海上风电灌浆连接段疲劳机理研究综述
海上风电导管架灌浆原型试验研究
140海洋开发与管理2018年S1海上风电导管架灌浆原型试验研究汪冬冬1,陈克伟1,王成启1,陈大明3,张文渊2,孙洋波3,刘思楠1(1.中交上海三航科学研究院有限公司上海200032;2.中交三航局第二工程有限公司上海200122;3.上海港湾工程质量检测有限公司上海200032)摘要:文章开展海上风电导管架灌浆原型试验,验证自主研发的材料㊁设备和工艺满足海上风电导管架灌浆施工技术要求㊂研究表明自主研发的UH P G海上风电导管架灌浆料具有大流动性㊁可泵送性好㊁高早强㊁超高强㊁高耐久性㊁无收缩和高抗疲劳等特点,适用于海上风电导管架与钢管桩基础之间灌浆连接㊂原型试验也验证了自主研发灌浆设备的功效和能力,测试和验证导管架水下灌浆施工工艺,测试封堵器的封堵效果㊂原型试验对指导海上风电导管架灌浆有重要意义㊂关键词:导管架;灌浆材料;水下灌浆;环型空间;原型试验1概述海上风场的基础结构主要有重力式㊁单桩式㊁吸力式㊁三桩(多桩)导管架式和浮体式等[1],灌浆连接是海上风机支撑结构与桩基础连接的典型方法㊂根据D N V-O S-J101[2]定义:灌浆连接是由两个同心管状部分组成的结构连接件,外部和内部钢管之间的环形区域被填充灌浆㊂海上风电导管架灌浆连接通常采用泵送压浆的方式将灌浆料自下而上灌注到海平面以下的连接段,要求灌浆材料在泵送液相阶段具有高度流动黏稠性和高度稳定性,同时需要灌浆材料具有高强度㊂除了对新拌和硬化混凝土的性能要求之外,就灌浆材料本身的可靠性㊁安全性和耐久性而言,极具挑战性的近海条件给灌浆连接带来更高的要求㊂珠海桂山海上风电场示范项目是我国第一个4桩导管架基础结构的海上风电项目[3],该项目34台海上风电基础采用外挑平台式4桩基础结构,灌浆连接施工该工程导管架基础结构施工的关键环节㊂开展本项目前,国内缺乏导管架灌浆所需的材料㊁设备和工艺,更缺乏规范㊁标准和成熟的技术经验㊂2010 2014年,中交上海三航科学研究院有限公司开展 海上风电导管架灌浆连接技术研究 [4],采取引进㊁消化吸收国外的先进技术并结合海上风电导管架灌浆工程实践,形成具有自主知识产权的材料㊁设备和工艺,核心技术填补国内空白㊂本研究的水下灌浆原型试验对上述课题开发的材料㊁设备和工艺进行检验,为海上风电导管架灌浆施工积累经验㊂2试验内容与试验方案2.1试验内容本研究试制UH P G海上风电导管架灌浆材料,设计制作导管架灌浆连接模型,开展导管架水下灌浆试验,现场测试灌浆料的流动度㊁密度㊁含气量和凝结时间,并留样制作试块测试抗压强度,灌浆试验结束浆体硬化后测试灌浆连接结构的拉拔承载力㊂通过导管架水下灌浆原型试验全面检测海上风电导管架灌浆材料㊁设备和工艺是否满足工程要求㊂测试导管架灌浆作业装置的效果和功效㊁水下灌浆工艺和密封圈封堵效果㊂2.2试验方案2.2.1灌浆设备原型试验采用中交上海三航科学研究院自主研发的海上风电导管架灌浆作业装置[4](专利号Z L 201320270007.6,见图1)进行㊂该套设备主要包括2台搅拌机㊁1个灌浆泵㊁1个灌浆作业平台和灌浆橡胶软管组成㊂该套装置具备具有专业化㊁模块化和自动化的特点,可以满足海上施工要求,设备S 1汪冬冬,等:海上风电导管架灌浆原型试验研究141能力达到国外同类设备水平㊂图1 海上风电导管架灌浆作业装置2.2.2 模型设计与制作导管架灌浆模型由1根长4m 钢管(模拟钢管桩)和1根长3.2m 钢管桩(模拟导管架腿柱)形成高度3.2m 环形空间㊂机械式环型橡胶封堵器固定在环空底部内钢管外侧,封堵器下方设置底模板,将内外钢管固定㊂预制灌浆管线下部连接到环形空间底部的灌浆孔,上部延伸到模型上方与软管相连㊂内钢管外侧和外钢管内侧按照设计图纸制作与珠海桂山海上风电示范项目相同的剪切键,在外钢管上部3.2m 高度处(即内钢管上沿位置)开溢浆孔(图2)图2 灌浆连接模型示意图2.2.3 水下灌浆试验为模拟海上风电导管架灌浆施工工况,原型试验在珠海海重钢管厂码头边上进行㊂通过直径75mm 的长50m 橡胶软管从灌浆泵连接至模具的钢管线接口,水下灌浆试验前先将模具环空内注满水,采用润管材料对橡胶管线和预制管线润管㊂灌浆试验中灌浆料在灌浆泵压力下自下而上进入环型空间将环空内水挤出,直到溢浆口溢出正常灌浆料后结束灌浆㊂2.2.4 结构拉拔试验对硬化后灌浆连接模型的结构拉拔试验采用内外钢管互相顶推的方式(图3),根据设计要求该灌浆连接必须承受16000k N 以上荷载才能满足受力要求㊂试验加载设备由8台3200k N 的千斤顶㊁70M P a 高压油泵及相应油路系统及经标定的精密油压表组成㊂试桩荷载由R S -J Y C 桩基静载测试仪控制,并由0.4级油压表进行校核㊂8台千斤顶均匀布置在内钢管顶㊂量测系统采用武汉岩海工程技术有限公司生产的R S -J Y C 桩基静载荷测试仪器㊂在灌浆连接顶部布设位移传感器测试内外钢管间相对位移(图4)㊂图3灌浆连接结构加载试验示意图图4 千斤顶布置和内外钢管相对位移测试3 海上风电导管架灌浆料性能原型试验采用中交上海三航科学研究院有限公司自主研发的UH P G 系列海上风电导管架灌浆料,材料性能指标接近国外海上风电导管架灌浆料(见表1)㊂该材料具有用水量㊁大流动性㊁超早强㊁超高强㊁微膨胀㊁高耐久性和抗疲劳等特点,具体如下:142 海洋开发与管理2018年(1)低用水量:1t 灌浆料用水量仅78~82k g ,水固比仅0.078~0.082;(2)大流动性:灌浆料初始流动度大于290m m ,并且灌浆料无泌水和分层,具有优异的粘聚性和抗水分散性㊂(3)高早强:20ħ条件下材料1d 抗压强度大于50M P a ㊁3d 抗压强度大于85M P a ,5ħ条件下材料1d 抗压强度大于10M P a;(4)超高强:20ħ条件下材料28d 抗压强度大于120M P a ,长期强度大于130M P a㊂(5)微膨胀性:材料在塑性和硬化阶段均具有微膨胀性能,无收缩,可确保灌浆连接环形灌浆体与钢管和套筒之间的有效连接㊂(6)高耐久性:材料具有良好的抗硫酸盐和抗海水㊁污水侵蚀性能,有较强的抗冲刷性,硬化浆体电通量小于500C ㊁氯离子扩散系数小于0.5ˑ10-12m 2/s,硬化浆体抗冻等级大于F 800㊂(7)高抗疲劳性能:灌浆料可以在0.45应力比条件下经受200万次以上疲劳试验荷载㊂表1 自主研发U H P G 导管架灌浆料与国外海上风电导管架灌浆材料性能材料名称B A S F D e n s i t D e n s i t N a u t i c N a u t i c 自制型号M F 9500S 5WS 1WN a x T MQ 110N a x T MQ 140UH P G -120表观密度/(k g ㊃m -3)244022502250236024502374流动度/mm 初始///300280ȡ29030m i n /////ȡ26060m i n /////ȡ230泌水率/%24h 0000抗压强度/M P a1d ȡ60ȡ65ȡ555065ȡ553d ȡ95//7385ȡ857dȡ120//90105ȡ10028d ȡ135130110110140ȡ120抗折强度/M P a 28d ȡ151813.51921ȡ15弹性模量/G P a28d 50.050353648ȡ453.1 良好的可工作性灌浆料具有大流动性㊁不泌水㊁抗离析性和稳定性,材料可通过橡胶管线压力泵送施工㊂曾成功完成过长度100m ㊁直径75mm 橡胶管线以水下灌浆方式自下而上灌注高7m 的试验,灌浆顶部无泌水,拆模后硬化浆体上下均匀㊁无明显气泡,外观良好㊂3.2 优异的力学性能灌浆料具有优异的力学性能,图5是灌浆料长期和早期抗压强度曲线,在20ħ条件下,灌浆料1d 强度不小于50M P a ,3d 强度不小于85M P a ,7d 强度不小于110M P a ,28d 强度不小于120M P a,长期强度不小于130M P a㊂采用与文献[5-7]类似的试验方法,测试灌浆料与钢管之间的粘结强度可大于8M P a ㊂根据图6试验结果可见,参照‘普通混凝土长期性能和耐久性能试验方法标准“(G B /T50082 2009)进行疲劳试验,采用ʔ60ˑ120mm 小试块,荷载上限对应最大应力比,试验荷载下线对应0.10倍轴心抗压强度,加载频率8H z,灌浆料疲劳试验点落在D N V 规范[8]规定的S N 曲线的右上方,满足D N V 规范设计要求㊂图5 灌浆料抗压强度发展3.3 优异的耐久性UH P G 灌浆料硬化浆体具有优异的耐久性㊂图6(b )是灌浆料(UH P G )与普通混凝土(N C )和高S 1汪冬冬,等:海上风电导管架灌浆原型试验研究143性能混凝土(H P C )电通量对比,可见UH P G 灌浆料抗氯离子渗透性比高性能混凝土更佳㊂根据‘混凝土耐久性检验评定标准“(J G J /T193 2009),灌浆料的抗氯离子渗透性等级为Q -Ⅴ,R C M -Ⅴ,抗冻等级大于F 800,耐久性指标优异㊂图6 灌浆材料疲劳试验及耐久性3.4 塑性和硬化阶段双重微膨胀对导管架灌浆而言,材料无收缩和微膨胀是确保灌浆连接有效性的关键条件,只有材料无收缩才能确保灌浆连接传递荷载发挥作用㊂经大量试验表明UH P G 灌浆材料在塑性阶段和硬化后无收缩和微膨胀㊂图7两张照片分别反映了材料塑性和硬化阶段的微膨胀,塑性阶段材料在玻璃容器中上表面凸出,硬化灌浆料将玻璃量筒微胀裂㊂图7 灌浆料在塑性和硬化阶段微膨胀4 灌浆试验4.1 试验概况与设备功效2014年11月1日,灌浆试验从6:30正式开始,7:30结束,顺利完成水下灌浆试验,共使用灌浆料9t ㊂试验前首先向环形空间注入淡水,其次将专用润管材料在2#搅拌机搅拌好放入泵车料斗,然后在1#和2#搅拌机分别搅拌1tUH P G 灌浆料,待两个搅拌机材料均满足入泵条件后,开始泵送㊂先泵送润管料,再交替泵送1#和2#搅拌机内的灌浆料,直至第8t 材料时环空顶部开始溢出浆㊂灌浆试验验证搅拌机㊁灌浆泵和灌浆管线完全满足海上风电导管架灌浆料施工要求,测试该灌浆装置灌浆作业功效为8~12t /h ,达到国外同类设备能力和水平㊂4.2 灌浆料现场检测与质量控制4.2.1 灌浆料现场检测海上风电导管架灌浆施工,灌浆料现场检测是关键技术环节㊂只有浆体流动度㊁温度㊁表观密度符合要求才可开始泵送灌浆施工㊂此次试验中,前3盘灌浆料取样测试在灌浆平台上方进行,经现场质量控制人员确认灌浆料指标达到要求后卸料泵送㊂根据表3数据可见,用水量81.5k g㊁搅拌时间5m i n 时,灌浆料初始流动度280mm ,浆料温度28.3ħ;搅拌时间延长至7m i n 灌浆料初始流动度295mm ,浆料温度30.0ħ㊂搅拌5m i n 以上灌浆料初始流动度大于280mm ,初机温度小于30.0ħ㊂因此,确定最佳搅拌制度为用水量81.5k g ㊁搅拌时间5m i n ㊂经过3盘调试后灌浆料状态基本稳定,从第4t 料开始,在平台下方取样测试㊂对第3~6t 灌浆料留样制作试块测试抗压强度,试验参考G B/T 50448规范,试件采用边长100mm 立方体㊂在30~35.0ħ的现场环境条件下,灌浆材料凝结时间4.0~5.0h ㊁含气量2.2%~2.6%㊁表观密度2360~2405k g/m 3㊂材料1d 抗压强度67.7~77.2M P a ㊂试块1d 之后放入标准养护室,3d 强度82.7~91.8M P a ,7d 强度91.3~98.7M P a ,28d 强度111.5~116.2M P a ㊂溢浆口取样留样试块28d 抗压强度111.5M P a㊂4.2.2 灌浆压力监测灌浆过程中,时刻关注灌浆线路上灌浆压力的变化㊂根据调研国外海上风电导管架灌浆施工经验,导管架灌浆输送正常压力在10~30b a r s ㊂如果在灌浆过程中灌浆压力超过55b a r s 时,泵送速度必须降低,直到压力稳定后再将泵速恢复正常㊂此次试验中,在灌浆泵出口设有压力表,灌浆过程中压力监测情况见表2㊂泵送压力随灌入环空灌浆量的增多而逐渐增大,在灌入1~3t 灌浆料时泵送压力10~15b a r ,灌入4~6t 时泵送压力15~20b a r,144 海洋开发与管理2018年灌入7~8t 时泵送压力20~28b a r㊂在试验过程中灌浆压力始终小于30b a r,灌浆压力处于正常范围㊂表2 导管架水下灌浆料原型试验现场测试记录编号搅拌机用水量/k g 搅拌时间/m i n 流动度/mm 浆料温度/ħ泵口压力/b a r 抗压强度/M P a 1d 3d 7d 28d 1#M i x e r 181.5528028.3/////1#/81.5729530.010~15////2#M i x e r 