近海风机基础-塔架结构体系振动监测与动力响应分析

杨 锋，高季章，张金接，曾 迪

（1.中国水利水电科学研究院 工程抗震研究中心，北京 100038；2.北京中水科水电科技开发有限公司，北京 100038）

1 研究背景

风电是可再生能源开发的主要组成部分，近几年得到了较快的发展，我国东部沿海的经济发展和电网特点与欧洲类似，适于大规模发展海上风电，但该区域海床表层多是淤泥质地层（深度＞10m），目前建设的近海风机基本均采用桩基基础结构[1]。近年来，我国研究人员对海上风机桩基础-塔架结构体系的动力特性与环境荷载下的响应分析均开展了一定的研究。严根华等[2]考虑基础结构的不同冲刷深度，进行了土基海流耦合条件下的海上风机塔柱支撑结构动力特性研究；刘志强[3]进行了海上风机三桩导管架基础-塔架在风荷载、冰荷载和地震荷载下的动力响应分析；陈法波[4]计算分析了风、浪和地震等荷载下的基础结构动力响应；陈小波[5]进行了基于SPH理论的近海单桩风机结构体系与波浪动力相互作用研究。以上研究均从理论上进行了计算分析，但缺乏现场结构体系的振动监测验证，造成目前设计阶段仍重点进行基础结构的动力校核，难以基于动力响应分析进行优化设计，并据此提出相应的振动控制措施。

为进行环境荷载下风机桩基础-塔架结构体系振动特性的深入研究，在江苏响水近海2MW试验风机的基础、塔架不同位置安装多套振动监测仪器，进行了长期的桩基础-塔架结构体系振动监测。本文依据实测相关数据，分析了结构体系振动与风、浪等环境荷载的相关性，并与动力有限元数值模拟计算结果进行了对比分析，验证了数值模拟分析的可行性。

2 监测仪器布置

针对动力响应分析工作，为获取相关基础资料，进行了风、浪和结构振动的实时监测。

2.1 振动监测仪器风机基础-塔架结构体系在波浪、风荷载作用下振动相对较小、频率分布范围大，因此现场监测仪器采用FBAES-T型高精度地震加速度计。

江苏响水近海试验风机采用八桩混凝土高桩承台基础，根据基础-塔架结构体系的特点，现场在钢管桩基础、塔架的不同关键位置共埋设了4支振动监测仪，其中在距离混凝土平台底面0m、2m深的桩基内分别安装了1支，塔架内安装了2支（分别位于塔架底部和顶部），并采用无线传输实时传输监测数据。现场仪器的布设如图1。

2.2 波浪观测仪器采用“浪龙”仪器进行实时波浪观测，可观测波浪的波高、周期及波向等多个波浪参数，现场仪器的布设如图2。

图1 现场振动监测仪器安装位置

图2 现场“浪龙”仪器布设

2.3 测风仪器响水近海试验风机东南1km位置，建有1座70m高的海上测风塔，在70m、60m等不同高度安装有多套测风仪器，本文采用现场实测的实时风资源数据。

3 实测数据分析

响水试验风机振动监测时段为2011年3月—2012年8月，同期进行了波浪和风速现场观测。观测时间较长，数据量大，本文选择有代表性的时段进行详细、重点分析。根据实测资料，选择代表性时间段为2012年8月1—3日（“达维”台风）和2011年7月26日—8月7日（较大阵风）。

3.1 振动监测数据现场所有振动监测数据的整理统计结果如表1，代表性时间段数据如图3。观测期内ZD2、ZD3、ZD4位置的最大振动峰值加速度均出现在2011年7月30日和2012年8月2日，在选择的代表性时间段；ZD4位置的各方向振动加速度最大，ZD1位置其次，ZD3和ZD2加速度相对最小，各位置Z方向的加速度相差不大。

