相對較小，表明其損傷程度較12#明顯偏小。

如表3所示，12#和15#風(fēng)力機的動態(tài)極值水平度Δmax均大于其靜態(tài)水平度較多，表明基礎(chǔ)混凝土內(nèi)部損傷，特別是磨損性空腔，只能通過實時動態(tài)測試才能被準確采集，而靜態(tài)檢測則不能反映。

綜合12#和15#風(fēng)力機啟機工況中，當輪轂轉(zhuǎn)速在（nu，nd）范圍內(nèi)，均出現(xiàn)了基礎(chǔ)環(huán)水平度的驟變，即陡增或陡降，且數(shù)值越小表明基礎(chǔ)混凝土內(nèi)部空腔越大，風(fēng)致疲勞損傷程度越嚴重，因此nu和nd可用于評估風(fēng)力機基礎(chǔ)損傷程度。

2.2.2 停機工況

如圖7所示，與啟機工況不同的是，12#停機工況中輪轂轉(zhuǎn)速波動較大，當處于（[nd，nu]）內(nèi)基礎(chǔ)環(huán)水平度則進入驟變；當輪轂轉(zhuǎn)速大于下限[nd]時，哪怕是很小的一段，也會立即達到基礎(chǔ)環(huán)動態(tài)極值水平度Δmax，表明12#風(fēng)力機基礎(chǔ)存在較大的磨損空腔。

2.2.3 偏航工況

如圖8所示，偏航工況中輪轂轉(zhuǎn)速變化較大，基本上處于（[nd，][nu]）的范圍內(nèi)，因此只要輪轂轉(zhuǎn)速出現(xiàn)較大的波動，基礎(chǔ)環(huán)水平度立即產(chǎn)生相應(yīng)的驟變。

2.2.4 正常運行工況

如圖9～圖11所示，當輪轂轉(zhuǎn)速處于8～16 r/min的平穩(wěn)運行范圍時，風(fēng)力機基礎(chǔ)環(huán)水平度隨輪轂轉(zhuǎn)速變化的一致性非常明顯。

2.3 啟機工況下輪轂轉(zhuǎn)速n-基礎(chǔ)環(huán)水平度Δ曲線

圖12為12#和15#風(fēng)力機基礎(chǔ)水平度-輪轂轉(zhuǎn)速曲線，其中12#具有明顯“彈塑性”變形特征，具體如下：

1）OA“彈性段”，風(fēng)荷載彎矩（輪轂轉(zhuǎn)速視為“等效荷載”）未能克服風(fēng)力機自重抵抗彎矩[Mg]；

2）AB“彈塑性段”，風(fēng)荷載彎矩逐步克服風(fēng)力機自重抵抗彎矩[Mg]與內(nèi)部摩擦力抵抗彎矩[Mf]之和；

3）BC“塑性段”，基礎(chǔ)環(huán)水平度進入驟變階段，該段水平長度可準確反映出基礎(chǔ)混凝土內(nèi)部磨損空腔的大小，實現(xiàn)混凝土風(fēng)致?lián)p傷程度評估。

15#風(fēng)力機啟機工況數(shù)據(jù)因為存在輪轂轉(zhuǎn)速的多次往復(fù)變化，因此取其基礎(chǔ)水平度-輪轂轉(zhuǎn)速滯回曲線的骨架曲線。該曲線則呈明顯的“雙折線”，且較12#曲線剛度及承載力高出不少，具體如下：

1）O′A′段：斜率同12#，但更長，表明不同損傷程度風(fēng)力機的基礎(chǔ)早期受力剛度是一致的；

2）A′B′段：因15#內(nèi)部空腔未形成，摩擦力較大，其剛度明顯較12#的AB段大，且呈現(xiàn)彈性；

3）無明顯水平“塑性段”，表明15#風(fēng)力機基礎(chǔ)混凝土內(nèi)部無明顯空腔形成，風(fēng)致疲勞損傷程度較低，這與現(xiàn)場實測結(jié)果基本一致。

綜上，通過繪制啟機工況的風(fēng)力機基礎(chǔ)水平度-輪轂轉(zhuǎn)速曲線，可根據(jù)曲線形狀，能清楚直觀地對風(fēng)力機基礎(chǔ)疲勞損傷程度進行準確評估，可適用于實際工程。

2.4 機頭方位角θ-基礎(chǔ)環(huán)水平度Δmax曲線

固定測點的基礎(chǔ)環(huán)水平度在每個機頭方位角θ角度上因不同時間段所受載荷大小不同而差異較大，當輪轂轉(zhuǎn)速大于或等于[nu]時，機頭方位在風(fēng)力機損傷范圍內(nèi)時，基礎(chǔ)環(huán)水平度均會達到該方位角上的最大值。為此，根據(jù)現(xiàn)場6個多月的實測數(shù)據(jù)（圖13），對每個機頭方位角θ上全部基礎(chǔ)環(huán)水平度Δ進行統(tǒng)計，從中篩選最大值Δmax，并繪制機頭方位角[θ]和Δmax的極坐標曲線。其中，機頭方位角[θ]按式（4）計算。

