基礎環式風電機組基礎疲勞改善的豎錨加固方法研究

王 健,黃時雨,李嘉暉,皮本謙

(長沙理工大學 土木工程學院,長沙 410004)

隨著風電領域核心技術的不斷突破，風機裝機容量不斷增加，塔筒高度不斷提升，導致上部結構傳給基礎的荷載呈非線性劇增。 基礎環下法蘭附近混凝土受到拉壓、彎剪、扭等各種荷載的復雜耦合作用，應力集中且受力復雜[1]。部分風機基礎出現基礎環與側壁混凝土脫開,甚至基礎環下法蘭附近混凝土在疲勞工況下出現壓碎等問題，導致風機出現搖擺現象[2]。若風機基礎損傷初期不對其進行加固，可能會造成風機損傷過大、無法加固，甚至倒塌的嚴重后果。

目前主流的加固方法是將基礎環糾偏后，灌入環氧樹脂填充基礎環和混凝土之間的縫隙[3]。汪宏偉等[4]提出在基礎承臺上方澆筑環梁的方法，結果表明下法蘭處應力集中緩解程度有限。何敏娟等[5]提出在臺柱上部施加6根鋼梁，鋼梁與下方基礎通過預應力錨栓連接的加固方法。彭柱[6]提出拆除上部混凝土后在基礎環兩側焊接栓釘的加固思路，通過增加基礎環與混凝土側壁的抗剪剛度來抵抗傾覆力矩。陳俊嶺等[7]在基礎外側布置多圈預應力鋼絞線，同時加高澆筑混凝土臺柱。上述方法雖可從本質上解決下法蘭處混凝土應力集中的問題，但工程量較大、造價較高、施工周期長。

本文針對基礎環式風機損傷基礎，提出一種新的加固方法。先對其進行灌漿加固后恢復其承載力，再通過豎向錨桿的拉壓力來抵抗上部傳來的傾覆彎矩。該方法首先在基礎環外側混凝土上均勻地鑿取豎向圓孔，在基礎環上的對應位置焊接有垂直孔的連接器。錨桿下端通過灌入鉆孔的超高性能混凝土(Ultra-high performance concrete,UHPC)與原有混凝土基礎聯結，錨桿上端穿過連接件，待UHPC達到強度，通過螺母施加預應力鎖緊錨桿與連接件。此加固方法的立足點基于UHPC材料的引入。UHPC是一種在活性混凝土中摻入鋼纖維的水泥基材料，具有拉壓強度高、耐疲勞性能好等優良性能，與普通混凝土具有較高的粘結強度，豎錨加固方法材料成本見表1。基礎環式風機豎錨加固方法見圖1。

表1 豎錨加固方法材料成本表

圖1 基礎環式風機豎錨加固方法示意圖

1 工程概況和數值模型

本文以某湖南某風電場的2 MW風機為例，輪轂高度為80 m。根據NB/T 10311-2019《陸上風電場工程風電機組基礎設計規范》[8]，風機基礎設計級別為乙級，基礎結構安全等級為二級，建筑場地為Ⅰ類。風機基礎采用圓盤重力式環式基礎，基礎底板直徑為18.4 m，基礎上部臺柱直徑為7.6 m，基礎環直徑為4.4 m，基礎環埋深為2 m，基礎環風機基礎見圖2。

錨桿直徑為28 mm，開孔的直徑為300 mm。根據學者Mostafa Tazarv[9]的試驗數據和給出的式(1)和式(2)確定錨桿錨固長度和混凝土開洞深度，同時考慮到加固構件安全性問題。根據計算結果，鋼筋錨固長度為192 mm，開孔深度為183 mm，錨桿錨固長度不能低于開孔深度，因此錨桿錨固長度和開孔深度均取192 mm。焊縫采用兩側側向角焊縫，焊縫高度為10 mm。根據GB 50017-2017《鋼結構設計標準》[10]進行計算，焊縫長度為356 mm。

(1)

(2)

圖3為加固基礎三維有限元模型，主要由混凝土、基礎環、鋼筋籠、UHPC、錨桿和連接件構成。基礎環與混凝土之間采用表面與表面接觸，切向接觸形式為庫倫摩擦，摩擦系數為0.35，法向接觸形式為硬接觸。UHPC和混凝土界面采用surface-based cohesive接觸，這是一種用來模擬界面之間粘結行為的手段。考慮到鋼筋在UHPC中的錨固性能極好，不易發生粘結破壞，兩者之間采用綁定接觸。錨桿與連接器、連接器與基礎環之間連接后整體性好，均采用綁定接觸。基礎邊界條件為基礎底面采用固定約束。

為了兼顧計算速度和精度，應力集中區域網格劃分較為精細，其他區域網格相對較粗。鋼筋籠采用T3D2桁架單元，共計38 889個單元和24 091個節點；其余部件均采用C3D8R實體單元，共計38 176個單元和50 886個節點。