281.5530027.010~15////3#M i x e r 181.5528528.010~1567.782.791.3114.14#M i x e r 281.5528027.015~2074.286.797.2116.25#M i x e r 181.5528527.015~2069.883.391.8113.56#M i x e r 281.5528527.015~2074.188.692.8116.17#M i x e r 181.5528528.020~25///8#M i x e r 281.5529028.028///9#溢浆料28031.5/77.291.898.7111.54.2.3 溢浆控制溢浆是导管架灌浆作业的关键环节㊂在灌浆泵向环空打入第8t 灌浆料时,环空顶部开始溢浆㊂溢浆出现后灌浆泵维持低速泵送2m i n ,然后在环空顶部对溢浆料进行取样测试㊂现场测试溢浆流动度280mm ,制作留样试块㊂停止泵送5m i n 后继续低速缓慢泵送压浆1m i n 后灌浆结束㊂5 灌浆连接段结构性能试验与灌浆连接效果加载试验参照‘建筑地基基础规范“(G B500072011)附录M 进行分级加载,每级荷载施加完毕后立即测读位移量,以后每间隔5m i n 测读一次位移,连续4次测读出的位移值均小于0.01m m 时,认为在该级荷载下的位移已达到稳定状态,可继续施加下一级荷载㊂本次试验加载装置见图8,荷载分级为10级,首次加载以两倍荷载(即4000k N )开始,加载至第10级(即19200k N )时,导管架结构未发生破坏,且内㊁外壁相对位移增量无明显突变(图9),第10级荷载持荷时内外钢管之间相对位移稳定㊂加载过程结构也未发生较大响声㊂在开始加载到加载至第10级荷载时,加载每级荷载时内外钢管相对位移增量见表3㊂考虑到灌浆连接模型结构的整体安全,加载到19200k N 停止继续加载㊂根据加载情况及内外钢管之间相对位移的测试情况,综合判定该导管架结构抗拉极限承载力大于19200k N ㊂图8 油泵加载图9 内㊁外钢管荷载-相对位移曲线S 1汪冬冬,等:海上风电导管架灌浆原型试验研究145表3 位移数值统计工况加载序号荷载/k N 外壁㊁地面相对位移/mm内㊁外壁相对位移/mm加载情况140000.010.000.250.20260000.000.000.530.49380000.000.000.600.544100000.000.000.210.205120000.000.000.290.296140000.000.000.360.387160000.000.000.180.208180000.000.000.310.269192000.000.000.190.11注:(1)表中数据为加载到每级荷载时,内外内㊁外壁相对位移增量㊂(2)加载至19200k N 时,内外钢管之间累计相对位移2.8mm ㊂灌浆试验结束后,在开展结构拉拔试验前,将灌浆连接模型的底板拆除,观察封堵器下方环空中未见任何灌浆料泄露的痕迹(图10),由此证实封堵器的封堵效果满足灌浆施工密封要求㊂结构加载试验后将灌浆连接模型外筒钢板切开,检查硬化灌浆料的状态(图10),硬化浆体均匀致密,没有明显大气孔㊂水下灌注的硬化灌浆料结石体结构密实㊂图10 封堵器封堵效果和水下灌浆硬化浆体6 小结本研究测试并验证海上风电导管架灌浆材料㊁设备和工艺㊂根据试验结果确定自主研发UH P G 海上风电导管架灌浆材料性能指标满足海上风电导管架灌浆设计与施工要求,灌浆设备能力和功效满足海上风电灌浆施工要求,导管架水下灌浆工艺可行,并通过结构拉拔试验验证水下灌浆结构的拉拔承载力㊂具体成果如下:(1)验证自主研发UH P G 海上风电导管架灌浆料具有大流动性㊁高可泵性㊁高早强㊁超高强等特点㊂(2)验证自主研发的海上风电导管架灌浆作业装置满足海上风电导管架灌浆料施工要求㊂根据试验确定设备灌浆作业能力8~12t /h ㊂(3)本研究测试导管架水下灌浆工艺满足施工要求,顺利完成水下灌浆试验㊂硬化后灌浆连接结构拉拔承载力超过设计要求,证实灌浆工艺可行,灌浆质量可靠㊂(4)本研究采用75mm 橡胶软管成功完成水下灌浆原型试验,管线快速接头拆卸方便,预制管线㊁橡胶管线和管线接头可靠㊂(5)原型试验中硬化灌浆连接封堵器下方未见灌浆料泄露,灌浆过程封堵器可承受灌浆料压力并始终保持良好的密封性能㊂参考文献[1] 林鹤云,郭玉敬,孙蓓蓓,等.海上风电的若干灌浆技术综述[J ].东南大学学报,2011(7):882-888.[2] D N V -O S -J 101D e t N o r s k e V e r i t a s :D N V -O S -J 101-D e s i g n o f o f f s h o r ew i n d t u r b i n e s t r u c t u r e s .D e tN o r s k eV e r i t a s ,2011.[3] 朱荣华,李少清,张美阳.珠海桂山200MW 海上示范风场风电机组导管架基础方案设计[J ].风能,2013(9):94-98.[4] 中交上海三航科学研究院有限公司.海上风电导管架灌浆连接技术研究[M ].2015.3.[5] 刘永健,池建军.钢管混凝土界面抗剪粘结强度的推出试验[J ].工业建筑,2006(4):78-80.[6] 薛立红,蔡绍怀.钢管混凝土柱组合界面的粘结强度(上)[J ].建筑科学,1996(3):22-28.[7] 薛立红,蔡绍怀.钢管混凝土柱组合界面的粘结强度(下)[J ].建筑科学,1996(4):19-23.[8] D e tN o r s k eV e r i t a sD N V -O S -C 502.o f f s h o r e s t a n d a r d :O f f s h o r ec o n c r e t e s t r u c t u r e 2009.。
海上风机基础结构的疲劳及其可靠性研究现状
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State of the Art
N 曲线法得到的要 法得到的疲劳寿命通常比 S短。但是当结构构件承受较高的应力水平时， 疲 可用断裂 劳开裂阶段寿命占总寿命的比重较小， 力学方法计算得到更真实的疲劳寿命 。 按照计算疲劳损伤参量的不同可以将疲劳寿 命分析方法分为： 名义应力法、 能量法、 应力应变 场强度法、 功率谱密度法等。实际上， 各种方法适 ， 用于不同阶段 故选用不同计算方法的组合即形 N 曲线 成了计算疲劳全寿命的不同模式， 包括 S损失力学法与断裂力学 法加断裂力学法的模式、 法相结合的模式、 局部应力—应变法加断裂力学 ［2 ］ 的模式以及损失力学模式共四种 。 对应不同的 工程选用合适的模型是估算结构疲劳寿命的关键所 这也是目前需要进一步开展研究的重要课题。 在， API 规范［3］指出， 对导管架型结构需要进行 详细的疲劳分析， 建议采用谱分析方法； 对在水深 用韧性钢材建造、 具有高超静 小于 122 m 的水中， 定自由度构架的、 自振周期小于 3 s 的导管架型 平台的管节点可应用简化的疲劳寿命分析方法 。 吴芳和 根据 API 规范中相应的要求， 考虑风浪 ， N曲 流引起的疲劳载荷 通过简单疲劳分析法 （ S［4 ］
据和冰激振动理论， 提出了针对不同的海冰破坏 形式， 如挤压、 屈曲、 弯曲等， 分别计算管节点的疲 再进行叠加以得出其等效应力幅的 劳累计损伤， 该方法同时考虑了冰载相对时间和冰厚的 新方法， 随机性， 较一般采用的单一计算方法更为精确可靠。 选用分析海上风机基础结构的方法应该根据 不同的工况来确定， 但不管是哪种分析方法， 疲劳 寿命的估算都包含以下三部分的内容： ① 材料疲 劳行为的描述； ②循环载荷下结构的响应； ③疲劳 累积损伤法则。 2． 2 风波联合作用及波浪模型的选择
海上风电导管架结构与桩基灌浆连接施工探讨
产业科技创新 Industrial Technology Innovation 56Vol.1 No.24产业科技创新 2019，1（24）：56~57Industrial Technology Innovation 海上风电导管架结构与桩基灌浆连接施工探讨黎富浩（中国能源建设集团广东火电工程有限公司，广东 广州 510000）摘要：灌浆技术属于导管架安装的重要技术之一，其主要作用为连接海床-钢管桩-导管架，灌浆质量会直接影响到风电机组的运行安全及发电效率。
在开展海上风电工程施工中，必须注重导管架灌浆操作。
灌浆施工质量，对风机基础结构服役寿命、环境载荷抵抗力的影响非常大。
此次研究主要是探讨分析导管架结构灌浆工艺，联合某工程项目，讨论导管架灌浆工艺与施工过程难点，希望能够对相关人员起到参考性价值。
关键词：海上风电；后桩法导管架结构；桩基灌浆连接施工中图分类号：U69 文献标识码：A 文章编号：2096-6164（2019）24-0056-02在我国风力发电行业发展过程中，海上风电发电发展速度快，出现了较多海上风电场项目。
目前海上风电导管架基础采用的多为先桩法导管架基础，即先进行沉桩后，再安装导管架，最后进行灌浆作业。
1 海上风电导管架灌浆程序灌浆设备准备注入润滑材料搅拌灌浆材料开始灌浆灌浆用量和灌浆时间控制压力“屏浆”灌浆结束，停泵连续灌浆管线管线压力测试检查管线受损位置，并进行修复或更换灌浆材料密度重新配置灌浆材料关闭阀门、拆除管线灌浆口溢浆重新配置灌浆材料不合格不合格不合格合格合格合格图1 海上风电导管架灌浆程序在灌浆施工前，应对灌浆管线进行水密性试验，同时在陆上对进行原型1∶1灌浆试验，以确保海上实施的顺利进行。
2 海上风电导管架灌浆施工难点在风电基础结构施工中，导管架灌浆比较重要，当灌浆操作成功时，将会加强风机结构对于环境载荷的抵抗力，布设灌浆管线、灌浆量、封浆结构与性能，均会影响灌浆擦做的成功性。
海上风电风机基础桩土相互作用研究
海上风电风机基础桩土相互作用研究摘要：本文分析了海上风电风机主要作用，并对桩土作用基础理论进行全面阐述，海上风能属于绿色能源，最近几年受到人们广泛关注，由于海上风电基础结构经常受到风、浪等因素的影响，使得桩基稳定性无法得到保证，传统海上风电主要以单桩基础为主要形式，但伴随风机不断发展，发电功率不断增加，使得单桩基础结构直径不断增大，这就需要工作人员加强对风机基础桩土相互作用的研究，进而提高整体性能。
关键词：海上风电；风机基础；桩土；相互作用前言：在海上风电场建设过程中，地质条件较为复杂，给风机基础桩土建设带来较大困难，对于工作人员提出了较高要求，在这个过程中，不仅需要较多的投资成本，还需要有先进的技术、设备及人才，这样才能对桩土相互作用进行有效研究，因此，工作人员要不断提高自身技能，加大研究力度，进而提高海上风电基础承载力。
海上风电风机概述意义分析目前能源问题成为社会高度重视的主要问题，由于我国社会发展速度越来越快，对于能源的需求逐渐增强，使得能源危机的产生，在此情形下，海上风力发电起着至关重要的作用，与陆上风能相比，海上风力发电具有显著优势，其一，风能是一种绿色资源。
在对风电场进行建设时，所占土地面积相对较少，一方面不会给陆地资源带来较大浪费，另一方面不会给自然环境带来污染，并且海面风速相对较高，工作人员可以对风速进行充分利用，以此达到发电的目的。
根据调查结果显示，海面相对平坦，粗糙度相对较小，发电功率远比陆地上更高[1]。
其二，海面风速变化不大。
一般情况下，海面风浪起伏程度不明显，工作人员在对海上风机进行搭架时，不需要搭架较大的高度，这样不但能够节省人力资源，还能提高工作效率。
并且海面不容易出现气流现象，能够提高风机使用期限，进而提高经济效益。
其三，尽管海上风电施工具有一定难度，对于材料消耗量相对较大，但由于海上发电量较大，能够对风能进行充分利用，使得风能使用周期较长，大大提高了对风能的利用率。
海上风电机组导管架基础水下灌浆技术应用分析
海上风电机组导管架基础水下灌浆技术应用分析我国是一个资源消耗大国，对于电力资源需求极为庞大。
在资源需求和环境保护的压力下，寻找电力资源的目光瞄向了风力发电。
我国的海上风力资源充足，建立起了海上风电机组，进行风力发电已是一种必然趋势。
在海上建立发电机组需要用到导管架基础水下灌浆技术，导管架基础需要能够承受风电机组设备的长期动力荷载，这就要求导管架基础灌浆具备高强度、高抗疲劳、高抗离析等性能。
面对不同的海域情况，又要进行区别对待，我们因此对海上风电机组导管架基础水下灌浆技术进行研究分析。
标签：海上风电机组；导管架基础；水下灌浆技术0 引言随着科技的不断发展，人们对于能源的需求也是越来越大。
