全鋼型負壓筒式海上風電機組基礎結(jié)構(gòu)的監(jiān)測參數(shù)預報

收稿日期：2022-08-07

基金項目：江蘇省南通市“226工程”培養(yǎng)對象科研項目

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

關(guān)鍵詞：海上風電；風電機組；結(jié)構(gòu)；地基；實時監(jiān)測；負壓筒

中圖分類號：P751""""""""""" """"""""""""" """"""""文獻標志碼：A

0 引 言

近年來中國海上風電產(chǎn)業(yè)迅猛發(fā)展，截止到2022年底，中國海上風電累計裝機容量接近30.51 GW，且單機容量也逐步增大。同時，適用于大容量風電機組的基礎形式成為新的研究熱點。負壓筒基礎又稱作吸力桶基礎，其優(yōu)點是能適應各種海床深度、易于安裝、可重復使用，以及在抬升時能產(chǎn)生巨大的吸附力，從而增強整體穩(wěn)定性［1］。負壓筒基礎的上部結(jié)構(gòu)受到風、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，為保障風電機組的安全性，需研究不同工況下環(huán)境載荷對大型負壓筒基礎的影響，并建立實時監(jiān)測報警系統(tǒng)。

自海上風電機組負壓筒基礎面世以來，專家學者對其結(jié)構(gòu)形式和力學性質(zhì)等方面進行了很多研究。劉振紋等［2］通過模型試驗和數(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承載力的影響；劉潤等［4］通過模型試驗和數(shù)值模擬對海上風電的筒形結(jié)構(gòu)抗沖刷能力進行了研究；趙滎等［5］通過數(shù)值方法研究筒形基礎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］對大直徑單樁基礎進行研究，分析了樁土相互作用機理；羅侖博［7］針對砂土地基中的吸力筒基礎，進行縮尺比模型試驗，提出長期循環(huán)累計變形預測模型計算方法；王雪菲等［8］通過一系列離心機試驗，研究排水條件下吸力筒基礎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置，并分析了結(jié)構(gòu)振動特性；張浦陽等［10］對海上風電的筒形基礎在風載荷下的響應進行研究；張建新等［11］運用數(shù)值模擬方法研究吸力筒在地震作用下的響應，同時分析了土體強度、地震烈度、頻率和筒形對響應的影響。

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

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

1 風電機組概況與載荷分析

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

基礎結(jié)構(gòu)包含負壓筒（直徑34 m、高9 m）和基礎圓筒（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。機艙質(zhì)量為217 t，尺寸為12.2 m×6 m×6.7 m， 風輪系統(tǒng)質(zhì)量78 t，尺寸為Φ7.1×6.3 m，3個葉片每片質(zhì)量26 t，尺寸為83.6 m× 4.81 m×3.37 m。為實時掌握風電機組的運行狀況并保證運行安全，選取其中6臺單機容量為5.0 MW的風電機組進行在線監(jiān)測。

各類監(jiān)測儀器安裝于基礎結(jié)構(gòu)和塔筒上，如圖2所示。其中在3段塔筒4個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組螺栓應力傳感器（Bx-1～Bx-4）。在基礎結(jié)構(gòu)的不同位置安裝20個應力傳感器（基礎上部圓筒C-1～C-8、3根斜撐上C-9～C-20），在負壓筒的15個測點（E-1～E-15）安裝土壓力傳感器。

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

1.1 風載荷計算

在切入前和切出后葉片靜止時的風載荷可通過式（1）求得：

[F=kkzβp0A]"""""" （1）

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

在切入后至切出前正常工作時的風載荷從設計資料中取得。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，風速為10 m/s（即工況4）時，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速的其他工況。

注：x為水平風向；y為橫向；z為鉛垂方向。

1.2 波浪載荷計算

由于基礎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]——基礎圓筒或斜撐直徑，分別為6和1.3 m；[u]——dz段中點處流體瞬時速度的水平分量；[CM]——柱體的慣性力系數(shù)或質(zhì)量系數(shù)，取1.8；[u]——dz段中點流體瞬時加速度的水平分量，可由線性波理論公式求得。

1.3 海流載荷計算

圓形構(gòu)件單位長度上的海流載荷可按式（4）計算。

[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。

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

2 多層土地基支持的負壓筒數(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，分別建立負壓筒和土體的三維實體模型，負壓筒以上的結(jié)構(gòu)以質(zhì)量點的形式加在負壓筒上。負壓筒直徑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)模型進行設置，如圖3所示。

