收稿日期：2022-08-07

基金項(xiàng)目：江蘇省南通市“226工程”培養(yǎng)對象科研項(xiàng)目

通信作者：孫德成（1995—），男，碩士、工程師，主要從事海洋工程結(jié)構(gòu)物方面的研究。1124184202@qq.com

DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2022-1181 文章編號：0254-0096（2023）11-0350-11

摘 要：針對東海海域首個(gè)配備監(jiān)測系統(tǒng)的全鋼型負(fù)壓筒式海上風(fēng)電機(jī)組進(jìn)行數(shù)值模擬研究。首先對海洋環(huán)境載荷進(jìn)行分析，分別建立全鋼型負(fù)壓筒基礎(chǔ)模型和主體鋼結(jié)構(gòu)模型，采用疊加法計(jì)算風(fēng)電機(jī)組的傾角變形；并對不同工況下負(fù)壓筒和結(jié)構(gòu)的監(jiān)測量進(jìn)行數(shù)值模擬，最終分析所有測點(diǎn)監(jiān)測參數(shù)的變化范圍，從而確定實(shí)時(shí)監(jiān)測報(bào)警系統(tǒng)參數(shù)閾值，并進(jìn)行報(bào)警分析，可為海上風(fēng)電機(jī)組的運(yùn)維安全提供參考。

關(guān)鍵詞：海上風(fēng)電；風(fēng)電機(jī)組；結(jié)構(gòu)；地基；實(shí)時(shí)監(jiān)測；負(fù)壓筒

中圖分類號：P751""""""""""" """"""""""""" """"""""文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0 引 言

近年來中國海上風(fēng)電產(chǎn)業(yè)迅猛發(fā)展，截止到2022年底，中國海上風(fēng)電累計(jì)裝機(jī)容量接近30.51 GW，且單機(jī)容量也逐步增大。同時(shí)，適用于大容量風(fēng)電機(jī)組的基礎(chǔ)形式成為新的研究熱點(diǎn)。負(fù)壓筒基礎(chǔ)又稱作吸力桶基礎(chǔ)，其優(yōu)點(diǎn)是能適應(yīng)各種海床深度、易于安裝、可重復(fù)使用，以及在抬升時(shí)能產(chǎn)生巨大的吸附力，從而增強(qiáng)整體穩(wěn)定性［1］。負(fù)壓筒基礎(chǔ)的上部結(jié)構(gòu)受到風(fēng)、浪、流甚至海冰等海洋環(huán)境載荷作用，惡劣海況下這些載荷會產(chǎn)生很大的滑移力和傾覆力矩。因此，為保障風(fēng)電機(jī)組的安全性，需研究不同工況下環(huán)境載荷對大型負(fù)壓筒基礎(chǔ)的影響，并建立實(shí)時(shí)監(jiān)測報(bào)警系統(tǒng)。

自海上風(fēng)電機(jī)組負(fù)壓筒基礎(chǔ)面世以來，專家學(xué)者對其結(jié)構(gòu)形式和力學(xué)性質(zhì)等方面進(jìn)行了很多研究。劉振紋等［2］通過模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬分析了吸力筒在水平力作用下土壓力的分布規(guī)律；胡大石等［3］利用數(shù)值模擬研究不同筒長對基礎(chǔ)承載力的影響；劉潤等［4］通過模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬對海上風(fēng)電的筒形結(jié)構(gòu)抗沖刷能力進(jìn)行了研究；趙滎等［5］通過數(shù)值方法研究筒形基礎(chǔ)周邊沖刷范圍和沖刷深度對其水平向及抗傾覆承載力的影響；王歡［6］對大直徑單樁基礎(chǔ)進(jìn)行研究，分析了樁土相互作用機(jī)理；羅侖博［7］針對砂土地基中的吸力筒基礎(chǔ)，進(jìn)行縮尺比模型試驗(yàn)，提出長期循環(huán)累計(jì)變形預(yù)測模型計(jì)算方法；王雪菲等［8］通過一系列離心機(jī)試驗(yàn)，研究排水條件下吸力筒基礎(chǔ)在砂土中的垂向承載力；潘宏冠等［9］探究了吸力筒數(shù)值模擬的邊界條件設(shè)置，并分析了結(jié)構(gòu)振動特性；張浦陽等［10］對海上風(fēng)電的筒形基礎(chǔ)在風(fēng)載荷下的響應(yīng)進(jìn)行研究；張建新等［11］運(yùn)用數(shù)值模擬方法研究吸力筒在地震作用下的響應(yīng)，同時(shí)分析了土體強(qiáng)度、地震烈度、頻率和筒形對響應(yīng)的影響。

