海上風機單樁基礎與塔筒間連接方式對比研究

陳鳳云，王振揚，蘇 凱，3，4

（1.浙江華東工程咨詢有限公司，浙江 杭州 310014；2.武漢大學水資源與水電工程科學國家重點實驗室，湖北 武漢 430072；3.武漢大學水工巖石力學教育部重點實驗室，湖北 武漢 430072；4.武漢大學海綿城市建設水系統湖北省重點實驗室，湖北 武漢 430072）

0 引 言

為實現雙碳目標，近年來我國海上風電裝機容量迅速增長，單樁基礎因型式簡單、施工方便在海上風電工程中得到廣泛應用。海上風機結構中單樁基礎與塔筒間連接部位為結構受力薄弱位置，對結構整體安全性有著重要影響，常見連接方式為灌漿連接與近年來出現的變徑段連接。

灌漿連接通過在單樁基礎與塔筒的環向間隙注入水泥漿等高強灌漿料使之成為一個整體，近年來諸多學者針對灌漿連接段的承載特性展開了卓有成效的研究。You Y 等［1］研究了極限荷載條件下單樁基礎灌漿連接段的承載特性，分析了剪力鍵結構對灌漿段接觸壓力與剪應力的影響；Chen T 等［2］借助模型試驗研究了側向荷載對套管支撐結構中灌漿連接段力學行為的影響，并借助有限元模型解釋了灌漿段的彎矩傳遞機制；Zhong W［3］和Tziavos N［4］等分析了剪力鍵對灌漿連接段承載能力的影響；陳濤等［5］通過有限元分析方法研究了徑向剛度、長徑比和剪力鍵高度對海上風機結構灌漿連接段的軸向受壓承載力的影響；張毅［6］通過試驗結合數值模擬的方法，研究了海上風機結構灌漿連接段的軸向疲勞承載性能；李煒等［7］借助海上風機結構灌漿連接段軸向承載力試驗，提出了灌漿連接段截面抗剪強度計算公式。

當前關于海上結構變徑段連接的應用主要集中在海上石油鉆井平臺，如唐娜等［8］研究了海上石油轉井平臺變徑樁基礎在風浪流聯合作用下的受力特性；郭健等［9］借助數值模擬方法對比了海上風機結構變徑樁與通長樁的承載特性。然而，現有研究中關于海上風機結構變徑段連接的研究仍尚不成熟，關于變徑段連接與灌漿段連接動力特性響應的對比研究仍有待進一步探索。鑒于此，本文建立了海上風機結構一體化有限元模型，對比了塔筒與單樁基礎間灌漿段連接與變徑段連接對風機結構動力響應特性的影響，以期為海上風機結構設計提供理論指導。

1 有限元模型與荷載施加

1.1 風輪氣動阻尼

自然風由平均風速與脈動風速組成，自然風風速表達式如式（1），考慮順風向葉片擺動，得到風相對葉片運動的真實速度如式（2）。

式中：U、、u、Urel、分別為自然風速、平均風速、脈動風速、風相對于葉片速度、順風向葉片擺動速度，m∕s。

工程中常用推力系數法計算風輪推力，風輪推力表達式如式（3）。

式中：FT為風輪推力，N；CT為風輪推力系數；ρa為空氣密度，本文取1.277 kg∕m3；AR為風輪掃風面積，m2。

實際風輪推力表達式如式（4）。

式中：Frel為實際風輪推力，N。

由于遠小于U，可以忽略不計，得到式（5）。

式中：Fdamp為氣動阻尼力，N；Damp為氣動阻尼，kg∕s。

1.2 有限元模型

以江蘇如東某海上風電場SWT-4.0-146 海上風電機組為背景，該機組風輪直徑146 m，葉片長71.5 m，輪轂高度為81.25 m，額定風速為10.2 m∕s。塔筒由三節塔段組成，直徑自上而下變化為3.12～5.5 m，壁厚變化為18～68 mm，總長度為79.07 m，總質量為287 t。機艙總質量為150 t，輪轂質量為56 t，葉片質量為59 t。基礎為無過渡段單樁基礎，直徑5.5 m，壁厚70 mm，樁長64 m。本文根據剛度及質量等效原則，將機艙簡化為懸臂梁，采用B31 梁單元模擬；風機葉片為薄殼結構，采用S4R 殼單元模擬；機艙內齒輪箱、鼠籠發電機等結構簡化為集中質量點。塔筒與機艙之間、機艙與輪轂之間、輪轂與葉片之間均采用Coupling 約束（運動耦合約束）。采用灌漿連接方式建模時，灌漿料與塔筒、單樁基礎之間采用Tie 約束（綁定約束）。本文采用掃掠方式進行網格劃分，法蘭連接部位采取網格細化，最小網格尺寸2.2 cm。圖1為風電機組一體化有限元模型網格圖。塔筒與基礎間連接方式分別采用變徑段連接與灌漿連接方式，如圖2所示。

圖1 風電機組一體化有限元模型網格Fig.1 Wind turbine integrated finite element model grid

圖2 塔筒與單樁基礎間連接方式示意圖（單位：m）Fig.2 Schematic diagram of connection modes between tower and monopile