根據(jù)風場地質(zhì)勘查資料設置3種不同土層，具體參數(shù)如表5所示。土體底部與側(cè)邊的邊界條件設定為簡支。將負壓筒與土體之間的接觸模式定義為surface to surface以模擬負壓，該模式下能降低面間的穿透力，可得到接觸壓力與應力的更精確計算結(jié)果。由于筒體結(jié)構(gòu)的彈性模量遠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，土體上與負壓筒的接觸面為從接觸面，如圖4所示。

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

2.1 負壓筒傾角分析

將負壓筒以上結(jié)構(gòu)所受的力簡化成對負壓筒頂部的力與力偶，該力偶施加在負壓筒頂部中心點，分析得到不同工況下負壓筒的傾角。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時傾角分別為0.02443°、0.3418°。所有工況下負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，負壓筒傾角明顯呈非線性增長趨勢。

2.2 負壓筒及測點的土壓力模擬

計算各不同工況下負壓筒的土壓力，工況4和工況10這兩個典型工況下負壓筒內(nèi)的土壓力如圖7所示。由于土壓力均為壓應力，因此圖中顯示應力都是負值。

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

從圖8和圖9可看出，對于惡劣環(huán)境下的工況10，在土體與負壓筒接觸的上表面，由于傾斜受壓導致一側(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E-8～E-15的土壓力計算結(jié)果可看出，隨著筒頂彎矩增大，負壓筒內(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測點土應力最大。

在不同工況下，隨著筒頂彎矩的變化，分析負壓筒的最大土壓力。如圖10所示為測點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?？梢姡搲和沧畲笸翂毫υ趶澗?0 MNm以下時基本呈線性增加，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)及測點應力的數(shù)值模擬

利用有限元軟件建立塔筒與基礎結(jié)構(gòu)的有限元模型，整個模型采用殼單元，并按實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，屈服強度為355 MPa。如圖11所示，葉片和機艙的風載荷以集中力的形式施加在頂部法蘭平面的中心位置，塔筒的風載荷和基礎結(jié)構(gòu)的波流載荷以間隔集中力的形式施加到相應位置。然后，模擬分析風電機組結(jié)構(gòu)的變形傾角、振動加速度、塔筒法蘭螺栓應力和結(jié)構(gòu)測點應力。

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

3.1 傾角分析

假定結(jié)構(gòu)在負壓筒底部為固定約束，計算塔筒鋼結(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個法蘭位置各測點（CLx-1～CLx-4）的傾角進行模擬，結(jié)構(gòu)的最大傾角變化如圖13所示。工況10時測點4的傾角為0.40°，而塔筒最大傾角達到0.62°；工況4時測點4的傾角為0.47°、塔筒的最大傾角達到0.49°?？梢?，頂部法蘭測點（CLx-4）的最大傾角發(fā)生在工況4時；結(jié)構(gòu)實際最大傾角發(fā)生在工況10時，而且發(fā)生位置不在法蘭處，而是在上段塔筒的中點位置。這主要是由于葉片風載荷對塔頂產(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行疊加，計算得出塔筒在不同測點的實際傾角以及最大傾角，如圖14所示。

可見，頂部法蘭處測點的傾角在工況10時達到最大值0.7395°，而整個結(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時整個結(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時整個結(jié)構(gòu)的最大傾角發(fā)生在上段塔筒的中點附近。

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

3.2 法蘭螺栓應力分析

法蘭螺栓只承受拉力，在每個法蘭處取塔筒結(jié)構(gòu)的局部截斷模型，模型下端的螺栓用桿單元模擬，在螺栓的最下端設為固定約束，在法蘭以上的相應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個局部截斷模型進行靜力分析，得出各工況下塔筒結(jié)構(gòu)上4個法蘭處螺栓所受的最大拉應力，計算結(jié)果如表6所示。

不同工況下4個不同高度處法蘭螺栓的最大拉應力如圖16所示。

可看出，在工作工況中，工況4時位置較低的3個法蘭螺栓拉應力均較大，其值接近于切出風速下的最大拉應力。這是由于工況4時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個法蘭處螺栓的拉應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荷的直接影響更大，而下部法蘭的螺栓應力不僅受工作負荷影響、更受到塔筒風載荷產(chǎn)生的彎矩影響。也就是說，頂部螺栓應力受葉片載荷的影響更大。

3.3 結(jié)構(gòu)應力分析

對風電機組塔筒和基礎結(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，撐桿有時要承受壓力，所以考慮屈曲問題。因此有必要將其拉應力和壓應力分別進行討論。在不同工況載荷作用下，對結(jié)構(gòu)模型進行分析，求出結(jié)構(gòu)中的各測點的拉應力和壓應力。如圖17所示為風電機組結(jié)構(gòu)在典型工況4和工況10時的應力云圖。