針對風(fēng)電機(jī)組安全監(jiān)測系統(tǒng)，李萍［12］分析了海上風(fēng)電機(jī)組在臺風(fēng)前后的固有頻率、阻尼比和振動響應(yīng)頻譜的變化情況；朱得利等［13］針對陸上風(fēng)電機(jī)組提出基礎(chǔ)傾斜度的監(jiān)測限值；朱松曄等［14］分析了海上風(fēng)電機(jī)組易遭受的災(zāi)害影響；彭潛［15］針對海上風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)的不均勻性，設(shè)計(jì)了一種監(jiān)測流程，對地基基礎(chǔ)的監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。

本文首先利用風(fēng)電機(jī)組所處海域的歷史資料和實(shí)測數(shù)據(jù)進(jìn)行風(fēng)、浪、流等海洋環(huán)境載荷分析，然后建立負(fù)壓筒多層地基模型，利用數(shù)值模擬方法，研究負(fù)壓筒在不同載荷作用下的傾角變形及土壓力；建立負(fù)壓筒以上結(jié)構(gòu)的三維模型，利用數(shù)值模擬，分析不同工況下負(fù)壓筒以上結(jié)構(gòu)的變形、振動、結(jié)構(gòu)應(yīng)力和土壓力的變化規(guī)律；最終對所有測點(diǎn)的監(jiān)測參數(shù)進(jìn)行數(shù)值預(yù)報(bào)，確定各監(jiān)測點(diǎn)物理量的安全閾值，以期為建立近海風(fēng)電機(jī)組監(jiān)測與報(bào)警系統(tǒng)提供參考依據(jù)，保障海上風(fēng)電機(jī)組安全運(yùn)行。

1 風(fēng)電機(jī)組概況與載荷分析

江蘇如東海域海上風(fēng)電場共布置25臺單機(jī)容量4.0 MW風(fēng)電機(jī)組和40臺單機(jī)容量5.0 MW風(fēng)電機(jī)組。該風(fēng)電場離岸距離約65 km。結(jié)構(gòu)主要包含基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)、塔筒、頂部機(jī)艙和葉片等結(jié)構(gòu)部件，如圖1所示為該風(fēng)電機(jī)組的現(xiàn)場安裝圖。

基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)包含負(fù)壓筒（直徑34 m、高9 m）和基礎(chǔ)圓筒（直徑6 m、高36 m）兩部分。塔筒高度為88 m，分為3段：1）底段質(zhì)量122 t，尺寸為Φ（5.8～6.0）m×20.7 m；2）中段塔筒質(zhì)量121 t，尺寸為Φ（5.35～5.80）m×32.3 m；3）頂段塔筒重96 t，尺寸為Φ（4.72～5.35）m×35 m。3段連接處用法蘭連接。機(jī)艙質(zhì)量為217 t，尺寸為12.2 m×6 m×6.7 m， 風(fēng)輪系統(tǒng)質(zhì)量78 t，尺寸為Φ7.1×6.3 m，3個(gè)葉片每片質(zhì)量26 t，尺寸為83.6 m× 4.81 m×3.37 m。為實(shí)時(shí)掌握風(fēng)電機(jī)組的運(yùn)行狀況并保證運(yùn)行安全，選取其中6臺單機(jī)容量為5.0 MW的風(fēng)電機(jī)組進(jìn)行在線監(jiān)測。

各類監(jiān)測儀器安裝于基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)和塔筒上，如圖2所示。其中在3段塔筒4個(gè)不同高度的法蘭位置分別安裝4組雙向傾角傳感器（CLx-1～CLx-4）、4組雙向振動加速度傳感器（AT-1～AT-4）和4組螺栓應(yīng)力傳感器（Bx-1～Bx-4）。在基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的不同位置安裝20個(gè)應(yīng)力傳感器（基礎(chǔ)上部圓筒C-1～C-8、3根斜撐上C-9～C-20），在負(fù)壓筒的15個(gè)測點(diǎn)（E-1～E-15）安裝土壓力傳感器。