在使用水力、燃煤和核能发电的同时，风力发电也相对应用而生。
我国的辽阔海域上风力资源充足，建立起海上发电机组，可以为沿海城市提供电能。
海上风力发电机组建立在海上，基础形式大多为桩式基础，桩式基础又可以分为单桩基础，多桩导管架基础等形式。
这些基础都建立在海水中，我们使用的是先进的水下灌浆技术，然而不同的海域条件还会对技术有不同的要求。
一些复杂的海域条件，会导致水下灌浆难度提升，对海上风电机组基础的支撑结构安装起到不良影响。
在这里我们对导管架基础水下灌浆技术进行研究。
1 导管架基础结构导管架基础是一种应用较为广泛的海上风电机组，具有重量轻、地理条件适应性好和稳定性极佳等优点，在较深海域也可以广泛应用。
导管架结构是一种钢制框架结构，主要分为过渡段和导管架基础。
导管架基础一般分为先打桩导管架和后打桩导管架两种结构形式。
先打桩导管架是在海底先做出固定模架，然后打入四根呈正方形分布的钢管桩，然后再进行整体吊装，之后进行水下灌浆，连接并固定钢管桩和导管架基础。
另外的后打桩导管架则是在导管架的支腿底部安置桩靴，在导管架吊装结束后，钢管桩通过桩靴打入海底，在进行水下灌浆连接起来。
2 导管架基础水下灌浆材料灌浆使用的灌浆材料可以是普通混凝土浆，也可以是高强灌浆料。
某海上测风塔灌浆连接设计
Ｓ ＨＡＮＸＩ ＡＲＣ ＨＩ Ｔ Ｅ Ｃ ＴＵ ＲＥ
山 西 建 筑
Ｖｏ ｌ ＿ ３９ Ｎｏ． ３５
Ｄｅ ｃ ． ２ ０ １ ３
・４９ ・
文章编号 ： １ ０ ０ ９ － ６ ８ ２ ５ （ ２ ０ １ ３ ） ３ ５ — ０ ０ ４ ９ ・ ０ ２
近年来海上风 电发展迅速 ， 而开发海 上风 电首要 的问题是风 ２ 灌 浆连 接设计 能资源的观测 ， 而采集 风能最 直接 的方 式就是 建立 海上 测风 塔 。 灌浆连接节点在石油或天然气工业 的海上平 台基础 、 导管架 海 上测风塔形式多样 ， 其基 础形式有单立柱 （ 单桩、 三桩） 、 管桩加 基础 以及 海 上 风机 单 桩 基础 中 已经 得 到 了广 泛 的应 用 。参 照 支撑、 导管架 等。 目前 国内最 常见 的是先 打桩 ， 而 后在 水上 焊接
图 １ 测风塔基础整体 模型 图 ２ 导管架平台连接示意 图
了节点的构造要求 ， 包 括灌浆 段长 度 ， 桩 径 与壁厚 ， 套 管与 壁厚 ， 抗剪键的尺寸及布置等 ， 本文列出对 比如表 ２所示 。
某 海 上 测 风 塔 灌 浆 连 接 设 计
武
摘
江
张略秋
刘福 来
５ １ ０ ６ ６ ３ ）
（ 中国能源建设集团广东省 电力设计研究院 ， 广东 广州
要： 以实际工程为例 ， 参考相关规范和资料 ， 对海上测风塔基础导管架与桩基 的灌浆连接设计进行详细阐述 ， 同时采 用 Ａ Ｎ Ｓ Ｙ Ｓ
且 由于海 上施工 条件差 ， 施 工质量 容易 受到 腿杆连接 的灌 浆节点长度为 １ ｍ， 钢桩直径 １ ． ４ ｍ， 灌浆段 钢管壁 连接节点受力复杂 ， 厚３ ０ ｍｍ， 上部钢平 台腿杆 直径 １ ． １ ｍ， 灌 浆段 钢管壁 厚 ３ ０ ｍ ｍ， 影响 ， 选用灌浆性能好 的材料才 能保 证节点不 被破坏 。但 考虑到 灌浆连接段 长度 ２ ｍ， 厚度 为 １ ２ ０ ｍ ｍ， 钢材 Ｑ ３ ４ ５ Ｂ， 灌浆料 采用高 测风塔使 用年限较短 ， 通常选用水泥基灌浆材料就能满足要求 。
海上风机导管架基础灌浆敏感性分析
海上风机导管架基础灌浆敏感性分析郇彩云 1,2，李涛 1,21.浙江省深远海风电技术研究重点实验室，浙江杭州 310014；2.中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司，浙江杭州 310014摘要：海上风机导管架基础灌浆材料的价格较高，灌浆段长度、厚度设计过大，将造成材料的浪费，甚至产生不利的影响，因此需要对灌浆材料进行敏感性分析。
本文采用ANSYS有限元软件，开展导管架灌浆段分析，分析灌浆段长度、厚度、非线性对结构材料的影响，应力随灌浆长度增加呈先减小后增大的趋势，应力与灌浆厚度之间的关系相关性较差。
关键词：海上风机；单桩基础；疲劳分析；沉桩分析我国海上风电这十年间经历了从无到有，目前水深较浅、风资源较好、离岸距离较近的、开发成本相对较低的风电场基本已经建设完成或正在建设中，后续海上风电将越来越向深远海发展。
海上风电的建设和工作环境十分复杂。
目前安装使用的海上风力发电机逐渐从最初的2MW，发展到如今的8MW，未来甚至达到20 MW。
而对应的风机的高度可以达到125m，叶片直径达到120m。
由于风、浪和海流的作用，海上风机基础受到巨大的水平荷载和倾覆弯矩作用。
随着水深的增加，风电机组容量加大，风机基础越来越向刚度大、受力面相对较小的导管架基础方向发展。
1导管架基础灌浆材料导管架基础主要由过渡段、导管架及下部钢管桩组成，如图1所示。
其中导管架基础与钢管桩之间主要依靠高强灌浆连接。
灌浆材料的性能，包括压缩、拉伸、弯曲、抗折等强度指标决定了基础的整体安全性。
因此灌浆材料的价格较高，若灌浆段长度、厚度设计过短，结构的安全性难以保证，若灌浆段长度、厚度设计过大，将造成材料的浪费，甚至产生不利的影响，因此需要对灌浆材料进行敏感性分析。
图1 导管架基础模型《海上风电导管架结构与桩基灌浆连接施工工艺》[1]给出了6种国内外常见的灌浆材料。
本文根据6种灌浆材料的各项指标，综合考虑各家材料的特性，最终采用指标见表1进行灌浆材料敏感性分析。
风力发电机组机械零部件抗疲劳设计方法的研究
风力发电机组机械零部件抗疲劳设计方法的研究发布时间：2022-11-08T01:14:18.689Z 来源：《当代电力文化》2022年13期作者：郭海涛[导读] 我国传统的发电方式主要是火力发电郭海涛黑龙江中宇方正风力发电有限公司 150822摘要：我国传统的发电方式主要是火力发电，但随着发电量的减少和人们环保意识的不断发展与重视，人们认为应该有一种新的、高效、无污染的发电方式，解决电源问题的关键。
风能以自然风为动力，将风能转化为电能，为人类带来了电气研发的新方向。
但风机中机械部件所产生的疲劳问题，不仅会影响风机的效率和稳定性，还会缩短设备的使用寿命，增加风力发电金今后的维护成本。
因此，加强内部构件的抗疲劳性成为风电研究中的一项重要任务。
关键词：风力发电；发电机组；机械零件；机械疲劳；设计方法引言：风能是一种非常重要的清洁能源，风能的有效应用可以提高风能的利用效率。
风力发电机现在逐渐随着大型化、产业化、商业化的发展，风力发电机机械零部件的疲劳问题越来越严重。
有必要对风力发电机机械部件的疲劳设计方法进行详细研究，以减少结构应力并降低维护成本。
风力发电机叶片是风力发电机系统的重要操作部件。
高风荷载最容易产生疲劳损伤，应显着改善风力发电机叶片的可靠性和耐用性，并且在元件零件的抗疲劳设计时应考虑零件的工作载荷。
因此，应详细研究风力发电机机械部件的抗疲劳设计。
1 影响风机结构疲劳寿命的一般原因 1.1.缺口效应一些机械零件的槽深、缺口和孔径有细微差别。
这通常称为组件缺口。
在功能配置方面，存在这些差距保证机器的正常运行，对满足各种风机的实际工作需要有着积极的作用。
然而，就机械局部应力而言，这些凹口的存在直接降低了风力涡轮机的整体疲劳强度。
当风力发电机组开始工作时，在各部件的作用下，装置内部结构中的张力逐渐集中在某些部位。
一般来说，这些应力集中不会显着影响静态强度。
然而，组件在负载下循环。
由于产生应力的超过设定极限，因此对疲劳强度的影响很大。
风场环境下风力发电机组叶片结构的疲劳分析
风场环境下风力发电机组叶片结构的疲劳分析风力发电是一种利用风能转换为电能的可再生能源。
在风力发电系统中，风力发电机组是核心部件之一，而叶片作为风能转化的关键部分，其结构设计和疲劳分析对风力发电机组的性能和寿命有着重要影响。
一、风力发电机组叶片的结构设计风力发电机组叶片的结构设计主要包括材料选择、叶片形状和尺寸以及结构布局等方面。
1. 材料选择：叶片材料的选择需要考虑其强度、刚度、韧性、耐腐蚀性等因素。
常见的叶片材料包括复合材料、铝合金等。
复合材料由于其轻量化、耐疲劳性能好等特点，成为风力发电机组叶片常用的材料。
2. 叶片形状和尺寸：叶片形状和尺寸对风能捕捉效率、抗风载荷能力等有着重要影响。
一般而言，叶片的长度越大，风能捕捉效率越高，但也会增加叶片自身的重量和结构复杂度。
因此，在叶片的设计过程中需要进行折衷考虑，使得叶片能够在保证性能的同时尽可能轻巧。
3. 结构布局：叶片的结构布局主要包括叶片段数、桨叶直径和叶片倾角等因素。
叶片段数的选择既要考虑风能捕捉效率，又要确保叶片的结构强度。
桨叶直径和叶片倾角则直接关系到叶片的承受力和风能转化效果，需要根据具体的风场环境进行合理的设计。
二、风力发电机组叶片的疲劳分析疲劳是风力发电机组叶片常见的失效模式之一。
长期受到风场中的风力作用，叶片会发生疲劳损伤，导致结构破坏甚至断裂。
1. 疲劳强度分析：疲劳强度分析是评估叶片在长期疲劳载荷作用下的承载能力。
首先，需要确定叶片的周期荷载谱，即在一定风速范围内叶片所受到的风速频次。
然后，通过应力-寿命曲线，可以得到不同风速下叶片的疲劳寿命。
最后，通过对不同风速下的疲劳寿命进行统计和综合，就可以得到叶片在实际风场环境下的疲劳寿命情况。
2. 疲劳损伤评估：疲劳损伤评估是对叶片在疲劳过程中的损伤程度进行预测和分析。
主要通过使用应力集中系数、疲劳局部系数等参数，来评估叶片特定部位的疲劳损伤情况。
同时，还可以利用无损检测技术对叶片进行定期的检测和监测，及时发现和处理潜在的疲劳损伤。
海上风电导管架灌浆料产品开发与工程应用研究
2018年S1海洋开发与管理27海上风电导管架灌浆料产品开发与工程应用研究汪冬冬,张悦然,孙烜,章廉虎,李成(中交港湾(上海)科技有限公司上海200032)摘要:导管架结构是海上风机重要基础结构形式之一㊂灌浆连接是导管架结构与桩基础连接的典型方法,由于灌浆连接受力复杂,对材料技术指标要求极高㊂本研究自主研发导管架灌浆料,并通过纳米超细矿物粉体改性㊁聚合物改性和双重膨胀组分改性等系统研究形成超高性能灌浆料,通过成果转化形成海上风电灌浆料专利产品,并实现产品系列化,在实际工程中大量应用㊂其中UH P G-120型产品打破国外技术垄断,填补国内空白,该产品具有大流动性㊁抗水分散性㊁高早强㊁超高强㊁无收缩㊁抗疲劳和高耐久性特点,适用于深水导管架水下灌浆㊂本研究形成的海上风电灌浆料产品及灌浆连接核心技术实现核心技术和产品国产化,促进我国海上风电施工技术进步,引领国内海上风电灌浆技术发展㊂关键词:导管架;灌浆料;高早强;超高强;水下灌浆0引言在海上风电场的建设过程中,为承受海上强风荷载㊁海水腐蚀㊁海浪冲击等,海上风力机组基础结构建设远比陆上复杂,技术难度高,耗费成本高达总成本的15%~25%[1]㊂海上风场的基础结构主要重力式㊁单桩式㊁吸力式㊁三桩(多桩)导管架式和浮体式等[2](图1)㊂灌浆连接是海上风机支撑结构与桩基础连接的典型方法,根据D N V-O S-J101[3]定义:灌浆连接是由两个同心管状部分组成的结构连接件,外部和内部管之间的环形区域被填充灌浆㊂在海上风电项目中,导管架灌浆连接通常采用泵送压浆的方式将灌浆料灌注到海平面以下的连接段(图2)㊂图1海上风电基础结构形式图2灌浆连接灌浆连接是海上风电基础施工的重点和难点,更是导管架基础安装施工的关键,灌浆连接受到业界的广泛关注㊂丹麦D e n s i t公司㊁德国巴斯夫公司和新加坡N A U T I C公司等国外少数公司有海上风电灌浆产品和技术,并在欧洲有大量工程案例[4],用于风电灌浆的进口产品抗压强度可达100~ 140M P a㊂过去国产材料[5-7]也有100M P a以上高28海洋开发与管理2018年强灌浆料产品,但产品特点不适合风电灌浆,更没有海上风电案例,装配式建筑如住宅产业化项目[5]钢筋套筒灌浆连接与风电灌浆连接类似,规范‘钢筋连接用套筒灌浆料“(J G/T408-2013)规定套筒灌浆料产品抗压强度85M P a以上,用在装配式桥梁的套筒灌浆料产品抗压强度100M P a以上㊂海上风电灌浆尤其是导管架灌浆的特殊性在于要求材料在泵送液相阶段具有高度流动黏稠性和高度稳定性,同时需要材料硬化后具有超高强度和超高耐久性和抗疲劳性能㊂除了外海恶劣施工条件对拌合物性能的特殊要求之外,就材料本身的可靠性㊁安全性和耐久性而言,极为复杂的海上环境给灌浆连接带来极为苛刻的技术要求㊂1原材料与试验方法1.1原材料本研究原料主要是特种水泥㊁纳米级超细矿物粉体和高性能膨胀剂等组成的胶材与优质天然高强石英砂㊁高性能减水剂㊁聚合物和其他数十种化学改性剂㊂①水泥:一种特种水泥;②超细矿物掺合料:A㊁B㊁C3种纳米级超细矿物掺合料;③膨胀剂:D㊁E分别为塑性和硬化膨胀剂;④聚合物:一种具有遇水可再分散聚合物粉体;⑤石英砂和天然砂骨料:采用多种不同细度石英砂与精选优质天然砂复配;⑥化学改性剂:十多种稳定剂㊁消泡剂㊁抗水分散组分㊁早强组分㊁缓凝组分以及黏度改性组分等㊂1.2主要指标与试验方法本研究中灌浆料主要关键指标与试验方法如下㊂①表观密度(容重)㊁流动度㊁含气量㊁泌水率㊁竖向膨胀率:试验参考‘水泥基灌浆材料应用技术规范“(G