圖3 風機基礎豎錨加固有限元模型圖

風機上部結構受力情況復雜，但上部傳到基礎的荷載可以簡化為水平荷載、豎向荷載和傾覆彎矩。這3種荷載中傾覆彎矩值較大，對基礎的破壞性也較強。本文在基礎環頂面中心處建立參考點，與基礎環頂面建立運動耦合，然后將荷載施加在參考點上，實現上部荷載的傳遞。本文僅研究加固方法在疲勞工況下的有效性和可行性，具體荷載見表2。

表2 疲勞工況荷載標準值表

根據SEC-W01-1250《風力發電機組計算總說明》，基礎混凝土為C40，基礎環和連接件采用Q345鋼，鋼筋采用HRB400鋼筋，錨桿采用HRB600鋼筋，風機基礎材料本構數據見表3。

表3 風機基礎材料本構數據表

2 豎錨加固方法可行性分析

豎錨加固方法的可行性分析重點是分析錨桿、連接件和UHPC在疲勞工況下是否存在材料損傷，以及UHPC與普通混凝土之間的粘結界面是否存在粘結損傷。

圖4 錨桿疲勞工況下Mises云圖

風電機的使用壽命為20 a，統計結果表明疲勞次數為107次，因此有必要對鋼構件進行疲勞驗算。由于鋼筋的延性較好，一般用Mises應力描述其應力狀態。錨桿的疲勞應力幅為138.2MPa，略大于HRB400鋼筋疲勞容許應力幅137 MPa。由于HRB600鋼筋采用HRB400鋼筋的疲勞應力幅值偏于安全，因此可認為錨桿在疲勞荷載作用下滿足疲勞強求要求。在極端荷載作用下，主風向上兩側錨桿已經發生嚴重屈服。等效塑性應變PEEQ是整個變形過程中塑性累積結果，當PEEQ為0時，表明材料仍未屈服，仍處于彈性狀態。最大Mises應力出現在主風向受壓側錨桿處， PEEQ值為0.0130 4，加上彈性應變0.003，已大于錨桿極限應變0.01。主風向受拉側錨桿PEEQ值為0.0098 5，總應變超過錨桿極限應變0.01，主風向受拉壓兩側錨桿均發生斷裂。

連接件采用Q345鋼材料，同樣通過限制疲勞應力幅避免發生疲勞破壞。連接件主要承受豎向的剪應力和偏心彎矩帶來的正應力，應對其疲勞應力幅進行驗算。本文參照GB 50017-2017《鋼結構設計標準》[10]第16.2條疲勞計算，規范未對疲勞次數為107時的允許應力幅進行規定，應進行折算處理。計算容許正應力幅時，構件與連接類別為Z8，計算得出允許應力幅為50.8 MPa；計算容許剪應力幅時，構件與連接類別為J1，按規范計算得出允許剪應力幅為33.3 MPa。在應力云圖中正應力為S11，剪應力為S12。連接件在疲勞工況下正應力和剪應力見圖5。錨桿的疲勞正應力幅為14.9 MPa，疲勞容許正應力幅為50.8 MPa；疲勞剪應力幅為10.9 MPa，疲勞容許剪應力幅為34.4 MPa，均滿足要求。

圖5 連接件在疲勞工況下正應力和剪應力云圖

在極端荷載工況下，連接件在極端荷載工況下仍處于彈性階段，連接件最大Mises應力出現主風向上受壓側，最大Mises應力為115.5 MPa，遠未達到屈服強度345 MPa；最大PEEQ值為0，所有連接件均未進入塑性。

考慮用UHPC的峰值拉壓應力對應的應變值表征UHPC的破壞狀態，當UHPC的壓應變達到3 500 με時，UHPC完全遭到破壞；當UHPC的拉應變達到1 267 με時，此時受拉本構平臺段已結束，認為此時UHPC已經完全發生破壞。通過圖6可知，錨桿加固模型在疲勞等效上限荷載作用下的拉壓應變分別為315 με和364 με，遠低于破壞拉應變1 267 με和3 500 με，UHPC未發生材料破壞。

在極端工況下，UHPC的受拉破壞集中出現在主風向受拉側錨桿錨固上端，UHPC最大拉應變為6 009 με，遠遠超過UHPC極限拉應變1 267 με。主風向受壓側UHPC受拉破壞較小，拉應變均低于UHPC極限壓應變。UHPC與普通混凝土一樣，抗壓強度遠遠高于抗拉強度，抗壓性能極好。UHPC壓應變出現在主風向兩側錨桿錨固上端附近，UHPC最大壓應變為2 235 με，未達到最大壓應變3 500 με，UHPC未發生受壓破壞。

基礎環應力和豎向偏移量在主風向兩側保持對稱，最大應力出現在主風向受壓側連接件與基礎環焊接處。在疲勞下限和上限荷載作用下，最大Mises分別達到15.09 MPa和35.96 MPa，疲勞應力幅為20.87 MPa，滿足疲勞強度要求。在極限荷載作用下，最大Mises達到155.5MPa，滿足強度要求。

