石 敏

(北京京能清潔能源電力股份有限公司內(nèi)蒙古分公司，內(nèi)蒙古 呼和浩特 010010)

0 引 言

過去，我國的風(fēng)電并網(wǎng)裝機容呈現(xiàn)出逐年遞增的趨勢，其主要依賴于巨額財政補助下新建風(fēng)電場的行為；而在近些年，國家對風(fēng)電行業(yè)未來發(fā)展的方向作出了一定調(diào)整。2021年初，國家能源局發(fā)布了《關(guān)于2021年風(fēng)電、光伏發(fā)電開發(fā)建設(shè)有關(guān)事項的通知(征求意見稿)》。通知中明確提出要在不更換基礎(chǔ)的前提下對風(fēng)況良好地區(qū)的低功率風(fēng)機進(jìn)行擴容升級，這讓風(fēng)機擴容下基礎(chǔ)的改造問題成為了行業(yè)內(nèi)的一個新發(fā)展方向。

風(fēng)機在日常運行過程中會受到隨機的風(fēng)荷載和振動荷載的作用，這些荷載會通過基礎(chǔ)環(huán)間接地傳遞到基礎(chǔ)上；當(dāng)基礎(chǔ)長期受到這些荷載作用時，會使其內(nèi)部的部分混凝土區(qū)域產(chǎn)生應(yīng)力集中和損傷問題，若不及時對基礎(chǔ)損傷區(qū)域進(jìn)行修補加固，基礎(chǔ)則會發(fā)生嚴(yán)重的破壞，進(jìn)而無法為風(fēng)機的安全運行提供保障。目前，關(guān)于損傷基礎(chǔ)的修補加固問題，國內(nèi)外學(xué)者做了大量研究。傳統(tǒng)加固方法[1-2]是先對出現(xiàn)傾斜的風(fēng)機基礎(chǔ)環(huán)進(jìn)行糾偏，然后在基礎(chǔ)環(huán)與混凝土之間灌入環(huán)氧樹脂來填實間隙，該方法具有操作簡便且成本較低的特點，但其加固效果一般，耐久性偏低，且無法進(jìn)行二次加固；汪宏偉等人[3]通過后期澆搗混凝土來增加基礎(chǔ)臺柱的高度，使得基礎(chǔ)環(huán)的埋深加大，從而改善基礎(chǔ)環(huán)下法蘭附近的混凝土應(yīng)力情況，此方法的施工工藝較為成熟，但加固后基礎(chǔ)的整體性較差；Chen等人[4]通過在加高的臺柱外側(cè)布設(shè)多層預(yù)應(yīng)力鋼絞線，讓基礎(chǔ)處于一種三向受壓的狀態(tài)，從而緩解基礎(chǔ)混凝土的應(yīng)力集中現(xiàn)象。

上述研究均是針對風(fēng)機功率不變情況下的基礎(chǔ)加固，而對于風(fēng)機擴容后基礎(chǔ)改造的研究則偏少。本文通過分析風(fēng)機基礎(chǔ)加固方法的機理，再考慮各方案的可行性和經(jīng)濟性后，提出了一種在底部塔筒外側(cè)焊接多排焊釘并外包鋼筋混凝土環(huán)梁的組合改造方案。采用此方案可讓環(huán)梁和焊釘在基礎(chǔ)受荷過程中協(xié)調(diào)工作，并以此來共同分擔(dān)風(fēng)機擴容的荷載；使得基礎(chǔ)薄弱區(qū)(基礎(chǔ)環(huán)下法蘭附近混凝土)的應(yīng)力狀況得到顯著改善，從而讓基礎(chǔ)滿足風(fēng)機擴容后承載力的需求。