B/T50448)以及‘普通混凝土拌合物性能试验方法标准“(G B/T50080);②抗压强度㊁抗折强度和弹性模量:参考G B/T50448㊁‘活性粉末混凝土“(G B/T31387-2015)以及‘普通混凝土力学性能试验方法“(G B/T50081);③电通量㊁氯离子扩散系数㊁抗冻等级㊁疲劳试验:参照‘普通混凝土长期性能和耐久性能试验方法标准“(G B/T50082)㊂④材料自收缩㊁材料与钢管之间粘结强度参考类似文献研究资料方法㊂2超高性能灌浆料研发2.1超细粉体改性研究根据图3及表1中数据,粉体材料颗粒细度由大到小依次为:水泥颗粒㊁超细粉体B颗粒㊁超细粉体A颗粒㊁超细粉体C颗粒,3种超细粉体的粒径比水泥低一个数量级㊂水泥主要粒径分布10~ 100μm;超细粉体A主要粒径分布0.05~1μm和1~15μm两个区段;超细粉体B主要粒径分布0.3~12μm;超细粉体C主要粒径分布0.05~ 5μm㊂超细粉体A在1μm附近部分颗粒是部分间断的,为探讨不同超细粉体与水泥的密实填充效应,将不同超细粉体按照设计的比例混合,然后分析其粒径分布㊂由图4可知,掺超细粉体后胶凝粉体级配比纯水泥在3μm以下细颗粒大大增多,同时大于10μm的颗粒数量也有所减小,粉体材料的微级配比纯水泥有一定改善,微级配更趋于合理㊂图3水泥与3种超细粉体的粒度分布对比图4纯水泥与复合粉体粒度分布对比S1汪冬冬,等:海上风电导管架灌浆料产品开发与工程应用研究29表1粉体材料激光粒度分析结果μm 粉体材料名称平均值中位值索太尔平均径D 特种水泥42.93628.88312.86超细粉体A5.5832.690.414超细粉体B7.9056.4953.351超细粉体C1.4641.0050.647根据表2设计的试验方案,1#~3#分别采用纯水泥㊁掺超细粉体的复合胶凝材料1和掺超细粉体的复合胶凝材料2配制灌浆料,掺超细粉体后灌浆料的用水量有9.1%降低至8.5%和7.8%,浆体黏度和易性更利于泵送㊂根据表3和图5可知,掺入超细矿物粉体后灌浆料早期强度降低,后期强度较纯水泥灌浆料强度大大提高,耐久性指标优于高性能混凝土㊂3#配方力学性能指标和耐久性指标达到超高性能混凝土(UH P C)材料指标㊂表2纯水泥与超细粉体复合胶凝材料对比试验方案编号胶凝材料设计用水量/%含气量/%容重/(k g㊃m-3)流动度/mm初始0.5h1.0h状态描述1#纯水泥+膨胀剂+各类化学添加剂9.12.02349300260235黏稠2#掺超细粉体的复合胶凝材料1+膨胀剂+各类化学添加剂8.52.22349290260230和易性好3#掺超细粉体的复合胶凝材料2+膨胀剂+各类化学添加剂7.81.92374300270240和易性更好流态好表3纯水泥与超细粉体复合胶凝材料配制灌浆料性能指标编号抗压强度(G B/T31387-2015)/M P a电通量/CR C M法扩散系数/(10-12m2㊃s-1) 1d3d7d14d28d56d28d56d28d56d1#84.8102.3105.8110.5115.8119.56073020.500.38 2#58.384.6100.0108.5118.9125.82051540.250.10 3#68.996.4111.0120.0133.2142.53542030.280.142.2聚合物改性研究研究[8]表明聚合物可改善灌浆料工作性㊂本研究通过聚合物使灌浆料浆体黏度增大,黏聚性和抗水分散性增强,同时改善浆体与钢材界面黏结强度㊂聚合物使灌浆料浆体表面成膜,消除泌水㊂从图7可见聚合物使浆体含气量提高,聚合物与塑性膨胀剂复合使浆体在塑性阶段中引入大量微小㊁均匀稳定气泡,防止材料塑性收缩㊂浆体黏度变化抑制微小气泡移动和释放,对减少塑性收缩起到积极作用,但使硬化浆体强度下降㊂通过大量试验优化聚合物掺量确保其正效应大于负效应㊂2.3灌浆料微膨胀特性材料微膨胀性对灌浆连接至关重要[9],只有材图5超细矿物粉体改善灌浆料抗压强度料无收缩才能确保灌浆连接有效㊂研究使用D㊁E 两种不同类型膨胀剂,通过双重膨胀确保材料在塑30海洋开发与管理2018年性和硬化后无收缩并产生微膨胀㊂2.3.1竖向膨胀率根据膨胀剂D掺量对竖向膨胀率影响试验曲线(图6)优化掺量,使灌浆料3h竖向膨胀率0.10%~0.20%㊁24h竖向膨胀率0.20%~ 0.30%,24h与3h竖向膨胀率之差0~0.10%,满足G B/T50448 2008规范要求㊂实际上对于风电灌浆连接而言,竖向膨胀率满足规范‘钢筋连接用套筒灌浆料“(J G/T408 2013)的3h膨胀率大约0.02%即可㊂图6灌浆料竖向膨胀率试验2.3.2硬化浆体收缩/膨胀根据灌浆料收缩/膨胀试验曲线可见(图8),随膨胀剂E掺量增大硬化浆体由收缩转为膨胀,同时硬化浆体密度降低导致强度下降㊂综合考虑膨胀剂E对材料收缩/膨胀和力学性能指标的影响,优化掺量使其作用最佳㊂3超高性能灌浆料性能根据上述结果,本研究自主研发的海上风电灌浆料产品具有大流动性㊁高可泵性㊁高早强和超高强特性,并具备微膨胀特性㊁高抗疲劳和高耐久性㊂材料硬化后的力学指标和耐久性指标达到了超高性能混凝土(UH P C)的标准㊂3.1工作性能灌浆料具有大流动性㊁不泌水㊁抗离析性和抗水分散特性,材料可通过橡胶管线压力泵送(长度超过100m的直径不小于5c m管线)㊂初始流动度大于290mm㊁0.5h流动度大于260mm㊁1.0h 流动度大于230mm,具有2h以上可工作时间,灌图7聚合物和膨胀剂D对灌浆料性能影响图8膨胀剂E与灌浆料收缩/膨胀关系浆料含气量小于2.5%㊂3.2力学性能3.2.1抗压强度灌浆料具备优异的力学性能,图9是灌浆料长龄期抗压强度曲线,图10是灌浆料0~72h强度曲线㊂在20ħ条件下,灌浆料1d强度不小于50M P a,3d强度不小于85M P a,7d强度不小于S 1汪冬冬,等:海上风电导管架灌浆料产品开发与工程应用研究31110M P a ,28d 强度不小于130M P a ,长期强度不小于140M P a㊂图9 灌浆料抗压强度发展(0~90d)图10 灌浆料早期抗压强度发展(0~24h)图11 灌浆材料疲劳试验结果3.2.2 与钢管之间粘结强度研究采用与文献[10-12]类似试验方法,自行设计大小钢管组成的环形空间形成灌浆连接构件测试灌浆料与钢管之间的黏结强度,测试剪切黏结强度大于8M P a,而文献中混凝土与钢管之间黏结强度小于1.0M P a ㊂可见灌浆料与钢管材料之间黏结强度高㊂3.2.3 抗疲劳性能疲劳试验方法参照‘普通混凝土长期性能和耐久性能试验方法标准“(G B /T50082)进行,采用ʔ60ˑ120mm 小试块进行,试验荷载上限对应最大应力比,试验荷载下线对应0.10倍轴心抗压强度,加载频率8H z ㊂根据图12试验结果可见,灌浆料的疲劳试验点落在D N V 规范[13]规定的S N 曲线右上方,满足D N V 设计要求,B 试块在0.45应力比下200次疲劳试验试样未破坏,C 试块(掺钢纤维)在0.60应力比下200次疲劳试验试样未破坏,灌浆具极佳的抗疲劳荷载性能㊂3.3 耐久性能根据表3中优化配方3#的耐久性指标,56d电通量203C ,扩散系数0.14ˑ10-12m 2/s㊂根据‘混凝土耐久性检验评定标准“(J G J /T 193-2009),灌浆料抗氯离子渗透性等级为Q -Ⅴ,R C M -Ⅴ,抗冻等级大于F 800,耐久性指标优异,达到UH P C 材料标准㊂4 导管架水下灌浆原型试验为验证自主研发的超高性能灌浆材料工程特性,开展导管架水下灌浆原型试验㊂制作的灌浆模型按照珠海桂山海上风电示范项目导管架灌浆连接实体1ʒ1模型,试验采用水下灌浆工艺完全模型导管架灌浆施工工况条件㊂原型试验验证自主研发导管架灌浆料的优异特性,通过结构拉拔试验验证水下灌浆结构拉拔承载力满足并超出设计要求㊂结构加载试验后将灌浆连接模型外筒钢板切开,检查硬化灌浆料的状态(图12),硬化浆体均匀致密,没有明显大气孔㊂水下成型的硬化灌浆料结石体结构密实㊂图12 导管架水下灌浆原型试验与水下成型灌浆连接结构模型剖开后外观32海洋开发与管理2018年5海上风电灌浆材料系列产品在大量研究基础上,形成优固特 品牌海上风电灌浆料系列产品㊂其中UH P G-120导管架灌浆料产品替代进口,用于海上风电风机基础和海上升压站基础导管架水下灌浆;S K G系列产品广泛用于高桩承台防撞附属结构灌浆㊁单桩抗冰锥灌浆和海上测风塔灌浆;S P G系列产品用于海上风机植入型嵌岩单桩嵌岩段灌浆连接;K L G系列产品用于锚栓结构灌浆㊂几个系列产品具体性能指标见表4㊂表4优固特 海上风电灌浆料系列产品与性能指标指标参数UH P G系列S K G系列S P G系列K L G系列UH P G-100UH P G-120S K G-I I I S K G-I V S K G-V S P G-I K L G-I K L G-I I表观密度/(k g㊃m-3)ȡ2350ȡ2400ȡ2300ȡ2300ȡ2350ȡ2200ȡ2300ȡ2300流动度(初始)/mmȡ290ȡ290ȡ290ȡ290ȡ290ȡ290ȡ290ȡ290流动度(0.5h)/mmȡ260ȡ260ȡ260ȡ260ȡ260ȡ260ȡ260ȡ260流动度(1.0h)/mmȡ230ȡ230ȡ230ȡ230ȡ230ȡ230ȡ230ȡ230泌水率/%00000000抗压强度(1d)/M P aȡ40ȡ50ȡ30ȡ35ȡ50ȡ20ȡ20ȡ30抗压强度(3d)/M P aȡ70ȡ80ȡ60ȡ65ȡ70ȡ40ȡ50ȡ60抗压强度(7d)/M P aȡ90ȡ100ȡ70ȡ75ȡ90ȡ50//抗压强度(28d)/M P aȡ100ȡ120ȡ80ȡ90ȡ100ȡ60ȡ80ȡ90抗折强度(28d)/M P aȡ15ȡ18ȡ15ȡ15ȡ15/ȡ15ȡ15弹性模量(28d)/G P aȡ45ȡ50ȡ35ȡ40ȡ45///注:表中表观密度㊁泌水率指标参照G B/T50080,流动度指标参照G B/T50448,抗压强度指标参照G B/T31387-2015,抗折强度和弹性模量参照G B/T50081㊂6海上风电灌浆工程应用6.1优固特 U H P G系列产品优固特 UH P G系列产品已在多个海上升压站导管架灌浆工程中应用,江苏响水海上升压站上部组块灌浆,江苏东台海上升压站导管架灌浆连接,大唐滨海海上升压站导管架灌浆连接,浙江舟山普陀6号海上风电场海上升压站灌浆等均使用UH P G-120海上风电导管架灌浆材料,性能指标满足设计要求㊂优固特 UH P G-120产品可替代D e n s i t公司的S5产品和巴斯夫公司的M a s t e r F l o w 9500产品㊂6.2优固特 S K G系列产品优固特 S K G系列产品在多个海上风电项目的高桩承台防撞装置灌浆连接㊁测风塔结构灌浆连接和北方风机单桩基础抗冰锥灌浆连接等多个工程应用㊂S K G-I I I型产品在华能如东高桩承台靠泊防撞结构灌浆连接工程应用,优固特 S K G-I V型产品在山东昌邑海上测风塔等多个项目应用;优固特 S K G-V型产品在大连庄河海上风电项目大量应用㊂S K G系列产品性能优异,施工效果良好㊂6.3优固特 S P G系列和K L G系列产品针对海上风电大直径嵌岩单桩嵌岩段灌浆,研究开发S P G嵌岩桩专用灌浆材料产品,该产品具有较强的抗水分散性能和较长凝结时间,具备优异的抗离析性能,尤其适合超深水㊁高落差㊁大方量灌浆㊂针对海上风电高桩承台锚栓结构和陆上风机塔筒底部少量灌浆,研究开发K L G系列灌浆产品,产品可分别替代巴斯夫M a s t e r F l o w9200和M a s-t e r F l o w872产品㊂7结论本研究采用纳米超细矿物粉体改性技术㊁聚合物改性技术和高性能膨胀剂双重膨胀设计,基于超高性能混凝土(UH P C)配制技术,成功研发超高性能海上风电灌浆料㊂研究形成优固特 品牌海上风S1汪冬冬,等:海上风电导管架灌浆料产品开发与工程应用研究33电灌浆料系列产品,广泛用于海上风电导管架灌浆,海上风电附属结构㊁测风塔㊁大直径嵌岩桩嵌岩灌浆,工程应用效果好㊂本研究通过专利技术成果转化形成国产品牌优固特 产品系列化和灌浆连接核心技术国产化,其中UH P G-120导管架灌浆料产品打破国外垄断,填补国内空白㊂该产品具有低用水量(每吨灌浆料用水量仅75~85k g)㊁大流动性(灌浆料初始流动度大于290mm)㊁早强高强(1d 抗压强度大于50M P a)㊁高最终强度(28d抗压强度大于120M P a)㊁微膨胀性㊁抗腐蚀性㊁高抗氯离子渗透性㊁高抗冻性㊁高抗疲劳性能等特点㊂本研究形成的海上风电灌浆料产品及灌浆连接核心技术促进我国海上风电施工技术进步,引领国内海上风电灌浆技术发展㊂参考文献[1] G a e t a n o G a u d i o s i.O f f s h o r e w i n d e n e r g y p r o s p e c t s[J].R e n e w a b l eE n e r g y,1999,16(1/2/3/4):828-834. [2]林鹤云,郭玉敬,孙蓓蓓,等.