風(fēng)電機(jī)組所處海域的海洋環(huán)境參數(shù)如表1所示。切入、切出風(fēng)速分別為3.5和26 m/s，該海域的最大波高為9.77 m。計(jì)算時(shí)考慮更極端海況，在此按海況從3～11級共10個(gè)工況（其中切入和切出前后分別按兩個(gè)工況進(jìn)行分析），工況對應(yīng)參數(shù)如表2所示。

1.1 風(fēng)載荷計(jì)算

在切入前和切出后葉片靜止時(shí)的風(fēng)載荷可通過式（1）求得：

[F=kkzβp0A]"""""" （1）

式中：[k]——風(fēng)載荷形狀系數(shù)；[kz]——海上風(fēng)壓高度變化系數(shù)；[β]——風(fēng)振系數(shù)；[p0]——基本風(fēng)壓，Pa；[A]——受風(fēng)面積，m2。

在切入后至切出前正常工作時(shí)的風(fēng)載荷從設(shè)計(jì)資料中取得。塔筒頂部法蘭面圓心處的平均載荷如表3所示。從表3可看出，工作狀態(tài)下，風(fēng)速為10 m/s（即工況4）時(shí)，水平受力最大，且垂向彎矩較大，此工況下的載荷明顯高于相近風(fēng)速的其他工況。

注：x為水平風(fēng)向；y為橫向；z為鉛垂方向。

1.2 波浪載荷計(jì)算

由于基礎(chǔ)圓筒和斜撐的直徑與波長之比均小于0.2，且平均波高與水深的比值也低于0.2，因此基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的波浪載荷可利用線性波理論和莫里森（Morison）方程進(jìn)行求解，作用于微小長度和結(jié)構(gòu)總體上的波浪載荷按式（2）和式（3）計(jì)算。

[dF=12ρCDDuudz+ρπD24CMudz]" （2）

[F=dF]""" （3）

式中：[ρ]——海水密度，kg/m3；[CD]——柱體的拖曳力系數(shù)或阻力系數(shù)，取1；[D]——基礎(chǔ)圓筒或斜撐直徑，分別為6和1.3 m；[u]——dz段中點(diǎn)處流體瞬時(shí)速度的水平分量；[CM]——柱體的慣性力系數(shù)或質(zhì)量系數(shù)，取1.8；[u]——dz段中點(diǎn)流體瞬時(shí)加速度的水平分量，可由線性波理論公式求得。

1.3 海流載荷計(jì)算

圓形構(gòu)件單位長度上的海流載荷可按式（4）計(jì)算。

[fD=12CDρAV2C]"""""" （4）

式中：[A]——單位長度構(gòu)件垂直于海流方向的投影面積，m2/m；[VC]——流速，m/s。

通過上述計(jì)算，得出不同工況下作用于基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)水平方向上的風(fēng)浪流載荷極值，計(jì)算結(jié)果如表4所示。

2 多層土地基支持的負(fù)壓筒數(shù)值模擬

利用有限元軟件建立筒體與多層土相互作用的彈塑性分析模型，分別建立負(fù)壓筒和土體的三維實(shí)體模型，負(fù)壓筒以上的結(jié)構(gòu)以質(zhì)量點(diǎn)的形式加在負(fù)壓筒上。負(fù)壓筒直徑34 m、高9 m；土體選用高度為60 m、半徑100 m的圓柱形。兩者單元類型均為C3D8R。土體選用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型進(jìn)行設(shè)置，如圖3所示。

根據(jù)風(fēng)場地質(zhì)勘查資料設(shè)置3種不同土層，具體參數(shù)如表5所示。土體底部與側(cè)邊的邊界條件設(shè)定為簡支。將負(fù)壓筒與土體之間的接觸模式定義為surface to surface以模擬負(fù)壓，該模式下能降低面間的穿透力，可得到接觸壓力與應(yīng)力的更精確計(jì)算結(jié)果。由于筒體結(jié)構(gòu)的彈性模量遠(yuǎn)大于土體的彈性模量，所以指定筒體上除頂面以外的所有面為主接觸面，土體上與負(fù)壓筒的接觸面為從接觸面，如圖4所示。