1 工程概況

本文以內(nèi)蒙古自治區(qū)某風(fēng)電場的1.65 MW風(fēng)機擴容到2MW風(fēng)機的基礎(chǔ)改造項目為研究背景，項目中1.65 MW風(fēng)機的基礎(chǔ)形式是重力式圓盤擴展基礎(chǔ)，基礎(chǔ)底板半徑為9.1 m，基礎(chǔ)總高度為3.2 m，臺柱半徑為3.4 m，基礎(chǔ)環(huán)及塔筒半徑為2.002 m，基礎(chǔ)環(huán)埋深為1.6 m。根據(jù)NB/T 10311—2019《陸上風(fēng)電場工程風(fēng)電機組基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》[5]得出，基礎(chǔ)的設(shè)計級別為乙級，安全等級為二級，場地類別為Ⅰ類，風(fēng)機基礎(chǔ)的具體尺寸參數(shù)如圖1所示。

圖1 1.65 MW風(fēng)機基礎(chǔ)剖面(單位：高程，m；尺寸，mm)

2 荷載分析

風(fēng)機基礎(chǔ)在服役期內(nèi)會承受上部結(jié)構(gòu)傳遞而來的往復(fù)荷載作用，在進(jìn)行基礎(chǔ)設(shè)計時，為方便承載力計算，通常將往復(fù)荷載等效為靜荷載。同時，考慮各種風(fēng)況與發(fā)電機組運行過程中的荷載疊加效應(yīng)，最終，將基礎(chǔ)所受荷載簡化為正常運行工況下和極端工況下的水平力Fr(Fx、Fy的合力)、豎向力Fz以及彎矩Mr(Mx、My的合力矩)，風(fēng)機荷載的傳遞示意如圖2所示。

圖2 風(fēng)機荷載傳遞示意

表1為1.65 MW風(fēng)機擴容到2 MW后基礎(chǔ)上部荷載的變化情況。從表1可以看出，風(fēng)機從1.65 MW擴容到2 MW時，基礎(chǔ)所受荷載中水平力Fr和彎矩Mr的增幅較大。

表1 1.65 MW風(fēng)機擴容至2 MW風(fēng)機的基礎(chǔ)荷載增幅

3 基礎(chǔ)變形分析

根據(jù)地質(zhì)勘察報告可知，基礎(chǔ)的地質(zhì)狀況較為良好，其地質(zhì)土層共分為3層。其中，覆土層為粉質(zhì)黏土；持力層為黏土質(zhì)砂；下臥層為土質(zhì)礫砂。

土體力學(xué)參數(shù)見表2。在進(jìn)行基礎(chǔ)變形驗算時常采用正常和極端工況下的荷載，通過基底脫開面積比、基礎(chǔ)沉降量和傾斜率這3個參數(shù)來衡量風(fēng)機基礎(chǔ)的變形程度。

表2 土層參數(shù)

基底脫開程度的計算方法參考文獻(xiàn)[6]中表達(dá)式，即

(1)

(2)

式中，F(xiàn)rk、Mrk、Fzk分別為風(fēng)機上部結(jié)構(gòu)傳來的水平力、彎矩及豎向力標(biāo)準(zhǔn)值；Gzk為基礎(chǔ)及覆土自重；Hd為基礎(chǔ)臺柱頂面至底面的距離；e為荷載偏心距；R為基礎(chǔ)的底面半徑；s為基底脫開程度。

根據(jù)式(2)可知，在正常工況下，當(dāng)其計算值≤0.25，表明基底脫開面積比滿足規(guī)范[5]6.1.3條中基底不允許脫開的要求；在極端工況下，當(dāng)計算值≤0.43，則表明基底脫開面積比滿足規(guī)范中規(guī)定的25%的限值要求。

1.65 MW風(fēng)機基礎(chǔ)在受到2 MW的風(fēng)機荷載作用時，正常和極端工況下環(huán)梁高度變化對基礎(chǔ)變形的影響見表3。從表3可知，正常工況下，基礎(chǔ)的3個參數(shù)均可滿足規(guī)范要求，極端工況下基礎(chǔ)的沉降量和傾斜率也滿足規(guī)范要求；但基底脫開面積比則會存在超限。當(dāng)在基礎(chǔ)臺柱上部增設(shè)一定高度的環(huán)梁后，可有效解決這一問題。經(jīng)過多次驗算后發(fā)現(xiàn)，當(dāng)環(huán)梁高度在700 mm以上時，2種工況下風(fēng)機基礎(chǔ)的變形狀況均可滿足設(shè)計要求。