海上风电的若干灌浆技术综述[J].东南大学学报,2011,(7):882-888.[3] D e tN o r s k eV e r i t a s:D N V-O S-J101-D e s i g no f o f f s h o r ew i n dt u r b i n e s t r u c t u r e s.D e tN o r s k eV e r i t a s,2011.[4]鲁进亮.,张羿,任敏.海上风电重力式基础结构灌浆工艺[J].电力建设.,2012,(7):95-98.[5]高安庆,朱清华,化子龙.超高强钢筋接头灌浆料的试验研究[J].混凝土与水泥制品,2013,(1):16-19.[6]黄政宇,钱峰.D S P早强高强灌浆料综合性能研究[J].湖南大学学报(自然科学版),2009,(8):18-22.[7]管品武,邵平,陈萌.新型预应力混凝土孔道高强灌浆料应用技术研究[J].河南科学,2012,(11):1620-1623.[8]钟世云,刘应刁,王培铭.聚合物改性特种水泥灌浆料的性能.建筑材料学报,2004,(3):102-108.[9]贺奎,王万金等.A N G-Ⅱ新型高强无收缩灌浆料的研究及应用[J].建筑技术,2008(6):462-464.[10]刘永健,池建军.钢管混凝土界面抗剪粘结强度的推出试验[J].工业建筑,2006(4):78-80.[11]薛立红,蔡绍怀.钢管混凝土柱组合界面的粘结强度(上)[J].建筑科学,1996(3):22-28.[12]薛立红,蔡绍怀.钢管混凝土柱组合界面的粘结强度(下)[J].建筑科学,1996(4):19-23.[13] D e tN o r s k eV e r i t a sD N V-O S-C502.o f f s h o r e s t a n d a r d:O f f-s h o r e c o n c r e t e s t r u c t u r e2009.。
论海上风电风机基础几种结构模式优劣王钟庆
论海上风电风机基础几种结构模式优劣王钟庆发布时间：2021-11-12T11:58:22.561Z 来源：基层建设2021年第25期作者：王钟庆[导读] 在海上风电场建设中，风机基础的成本占总造价的比例较高，根据海上风电场不同海域环境，使用要求，选择不同的风机基础结构模式，是保障海上风电机组基础稳定性、可靠性和经济性的关键广西广投海上风电开发有限责任公司广西南宁 530000摘要：在海上风电场建设中，风机基础的成本占总造价的比例较高，根据海上风电场不同海域环境，使用要求，选择不同的风机基础结构模式，是保障海上风电机组基础稳定性、可靠性和经济性的关键。
关键词：海上风电；风机基础；结构模式1前言国外海上风电建设起步较早，上世纪90年代，欧洲国家开始研发海上风机，并在装机容量等方面取得了一定成果，机组可靠性也进一步提高，海上风电产业得到迅猛发展，大型海上风电场开始出现。
我国海上起步比较晚，但发展比较快，自2009年起，我国海上风电开发建设工作全面启动，国家有关部门在发展规划、支持政策、管理流程等方面支持下，充分激发了市场活力。
此外，先后出台《海上风电开发建设方案及有关管理要求》《海上风电开发建设管理办法》，简化了项目开发建设管理程序，明确了用海标准与规定，为推动产业发展提供了持续稳定的市场环境。
近年来我国相关企业的投资积极性不断提升，海上风电开发建设速度明显加快，装备及工程技术不断突破，产业服务体系不断完善，海上风电产业发展取得了显著成果，前景可期。
2海上风电风机基础结构模式在海上风电场建设中，风机基础的成本占总造价的比例较高，根据海上风电场不同海域环境，使用要求，选择不同的风机基础结构模式，是保障海上风电机组基础稳定性、可靠性和经济性的关键。
国内外海上风电基础一般有桩（承）式基础、重力式基础、桶式（负压式）基础、浮式基础等形式，其中桩（承）式基础又分为单桩基础和多桩导管架基础，多桩导管架又分为单立柱多桩基础、桁架是导管架基础、多桩承台基础，单立柱多桩基础主要有三脚架基础、高三桩门架基础、其他单立柱多桩基础；多桩承台基础主要有高桩承台基础和低桩承台基础。
研究海上风电设备腐蚀机理及现状
研究海上风电设备腐蚀机理及现状标题：研究海上风电设备腐蚀机理及现状导言：海上风电作为一种新兴的清洁能源发电方式，已在全球范围内得到广泛应用。
然而，由于海洋环境的特殊性，海上风电设备面临着严峻的腐蚀问题。
本文将深入探讨海上风电设备腐蚀机理，并总结现有腐蚀控制技术和未来的发展方向。
一、腐蚀机理1.1 介电腐蚀介电腐蚀是海上风电设备腐蚀的主要机理之一。
在海洋环境中，风力涡轮机塔筒、转子叶片等金属部件容易发生介电腐蚀，导致金属表面出现氧化、溶解和脱落等问题。
1.2 填隙腐蚀填隙腐蚀是另一种常见的海上风电设备腐蚀机理。
由于海水在风力涡轮机设备的密封接口、焊缝和螺栓孔等处会聚集，形成填隙环境，使金属表面容易受到腐蚀破坏。
1.3 微生物腐蚀微生物腐蚀是海洋环境中一种常见的风电设备腐蚀机理。
海洋中的微生物可以通过代谢产生化学物质，对金属表面产生腐蚀作用，加速金属的氧化和溶解。
二、腐蚀控制技术现状2.1 金属涂层技术金属涂层技术是一种常用的腐蚀控制技术，可以通过在金属表面形成一层保护膜来防止腐蚀。
目前，热浸镀锌、热喷涂和电镀等技术在海上风电设备上得到广泛应用。
2.2 阳极保护技术阳极保护技术利用金属阳极或外加电流，使金属表面形成一层保护膜，从而抑制腐蚀的发生。
海上风电设备中常见的阳极保护技术包括牺牲阳极和印流阳极。
2.3 轻金属合金技术轻金属合金技术被广泛应用于海上风电设备的金属部件中，通过合金化改变金属的化学成分和微观结构，提高其抗腐蚀性能。
铝合金、镁合金和钛合金等被认为是具有良好抗腐蚀性能的轻金属合金。
三、未来发展方向3.1 新型涂层技术新型涂层技术将成为未来海上风电设备腐蚀控制的重要发展方向。
纳米涂层、多层涂层和复合涂层等技术不仅可以提高涂层的耐腐蚀性能，还可以改善涂层的耐磨性和耐久性。
3.2 生物防污技术生物防污技术可以减少海上风电设备表面的海藻、藤壶、贻贝等生物附着，从而减少腐蚀的发生。
超声波清洗、抗生物膜涂层和生物防污剂等技术正在被研发和应用。
海上风电机组植入式单桩基础灌浆施工工艺及质量检测技术研究
海上风电机组植入式单桩基础灌浆施工工艺及质量检测技术研究李存义1韩毅平1张晗2苏龙辉2（1.中能电力科技开发有限公司，北京，100034；2.福建龙源海上风力发电有限公司，福建福州，350000）摘要：单桩基础是海上风电重要的基础型式之一。
植入式单桩基础可应用于复杂岩基海域，无过渡段植入式单桩基础受力复杂，对灌浆结构、材料、工艺要求极高。
本文依托国内首例海上风电植入式单桩基础施工实例，以单桩基础灌浆结构为研究对象，介绍了单桩基础整体设计、灌浆结构设计，该结构设计满足海上风电机组长期安全运行的要求；阐述了灌浆料性能、灌浆施工工艺，实践表明采用封底段混凝土灌浆、侧壁段高性能灌浆料分段施工，可以满足工程建设要求；论述了冲击回波法在植入式单桩基础灌浆质量检测中的应用，提出了海上风电植入式钢管桩灌浆质量评价指标，该植入式单桩基础灌浆工艺和灌浆质量检测技术可为类似工程提供参考。
关键词：海上风电机组植入式单桩灌浆检测冲击回波法中图分类号：TU473文献标识码：A 文章编号：2096-7691（2020）10-049-06作者简介：李存义（1990-），男，一级建造师，咨询工程师（投资），2016年毕业于俄罗斯托姆斯克理工大学，现任职于中能电力科技开发有限公司，主要从事风电技术研究和工程管理工作。
Tel：185****5146，E-mali：************************.cn1引言目前，应用于海上风电机组基础型式包括单桩基础、桩群桩基础、导管架基础、重力式基础、漂浮式基础等类型。
其中，单桩基础凭借结构形式简单、技术成熟度高、经济性好、环境适应性强等优势成为海上风电机组应用最广泛的基础型式［1-2］。
目前，国外已建成的单桩基础风电项目大部分集中在欧洲，如Horns Rev 、Samsø、Utgrunden 、Arklow Bank 、Scroby Sands 及Kentish Flats 等大型近海风电场［3］。
海上风电场工程基础结构灌浆连接技术规程_概述及解释说明
海上风电场工程基础结构灌浆连接技术规程概述及解释说明1. 引言1.1 概述本文旨在对海上风电场工程基础结构灌浆连接技术规程进行概述和解释说明。
随着可再生能源的迅速发展，海上风电场工程作为清洁能源的重要组成部分，得到了广泛关注。
而在海上风电场的建设中，基础结构的稳固连接是确保风机安全运行和延长寿命的关键环节。
1.2 文章结构本文分为五个主要部分。
首先在引言部分对文章内容进行简要介绍。
第二部分概述海上风电场基础结构，并对灌浆连接技术进行简单介绍。
接下来第三部分对海上风电场工程基础结构灌浆连接技术规程进行详细解释说明，包括灌浆材料选择与性能要求、连接方式和工艺流程以及施工质量控制与检验要求。
第四部分是总结和展望，总结文章的主要内容并展望未来该领域的发展趋势。
最后一个部分是参考文献，列出本文所引用的相关资料。
1.3 目的本文旨在提供一份清晰明确且全面的海上风电场工程基础结构灌浆连接技术规程概述，帮助读者更加深入了解这一重要领域的相关知识。
通过对灌浆连接技术规程进行详细解释说明，读者可以了解到灌浆材料选择与性能要求、连接方式和工艺流程以及施工质量控制与检验要求等方面的具体内容。
同时，通过总结和展望部分，读者可以对未来海上风电场工程基础结构灌浆连接技术的发展趋势有一定的了解。
通过本文的阅读，读者将能够更好地理解和应用海上风电场工程基础结构灌浆连接技术规程，并为相关领域的研究和实践提供参考。
2. 海上风电场工程基础结构灌浆连接技术规程概述2.1 海上风电场基础结构概述海上风电场是指将风力发电机组安装在海洋中的固定或浮动式平台上，利用海洋中的风能来发电。
为了确保海上风电场的稳定性和可靠性，需要建立合适的基础结构。
海上风电场的基础结构通常包括桩基和桩帽两个主要部分。
桩基是通过钢管桩或混凝土滨海墙将发电机组固定在海床上，而桩帽则与桩基相连，支撑起发电机组。
2.2 灌浆连接技术简介灌浆连接技术是在海上风电场工程中用于固定和加固桩帽与桩基之间连接的一种关键技术。
海上风机支撑结构的时域和频域疲劳对比研究
海上风机支撑结构的时域和频域疲劳对比研究海上风机是当前主流的可再生能源设备之一，其支撑结构的疲劳寿命是保证运行安全的关键因素。
支撑结构在海浪、风力等环境因素的影响下，会受到强烈的载荷作用，导致结构的疲劳损伤。
因此，对支撑结构的疲劳行为进行研究，能够有效指导海上风机的设计和维护。
时域疲劳分析是传统的疲劳研究方法，其基本思路是将载荷随时间的变化分解为若干个分量，然后通过叠加这些分量，得到结构在不同时间段内受到的总载荷。
时域疲劳分析需要准确地模拟结构在海洋环境中的载荷荷载，并结合材料的疲劳性能进行寿命计算。
时域疲劳分析的优点是能够很好地反映载荷随时间的变化规律，但缺点是需要耗费大量的时间和精力进行模拟和计算。
相比之下，频域疲劳分析方法更加简便快捷。
其基本思路是将结构的载荷随载荷频率进行分解，得到不同频率段内的载荷谱，然后结合疲劳试验数据，利用材料的快速弱化特性和疲劳寿命分布曲线，计算出结构在不同频率段内的疲劳寿命。
频域疲劳分析过程中不需要考虑时间因素，因此能够大幅提升研究效率，并减少计算难度。
时域和频域疲劳分析方法各有其优缺点，且两种方法的研究结果还存在一定差异。
时域分析法可以检测和分析短时间内结构的破坏情况，可以更加精确地获取结构的变形、应力等信息，以及考虑多种因素的复合作用。
但是，这种方法需要考虑时间变化、荷载、结构自身特性等多个因素的影响，计算较为复杂。
