海上風(fēng)電機(jī)組塔筒安全狀態(tài)評(píng)估方法研究及應(yīng)用

葛中原，許 明，單程程，馮 為

(如東和風(fēng)海上風(fēng)力發(fā)電有限公司，南通 226400)

0 引言

塔筒作為風(fēng)電機(jī)組的承力部件，其可靠性關(guān)系到風(fēng)電機(jī)組的安全運(yùn)行。近年來(lái)，中國(guó)風(fēng)電機(jī)組倒塔事故屢見不鮮，例如：2008年吉林省某風(fēng)電場(chǎng)的某臺(tái)風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行3年就發(fā)生了倒塔事故；2010年，某風(fēng)電場(chǎng)的風(fēng)電機(jī)組塔筒因螺栓未及時(shí)緊固而被大風(fēng)吹倒；2014年，甘肅省某風(fēng)電場(chǎng)的風(fēng)電機(jī)組服役未滿1年就突然倒塌[1-3]。通過(guò)分析上述風(fēng)電機(jī)組倒塔事故可知，大部分倒塔安全事故是由于塔筒螺栓松動(dòng)引起的。塔筒螺栓松動(dòng)原因主要包括以下幾個(gè)方面[4]：1)塔筒在安裝時(shí)螺栓沒有按照技術(shù)要求及時(shí)緊固到位；2)風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行過(guò)程中振動(dòng)較大，長(zhǎng)時(shí)間工作后引起塔筒螺栓松動(dòng)；3)螺栓自身材料質(zhì)量不合格，在風(fēng)電機(jī)組振動(dòng)下螺桿逐步被破壞導(dǎo)致螺栓松動(dòng)。

近年來(lái)，針對(duì)海上風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)與塔架的研究主要集中在結(jié)構(gòu)疲勞和強(qiáng)度等方面，例如：譚剛等[5]對(duì)海上風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的疲勞及其可靠性的研究現(xiàn)狀進(jìn)行了總結(jié)分析；馬永亮等[6]提出了一種風(fēng)浪聯(lián)合作用下海上風(fēng)電機(jī)組塔架的疲勞評(píng)估方法；沈賢達(dá)等[7]提出了一種基于風(fēng)險(xiǎn)評(píng)價(jià)的海上風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)安全性評(píng)價(jià)方法。另外還有學(xué)者通過(guò)檢測(cè)塔筒的數(shù)據(jù)，比如：垂直度、位移、撓度、應(yīng)力、自振特性等，對(duì)塔筒剛度狀態(tài)進(jìn)行評(píng)估?，F(xiàn)有監(jiān)測(cè)方案大多是通過(guò)單一的數(shù)值和時(shí)域趨勢(shì)(比如：傾角、撓度、自振頻率)反映塔筒的安全狀態(tài)特征(即剛度狀態(tài))，但由于沒有符合所有實(shí)際海上風(fēng)電機(jī)組塔筒結(jié)構(gòu)特征的參考標(biāo)準(zhǔn)，導(dǎo)致監(jiān)測(cè)成果與實(shí)際對(duì)塔筒剛度狀態(tài)的評(píng)估要求之間尚有較大差距。

本文從塔筒的結(jié)構(gòu)剛度狀態(tài)角度來(lái)評(píng)估塔筒的安全狀態(tài)，通過(guò)對(duì)海上風(fēng)電機(jī)組塔筒實(shí)施動(dòng)態(tài)傾斜監(jiān)測(cè)，結(jié)合塔筒初始剛度狀態(tài)信息，提出通過(guò)塔筒(包括基礎(chǔ))靜態(tài)剛度圓和最大動(dòng)態(tài)剛度圓分析方法來(lái)評(píng)估海上風(fēng)電機(jī)組塔筒剛度狀態(tài)，為海上風(fēng)電機(jī)組塔筒安全狀態(tài)評(píng)估提供一種直接、有效的研究路徑。