圖17a和圖17b為拉應力，可看出結(jié)構(gòu)中的拉應力最大處發(fā)生在撐桿與負壓筒連接處，負壓筒和塔筒中的拉應力相對較?。粓D17c和圖17d為壓應力，負壓筒和塔筒及基礎立柱中的壓應力都較大，僅在塔筒中部壓應力相對較小。在各工況下，結(jié)構(gòu)中不同應力測點的拉應力和壓應力的計算結(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)應力大致呈增加趨勢。但由于工況4時負荷明顯大于相近工況，因而此時的拉應力和壓應力均有明顯增大?？煽闯?，結(jié)構(gòu)中實際的最大應力比預先選定測點上的應力更大，且最大應力發(fā)生的位置位于負壓筒與結(jié)構(gòu)撐桿的連接處。對整個風電機組結(jié)構(gòu)來說，最大拉應力一直保持較大且隨工況的變化不大，但最大壓應力隨環(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，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)振動時測點的加速度模擬

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

可見，工作狀態(tài)下各測點的加速度值小于1 m/s2；在惡劣海況下測點加速度值明顯增加，最大值可達3.0 m/s2。計算頂部法蘭測點在典型工況4、工況10時的加速度時間歷程曲線（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這兩個典型工況下頂部法蘭測點的加速度時域信號做快速傅里葉變換，進行頻譜分析，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行對比，如表8所示?？煽闯?，風載荷和葉片轉(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，風電機組結(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)的變化范圍以及計算得到的測點最大值與整個結(jié)構(gòu)最大值的差異，分別對各測點的傾角、加速度、螺栓應力、結(jié)構(gòu)應力和土壓力制定不同的報警算法。

傾角的報警閾值的選取，考慮地基基礎的不均勻性，分別考慮工作工況和自存工況，在數(shù)值模擬值的基礎上乘以1.5～2.0倍的系數(shù)。風電機組振動加速度閾值取數(shù)值模擬的最大值?？紤]實際的約束情況肯定弱于計算中的理想約束，則實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，法蘭螺栓應力報警閾值取為模擬值的1.5倍。

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

對于負壓筒的土壓力，考慮不同深度測點的壓力差別以及地基的不均勻性，適當選取土壓力測點的閾值。最后將上述閾值匯總，得出不同測點、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、螺栓應力、結(jié)構(gòu)應力和土

壓力等監(jiān)測參數(shù)在線監(jiān)測系統(tǒng)的報警極限，建立監(jiān)測參數(shù)報警算法，實現(xiàn)實時監(jiān)測報警，如圖21所示。

依據(jù)預測閾值對實時監(jiān)測數(shù)據(jù)進行判別，給出報警信號，再按報警參數(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，分析判斷報警級別，以最大限度地保證風電機組的安全運行。在以上安全監(jiān)測的基礎上，再考慮負壓筒內(nèi)形成的負壓，從而減小孔隙水壓力，可增強基礎結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性，提高基礎的安全性。

5 結(jié) 論

1）在小變形情況下，風電機組結(jié)構(gòu)監(jiān)測點的傾角可由負壓筒基礎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，實際運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)生位置有時不在頂部。

2）風電機組振動加速度的最大值隨著風速增大而增加。實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電機組加速度閾值。

3）法蘭螺栓拉應力的監(jiān)測值在底部最大，中部與底部法蘭螺栓拉應力隨工況變化的情況一致；而頂部螺栓拉應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，風電機組結(jié)構(gòu)測點應力監(jiān)測值大致呈增加趨勢。結(jié)構(gòu)的最大應力發(fā)生在負壓筒與結(jié)構(gòu)撐桿的連接處。所以，測點最大應力閾值的選取在考慮測點值與整體結(jié)構(gòu)應力最大值的差距而進行換算。

5）不同位置及不同深度測點的土壓力不同，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)測點的最大土壓力變化比筒外測點更明顯。負壓筒內(nèi)形成負壓后，孔隙水壓力減小，可增強風電機組穩(wěn)定性。

6）通過數(shù)值模擬，可分析基礎結(jié)構(gòu)監(jiān)測參數(shù)的變化范圍與變化趨勢，在風電機組狀態(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)的報警極限，實現(xiàn)實時報警，保障風電機組結(jié)構(gòu)與負壓筒基礎的安全。

致 謝：本文有限元計算工作得到了浙江海洋大學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