考慮風(fēng)電機(jī)組與土體的重力，在施加環(huán)境載荷前先進(jìn)行地應(yīng)力平衡分析，得到負(fù)壓筒和土體在風(fēng)電機(jī)組重力和土體支持力作用下平衡時(shí)的土體應(yīng)力狀態(tài)，并以此狀態(tài)為初始分析步，再進(jìn)行后續(xù)的數(shù)值模擬。

2.1 負(fù)壓筒傾角分析

將負(fù)壓筒以上結(jié)構(gòu)所受的力簡化成對負(fù)壓筒頂部的力與力偶，該力偶施加在負(fù)壓筒頂部中心點(diǎn)，分析得到不同工況下負(fù)壓筒的傾角。其中以典型作業(yè)工況（工況4）和典型極端工況（工況10）為例進(jìn)行分析，傾角模擬結(jié)果如圖5所示。

從圖5可看出，筒體傾角隨著筒頂彎矩的增大而呈現(xiàn)增大趨勢，換算后工況4、工況10時(shí)傾角分別為0.02443°、0.3418°。所有工況下負(fù)壓筒傾角的變化曲線如圖6所示?？煽闯觯S著環(huán)境載荷和筒頂彎矩的增大，負(fù)壓筒傾角明顯呈非線性增長趨勢。

2.2 負(fù)壓筒及測點(diǎn)的土壓力模擬

計(jì)算各不同工況下負(fù)壓筒的土壓力，工況4和工況10這兩個(gè)典型工況下負(fù)壓筒內(nèi)的土壓力如圖7所示。由于土壓力均為壓應(yīng)力，因此圖中顯示應(yīng)力都是負(fù)值。

選取各個(gè)壓力測點(diǎn)位置讀取模擬結(jié)果。測點(diǎn)E-1～E-7的土壓力如圖8所示，其中測點(diǎn)E-4為傾斜受壓側(cè)。測點(diǎn)E-8～E-15的土壓力如圖9所示，圖中E-9、E-11、E-12和14測點(diǎn)在筒內(nèi)側(cè)，E-8、E-10、E-13和15測點(diǎn)在筒外側(cè)。從計(jì)算結(jié)果可見，各測點(diǎn)中最大的土壓力發(fā)生在深度最大的測點(diǎn)處。

從圖8和圖9可看出，對于惡劣環(huán)境下的工況10，在土體與負(fù)壓筒接觸的上表面，由于傾斜受壓導(dǎo)致一側(cè)土壓力明顯高于另一側(cè)，傾斜受壓一側(cè)的測點(diǎn)土壓力明顯變大。而其他工況下環(huán)境載荷引起的土體表面土壓力變化較小。從圖9中測點(diǎn)E-8～E-15的土壓力計(jì)算結(jié)果可看出，隨著筒頂彎矩增大，負(fù)壓筒內(nèi)傾斜方向的兩側(cè)土體變形差異也增大，且在最底部的E-14測點(diǎn)土應(yīng)力最大。

在不同工況下，隨著筒頂彎矩的變化，分析負(fù)壓筒的最大土壓力。如圖10所示為測點(diǎn)E-14的最大土壓力與筒頂彎矩之間的變化曲線，其中最大土壓力為181.2 kPa。可見，負(fù)壓筒最大土壓力在彎矩40 MNm以下時(shí)基本呈線性增加，隨著彎矩的增加，最大土壓力明顯增大，且土體承載能力的非線性變化隨彎矩的增大而逐步明顯。

3 結(jié)構(gòu)及測點(diǎn)應(yīng)力的數(shù)值模擬

利用有限元軟件建立塔筒與基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的有限元模型，整個(gè)模型采用殼單元，并按實(shí)際鋼板厚度對不同位置的單元賦屬性，整體結(jié)構(gòu)為DH36型鋼，其彈性模量為206 GPa，泊松比為0.28，材料密度為7850 kg/m3，屈服強(qiáng)度為355 MPa。如圖11所示，葉片和機(jī)艙的風(fēng)載荷以集中力的形式施加在頂部法蘭平面的中心位置，塔筒的風(fēng)載荷和基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的波流載荷以間隔集中力的形式施加到相應(yīng)位置。然后，模擬分析風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)的變形傾角、振動加速度、塔筒法蘭螺栓應(yīng)力和結(jié)構(gòu)測點(diǎn)應(yīng)力。