1 現(xiàn)有評(píng)估理論和評(píng)估方法

塔筒是整個(gè)風(fēng)電機(jī)組的承重部件，吸收風(fēng)電機(jī)組振動(dòng)，承受風(fēng)荷載、彎矩和扭矩負(fù)荷等復(fù)雜多變的荷載，并且在風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行過(guò)程中，塔筒會(huì)出現(xiàn)一定幅度的搖擺和扭曲等變形；同時(shí)，塔筒還受到惡劣的海洋環(huán)境因素(比如：鹽霧腐蝕、海浪荷載、海冰沖撞、臺(tái)風(fēng)等)影響，使塔筒更加容易發(fā)生傾斜，造成塔筒結(jié)構(gòu)剛度發(fā)生變化、零部件失效、基礎(chǔ)加速沉降等。

根據(jù)海上風(fēng)電機(jī)組的結(jié)構(gòu)特征，把風(fēng)電機(jī)組的樁和塔筒近似作為一個(gè)懸臂梁結(jié)構(gòu)分析，海上風(fēng)電機(jī)組荷載示意圖如圖1所示。圖中：P1為風(fēng)荷載；P2為波浪荷載；P3為流荷載；G為重力。

圖1 海上風(fēng)電機(jī)組荷載示意圖Fig.1 Load diagram of offshore wind turbine

現(xiàn)有海上風(fēng)電機(jī)組的工程測(cè)量均通過(guò)撓曲線方程獲得塔筒任意高度截面的撓度(位移)和轉(zhuǎn)角θ(傾角)，結(jié)合GB/T 20319—2017《風(fēng)力發(fā)電機(jī)組 驗(yàn)收規(guī)范》中的傾斜率經(jīng)驗(yàn)值來(lái)評(píng)估塔筒的工作狀態(tài)。

撓曲線方程如式(1)～式(3)所示，具體為：

或

式中：M為彎矩；EI為塔筒抗彎剛度。

其中：

式中：p為作用在塔筒上的外力；h為塔筒高度。

然而，由于各廠家不同機(jī)型風(fēng)電機(jī)組塔筒的高度、壁厚均不同，導(dǎo)致不同類型的塔筒的剛度也不相同，使用固定的傾斜率作為塔筒工作狀態(tài)的評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)，不能精準(zhǔn)得到塔筒的實(shí)際剛度狀態(tài)，比如：塔筒法蘭螺栓連接是否松動(dòng)、塔筒結(jié)構(gòu)是否有損傷等。

2 基于剛度圓分析技術(shù)的塔筒剛度狀態(tài)評(píng)估方法

風(fēng)電機(jī)組的工作狀態(tài)主要包括待機(jī)條件下的靜止?fàn)顟B(tài)(即靜態(tài))和發(fā)電條件下的晃動(dòng)狀態(tài)(即動(dòng)態(tài))。在待機(jī)條件下的靜止?fàn)顟B(tài)時(shí)，風(fēng)電機(jī)組塔筒主要會(huì)受機(jī)艙和葉片重力影響而產(chǎn)生彎曲傾斜；在發(fā)電條件下的晃動(dòng)狀態(tài)時(shí)，風(fēng)電機(jī)組塔筒出現(xiàn)彎曲變形的外力主要來(lái)自于風(fēng)荷載，其與風(fēng)速和漿葉的槳距角有關(guān)。在漿葉迎風(fēng)面積不變的條件下，風(fēng)速越大，作用在葉片上的推力越大，塔筒彎曲變形的撓度也越大。根據(jù)以上特點(diǎn)，結(jié)合塔筒為一等剛度懸臂梁結(jié)構(gòu)，本文進(jìn)行了塔筒的靜態(tài)、動(dòng)態(tài)剛度圓的分析研究。