相比之下，频域分析法可以很好地分析结构在长时间内的疲劳问题，缺点是无法考虑结构的动态载荷和结构变形对疲劳寿命的影响。
因此，在实际应用中，需要根据研究目的和实际情况选择不同的疲劳分析方法。
结构设计初期可以优先使用频域疲劳分析法，快速评估结构的疲劳寿命，但针对关键部位和受到动态载荷影响的部位仍然需要进行时域疲劳分析。
在结构维护和管理阶段，时域疲劳分析方法可以提供更加精确的疲劳损伤评估和性能优化建议。
总之，时域和频域疲劳分析方法在对海上风机支撑结构疲劳寿命的研究中各具优势，需要根据具体情况进行针对性选择，以保证结构的安全性和可靠性。
大型复合材料桨叶根部段抗疲劳设计研究
大型复合材料桨叶根部段抗疲劳设计研究1. 引言大型复合材料桨叶根部段抗疲劳设计是风力发电领域中一个备受关注的课题。
随着可再生能源的快速发展，风力发电已成为世界范围内的主要清洁能源之一。
在风力发电机组中，桨叶作为风力转换的核心部件，其安全可靠性至关重要。
而桨叶根部段是桨叶的重要连接部分，对于桨叶整体的耐久性和稳定性有着重要影响。
对大型复合材料桨叶根部段的抗疲劳设计研究具有重要意义。
2. 抗疲劳设计原理在进行大型复合材料桨叶根部段抗疲劳设计时，首先需要了解抗疲劳设计的基本原理。
疲劳是指材料在受到交变应力作用下出现破坏的现象，其导致破坏的方式是通过应力集中、裂纹扩展最终导致断裂。
在复合材料结构中，疲劳裂纹的扩展是由纤维层间的剪切破坏和树脂基体的疲劳裂纹扩展共同决定的。
有效的抗疲劳设计需要考虑材料的疲劳性能、结构的几何形状和载荷的作用等多方面因素。
3. 大型复合材料桨叶根部段抗疲劳设计研究现状目前，针对大型复合材料桨叶根部段的抗疲劳设计研究还处于探索阶段。
由于桨叶根部段的结构复杂，疲劳寿命受到多种因素的影响，如结构设计、制造工艺、材料性能等。
从国内外相关研究成果来看，欧美发达国家在大型复合材料桨叶根部段抗疲劳设计方面处于领先地位，其在材料研究、结构优化和试验验证等方面取得了一定的成果。
而在国内，相关研究还处于起步阶段，需要进一步加大研究投入和技术攻关。
4. 设计优化与材料选择在大型复合材料桨叶根部段抗疲劳设计中，设计优化和材料选择是非常重要的环节。
设计优化涉及到结构的几何形状、载荷传递路径等方面，需要通过有限元分析、结构疲劳寿命评估等手段进行深入研究。
材料选择也是抗疲劳设计中的重要一环，优良的复合材料可以有效提高桨叶根部段的抗疲劳性能。
研究表明，采用无缝铸造或3D打印等新型制造工艺，可以显著改善复合材料的组织结构，提高其疲劳性能。
5. 结论大型复合材料桨叶根部段的抗疲劳设计是一个复杂而重要的课题，其涉及到材料、结构、设计、工艺等多个方面。
一种风电灌浆料灌浆连接性能小型试验装置[发明专利]
![一种风电灌浆料灌浆连接性能小型试验装置[发明专利]](https://img.taocdn.com/s3/m/6905bc2c58eef8c75fbfc77da26925c52cc591c6.png)
(19)中华人民共和国国家知识产权局(12)发明专利申请(10)申请公布号 (43)申请公布日 (21)申请号 202011637112.X(22)申请日 2020.12.31(71)申请人 华南理工大学地址 510640 广东省广州市天河区五山路381号(72)发明人 杨医博 丁成 黄梓铭 梅江鹏 文光威 周腾飞 郭文瑛 王恒昌 (74)专利代理机构 广州市华学知识产权代理有限公司 44245代理人 李秋武(51)Int.Cl.E02D 33/00(2006.01)E02D 15/00(2006.01)E02D 27/44(2006.01)E02D 27/52(2006.01)(54)发明名称一种风电灌浆料灌浆连接性能小型试验装置(57)摘要本发明涉及一种风电灌浆料灌浆连接性能小型试验装置，包括内筒和外筒，外筒套设于内筒外，外筒的内径不大于120mm，外筒内径和内筒外径之差为40～80mm；外筒内侧壁与内筒外侧壁分别设有多个剪力键，内筒和外筒之间浇筑有灌浆料，外筒外侧壁设有多个应变片，内筒顶部设置位移计。
通过试验机进行轴心抗压试验可以检测灌浆连接段极限荷载，由于在外筒外侧壁设有多个应变片，内筒顶部设有位移计，通过应变片和位移计可以测量灌浆连接段轴向荷载‑位移曲线以及荷载‑应变曲线，从而能够检测不同种灌浆料用于灌浆连接的性能优劣，优选灌浆料。
权利要求书1页 说明书4页 附图3页CN 112726687 A 2021.04.30C N 112726687A1.一种风电灌浆料灌浆连接性能小型试验装置，其特征在于：包括内筒和外筒，外筒的内径不大于120mm，外筒内径和内筒外径之差为40～80mm；外筒套设于内筒外，外筒内侧壁与内筒外侧壁分别设有多个剪力键；内筒和外筒之间浇筑有灌浆料，外筒外侧壁设有多个应变片，内筒顶部设有位移计。
2.按照权利要求1所述的一种风电灌浆料灌浆连接性能小型试验装置，其特征在于：外筒下端设有密封垫圈，密封垫圈外侧壁密封连接于外筒内侧壁，密封垫圈上端设有凸起，凸起外侧壁密封连接于内筒内侧壁，内筒下端密封连接于密封垫圈上端。
海上风机支撑结构的频域疲劳评估方法研究
海上风机支撑结构的频域疲劳评估方法研究秦培江;马永亮;韩超帅;曲先强【摘要】A frequency-domain fatigue assessment method was proposed in view of the fatigue problem of support structure in offshore wind turbine under combination of wind and wave loads.The combination method power spectrum density function of hot spot stress under combination of wind and wave loads was presented on the basis of wind-wave scatter diagram.A linearization method for the first principal stress under multi-loads was developed.The power spectrum density function calculation method of hot spot stress under wind load was obtained by using the multi-input linear system theory.Different spectral methods for predicting the fatigue damage were compared.Finally,the accuracy of the proposed method was verified by taking a 3 MW Jacket type support structure as an example.The power spectrum density functions of hot spot stress under wind load are in good agreement with the time domain simulations results.The proposed method is convenient and effective,which can be used for the fast fatigue assessment of support structure.%针对风浪联合作用下海上风机支撑结构的疲劳问题,提出一种频域疲劳评估方法.基于风浪散布图,提出风浪联合作用下疲劳热点应力功率谱密度函数的组合方法,并提出多载荷联合作用下最大主应力线性化方法.利用多输入线性系统理论,得到风载荷作用下热点应力功率谱密度函数的计算方法,并对各种谱疲劳损伤计算方法进行对比分析.以3 MW 导管架式海上风机支撑结构为研究对象,验证所提方法的计算精度,风载荷作用下热点应力功率谱密度函数计算结果与时域模拟结果吻合较好.该方法简便有效,可用于风机支撑结构疲劳的快速评估.【期刊名称】《浙江大学学报（工学版）》【年(卷),期】2017(051)009【总页数】8页(P1712-1719)【关键词】风浪联合;海上风机;支撑结构;疲劳评估;频域方法【作者】秦培江;马永亮;韩超帅;曲先强【作者单位】哈尔滨工程大学船舶工程学院, 黑龙江哈尔滨 150001;哈尔滨工程大学船舶工程学院, 黑龙江哈尔滨 150001;哈尔滨工程大学船舶工程学院, 黑龙江哈尔滨 150001;哈尔滨工程大学船舶工程学院, 黑龙江哈尔滨 150001【正文语种】中文【中图分类】P751海上风能资源丰富、区域广阔,是风机安装的理想场所.支撑结构是风机的主要承载部件,长期遭受随机波浪和风载荷的联合作用,易于产生疲劳破坏.单一载荷作用下支撑结构的疲劳评估方法已发展成熟.如果只考虑单一载荷的作用,会明显高估支撑结构的抗疲劳能力[1-2],且由于疲劳损伤和应力存在非线性关系,风浪联合作用下塔架结构的疲劳损伤并不等于2个损伤之和[3].因此，考虑风浪载荷的耦合效应对风机支撑结构的疲劳分析有重要意义[4].考虑风浪载荷耦合效应最直接的方法是建立完整的风机模型进行全时域分析,如英国的Blyth风电场[5].马永亮等[6-7]对时域疲劳评估方法进行了研究.时域疲劳评估方法具有计算精度高的优点,但需要进行长周期的瞬态动力学分析,计算量较大,在设计的初期阶段难以实现.此外,风机支撑结构的疲劳分析广泛采用损伤组合方法[8-10],即分别计算风载荷和波浪载荷引起的损伤,然后按照一定的方法进行组合.其中风载荷引起的疲劳损伤仍需要进行瞬态动力学分析,计算量依然较大.因此,发展一种简单、便捷的风机支撑结构疲劳评估方法是很有必要的.频域疲劳分析方法具有理论明确、计算效率高的特点,在船舶与海洋工程领域得到了广泛应用[11-12].但针对风浪联合作用下海上风机支撑结构频域疲劳评估方法的研究较少.本文在现有研究的基础上,给出一种风载荷作用下疲劳热点应力功率谱密度函数计算方法,并以导管架式支撑结构为例,研究风浪联合作用下支撑结构的频域疲劳评估方法.海上风浪环境可以通过三维风-波浪散布图来描述,即采用有效波高、平均跨零周期以及轮毂处的平均风速将风浪环境离散成一系列的工况,并给出每种工况出现的概率[8].分别计算每种工况产生的疲劳损伤,然后通过叠加各个工况的损伤,就可以得到风机支撑结构在整个服役期内的损伤.总损伤的表达式为式中：N为总工况数,Di为第i个工况的损伤,Pi为第i个工况出现的概率.对于每一个工况,可以认为风和波浪是相互独立的[5-6,8],即可分别计算风载荷和波浪载荷在结构上的疲劳应力.对于同一疲劳热点部位,t时刻的总应力可以表示为式中为t时刻风载荷引起的应力为t时刻波浪载荷引起的应力.式(2)是在最大主应力方向相同的情况下得到的.对于最大主应力方向不相同的情况,式(2)是保守的,具体说明见2.2节.由于风和波浪均可视为平稳高斯随机过程,σ(t)的功率谱密度函数[3,5,13]可以表示为式中：ω为圆频率为的功率谱密度函数为的功率谱密度函数.对于线性动力系统来说和可以通过谱分析方法计算得到.有关波浪载荷作用下的谱分析方法已发展成熟,可以通过专业软件计算得到.本文采用SACS软件进行计算.对于风载荷作用下的谱分析,目前还没有一致认可的方法.本文采用Bladed软件计算风载荷，采用ANSYS软件计算载荷到应力的传递函数,并在此基础上根据多输入线性系统理论建立风载荷作用下的谱分析方法.在获得S(ω)后通过谱疲劳损伤计算方法得到疲劳损伤,总的分析流程如图1所示.2.1 支撑结构系统的等效线性化支撑结构的非线性行为主要包括2个方面:气动阻尼和桩土相互作用.在使用谱分析方法时,需要对非线性项进行等效线性化处理.在实际工程中,气动阻尼取4%的临界阻尼[4-5];基础的桩土相互作用采用6倍桩径法来处理[14].对结构动力学性能影响较小的土壤阻尼(Soil damping)以及水动力学阻尼(Hydrodynamic damping), 忽略不计[8].2.2 风载荷作用下应力的功率谱密度函数计算海上风力发电系统主要由叶轮-机舱组件(Rotor-Nacelle Assembly, RNA)和支撑结构[15]两部分组成. 在设计支撑结构时,将叶轮-机舱组件简化为塔顶处的质量点,并将风载荷直接加载到质量点上.塔顶处的风载荷和坐标如图2所示.