風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)變形的傾角與2.1節(jié)計(jì)算的負(fù)壓筒傾角進(jìn)行疊加，可得到不同位置的實(shí)際傾角。為此，在負(fù)壓筒與結(jié)構(gòu)傾角疊加時(shí)，考慮對負(fù)壓筒傾斜后的整體模型進(jìn)行人工迭代分析，對疊加時(shí)的幾何非線性進(jìn)行驗(yàn)證。經(jīng)計(jì)算，當(dāng)負(fù)壓筒基礎(chǔ)傾斜0°～1°時(shí)，工作工況的上部結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力增加在0.25%以內(nèi)、極端工況的結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力變化在4.3%以內(nèi)?？梢?，在負(fù)壓筒發(fā)生1°以內(nèi)的小角度傾斜時(shí)，幾何非線性效應(yīng)不明顯，可采用負(fù)壓筒模型與結(jié)構(gòu)模型傾角的疊加法。

3.1 傾角分析

假定結(jié)構(gòu)在負(fù)壓筒底部為固定約束，計(jì)算塔筒鋼結(jié)構(gòu)的傾角。其中典型作業(yè)工況（工況4）和典型極端工況（工況10）時(shí)的結(jié)構(gòu)變形傾角如圖12所示。

在不同工況載荷作用下，對塔筒結(jié)構(gòu)上高度在16.5、36.5、68.2和103.5 m處4個(gè)法蘭位置各測點(diǎn)（CLx-1～CLx-4）的傾角進(jìn)行模擬，結(jié)構(gòu)的最大傾角變化如圖13所示。工況10時(shí)測點(diǎn)4的傾角為0.40°，而塔筒最大傾角達(dá)到0.62°；工況4時(shí)測點(diǎn)4的傾角為0.47°、塔筒的最大傾角達(dá)到0.49°?？梢姡敳糠ㄌm測點(diǎn)（CLx-4）的最大傾角發(fā)生在工況4時(shí)；結(jié)構(gòu)實(shí)際最大傾角發(fā)生在工況10時(shí)，而且發(fā)生位置不在法蘭處，而是在上段塔筒的中點(diǎn)位置。這主要是由于葉片風(fēng)載荷對塔頂產(chǎn)生的彎矩影響，而使得最大變形位置并不發(fā)生在塔筒頂端。

不同工況下的結(jié)構(gòu)變形傾角如圖13所示。將其與圖6中筒體的整體傾角進(jìn)行疊加，計(jì)算得出塔筒在不同測點(diǎn)的實(shí)際傾角以及最大傾角，如圖14所示。

可見，頂部法蘭處測點(diǎn)的傾角在工況10時(shí)達(dá)到最大值0.7395°，而整個(gè)結(jié)構(gòu)的傾角最大值0.9609°。不同工況下，傾角最大值發(fā)生在不同位置。在工況1～工況5時(shí)整個(gè)結(jié)構(gòu)的最大傾角發(fā)生在塔筒最高處的法蘭位置；在工況6～工況10時(shí)整個(gè)結(jié)構(gòu)的最大傾角發(fā)生在上段塔筒的中點(diǎn)附近。

從圖14中還可看出，工況1～工況10，風(fēng)浪逐漸增大，但各測點(diǎn)的傾角并不完全是隨環(huán)境載荷的增強(qiáng)而增大。其中最明顯的情況是工況4下的傾角明顯較工況3和5時(shí)的傾角都大，其主要原因是由于工況4即風(fēng)速10 m/s時(shí)塔筒頂部的工作載荷較大而造成的。另外，傾角的大小受風(fēng)的影響最大、而受浪和流的影響相對較小。

3.2 法蘭螺栓應(yīng)力分析

法蘭螺栓只承受拉力，在每個(gè)法蘭處取塔筒結(jié)構(gòu)的局部截?cái)嗄Ｐ?，模型下端的螺栓用桿單元模擬，在螺栓的最下端設(shè)為固定約束，在法蘭以上的相應(yīng)位置施加局部模型所受的環(huán)境載荷，如圖15所示。

局部模型的材料參數(shù)與圖11中的整體結(jié)構(gòu)相同。對4個(gè)局部截?cái)嗄Ｐ瓦M(jìn)行靜力分析，得出各工況下塔筒結(jié)構(gòu)上4個(gè)法蘭處螺栓所受的最大拉應(yīng)力，計(jì)算結(jié)果如表6所示。