2.1 塔筒剛度圓的基本原理

2.1.1 塔筒的靜態(tài)剛度圓

風(fēng)電機(jī)組吊裝完成后，由于機(jī)艙、葉片的重心與塔筒的中心線不重合，風(fēng)電機(jī)組受自身重力影響偏向輪轂側(cè)，機(jī)艙和葉片的重力使塔筒受到一個(gè)固定的彎矩，塔筒向葉片方向發(fā)生彎曲傾斜。此時(shí)通過(guò)偏航，可以獲得風(fēng)電機(jī)組塔筒和基礎(chǔ)在各方向的動(dòng)態(tài)傾角，由于塔筒和基礎(chǔ)沿圓周各向剛度相等，因此塔筒在圓周各方向傾角的大小也相等。將不同偏航位置的靜態(tài)傾斜數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，可以獲得一個(gè)閉合的圓形，即塔筒的靜態(tài)剛度圓，如圖2所示。

圖2 塔筒的靜態(tài)剛度圓示意圖Fig.2 Schematic diagram of static stiffness circle of tower

2.1.2 塔筒的動(dòng)態(tài)剛度圓

風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行時(shí)，在迎風(fēng)角不變的情況下，隨著風(fēng)速( 指輪轂中心高度的風(fēng)速) 的增大，作用在塔筒頂部的軸向推力就越大，塔筒的撓曲變形也就越大。當(dāng)風(fēng)速達(dá)到并超過(guò)額定風(fēng)速時(shí)，風(fēng)電機(jī)組葉片的槳距角開始逐漸變大；隨著槳距角變大，葉片的迎風(fēng)面積迅速變小，使得風(fēng)荷載作用在塔筒頂端的軸向推力逐漸降低。因此，在額定風(fēng)速下的風(fēng)電機(jī)組塔筒頂端所受到的軸向推力最大，此時(shí)可以測(cè)得塔筒的最大彎曲變形，即最大傾斜角度。在不同風(fēng)向上，風(fēng)電機(jī)組達(dá)到滿功率運(yùn)行時(shí)，必然在該方向上經(jīng)過(guò)塔筒的最大彎曲變形點(diǎn)。風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行時(shí)的輸出功率、槳距角與輪轂風(fēng)速之間的關(guān)系如圖3所示。由于塔筒和基礎(chǔ)沿圓周各向剛度相等，可獲得不同風(fēng)向下塔筒頂部的動(dòng)態(tài)傾斜數(shù)據(jù)，從而擬合出這些動(dòng)態(tài)傾斜數(shù)據(jù)的最大外接圓，即為塔筒的最大動(dòng)態(tài)剛度圓，如圖4所示。

圖3 風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行時(shí)的輸出功率、槳距角與輪轂風(fēng)速之間的關(guān)系Fig.3 Relationship between output power，pitch angle and hub wind speed during operation of wind turbine

圖4 塔筒荷載及最大動(dòng)態(tài)剛度圓示意圖Fig.4 Schematic diagram of load and maximum dynamic stiffness circle of tower

2.2 基于剛度圓技術(shù)的塔筒剛度狀態(tài)評(píng)估

根據(jù)上述原理，在風(fēng)速小于3 m/s 時(shí)，偏航360°獲取塔筒和基礎(chǔ)的極坐標(biāo)圓，作為塔筒的初始靜態(tài)剛度圓樣本數(shù)據(jù)。在風(fēng)電機(jī)組投運(yùn)初期累積3個(gè)風(fēng)向的滿功率運(yùn)行數(shù)據(jù)后，對(duì)塔筒和基礎(chǔ)的動(dòng)態(tài)傾斜數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得出該風(fēng)電機(jī)組的初始最大動(dòng)態(tài)極坐標(biāo)圓，作為塔筒的最大動(dòng)態(tài)剛度圓樣本數(shù)據(jù)。同樣可通過(guò)相同的方式，擬合塔筒和基礎(chǔ)不同時(shí)段的靜態(tài)剛度圓和最大動(dòng)態(tài)剛度圓，通過(guò)與初始的靜態(tài)剛度圓和最大動(dòng)態(tài)剛度圓