表3 正常和極端工況下擴容基礎(chǔ)的變形驗算

4 基礎(chǔ)改造的優(yōu)化分析

4.1 擴容改造方案

由于環(huán)式基礎(chǔ)(RC基礎(chǔ))內(nèi)部受力較為復(fù)雜，且存有明顯的應(yīng)力薄弱區(qū)[7]，因此，在對其進(jìn)行擴容改造時，應(yīng)著重關(guān)注應(yīng)力的變化狀況。本文根據(jù)對基礎(chǔ)的整體分析提出了焊釘與鋼筋混凝土環(huán)梁(RC環(huán)梁)組合的基礎(chǔ)改造方案，具體的基礎(chǔ)改造模型如圖3所示。研究中，通過改造基礎(chǔ)的ABAQUS建模并基于第一強度理論(即材料的最大拉應(yīng)力超過材料本身的極限強度時材料會發(fā)生破壞)和應(yīng)力分布情況來分析方案的可行性與有效性。

圖3 擴容風(fēng)機基礎(chǔ)的改造方案

4.2 有限元分析參數(shù)

1.65 MW的風(fēng)機基礎(chǔ)采用C35混凝土，增設(shè)的環(huán)梁采用C60混凝土[8]或超高性能混凝土(UHPC)[9]，鋼筋為HRB400級，基礎(chǔ)環(huán)和塔筒為Q345C級鋼材[10]，塔筒外側(cè)焊釘為ML15AI級[11]，具體材料屬性見表4。

表4 基礎(chǔ)材料參數(shù)標(biāo)準(zhǔn)值

風(fēng)機基礎(chǔ)和環(huán)梁的本構(gòu)關(guān)系采用ABAQUS內(nèi)置的混凝土損傷塑性模型，此模型常被應(yīng)用于模擬混凝土進(jìn)入塑性狀態(tài)下的剛度退化過程。

模型中基礎(chǔ)環(huán)、塔筒、基礎(chǔ)、環(huán)梁和焊釘均采用C3D8R實體單元，鋼筋籠則采用T3D2桁架單元。整個模型通過六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格和掃掠網(wǎng)格來劃分，共得到30 536個單元。塔筒與基礎(chǔ)環(huán)以及焊釘與塔筒之間均采用綁定連接，基礎(chǔ)環(huán)、塔筒與混凝土之間的相互作用關(guān)系被定義為表面接觸，其法線方向采用硬接觸，切向方向采用庫侖摩擦，摩擦系數(shù)為0.35[12]，焊釘和鋼筋與混凝土之間采用內(nèi)置區(qū)域約束，基礎(chǔ)邊界則選用底板固結(jié)的形式。

基礎(chǔ)模型中荷載的施加則是通過在塔筒頂部設(shè)置一個參考點，接著將塔筒上法蘭頂面與該點耦合約束，最后將等效荷載作用在該參考點上來完成，改造后風(fēng)機基礎(chǔ)的受荷示意如圖4所示。

圖4 改造后風(fēng)機基礎(chǔ)的受荷示意

4.3 優(yōu)化分析

文獻(xiàn)[3]中提出當(dāng)環(huán)梁高度大于500 mm時，基礎(chǔ)環(huán)下法蘭附近混凝土的應(yīng)力集中現(xiàn)象將會隨環(huán)梁高度的增加而得到改善；同時，設(shè)置一定數(shù)量的焊釘則會顯著提高鋼材與混凝土之間的粘結(jié)性[13-14]?？紤]到本次研究的目的是探究將1.65 MW的風(fēng)機擴容到2 MW的風(fēng)機基礎(chǔ)的優(yōu)化改造方案。所以本文將環(huán)梁高度分別設(shè)定為1 000、1 100、1 200、1 300、1 400 mm和1 500 mm；焊釘采用直徑為22 mm，長200 mm的ML15AI級圓形焊釘作為鋼制塔筒與RC環(huán)梁之間的連接件，并且將焊釘按0～5排分別布置在底部塔筒的外側(cè)。環(huán)梁高度和焊釘排數(shù)的組合共形成20種算例，具體情況見表5。