不同工況下4個(gè)不同高度處法蘭螺栓的最大拉應(yīng)力如圖16所示。

可看出，在工作工況中，工況4時(shí)位置較低的3個(gè)法蘭螺栓拉應(yīng)力均較大，其值接近于切出風(fēng)速下的最大拉應(yīng)力。這是由于工況4時(shí)的塔頂載荷中的橫向力和彎矩都很大造成的；位置較低的3個(gè)法蘭處螺栓的拉應(yīng)力與工況之間的變化規(guī)律大致相同。但是，頂部法蘭螺栓的拉應(yīng)力與其他法蘭的變化規(guī)律明顯不同，這主要是由于頂部法蘭受頂部葉片工作負(fù)荷的直接影響更大，而下部法蘭的螺栓應(yīng)力不僅受工作負(fù)荷影響、更受到塔筒風(fēng)載荷產(chǎn)生的彎矩影響。也就是說，頂部螺栓應(yīng)力受葉片載荷的影響更大。

3.3 結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

對風(fēng)電機(jī)組塔筒和基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)所組成的整體結(jié)構(gòu)建模，由于結(jié)構(gòu)中不同構(gòu)件的特征，撐桿有時(shí)要承受壓力，所以考慮屈曲問題。因此有必要將其拉應(yīng)力和壓應(yīng)力分別進(jìn)行討論。在不同工況載荷作用下，對結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行分析，求出結(jié)構(gòu)中的各測點(diǎn)的拉應(yīng)力和壓應(yīng)力。如圖17所示為風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)在典型工況4和工況10時(shí)的應(yīng)力云圖。

圖17a和圖17b為拉應(yīng)力，可看出結(jié)構(gòu)中的拉應(yīng)力最大處發(fā)生在撐桿與負(fù)壓筒連接處，負(fù)壓筒和塔筒中的拉應(yīng)力相對較小；圖17c和圖17d為壓應(yīng)力，負(fù)壓筒和塔筒及基礎(chǔ)立柱中的壓應(yīng)力都較大，僅在塔筒中部壓應(yīng)力相對較小。在各工況下，結(jié)構(gòu)中不同應(yīng)力測點(diǎn)的拉應(yīng)力和壓應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果如圖18所示。

從圖18中可見，隨著環(huán)境載荷的增加，結(jié)構(gòu)應(yīng)力大致呈增加趨勢。但由于工況4時(shí)負(fù)荷明顯大于相近工況，因而此時(shí)的拉應(yīng)力和壓應(yīng)力均有明顯增大。可看出，結(jié)構(gòu)中實(shí)際的最大應(yīng)力比預(yù)先選定測點(diǎn)上的應(yīng)力更大，且最大應(yīng)力發(fā)生的位置位于負(fù)壓筒與結(jié)構(gòu)撐桿的連接處。對整個(gè)風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)來說，最大拉應(yīng)力一直保持較大且隨工況的變化不大，但最大壓應(yīng)力隨環(huán)境載荷的增加而明顯增大，考慮到這種情況更易引起結(jié)構(gòu)屈曲破壞。因此建議在撐桿與筒和立柱的連接位置，需特別考慮局部加強(qiáng)，以避免在極端海況下發(fā)生局部結(jié)構(gòu)屈曲問題。

3.4 結(jié)構(gòu)振動時(shí)測點(diǎn)的加速度模擬

為方便計(jì)算，采用梁單元建立風(fēng)電機(jī)組動力分析模型。在頂部將葉片、葉輪和機(jī)艙等作為質(zhì)量點(diǎn)均勻分布在頂部節(jié)點(diǎn)，總質(zhì)量為373 t。取一段實(shí)測風(fēng)速計(jì)算動態(tài)風(fēng)載荷；同時(shí)再考慮葉片在偏心距為10 mm、轉(zhuǎn)速為12.1 r/min時(shí)的偏心慣性力作為動載荷輸入。對風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行動力分析。取時(shí)間步長為0.1 s，計(jì)算時(shí)長為2000 s。通過數(shù)值模擬，可得出各測點(diǎn)加速度的最大值如表7所示。