的圓心位置、半徑、數(shù)據(jù)累積形態(tài)進(jìn)行對(duì)比分析，可得出風(fēng)電機(jī)組塔筒剛度狀態(tài)的變化情況。根據(jù)研究和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際應(yīng)用，可得出以下3 類結(jié)論。

1)若當(dāng)前剛度圓的圓心偏離初始剛度圓的圓心，可判定為以下情況中的至少1 種：

①塔筒出現(xiàn)變形，則當(dāng)前剛度圓圓心與初始剛度圓圓心的矢量差為變形的程度；

②基礎(chǔ)出現(xiàn)不均勻沉降。

2)若當(dāng)前剛度圓的半徑比初始剛度圓的半徑大，可判定為以下情況中的至少1 種：

①基礎(chǔ)松動(dòng)、不牢固；

②塔筒剛度變?nèi)酢?/p>

3)當(dāng)前剛度圓在某個(gè)圓弧邊外圍有較多個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)偏離圓弧時(shí)，可判斷塔筒360°剛度不均勻，螺栓松動(dòng)或塔筒有裂紋等缺陷的方向的剛度較弱，這是由于塔筒法蘭螺栓固定松動(dòng)或塔筒有傷痕、裂紋造成的。

風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行過(guò)程中，最大動(dòng)態(tài)剛度圓為塔筒實(shí)際晃動(dòng)的邊界曲線，正常工作的風(fēng)電機(jī)組塔筒的晃動(dòng)不能超出此邊界曲線，若塔筒的晃動(dòng)超出了該邊界曲線，則表明風(fēng)電機(jī)組和塔筒出現(xiàn)了異常狀況。

最大動(dòng)態(tài)剛度圓的直徑與塔筒和單樁的剛度成反比關(guān)系，最大動(dòng)態(tài)剛度圓的直徑越大，說(shuō)明塔筒和單樁的剛度越??；反之，最大動(dòng)態(tài)剛度圓的直徑越小，則塔筒和單樁的剛度越大。對(duì)最大動(dòng)態(tài)剛度圓的直徑和圓心的變化進(jìn)行分析，可發(fā)現(xiàn)可能存在的塔筒屈曲變形、焊縫開裂、螺栓松動(dòng)及斷裂、基礎(chǔ)松動(dòng)等故障隱患。

3 工程應(yīng)用實(shí)例

本評(píng)估方法目前已成功在國(guó)家電力投資集團(tuán)有限公司的濱海南H3#海上風(fēng)電項(xiàng)目(下文簡(jiǎn)稱為“國(guó)家電投濱海南H3#海上風(fēng)電項(xiàng)目”)中應(yīng)用。選擇風(fēng)電場(chǎng)中若干臺(tái)風(fēng)電機(jī)組為應(yīng)用對(duì)象，在風(fēng)電機(jī)組上布置塔筒動(dòng)態(tài)傾斜監(jiān)測(cè)系統(tǒng)，進(jìn)行實(shí)時(shí)數(shù)據(jù)測(cè)量。

3.1 塔筒動(dòng)態(tài)傾斜監(jiān)測(cè)系統(tǒng)的組成

在風(fēng)電機(jī)組的偏航法蘭下端和承樁式基礎(chǔ)頂法蘭處各布置1 只高精度復(fù)合雙軸動(dòng)態(tài)傾角傳感器(具備良好的動(dòng)態(tài)和靜態(tài)性能)，用于分別采集風(fēng)電機(jī)組塔筒和基礎(chǔ)實(shí)時(shí)的傾斜數(shù)據(jù)，如圖5所示。數(shù)據(jù)通過(guò)電纜以RS485 通信方式傳輸至采集器，利用風(fēng)電場(chǎng)預(yù)設(shè)的海底光纖環(huán)網(wǎng)通過(guò)核心交換機(jī)傳輸至后臺(tái)數(shù)據(jù)服務(wù)器中，實(shí)現(xiàn)場(chǎng)內(nèi)監(jiān)測(cè)。數(shù)據(jù)服務(wù)器對(duì)上傳的數(shù)據(jù)進(jìn)行實(shí)時(shí)分析、處理和存儲(chǔ)，并通過(guò)剛度圓圖譜分析、預(yù)警塔筒的剛度變化情況。塔筒動(dòng)態(tài)傾斜監(jiān)測(cè)系統(tǒng)的組成示意圖如圖6所示。