图中坐标系原点位于风轮轴和塔架轴的交点上,风轮轴方向为x轴,塔架轴方向为z轴,y轴指向侧向；沿3个坐标轴方向的力和绕3个坐标轴的矩分别为Fx、Fy、Fz和Mx、My、Mz.该方法忽略了气动阻尼.目前,在支撑结构的设计过程中通常将气动阻尼作为附加结构阻尼来考虑[4-5,8].在支撑结构的疲劳评估中,使用最大主应力作为热点应力计算疲劳损伤. 对于焊接结构来说,疲劳裂纹一般萌生于结构表面,因而结构的疲劳热点部位处于平面应力状态.由图2可知,风载荷作用下的支撑结构属于多输入线性系统.对于多输入线性系统,载荷和最大主应力之间一般不存在线性关系,需要进行线性化处理.2.2.1 多载荷联合作用下的最大主应力线性化(1)单一载荷作用下的最大主应力.对于单一载荷Fi作用下的线性结构系统,Fi与疲劳热点部位3个应力分量σx,i、σy,i、τxy,i之间存在线性关系：式中：Cx,i、Cy,i、Cxy,i分别为单位载荷作用下疲劳热点部位的3个应力分量.根据弹性理论,此点的最大主应力可以表示为对于同一载荷形式和结构,式(5)中的Cx,i、Cy,i、Cxy,i是确定的,因此单位载荷作用下疲劳热点部位的最大主应力Ci也是确定的,可知Fi和σ1,i之间存在线性关系.(2)多载荷联合作用下的最大主应力.对于n个载荷Fi(i=1,2,…,n)同时作用下的线性结构系统,疲劳热点部位的3个应力分量为根据弹性理论,此点的最大主应力可以表示为式中：通过分析可得,Σ与载荷Fi之间的关系是非线性的,因而σ1与载荷Fi之间的关系也是非线性的.(3)多载荷联合作用下最大主应力的线性化.对各个载荷Fi的最大主应力求和,得到从上式可以看出,与Fi成线性关系.当最大主应力的方向都相同时,σ1=.当主应力方向不相同时,通过数学方法可以严格证明存在如下不等式：.结合式(7)和(8)可以得出,≥σ1,因此采用代替σ1是一种保守的处理方法.2.2.2 最大主应力的功率谱密度函数计算根据式(8)以及多输入线性系统理论[16],多载荷联合作用下最大主应力的功率谱密度函数为式中为第j个载荷单独作用时的传递函数为的共轭复数,Sxixj为输入载荷xi和xj的互功率谱密度函数.对于互不相关的输入载荷,式(10)可以简化为上式可以进一步简化为同理可得,单一载荷作用下最大主应力的功率谱密度函数为根据以上理论,风载荷作用下应力的功率谱密度函数计算可分为以下3步.1) 计算输入载荷的功率谱密度函数矩阵.根据输入风谱模型,采用Bladed软件模拟湍流风环境,并计算风机叶片上的气动载荷,得到塔顶处的风载荷时间历程. 对风载荷时间历程进行傅里叶变换得到风载荷的功率谱密度函数矩阵.2) 计算单个载荷作用下应力的传递函数.针对每一载荷,利用ANSYS软件的谐响应分析,计算单位载荷作用下结构的应力响应,得到载荷到应力的传递函数.3) 根据式(10)或式(11)计算最大主应力的功率谱密度函数.在应力范围的概率密度函数已知的情况下,结合S-N曲线和Miner线性损伤理论,计算出服役时间TS内的结构的疲劳损伤为式中：S为应力范围,PS(S)为应力范围的概率密度函数,C和m分别为S-N曲线的疲劳强度系数和疲劳强度指数,nt为单位时间内的平均循环次数.对于理想窄带高斯随机过程,应力范围服从Rayleigh分布[12].根据式(13),可得服役时间TS内的损伤为式中：ν0为应力的平均跨零率；λ0为应力功率谱密度函数的零阶矩；为伽马函数. 浪载荷作用下应力的功率谱密度函数可近似为窄带,而风载荷作用下应力的功率谱密度函数则一般为宽带.对于宽带谱,由于应力范围概率密度函数的理论解不存在,不能根据式(13)计算得到损伤结果. 目前,宽带谱的疲劳损伤一般通过近似方法计算.在船舶与海洋工程领域主要采用以下3种方法.1) 窄带近似方法,即采用式(14)计算损伤,是一种比较保守的方法[11-12].2) 带宽修正方法,即对窄带近似方法进行带宽修正,得到宽带谱的疲劳损伤为式中：ρWB为带宽修正系数. 计算带宽修正系数ρWB的方法主要有Wirsching-Light方法[11-12]、Ortiz-Chen方法[11]以及Lutes-Larson方法[11-12].3) 采用近似概率密度函数公式计算疲劳损伤,目前广泛认可的是Dirlik提出的近似公式[17].此外,也可以先将应力的功率谱密度函数转化为应力时间历程,然后采用时域雨流计数方法计算损伤. 该方法具有计算精度高的优点,但会产生大量的时域样本,因而通常只作为评估谱疲劳方法准确性的工具. 为了定量评价各种谱疲劳计算方法的精度,误差计算方法如下：式中: DRF为采用时域雨流计数方法计算得到的损伤,Dc为采用各种谱疲劳方法计算得到的损伤.以广东省某海域3 MW导管架式海上风机支撑结构为研究对象,分析风浪联合作用下频域疲劳. 工况条件如下：风场所在海域水深为20 m；纬度为25°N；海面粗糙度为0.02；平均风速服从Weibull分布,形状参数为1.718 3,尺度参数为6.947 3,有效波高为1.75 m,谱峰周期为6 s,轮毂处平均风速为12 m/s；纵向紊流强度为10%.4.1 风载荷作用下的计算结果4.1.1 塔顶风载荷及其功率谱密度函数采用Bladed软件计算塔顶处的风载荷,其中风谱采用改进的Von Karman谱. 根据DNV-OS-J101规范[10]的要求,风载荷模拟时长取为10 min.由于塔顶6个载荷分量由同一风谱产生,载荷分量之间存在一定的相关性.为了和波浪一致,将风载荷功率谱密度函数的频率转化为圆频率ω,转化方法参考文献[16].风载荷分量Fx和Fy的时间历程如图3所示,对应的自功率谱密度函数SFx、SFy以及互功率谱密度函数SFxFy 如图4所示.由图3可知,载荷Fy远小于Fx,这是风机的偏航角度较小导致的.由图4可知,载荷Fx和Fy的互功率谱密度函数介于2个自功率谱密度函数之间,表明载荷之间存在相关性,同时可以看出风载荷的谱峰频率为5.8 rad/s.4.1.2 传递函数的计算在ANSYS软件的谐响应分析中,结构阻尼采用瑞利阻尼模型,模型中参数α、β定义如下：式中：ω1和ω2分别为结构的一阶、二阶固有频率,ξ为结构的实际阻尼与其临界阻尼之比.为了确定参数α、β的值,首先进行模态分析. 导管架式支撑结构的有限元模型如图5所示, 模型中各构件的长度l、外径φ以及壁厚δ如表1所示.通过计算可得：ω1=0.328 15 Hz,ω2=2.024 60 Hz.对于支撑结构来说,实际阻尼包括结构阻尼和气动阻尼.根据DNV-OS-J101的规定[10],结构阻尼取其临界阻尼的1%；根据文献[4-5],气动阻尼取其临界阻尼的4%,因此取ξ=5%.根据式(17)可得,α=0.028 24,β=0.042 50.结构疲劳校核的主要部位为图5中的X型和K型管节点,管节点的疲劳热点应力插值方法按照DNV-OS-J101[10]进行.针对每一载荷,使用ANSYS软件分别分析单位载荷作用下的谐响应,加载方式如图5所示.根据谐响应分析结果可以得到疲劳热点应力的传递函数载荷Fx作用下的X型和K型管节点热点应力传递函数的幅值如图6所示.结构的一阶固有频率转换为圆频率ω=2.062 rad/s.由图6可知,应力传递函数的幅值在一阶固有频率处最大；X型管节点的响应大于K型管节点.4.1.3 热点应力的功率谱密度函数计算及验证风载荷作用下热点应力的功率谱密度函数计算包含结构的线性化和最大主应力线性化.为验证这2个线性化的合理性,分别进行单一载荷作用下和多载荷联合作用下的热点应力功率谱密度函数分析. (1)单一载荷作用下的热点应力功率谱密度函数分析.在单一载荷作用下,载荷和最大主应力之间是线性关系.通过单一载荷作用下的热点应力功率谱密度函数分析验证结构模型等效线性化的合理性；根据载荷的功率谱密度函数以及应力传递函数计算出热点应力的功率谱密度函数.塔顶6个载荷单独作用下热点应力的功率谱密度函数的计算结果如图7所示.由图7可知,对于总热点应力贡献较大的载荷为Fx、My以及Mz,应力的功率谱密度函数存在2个峰值.根据4.1.1节和4.1.2节的分析可知,这2个峰值对应的频率分别为结构的一阶固有频率和风载荷的谱峰频率.通过ANSYS软件对结构进行瞬态动力学分析；结构模型中的桩土相互作用通过非线性弹簧单元来模拟；桩侧土抗力与侧向位移关系曲线P-y、桩侧摩擦力与轴向位移曲线T-z以及桩端承载力与轴向位移Q-z曲线)来自实际工程勘测.输入单一载荷的时间历程,得到热点应力的时间历程,接着对其进行傅里叶变换得到功率谱密度函数.载荷Fx作用下采用2种不同方法(频域和时域)计算得到的功率谱密度函数如图8所示.由图8可知,谱分析方法得到的热点应力功率谱密度函数与时域瞬态动力学的计算结果十分接近.为了进一步验证谱分析方法,分别采用图8中时域和频域热点应力结果计算X型管节点的疲劳损伤.为了便于比较,使用带宽修正系数ρWB作为比较参量.当S -N曲线的参数m=3时,时域方法计算的ρWB为0.626 8,对应频域方法计算的ρWB为0.615 2.因此,对于支撑结构的疲劳分析来说,本文采用的结构系统线性化方法是合理的.(2)多载荷联合作用下的热点应力功率谱密度函数分析.应用式(10)和式(11)计算风载荷作用下(6个载荷分量)X型和K型管节点的热点应力功率谱密度函数,并进行结构的时域瞬态动力学分析.风载荷作用下热点应力功率谱密度函数的比较(频域和时域方法)如图9所示.由图9可知,在低频部分(ω≤1.5 rad/s),式(11)的结果和时域模拟一致,式(10)的结果反而较小；在结构的一阶固有频率处(ω=2.062 rad/s),式(10)的结果最大,时域模拟最小,式(11)的结果介于两者之间；在风载荷的谱峰频率处(ω=5.8 rad/s),式(10)的结果和时域结果接近,并且大于式(11)的结果.总的来说,2种频域方法(即式(10)和式(11))的结果都接近于时域模拟,但式(11)不需要计算风载荷分量之间的互功率谱密度函数,计算相对简便,因此采用此方法计算4.2 波浪载荷作用下的计算结果采用SACS软件计算波浪载荷作用下支撑结构的应力谱Sw(ω).使用SACS中的Airy波理论,并对Morison公式进行等效线性化处理.根据DNV-OS-J101[10]规范,选用Pierson-Moskowitz(PM)谱来计算波浪载荷作用下支撑结构的响应,其中波浪传播方向为x轴正方向.通过SACS软件计算波浪载荷作用下X型和K型管节点热点应力的功率谱密度函数,结果如图10所示.可知,K型管节点的响应大于X型管节点；根据波浪的谱峰周期可以得到其谱峰频率为1.05 rad/s；应力的功率谱密度函数只存在1个峰值,对应频率为谱峰频率.4.3 风浪联合作用下的疲劳损伤计算根据式(3)可得到风浪联合作用下热点应力的功率谱密度函数,结果如图11所示.由图11可知，对于X型管节点,风荷载和波浪载荷对应力的贡献相当；对于K型管节点,波浪载荷对应力的贡献大于风载荷；无论是X型管节点还是K型管节点,总应力的功率谱密度函数都包含3个峰值,是典型的宽带谱.根据DNV-OS-J101规范[10]确定S-N曲线；设计疲劳系数(design fatigue factor, DFF) DFF=2.0,设计寿命取20 a;采用第3章中所述的谱疲劳方法计算图11中X型和K型管节点的损伤,并将其与时域雨流计数方法进行比较. 各种谱疲劳方法的损伤计算结果及误差如表2所示.由表2可知,窄带近似方法给出的结果过于保守；Wirsching-Light方法和Ortiz-Chen方法稍显保守；Lutes-Larson和Dirlik方法偏于危险. 因此,在风机的疲劳评估中使用Wirsching-Light方法或Ortiz-Chen方法都是合理的.结合文献[12],基于计算简便的考虑,应优先考虑使用Wirsching-Light方法.(1)本文提出了2种风载荷作用下(即式(10)和式(11))疲劳应力的功率谱密度函数计算方法,并将其与时域模拟结果进行了比较,结果表明这2种方法都与时域模拟结果接近,其中不考虑相关性的计算方法的计算量较小.(2)对于不同的疲劳校核部位,塔顶的6个风载荷分量对应力的贡献各不相同,其中载荷Fx、My以及Mz对应力的贡献显著.(3) 对于不同的疲劳校核部位,风载荷与波浪载荷对应力的贡献不一样.(4) 在支撑结构的谱疲劳计算方法中,Wirsching-Light方法和Ortiz-Chen方法的计算结果较合理.由于Wirsching-Light方法计算较简便,建议在评估过程中选用Wirsching-Light方法.【相关文献】[1] 康海贵,田茂金,龙丽吉,等.基于谱分析的海上风机支撑结构疲劳分析[J].可再生能源,2013,31(7): 41-44. 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海上风机基础灌浆连接段压弯性能有限元分析