可見，工作狀態(tài)下各測點(diǎn)的加速度值小于1 m/s2；在惡劣海況下測點(diǎn)加速度值明顯增加，最大值可達(dá)3.0 m/s2。計(jì)算頂部法蘭測點(diǎn)在典型工況4、工況10時(shí)的加速度時(shí)間歷程曲線（取穩(wěn)定狀態(tài)下60 s），結(jié)果如圖19所示。

對工況4和工況10這兩個(gè)典型工況下頂部法蘭測點(diǎn)的加速度時(shí)域信號做快速傅里葉變換，進(jìn)行頻譜分析，分析兩種工況下的結(jié)果可見，盡管幅值不同，但分析得出前三階振動頻率均為0.27、2.29和3.97 Hz。

對整體結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行模態(tài)分析，得出結(jié)構(gòu)固有頻率。與振動加速度信號分析的頻率進(jìn)行對比，如表8所示。可看出，風(fēng)載荷和葉片轉(zhuǎn)動作用下，結(jié)構(gòu)加速度的振動頻率與結(jié)構(gòu)固有頻率基本一致，誤差低于6%?？梢?，輸入的動態(tài)激勵頻率對結(jié)構(gòu)的振動頻率影響不大，風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)系統(tǒng)有良好的動力性能。

4 監(jiān)測參數(shù)閾值與報(bào)警分析

根據(jù)以上數(shù)值模擬各監(jiān)測參數(shù)的變化范圍以及計(jì)算得到的測點(diǎn)最大值與整個(gè)結(jié)構(gòu)最大值的差異，分別對各測點(diǎn)的傾角、加速度、螺栓應(yīng)力、結(jié)構(gòu)應(yīng)力和土壓力制定不同的報(bào)警算法。

傾角的報(bào)警閾值的選取，考慮地基基礎(chǔ)的不均勻性，分別考慮工作工況和自存工況，在數(shù)值模擬值的基礎(chǔ)上乘以1.5～2.0倍的系數(shù)。風(fēng)電機(jī)組振動加速度閾值取數(shù)值模擬的最大值?？紤]實(shí)際的約束情況肯定弱于計(jì)算中的理想約束，則實(shí)際的振動加速度不會超過數(shù)值模擬值，可取模擬的最大值作為加速度閾值?？紤]動力因素影響，法蘭螺栓應(yīng)力報(bào)警閾值取為模擬值的1.5倍。

對于結(jié)構(gòu)應(yīng)力，根據(jù)《淺海鋼制固定平臺結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與建造技術(shù)規(guī)范》［16］，所用Q355鋼材在工作和自存時(shí)的安全系數(shù)分別取1.67和1.25，可得出，工作和自存時(shí)材料的許用應(yīng)力分別為213和284 MPa，如圖20中最上方兩條線分別為屈服應(yīng)力和許用應(yīng)力；圖中最下方的兩條線分別為數(shù)值計(jì)算的測點(diǎn)最大應(yīng)力和整個(gè)結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力。由于結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力并不在測點(diǎn)位置，所以可按比例折算出測點(diǎn)拉應(yīng)力達(dá)到許用應(yīng)力時(shí)的測點(diǎn)應(yīng)力值，并將其作為測點(diǎn)應(yīng)力的報(bào)警閾值，見圖20的中間折線。對于基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)上測點(diǎn)壓應(yīng)力，除按上述拉應(yīng)力計(jì)算方法分析外，還應(yīng)考慮屈曲強(qiáng)度，得出壓應(yīng)力閾值。

對于負(fù)壓筒的土壓力，考慮不同深度測點(diǎn)的壓力差別以及地基的不均勻性，適當(dāng)選取土壓力測點(diǎn)的閾值。最后將上述閾值匯總，得出不同測點(diǎn)、不同工況（工作工況、自存工況）下選取的參數(shù)閾值，如表9所示。分別按工作工況和自存工況，將以上閾值作為傾角、加速度、螺栓應(yīng)力、結(jié)構(gòu)應(yīng)力和土

壓力等監(jiān)測參數(shù)在線監(jiān)測系統(tǒng)的報(bào)警極限，建立監(jiān)測參數(shù)報(bào)警算法，實(shí)現(xiàn)實(shí)時(shí)監(jiān)測報(bào)警，如圖21所示。