表5 改造方案的20個組合算例情況

4.3.1 環(huán)梁高度與焊釘排數(shù)對既有RC基礎(chǔ)內(nèi)部最大應(yīng)力的影響

焊釘數(shù)量和環(huán)梁高度對既有RC基礎(chǔ)內(nèi)部應(yīng)力的影響關(guān)系見圖5。

圖5 焊釘數(shù)量和環(huán)梁高度對既有RC基礎(chǔ)內(nèi)部應(yīng)力的影響

由圖5a可知，在20種組合情況下，RC基礎(chǔ)內(nèi)部的最大拉應(yīng)力均小于C35混凝土的抗拉強度；焊釘排數(shù)的增加對于降低下壓側(cè)混凝土的最大拉應(yīng)力有較為顯著的效果，特別是從2排增至3排后效果明顯。同時，環(huán)梁高度的增加對于減小混凝土拉應(yīng)力的作用不明顯。

由圖5b可知，當(dāng)沒有焊釘時，上抬側(cè)混凝土的最大壓應(yīng)力會超過C35混凝土的抗壓強度，這表明在不設(shè)焊釘?shù)那疤嵯赂脑旆桨高_(dá)不到設(shè)計要求。當(dāng)設(shè)置焊釘后，混凝土的最大壓應(yīng)力均會小于C35混凝土的抗壓強度；焊釘由2排增至3排，下壓側(cè)混凝土最大壓應(yīng)力會有較為明顯的下降；環(huán)梁高度的增加對于減小基礎(chǔ)內(nèi)部壓應(yīng)力有幫助，尤其是對于上抬側(cè)的混凝土。

4.3.2 環(huán)梁高度與焊釘排數(shù)對RC環(huán)梁最大應(yīng)力的影響

焊釘數(shù)量和環(huán)梁高度對RC環(huán)梁應(yīng)力的影響見圖6。

圖6 焊釘數(shù)量和環(huán)梁高度對RC環(huán)梁應(yīng)力的影響

由圖6a可知，在未設(shè)置焊釘時，環(huán)梁的最大拉應(yīng)力小于C60混凝土的抗拉強度，當(dāng)設(shè)置焊釘后，環(huán)梁內(nèi)的最大拉應(yīng)力陡然增加并超過了C60混凝土的抗拉強度。環(huán)梁高度和焊釘排數(shù)的變化對這一狀況的影響甚微。可見，焊釘?shù)脑O(shè)置使得環(huán)梁與基礎(chǔ)的共同工作能力提高，導(dǎo)致環(huán)梁內(nèi)部的拉應(yīng)力急劇增大，因此改造方案對環(huán)梁材料的抗拉強度提出了很高的要求，這種要求并不會因為設(shè)置更多的焊釘排數(shù)或增高環(huán)梁的高度而有所降低。

由圖6b可知，在不同組合情況下，環(huán)梁內(nèi)部的最大壓應(yīng)力都遠(yuǎn)小于C60混凝土的抗壓強度，環(huán)梁高度的增加對于減小環(huán)梁內(nèi)部的最大壓應(yīng)力有一定的作用。

綜上，為了確保方案的可行性，必須提高RC環(huán)梁的抗拉強度。超高性能混凝土(UHPC)是一種具有較高抗拉和抗壓強度的復(fù)合材料，本文建議采用其作為環(huán)梁的主要材料?？紤]到UHPC材料的價格偏高，將其作為環(huán)梁的主要材料時應(yīng)盡可能控制它的體積用量。研究中，優(yōu)先采用以1 000 mm高的UHPC環(huán)梁與焊釘相組合的形式，此種組合下環(huán)梁的最大拉應(yīng)力遠(yuǎn)低于UHPC的抗拉強度。因此，認(rèn)為這種組合形式可以滿足設(shè)計要求。