[θ=α-β] （4）

式中：[α]——風(fēng)向角；[β]——偏航誤差角。[α]和[β]均可由SCADA系統(tǒng)同步采集到。

如圖13可知，12#風(fēng)力機在0°～71.4°之間Δmax普遍在10 mm以上，最大達11.6 mm；15#風(fēng)力機在270°～60°之間Δmax普遍在5 mm以上，最大達5.6 mm。對比現(xiàn)場檢測結(jié)果可知，12#風(fēng)力機在0°～71.4°區(qū)段顯示的Δmax較大區(qū)域與現(xiàn)場混凝土破損分布區(qū)域基本一致。同時，12#在主風(fēng)向迎面?zhèn)瘸拭黠@扇形分布，且數(shù)值較15#明顯偏大，表明12#風(fēng)力機在相關(guān)區(qū)域基礎(chǔ)環(huán)下法蘭周邊存在磨損性空腔分布。因此，機頭方位角θ-基礎(chǔ)環(huán)水平度Δmax曲線有助于清楚地確定基礎(chǔ)混凝土損傷扇區(qū)和最大損傷量。

3 風(fēng)力機基礎(chǔ)在線監(jiān)測和評估技術(shù)路線

綜上，6個多月的基礎(chǔ)環(huán)位移與上部機組參數(shù)的同步數(shù)據(jù)采集與分析結(jié)果表明“上下聯(lián)動，動靜結(jié)合”風(fēng)力機基礎(chǔ)健康檢測方案和分析方法可實現(xiàn)基礎(chǔ)環(huán)式風(fēng)力機基礎(chǔ)風(fēng)致疲勞損傷程度的監(jiān)測和評估，實際工程中風(fēng)力機在線監(jiān)控和評估技術(shù)路線可按圖14和圖15執(zhí)行。

4 結(jié) 論

1）提出基于水平度現(xiàn)場檢測結(jié)果確定基礎(chǔ)環(huán)動態(tài)位移計的安裝位置，并將實時采集到的動態(tài)位移信號接入風(fēng)力機SCADA系統(tǒng)中，與上部機組參數(shù)同步采集和分析，可實現(xiàn)“上下聯(lián)動，動靜結(jié)合”的風(fēng)力機基礎(chǔ)風(fēng)致疲勞損傷程度的在線監(jiān)測和評估。

2）通過對12#和15#風(fēng)力機在啟停機、偏航、高、中及低速運行平穩(wěn)段等6個常見工況下，輪轂轉(zhuǎn)速與基礎(chǔ)環(huán)水平度的同步信號分析，結(jié)果表明，上述2組參數(shù)的Pearson和Spearman相關(guān)系數(shù)均在約0.8及以上，為極強相關(guān)，表明將輪轂轉(zhuǎn)速視為等效荷載是可行的。

3）通過研究12#問題風(fēng)力機啟機工況下輪轂轉(zhuǎn)速與基礎(chǔ)環(huán)水平度的關(guān)系曲線，提出風(fēng)力機基礎(chǔ)在風(fēng)荷載作用下，可經(jīng)歷相對靜止階段、驟變階段、常疲勞階段和超載疲勞階段共4個階段。其中驟變階段的輪轂轉(zhuǎn)速上、下限[nu、nd]和動態(tài)極值水平度Δmax等均可作為評估風(fēng)力機風(fēng)致疲勞損傷程度重要參數(shù)。

4）分析結(jié)果表明，通過繪制啟機工況下的輪轂轉(zhuǎn)速n-基礎(chǔ)環(huán)位移曲線Δ，并依據(jù)曲線形狀（“雙折線”或“彈塑性”曲線）以及斜率等相關(guān)參數(shù)，可實現(xiàn)對風(fēng)力機基礎(chǔ)風(fēng)致疲勞損傷程度的準確評估。

5）通過繪制機頭方位角[θ-]基礎(chǔ)環(huán)動態(tài)極值水平度Δmax曲線，可確定風(fēng)力機基礎(chǔ)下法蘭周邊混凝土磨損性空腔分布扇區(qū)及大小，實現(xiàn)對混凝土風(fēng)致疲勞損傷位置及程度的評估。

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RESEARCH ON METHOD OF ON-LINE MONITORING AND DAMAGE ASSESSMENT OF WIND TURBINE CONCRETE FOUNDATIONS WITH EMBEDDED RING

Lyu Weirong1，Zhao Sitai1，Yao Shuai2，F(xiàn)u Qiuyun2，Jiang Haoyun1，Qi Jingjing1

（1. School of Civil Engineering， Hunan University of Science and Technology， Xiangtan 411201， China；

2. School of Mechanical Engineering， Hunan University of Science and Technology， Xiangtan 411201， China；

3. Harbing Electric Corporation Wind Power Co.， Ltd.， Xiangtan 411201， China）

Abstract ： According to the characteristics of wind turbine operation and the wind-induced fatigue damage of the embedded ring foundation， an online monitoring and damage assessment scheme of \"upper and lower linkage， dynamic and static combination\" is proposed. In other words ， the installation position of the LVDT displacement sensor is determined based on the measurement results of the embedded ring levelness， and the displacement signals collected in real time are connected to the SCADA system of the wind turbine， which can realize synchronous acquisition， analysis and damage assessment with upper unit parameters. The field monitoring results show that the correlation coefficient between hub speed and embedded ring levelness is 0.8 or above under common working conditions such as start and stop， yaw， stable operation at high， medium and low speeds， which is extremely correlated. Therefore， it is feasible to regard the hubspeed as the \"equivalent load on the foundation of the wind turbine. The fatigue damage degree of wind turbine foundation can be evaluated by drawing the curve of hub speed N-foundation ring displacement Δ and determining the curve parameters of critical hub speed， such as lower limit nd and upper limit nu and slope. By drawing the curveof the azimuth angle of wind turbine head [θ] and the maximum level of the embedded ring Δmax， the distribution area and size of the concrete wear cavity around the lower flange can be determined， which provides a clear reinforcement position for the later foundation grouting.

Keywords：embedded ring； wind turbine foundation； monitoring； hub speed； levelness