地質勘測得到風電場地基土物理力學性質見表1，地基持力層為⑥-1、⑥-3、⑦-3層。葉片由玻璃鋼制成，材料具有正交各向異性，密度為2 100 kg∕m3，展向模量62.5 GPa，徑向模量27.6 GPa，剪切模量10.5 GPa，泊松比0.3。塔筒、單樁基礎、機艙為鋼材，彈性模量為206 GPa，泊松比為0.3。海上風電高強灌漿料彈模取為50 GPa，泊松比取為0.2。塔筒結構阻尼取為1%［10］，地基結構阻尼取為15%［11］，以Rayleigh阻尼方式施加，風輪氣動阻尼以阻尼器方式施加［12］。

表1 土層物理力學參數表Tab.1 Physical and mechanical parameters of soil layer

1.3 風荷載施加

考慮到本文風機結構位于淺水區，額定風速工況下浪流荷載遠低于風荷載。因此，本文忽略浪流荷載作用，僅考慮順風向風荷載作用。已知條件下，可由風壓、結構體型系數及受風面積計算風荷載［13］。根據伯努利方程可得風壓計算式（7），塔筒順風向風荷載F可表示為式（8）。

式中：w為風壓，Pa；A為受風面積，m2；μs表示體形系數，塔架體形系數根據《建筑結構荷載規范GB 50009-2012》確定，機艙體形系數取為1.3，額定風速工況下風輪推力時程曲線如圖3所示。

圖3 風輪推力時程曲線Fig.3 Wind wheel thrust time history curve

2 模型計算參數選取

2.1 計算時間步長影響

動力學分析中時間步對計算精度有比較明顯的影響，需要根據有限元模型及荷載條件確定合適的時間步長。本文計算方案選取固定時間步長0.2、0.1、0.05、0.01 s 以作對比，結合計算結果兼顧計算效率與計算精度選擇合適的步長。監測風機塔筒頂部位移隨計算時間步長變化情況如圖4所示。由圖4可知，計算時間步長對動力計算結果影響明顯，隨計算時間步降低計算結果逐漸趨于穩定，計算時間步取0.05 s 時可兼顧計算精度與計算效率。

圖4 塔頂位移隨計算時間步長變化Fig.4 Variation of the top displacement of tower with calculation time step

2.2 氣動阻尼影響

風輪葉片擺動將產生氣動阻尼，而關于風輪氣動阻尼對風機結構動力響應特性影響的研究尚不成熟，在結構動力分析中常忽略風輪氣動阻尼作用［14，15］。鑒于此，本文研究了風輪氣動阻尼對結構動力特性的影響。記錄變徑段連接方式下塔筒頂部順風向位移時程曲線如圖5所示。由圖5可知，風輪氣動阻尼有效抑制了風電結構振動，額定風速工況下塔頂最大位移由1.78 m 減小為1.14 m，下降約57%，表明運行期風機結構動力響應特性分析中不應忽視風輪氣動阻尼影響。

圖5 氣動阻尼對塔頂位移影響Fig.5 Influence of aerodynamic damping on the top displacement of tower

3 塔筒與基礎間連接方式影響

3.1 自振特性分析

考慮到風機塔筒與單樁基礎間連接方式影響結構整體剛度及質量進而影響結構自振特性，本文采用適用于求解大型稀疏矩陣特征值問題的Subspace 法，對兩種連接方式下的風機結構開展模態分析，記錄風機結構各階模態自振頻率如表2所示。由表可知，相比于變徑段連接，灌漿段連接下風機結構一二階模態自振頻率高出約3%，而更高階模態自振頻率基本相同，兩類連接方式對風機結構自振特性影響不明顯。

表2 連接方式對結構自振頻率影響Tab.2 Influence of connection mode on natural vibration frequency of structure

3.2 風致動力響應特性分析

記錄風機塔筒與基礎兩種連接方式下塔頂順風向位移響應如圖6所示。由圖6可知，相比于變徑段連接，灌漿連接下塔頂位移響應有所減少，順風向位移峰值由1.14 m下降為1.07 m，降低約6%，這是由于灌漿段連接剛度略高于變徑段連接所致。為對比灌漿料對灌漿連接效果影響，選擇灌漿料彈模為10、30、50 GPa 三種計算方案。記錄不同計算方案下風機塔頂位移響應如圖7所示。由圖7可知，灌漿料彈模對灌漿連接效果影響并不明顯。

圖6 塔筒與基礎間連接方式對塔頂位移影響Fig.6 Influence of connection modes between tower and monopile on the top displacement of tower

圖7 灌漿料彈性模量對塔頂位移影響Fig.7 Influence of elastic modulus of grouting material on the top displacement of tower

4 結 論

本文依托某海上風電工程，借助數值分析方法研究了風輪氣動阻尼對風機結構動力響應的影響，分析了塔筒與單樁基礎不同連接方式下結構自振特性與動力響應特性，并對比了灌漿連接效果隨灌漿料彈模的變化情況等，可以得出以下結論。①風輪氣動阻尼對風機結構動力響應特性影響較為明顯，結構風致響應特性分析中不應忽略；②風機塔筒與單樁基礎間連接方式對風機結構模態自振頻率影響不明顯；③相比于變徑段連接，風機塔筒與單樁基礎間灌漿連接能夠更加有效的抑制塔頂振動，且灌漿連接中灌漿料彈模對灌漿連接效果影響不明顯。