表1 不同监测部位观测期内的最大加速度

3.2 波浪观测数据参考风机附近区域的实测完整年海浪的平均波高和最大波高变化统计（如表2）、平均周期和最大周期变化统计（如表3），结合风机位置实测波浪资料，2012年8月2—3日“达维”台风经过风机位置时的1h有效波高最大达3.22m，最大峰值波高达5.38m。

3.3 实测风数据代表性时间段的风速变化如图4所示，风速在一段时间能变化较大，具有一定的特殊性（风速大、均方差大），分别是较大的阵风和台风时刻，为海上风机必须考虑的工况。

3.4 振动响应与环境动荷载相关性2011年7月26日—8月7日代表性连续时段内最大振动加速度出现在阵风较大时刻，此时均方差为3.4，最大振动加速度（Gxy）为0.256g，最大波浪浪高为2.88m；风速、均方差与塔架顶部（ZD4位置）振动加速度存在一定的相关性，均方差较大时，振动加速度相对较大。风机振动、波浪数据和现场实测的风速、均方差（标准差）等参数进行统计分析结果图5。

图3 代表性时间段的实测振动数据

表2 现场实测海浪波高变化

表3 现场实测海浪周期变化

图4 不同代表性时段的相关时刻70m高度实测风速

2011年3月—2012年8月整体观测时段内不同方差、风速对应的振动加速度平均值如图6。该图显示，实测风速的均方差与塔架顶部振动加速度存在明显的相关关系，随着均方差的增大，风机塔架顶部的振动加速度也相应增加。

图5 峰值加速度与风速均方差、浪高相关性

图6 观测时段内均方差、风速平均值与振动加速度的关系

4 数值模拟

根据实测数据海上风机基础-塔架结构体系的相关分析，获得了一些基本规律，但都是定性的。结合江苏响水试验风机的相关参数，本文建立了动力响应分析计算模型，模拟了不同工况的实测风、浪脉动时程曲线，进行基础-塔架结构体系动力响应计算分析，将计算结果与实测结果对比分析，讨论建立动力模型计算分析的可靠性。

4.1 风、浪荷载模拟采用Kaimal风速功率谱模型，顺风向脉动风荷载直接利用现场实测的10min风速均方差（标准差）、10min平均风速进行模拟计算，并采用实测的10min瞬时最大风速、最小风速（采样频率：0.5Hz）进行修正。Kaimal功率谱模型的计算公式为[6]：

式中：L、V、σu分别为湍流长度、测量高度的平均风速和风速标准差。

采用改进BROTSCHNEIDER谱（B-M波浪谱），随机波浪直接利用实测的有效波高、有效周期进行模拟计算，并用实测的最大波高进行校正。B-M波浪谱模型的计算公式为[7]：

式中：h、ω0分别为实测有效波高和有效周期。

表4 试验风机附近位置“达维”台风的实测风速

表5 试验风机位置“达维”台风时刻的实测波浪

图7 2012年8月2日“达维”台风经过时瞬时风荷载和随机波浪力的模拟时程曲线

模拟计算采用Matlab编程实现，2012年8月2日的“达维”台风经过试验风机位置时的实测风浪数据如表4—5所示，脉动时程模拟计算结果如图7。

4.2 动力有限元模型建立本文考虑土-桩-上部结构相互作用时采用“m法”，建立模型时，具体假设桩周围的土作为一系列非耦合的弹簧连接在桩和远场土之间；弹簧的材料特性可以是线弹性的，也可以是非线性的，弹簧串联或并联施加在桩上；桩基模拟成一系列的离散单元，来模拟桩-土共同作用。以响水2MW试验风机八桩混凝土高桩承台基础为例，建立动力响应计算分析模型，风机的参数如表6所示[8]。

表6 响水2MW试验风机的参数

模型的具体参数为：钢管桩直径为1.40m（壁厚22mm），桩长约为66.5m，底端高程为-64.00m，顶端高程1.80m；8根桩在承台底部沿10m直径的圆周均匀分布，斜度为7∶1，桩顶埋入承台深度2.0m；承台直径14.00m，厚度3.0～4.5m，顶高程为4.30m。