依據(jù)預(yù)測閾值對實(shí)時(shí)監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行判別，給出報(bào)警信號，再按報(bào)警參數(shù)的變化趨勢與特征、超限的量值以及超限參數(shù)的數(shù)量等因素，分析判斷報(bào)警級別，以最大限度地保證風(fēng)電機(jī)組的安全運(yùn)行。在以上安全監(jiān)測的基礎(chǔ)上，再考慮負(fù)壓筒內(nèi)形成的負(fù)壓，從而減小孔隙水壓力，可增強(qiáng)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性，提高基礎(chǔ)的安全性。

5 結(jié) 論

1）在小變形情況下，風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)監(jiān)測點(diǎn)的傾角可由負(fù)壓筒基礎(chǔ)的整體傾角與上部結(jié)構(gòu)的變形傾角疊加求得；考慮地基的不穩(wěn)定性，實(shí)際運(yùn)行過程中傾角的安全閾值可取模擬值的1.5～2.0倍。傾角的大小受風(fēng)的影響最大，且塔筒結(jié)構(gòu)的最大傾角的發(fā)生位置有時(shí)不在頂部。

2）風(fēng)電機(jī)組振動加速度的最大值隨著風(fēng)速增大而增加。實(shí)際振動加速度不會超過模擬值。所以可取模擬的最大值作為風(fēng)電機(jī)組加速度閾值。

3）法蘭螺栓拉應(yīng)力的監(jiān)測值在底部最大，中部與底部法蘭螺栓拉應(yīng)力隨工況變化的情況一致；而頂部螺栓拉應(yīng)力較小且受葉片載荷變化的影響更大。

4）隨著環(huán)境載荷的增大，風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)測點(diǎn)應(yīng)力監(jiān)測值大致呈增加趨勢。結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力發(fā)生在負(fù)壓筒與結(jié)構(gòu)撐桿的連接處。所以，測點(diǎn)最大應(yīng)力閾值的選取在考慮測點(diǎn)值與整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力最大值的差距而進(jìn)行換算。

5）不同位置及不同深度測點(diǎn)的土壓力不同，且呈現(xiàn)出隨著筒頂彎矩增加而增大的非線性變化趨勢，筒內(nèi)測點(diǎn)的最大土壓力變化比筒外測點(diǎn)更明顯。負(fù)壓筒內(nèi)形成負(fù)壓后，孔隙水壓力減小，可增強(qiáng)風(fēng)電機(jī)組穩(wěn)定性。

6）通過數(shù)值模擬，可分析基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)監(jiān)測參數(shù)的變化范圍與變化趨勢，在風(fēng)電機(jī)組狀態(tài)監(jiān)測過程中，初步確定監(jiān)測參數(shù)的閾值，作為在線監(jiān)測系統(tǒng)的報(bào)警極限，實(shí)現(xiàn)實(shí)時(shí)報(bào)警，保障風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)與負(fù)壓筒基礎(chǔ)的安全。

致 謝：本文有限元計(jì)算工作得到了浙江海洋大學(xué)張媛博士和張兆德教授的大力幫助。在此表示衷心的感謝！

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MONITORING PARAMETER PREDICTION OF OFFSHORE WIND TURBINE FOUNDATION WITH STEEL SUCTION BUCKET BASED ON

NUMERICAL SIMULATION

Xu Chenggen，Jiang Haitao，Sun Decheng

（CGN Rudong Offshore Wind Power Co.， Ltd.， Nantong 226400， China）

Abstract：Suction bucket is widely used in offshore wind power foundation because of its strong adaptability， installation convenience and lower cost. However， this kind of shallow foundation structure is easily affected by the seabed foundation. In order to ensure the safe operation of offshore wind turbine， it is necessary to monitor the foundation structure of wind turbine in real time. The first monitored offshore wind turbine with steel suction bucket established in East China Sea is analyzed numerically. Firstly， the environmental loads are analyzed. The suction bucket model and the structure model are established respectively. Then， the inclination of wind turbine is calculated by using superposition principle. The stresses of the bucket and wind power structure under different working conditions are calculated. And the deviation of static and dynamic parameters of each monitoring point on the turbine are predicted. The reasonable range of monitoring parameters are and determined. Finally， the thresholds of monitoring parameters for establishing the on-line and alarm system of the turbine are obtained. And the alarm strategy is analyzed. Thus， an important reference for the operation and maintenance safety of offshore wind turbine with shallow foundation is provided.

Keywords：offshore wind power； wind turbines； structures； foundations； monitoring； suction buckets