圖5 高精度復(fù)合雙軸動(dòng)態(tài)傾角傳感器的實(shí)物圖及安裝圖Fig.5 Physical photo and installation photo of high-precision composite dual-axis dynamic inclination sensor

圖6 塔筒動(dòng)態(tài)傾斜監(jiān)測(cè)系統(tǒng)的組成示意圖Fig.6 Schematic diagram of composition of tower dynamic tilt monitoring system

3.2 應(yīng)用情況

在國(guó)家電投濱海南H3#海上風(fēng)電項(xiàng)目(單樁基礎(chǔ))的風(fēng)電機(jī)組上安裝了塔筒動(dòng)態(tài)傾斜監(jiān)測(cè)系統(tǒng)，風(fēng)電機(jī)組投運(yùn)初期，在風(fēng)速小于2 m/s 的氣象條件下進(jìn)行了偏航實(shí)驗(yàn)，通過(guò)對(duì)塔頂?shù)母呔葟?fù)合雙軸動(dòng)態(tài)傾角傳感器所采集到的塔筒傾斜數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得出了塔筒傾斜數(shù)據(jù)的坐標(biāo)形態(tài)近似為圓，驗(yàn)證了靜態(tài)剛度圓理論的正確性。將此圓標(biāo)計(jì)入數(shù)據(jù)庫(kù)，并標(biāo)定為該風(fēng)電機(jī)組塔筒的初始靜態(tài)剛度圓樣本數(shù)據(jù)。

塔筒動(dòng)態(tài)傾斜監(jiān)測(cè)系統(tǒng)根據(jù)風(fēng)電機(jī)組偏航期間的實(shí)時(shí)傾斜數(shù)據(jù)擬合得到的塔筒靜態(tài)剛度圓如圖7所示。圖中：藍(lán)色圈為塔筒靜態(tài)剛度圓，綠色點(diǎn)為風(fēng)電機(jī)組偏航期間的實(shí)時(shí)傾斜數(shù)據(jù)。

圖7 塔筒初始靜態(tài)剛度圓分析圖Fig.7 Analysis diagram of initial static stiffness circle of tower

通過(guò)計(jì)算圓形和坐標(biāo)原點(diǎn)的距離，可以得出塔筒實(shí)際的變形偏移量為537 mm，受機(jī)艙和葉片重力的影響，所產(chǎn)生的傾斜量為0.1705°。

而在風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行數(shù)月后，通過(guò)塔筒羅盤數(shù)據(jù)累積圖，提取了風(fēng)電機(jī)組自由偏航的傾斜數(shù)據(jù)，并與塔筒初始靜態(tài)剛度圓進(jìn)行比對(duì)，兩者吻合，說(shuō)明塔筒剛度狀態(tài)未發(fā)生變化。塔筒羅盤數(shù)據(jù)累積圖與塔筒初始靜態(tài)剛度圓的對(duì)比圖如圖8所示，圖中：紅色圈為塔筒的初始靜態(tài)剛度圓，綠色點(diǎn)為風(fēng)電機(jī)組自由偏航的傾斜數(shù)據(jù)。

圖8 塔筒羅盤數(shù)據(jù)累積圖與塔筒初始靜態(tài)剛度圓的對(duì)比圖Fig.8 Comparison between tower compass data accumulation diagram and tower initial static stiffness circle