海上风机基础灌浆连接段压弯性能有限元分析陈涛;张持海;赵淇;王衔;元国凯;刘晋超【摘要】灌浆连接段在海上风机支撑结构中得到了广泛运用.由于灌浆连接段独特的几何构成,其内部浆体的变形和应力状态难以用试验方式得到.因此,基于已有试验结果,利用有限元软件ABAQUS对灌浆连接段试件在压弯荷载下的力学性能进行了分析.将有限元分析结果与试验结果对比,从试件破坏形态、荷载-位移曲线和钢管纵向应变分布三方面验证了有限元模型的可靠性.基于有限元分析结果,对灌浆连接段浆体及钢管的应力分布和变形进行深入分析,进而得到了灌浆连接段压弯荷载的传递机理.研究结果表明:灌浆连接段主要通过形成灌浆料斜压短柱来将荷载从套管传递至桩管,且钢管的破坏先于灌浆体.【期刊名称】《结构工程师》【年(卷),期】2019(035)002【总页数】8页(P93-100)【关键词】海上风机基础;灌浆连接段;压弯荷载;有限元【作者】陈涛;张持海;赵淇;王衔;元国凯;刘晋超【作者单位】同济大学建筑工程系,上海200092;同济大学建筑工程系,上海200092;同济大学建筑工程系,上海200092;同济大学建筑工程系,上海200092;中国能源建设集团广东省电力设计研究院,广州510663;中国能源建设集团广东省电力设计研究院,广州510663【正文语种】中文0 引言海上风电作为一种清洁能源,近年来越来越受到人们的重视。
目前,海上风机基础与上部结构连接主要的技术手段是灌浆连接,其技术的基本原理是在套管和钢管桩之间的环形间隙中填充高强灌浆料,以此来连接直径不同的套管和钢管桩。
通过浆体与钢管壁之间的相互作用以及剪力键的作用,从而将上部风机荷载传递至下部桩基础[1]。
国内外学者对灌浆连接段受力性能进行了一系列的试验研究。
Anderson等[2]和Fabian Wilke[3]采用试验方式研究了灌浆连接段在静力弯矩以及疲劳弯矩荷载作用下的受力性能。
Lotsberg[4]提出了灌浆连接段在弯矩作用下的计算模型。
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2016年第3卷增刊1 2016 Vol.3 Supp.1南方能源建设SOUTHERN ENERGY CONSTRUCTION勘测设计Survey &DesignD O I：10. 16516/j.gedi.issn2095-8676. 2016. S i.015海上风电灌浆连接段疲劳机理研究综述刘东华\元国凯\陈涛2，王衔2(1.中国能源建设集团广东省电力设计研究院有限公司，广州510663; 2.同济大学，上海2〇0〇92)摘要：海上风机基础灌浆连接段会受到自重及风浪作用产生的轴向荷载和弯矩荷载，由于风浪荷载的时变性，荷载的方向和大小具有随机性，在海上风机20年或25年的服役期内，会承受多达109次荷载效应，疲劳问题突出。
对钢结构、灌浆材料、整体结构三方面进行疲劳性能评估，并着重描述了无剪力键与带剪力键灌浆连接段疲劳机理试验研究，最后总结了海上风电灌浆连接段的疲劳机理研究。
关键词：海上风电；风机基础；灌浆连接段；疲劳机理中图分类号：TM617 文献标志码：A文章编号：2095-8676(2016)S1-0068-05Review on Fatigue Mechanism of Grouted Connection in Offshore Wind FarmLIU D onghua1, YU AN G uokai1, CHEN Tao2, W A N G X ian2(1. China Energy Engineering Group Guangdong Electric Pow er Design Institute Co. , Ltd. , G uangzhou 510663, C hina；2. Tongji U niversity, Shanghai 200092, C hina)A bstract：Self-weight as well as wind and wave loading cause the axial load and bending m om ent in the part of grouted connection of offshore wind turbine foundation. Due to the tim e variation o f the wind and w av e, stochastic direction and size of the lo a, the turbine and its foundation will withstand load effects as m any as 109cycles in the service period of 20 years or 25 years. T herefore, fatigue problem is severe. In this paper, the fatigue perform ance evaluation o f steel structure, grouting m aterial and integral structure is described, and then the fatigue m echanism of the connection w ith/w ithout shear keys is studied. Finally, fatigue m echanism of grouted connection is sum m arized.K ey words ：offshore wind ；wind turbine foundation ；grouted connection ；fatigue m echanism海上风电基础灌浆采用的材料为高强灌浆材料，是一种含收缩补偿技术的水泥类灌浆材料，当与水 混合时，其可形成均勻、可流动且可泵送的灌浆料。
针对海上风机基础灌浆的特殊需求和特殊施工方法，高强灌浆料需要具备大流动性、抗离析可靠性和稳 定性、高早期强度、高最终强度、高弹性模量、高 体积稳定性、高抗疲劳性能、低水化热等特点。
海上风机基础灌浆连接段会受到自重及风浪作 用产生的轴向荷载和弯矩荷载，由于风浪荷载的时收稿日期：2016-10-11基金项目：中国能建广东院科技项目“海上风机基础建造、安装以 及大直径桩基沉桩可实施性和风险评估研究”（EV02971W)作者简介：刘东华(1982),男，蒙古族，辽宁葫芦岛人，高级工程师，硕 士，主要从事水工IDES结构设i f研究工作(e-mail) liudonghua@gedi. com cn。
变性，荷载的方向和大小具有随机性，在海上风机 20年或25年的服役期内，会承受多达109次荷载 效应，疲劳问题突出。
灌浆连接段是由钢结构和灌浆材料组成的组合 结构，故其疲劳问题应当分成钢结构、灌浆材料以 及两种材料组成的构件整体疲劳性能三部分。
本文首先从钢结构、灌浆材料、整体结构三方 面描述了各自的疲劳性能评估，接着着重描述了无 剪力键与带剪力键灌浆连接段疲劳机理试验研究，最后对海上风电灌浆连接段疲劳机理研究进行总结。
1钢结构的疲劳性能对于灌浆连接段中钢管的及其上焊接剪力键的 焊缝疲劳性能，研究已经比较成熟，可参考的钢结 构疲劳规范很多，如DNVGL-RP-0005[1]，采用“热增刊1刘东华，等：海上风电灌浆连接段疲劳机理研究综述69意的是，在45%静力强度的疲劳荷载下，试件在水 中的疲劳寿命仍超过150万次，即在此荷载水平 下，水中的疲劳强度并不比空气中低。
3与其承载力的比值;y 和疲劳循环次数#关系曲线。
随后规范结合带剪力键灌浆连接段静力极限承载力 的相关验算结果，对单粧和导管架结构的;y -#曲线 进行了分别定义。
值得注意的是这两种结构的疲劳 寿命曲线是一致的，该曲线具体形式如下：IgN = 5. 400 -8j j ^ 0. 30IgN = 7. 268 - 14. 286j 0. 16 < j < 0. 30 (1) IgN = 13. 000 -50jj ^ 0. 16式中：y 为某一荷载循环下，单层剪力键上所受荷 载和剪力键承载力的比值，艮P :J 一、s h k c a p …式中：为材料参数，在疲劳极限状态时可取为 1. 50由于带剪力键大尺寸灌浆连接段模型抗弯试验较少，只有本文中描述的2007—2011年G L 试验及 2011 —2012 年 DNV 试验，DNV -OS -J 101 规范⑷中点应力”法对某一荷载工况下的灌浆连接段段有限 元模拟的计算结果进行分析，以此预估此灌浆连接 段段内钢管和剪力键焊缝的疲劳寿命。
由于钢管本 身的缺陷相对于钢管表面焊接的剪力键来说较少， 所以此处对结构的疲劳性能主要指焊接剪力键处的 疲劳性能，但两者评估的方法是相同的。
2灌浆材料的疲劳性能筒强灌裝材料是一种超筒强度、筒弹t 旲的水泥基类材料，资料显示，其性能与高强混凝土类似， 故许多文献中采用混凝土的本构关系对灌浆材料进 行有限元模拟。
单纯针对灌浆材料疲劳性能的试验 研究较少，目前找到的文献有丹麦Aalborg 大学研 究者Eigil V . S 0rensen 的研究报告及期刊论文[2]0 论文作者研究了直径60 mm ，高度120 m m 的圆柱 体灌浆材料试件在反复压力荷载下的疲劳性能，并 探究了荷载幅和荷载频率对灌浆材料疲劳性能的影 响，最为重要的是，作者研究了在空气中疲劳和水 中疲劳性能的不同Q 试验采用荷载控制，加载速率 为0.88 MPa /s ，最小荷载20 kN ，相当于试件内 7.1 MPa 应力；循环荷载采用在正弦曲线加载，加 载直到试件破坏，或200万次则停止s实验结果如图1所示，最大应力为静力抗压强 度60%的许多试验点落在2007版DNV -OS -J 101规 范[33]中的曲线下方，即此曲线会高估试验灌浆材 料的疲劳寿命；而试验点全部落在2012版DNV -OS -C 502规范[3]曲线的上方，可见新版规范的S-N 曲线摒弃了原有曲线可能高估灌浆材料疲劳性能的 缺点，采用了更加保守的估计方法，为灌浆连接段 的设计增添了安全性。
此外，从图中易知，试验具有较大的离散型，这与大部分最大应力低于静力强度80%的素混凝土 疲劳试验结果一致。
然而在水中的试件整体上比空 气中的试件疲劳寿命低，在水中测试的试件中，0.35 H z 荷载频率下的试件疲劳寿命又明显低于在 5 H z 及10 H z 频率下的试件。
作者认为，这可能是 由于在水中进行疲劳试验时，水分进入或被挤出开 裂的试件，引起了局部的应力，导致了试件的疲劳 寿命较低；而在0.35 H z 下，水分在一个荷载循环 内有更多的时间进入构件内，故在此频率下疲劳寿 命更低。
然而，与之相反的是在空气中试验的试 件，其疲劳寿命几乎与荷载频率无关。
但是需要注).8).7).6).5).4).3).2◊ 0.60 (:水中0.35 Hz ，龄期5.〇1 ) X 0.60 (水中 10 Hz ，龄期M 月）_ 0.45 (水中0,35 Hz ，龄期9.7月）• 0.60 (水中5 Hz )• 0.60 (空气中0.35 Hz )O 0.60 (空气中 10 Hz )—DM -OS -(^02-2012/DNV -〇S —J 101-2011 --DNV -QS -J 101-2007 (考虑材料参数)图1Aalborg 大学灌浆材料疲劳性能试验结果1 Fatigue test results of grout material in Aalborg University灌浆连接段的整体疲劳性能对于灌浆连接段的整体疲劳性能，最新版 〖-OS -J 101规范[4]给出了单层剪力键上的作用力70南方能源建设第3卷的S-iV曲线制定参考了这两组试验，其结果是这两 组试验点的下包曲线，如图2所示。
由此图可知，规范[4]中给出的曲线是一条考虑了保证率的下包络 线，较为保守，故此曲线并不能很好的预估灌浆连 接段的疲劳寿命，只能用作疲劳极限状态的设计。
需要进一步的试验及有限元研究才能更准确的评估 灌浆连接段的疲劳寿命。
图2灌浆连接段疲劳试验数据及y-/V曲线LFig. 2 Fatigue test result of grouted connection and y-N curve[5] 4灌浆连接段疲劳试验性能研究我国海上风电灌浆技术相关的研究工作大部分 主要为静力轴向荷载的试验及静力压弯数值模拟，而灌浆连接段在反复弯矩作用下的疲劳性能研究基 本为空白；国外的海上风电研究始于上世纪70 —80 年代，石油平台的研究历史更为悠久，对于灌浆连 接段的疲劳研究比较丰富。