4.3.3 環(huán)梁高度與焊釘排數(shù)對焊釘最大應(yīng)力的影響

焊釘排數(shù)與環(huán)梁高度對焊釘應(yīng)力的影響見圖7。

圖7 焊釘排數(shù)和環(huán)梁高度對焊釘應(yīng)力的影響

從圖7可知，對于塔筒底部焊釘應(yīng)力的研究共涉及14種環(huán)梁高度與焊釘排數(shù)的組合，環(huán)梁高度對焊釘應(yīng)力的影響甚微，與之相反的是焊釘排數(shù)對焊釘應(yīng)力的影響較大。當(dāng)焊釘排數(shù)在3排及以下時，部分焊釘會處于屈服狀態(tài)；當(dāng)焊釘排數(shù)在大于3排時，焊釘應(yīng)力將會隨著排數(shù)的增加而減小，尤其是在排數(shù)為3～4排時焊釘應(yīng)力減小幅度最為明顯。這表明適當(dāng)增加焊釘排數(shù)有利于減小單個焊釘上所受的荷載，從而使得焊釘?shù)膽?yīng)力情況得到改善，進(jìn)而保證改裝組合件的可靠性。

根據(jù)上述對圖5、圖6和圖7的綜合分析可知，1 000 mm高的UHPC環(huán)梁與4排焊釘組合的改造形式可使RC環(huán)梁、RC基礎(chǔ)和焊釘?shù)膽?yīng)力狀況滿足設(shè)計要求，同時，其造價成本也較低，是一種兼具高效與經(jīng)濟的組合。因此，認(rèn)為此種組合形式為最優(yōu)改造設(shè)計方案。

5 結(jié) 論

以1.65 MW風(fēng)機擴容到2 MW為研究對象，對基礎(chǔ)環(huán)式風(fēng)機基礎(chǔ)改造的優(yōu)化問題進(jìn)行研究，得出以下結(jié)論：

(1)擴容后基礎(chǔ)的上部荷載中水平力Fr和彎矩Mr增幅明顯，使得基礎(chǔ)在極端工況下會存在變形超限；通過在臺柱上部增設(shè)一定高度的環(huán)梁可使擴容后的基礎(chǔ)的變形滿足規(guī)范要求。

(2)當(dāng)未設(shè)焊釘時，RC環(huán)梁的最大拉應(yīng)力和壓應(yīng)力以及RC基礎(chǔ)的最大拉應(yīng)力可以滿足本身材料強度的要求；但RC基礎(chǔ)的最大壓應(yīng)力則會超過材料的抗壓極限值，且環(huán)梁高度的變化對這一情況的改善效果一般。

(3)在一定的環(huán)梁高度下，增加焊釘排數(shù)可有效減小RC基礎(chǔ)的最大拉應(yīng)力和壓應(yīng)力以及焊釘?shù)淖畲髴?yīng)力，尤其是在焊釘排數(shù)從2排增至4排時，應(yīng)力改善效果最為明顯。同時，增設(shè)焊釘會提高基礎(chǔ)與環(huán)梁之間的粘結(jié)力，使RC環(huán)梁的最大拉應(yīng)力急劇增大，甚至超過環(huán)梁材料本身的抗拉強度；所以這就對環(huán)梁本身的抗拉能力提出了更高的要求。

(4)在一定的焊釘排數(shù)下，增加環(huán)梁高度可在一定程度上減小RC環(huán)梁和RC基礎(chǔ)的最大壓應(yīng)力，但對兩者的最大拉應(yīng)力的影響并不顯著；同時，環(huán)梁高度的變化對焊釘應(yīng)力的影響偏小。

(5)通過對多種算例組合下的RC基礎(chǔ)、RC環(huán)梁和焊釘?shù)膽?yīng)力分析可知，采用1 000 mm高的UHPC環(huán)梁與4排焊釘組合的形式為最優(yōu)改造設(shè)計方案。