4.3 风浪联合作用响应分析选择不同代表性时刻的实测风和波浪数据，分别进行大风浪、中风浪、小风浪及台风风浪等不同工况的结构响应分析。具体选择的工况如表7所示。

表7 风浪联合作用工况的选取

图8 波浪工况4作用下基础-塔架结构不同位置的加速度时程

风浪工况4作用下，试验风机现场仪器不同布置位置的动力响应如下图8所示，各种不同工况的计算结果与现场实测如表8所示，ZD2、ZD3、ZD4三个位置的有限元计算值与实测值相关性分析如图9所示。

表8 不同风浪工况下的计算值与监测值 （单位：m/s）

图9 ZD2、ZD3、ZD4三个位置的有限元计算值与现场监测值相关性分析

由以上计算结果与实测值对比分析可见得出如下结论。

（1）ZD1位置仪器实测结果较计算分析结果明显偏大，实测值为计算值的5～10倍，与该仪器距离2m的ZD2实测值也相差较大，且实测结果均为这一规律，主要原因在于：ZD1仪器安装位置为现场波面的变化区域，波浪荷载直接作用在该位置桩基上，对桩基有明显的拍击作用，而本文计算时按脉动荷载输入随机波浪荷载，未考虑波浪拍击桩基造成的桩基础振动；同时，距离ZD1位置2m的ZD2观测结果明显减小，且与计算值接近，也说明ZD1的观测结果主要为波浪拍击桩基仪器位置产生的局部振动。

（2）风浪荷载联合下，上部的ZD2、ZD3、ZD4三个监测点现场实测值与计算动力响应相差不大（同一量级），并具有较好的相关性，相关系数大于0.9，动力有限元模拟计算结果较好反映了响水试验风机结构体系不同工况的动力响应。

（3）计算结果与现场实测结果存在一定的差异，主要原因在于：计算分析时未考虑风机运行时风机机组自身振动的影响，可能造成部分高频振动缺失；计算时风荷载直接按照水平推力系数加载，风荷载变化与振动计算结果对应性好，但实际风机运行过程中，偏航、启动等过程相对风速瞬时变化有延迟效应，可能造成计算结果比实测结果偏大或偏小。

5 结论

（1）结构体系的实测振动加速度与实测风速的均方差存在明显的相关关系，随着均方差的增大，风机塔架顶部的振动加速度也相应增加；（2）通过现场实测风、波浪荷载的时程曲线模拟，动力有限元计算结果较好反映了响水试验风机不同工况的动力响应，可用于该区域海上风机结构体系的验证分析与优化设计，也可为类似工程提供参考；（3）波浪荷载对基础-塔架结构体系的振动也有一定的影响，特别是桩基位置，但本文采用波浪的加载方式与实际波浪对桩基的作用存在一定的差异，有待进一步开展波浪荷载的加载方法研究。

[1]杨锋，邢占清，等.近海风机基础结构型式研究[J].水利水电技术，2009，40（9）：35-38.

[2]严根华，古华，等.土基流固耦合条件下海上风电场塔架支撑结构动力特性初探[J].中国工程科学，2010，12（11）：49-52.

[3]刘志强.海上风力发电支撑体系在环境荷载作用下动力响应分析[D].大连：大连理工大学，2009.

[4]陈法波.海上风机结构动力反应分析[D].大连：大连理工大学，2010.

[5]陈小波.近海风机结构体系环境荷载及动力响应研究[D].大连：大连理工大学，2011.

[6]王耀南，孙春顺，等.用实测风速校正的短期风速仿真研究[J].中国电机工程学报，2008，28（11）：94-100.

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[8]周建华，张金接，邢占清.超静孔隙水压力影响的海上风机桩基承载力高应变检测方法研究[J].中国水利水电科学研究院学报，2012，10（1）：17-22.