在風(fēng)電機(jī)組正常運(yùn)行一段時(shí)間后，通過(guò)塔筒動(dòng)態(tài)傾斜監(jiān)測(cè)系統(tǒng)所積累的歷史傾斜數(shù)據(jù)，進(jìn)行了塔筒最大動(dòng)態(tài)剛度圓的繪制，如圖9所示。圖中：藍(lán)色圈為塔筒最大動(dòng)態(tài)剛度圓，綠色點(diǎn)為歷史傾斜數(shù)據(jù)。

圖9 塔筒最大動(dòng)態(tài)剛度圓分析圖Fig.9 Analysis diagram of maximum dynamic stiffness circle of tower

塔筒動(dòng)態(tài)傾斜監(jiān)測(cè)系統(tǒng)基于風(fēng)電機(jī)組塔頂測(cè)量點(diǎn)的歷史數(shù)據(jù)繪制的塔筒初始最大動(dòng)態(tài)剛度圓，最大動(dòng)態(tài)剛度圓半徑為537.9 mm，代表了運(yùn)行期間塔頂?shù)淖畲蠡蝿?dòng)位移值。

塔筒最大動(dòng)態(tài)剛度圓即為風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行時(shí)塔筒晃動(dòng)的最大邊界線，可作為塔筒傾斜晃動(dòng)的邊界報(bào)警值。后期在風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行過(guò)程中，塔筒的晃動(dòng)不能超出此邊界線。若風(fēng)電機(jī)組塔筒晃動(dòng)超出了這一邊界線，則說(shuō)明塔筒和單樁的剛度變小了，提示塔筒可能存在連接螺栓松動(dòng)、斷裂，焊縫開裂等故障隱患。塔筒羅盤數(shù)據(jù)累積剛度圓預(yù)警圖如圖10所示。

圖10 塔筒羅盤數(shù)據(jù)累積剛度圓預(yù)警圖Fig.10 Early warning diagram of tower compass data cumulative stiffness circle

4 結(jié)論

本文通過(guò)對(duì)海上風(fēng)電機(jī)組塔筒實(shí)施動(dòng)態(tài)傾斜監(jiān)測(cè)，結(jié)合塔筒初始剛度狀態(tài)信息，提出了通過(guò)塔筒(包括基礎(chǔ))動(dòng)態(tài)、靜態(tài)剛度圓分析技術(shù)來(lái)評(píng)估海上風(fēng)電機(jī)組塔筒剛度狀態(tài)的評(píng)估方法，并進(jìn)行了實(shí)例驗(yàn)證。該評(píng)估方法的優(yōu)點(diǎn)主要體現(xiàn)在以下幾個(gè)方面：

1)通過(guò)動(dòng)態(tài)傾斜監(jiān)測(cè)系統(tǒng)采集風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行過(guò)程中塔筒的結(jié)構(gòu)參數(shù)(撓度、傾斜角度)，結(jié)合剛度圓分析技術(shù)，對(duì)塔筒剛度狀態(tài)進(jìn)行評(píng)估，具有較高的精度和穩(wěn)定性，評(píng)估效果好；

2)通過(guò)利用風(fēng)電機(jī)組安裝完畢后的初始狀態(tài)，獲取塔筒初始狀態(tài)下的靜態(tài)剛度圓和最大動(dòng)態(tài)剛度圓作為樣本數(shù)據(jù)，為后期風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行過(guò)程中塔筒剛度狀態(tài)提供對(duì)比依據(jù)，相較于單一以GB/T 20319—2017 中的傾斜率來(lái)評(píng)估塔筒剛度狀態(tài)更加準(zhǔn)確；

3)由于塔筒具備初始傾斜和偏載的特性，以極坐標(biāo)羅盤數(shù)據(jù)累積圖的方式對(duì)塔筒剛度狀態(tài)進(jìn)行預(yù)警，與單一設(shè)定報(bào)警值相比更符合風(fēng)電機(jī)組的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，實(shí)用性更強(qiáng)。