圖6 疲勞上限工況下UHPC應變云圖

圖7 疲勞工況下基礎環Mises應力圖

ABAQUS中一般用剛度退化標量(SDEG)來反映粘結面的破壞情況，當粘結應力到達峰值時，此時標志著粘結面剛度開始退化，此時SDEG的值為0；當粘結面粘結強度完全消失時，此時SDEG的值為1。通過圖8可以發現豎錨加固模型在上限疲勞荷載工況下，孔洞附近混凝土最大拉應力為0.35 MPa，SDEG值均為0，粘結面未發生粘結破壞。在極端工況下，混凝土可能發生小范圍的受拉破壞，UHPC和普通混凝土粘結面雖發生極小區域的粘結破壞，但仍可以較大程度參與加固工作。

豎錨加固方法在疲勞荷載工況下具有較高的可行性，但在極端荷載工況下加固構件會發生材料破壞。考慮到極端工況是根據50年一遇的風荷載進行雨流統計方法得出，出現概率較低，同時加固系統在極端荷載下破壞前可以抵抗大量的傾覆彎矩，因此該方法仍具有較高應用價值。

圖8 疲勞上限工況下粘結面狀態圖

3 豎錨加固方法效果

本文采用直徑28 mm的高強錨桿，每4根錨桿逐漸遞增至32根，在基礎環外側沿環向均勻布置，利用基礎環下法蘭處混凝土應力集中緩解程度來反映加固效果。

本文按GB 50010-2010《混凝土結構設計規范》[11]第4.1.6節的規定取值，根據等幅度疲勞2×106次的試驗研究結果，混凝土受拉疲勞強度修正系數γp為0.6，混凝土受拉疲勞強度設計值為1.03 MPa。由圖9中(a)可知，在疲勞上限荷載工況下，未加固基礎下法蘭附近混凝土最大拉應力為1.48 MPa，大于混凝土受拉疲勞強度設計值，下法蘭附近混凝土可能發生受拉疲勞破壞。風機基礎在20a內疲勞作用統計次數為107次，混凝土發生受拉疲勞破壞的概率和程度進一步加大。由圖9中(b)可知采用32根錨桿加固基礎在疲勞荷載上限荷載作用下，基礎環下法蘭周圍的拉應力最大值僅為1 MPa，低于混凝土受拉疲勞強度設計值。對比圖9(a)和(b)，可發現加固后基礎環下法蘭附近混凝土拉應力分布更加均勻，應力集中已得到明顯緩解。壓應力集中在基礎環受拉側下法蘭上部和基礎環受壓側下法蘭下部。在疲勞上限荷載工況下，未加固基礎的最大壓應力為3.64 MPa，未發生受壓疲勞破壞。32根錨桿加固基礎的最大壓應力為2.42 MPa，壓應力得到降低。結果表明，豎錨加固方法可以改善下法蘭附近混凝土的應力大小和分布，應力集中現象得到顯著緩解。

圖9 加固前后混凝土應力云圖

FIB Model Code -2010《歐洲混凝土規范》[12]第7.4.1條提出了基礎環下法蘭附近混凝土抗壓疲勞強度驗算和耐疲勞次數的計算方法。根據相關公式計算出C40混凝土疲勞抗壓強度fcd,fat為14.44 MPa，根據式(3)～(5)進行計算應力水平幅ΔSc。

(3)

(4)

ΔSc=Sc,max-Sc,min

(5)

式中:γEd為疲勞工況荷載安全系數，本文取1.0；ηc為混凝土壓力不均勻系數，本文取0.8。

根據式(6)～(7)計算疲勞強度對應的疲勞荷載數logN，當logN1>6取logN=logN2，否則取logN=logN1，疲勞次數應滿足logN≥7。風機基礎加固前后疲勞次數分析結果見表4，結果均滿足疲勞受壓要求。未加錨桿基礎可以承受1018.98次受壓疲勞荷載，32根錨桿加固基礎可以承受1021.58次疲勞受壓荷載，抗壓疲勞性能提高了約398倍。針對已受損傷風機，加固后可以有效提升承載力，阻止疲勞破壞的進一步擴展。

(6)

logN2=0.2logN1(logN1-1)

(7)

表4 風機基礎加固前后疲勞次數分析表

圖10反映了下法蘭處混凝土在疲勞上限荷載工況下應力集中程度的變化趨勢。隨著錨桿數量的增加，下法蘭處混凝土拉壓應力都明顯降低。錨桿數量為0時，下法蘭處混凝土最大拉壓應力分別為1.48 MPa和3.64 MPa；當錨桿數量為12根時，下法蘭處混凝土最大拉應力和壓應力分別減小了12.16%和14.29%；當錨桿數量為32根時，下法蘭處混凝土最大拉應力和壓應力分別減小了32.43%和33.52%，此時混凝土的最大拉應力明顯降低，已經低于混凝土受拉疲勞強度設計值。

圖10 錨桿數量與加固效果變化趨勢圖

4 結 論

采用ABAQUS商業軟件建立三維加固有限元模型，分析各個風機基礎加固構件的受力狀態和基礎環下法蘭附近混凝土應力，得到以下結論：

(1) 數值模擬結果表明，各個構件及構件間粘結面在疲勞荷載作用下不會發生疲勞破壞，該加固方法具有較高的可行性。

(2) 在基礎環周邊環向布置32根直徑為28 mm的豎向錨桿，可以使基礎環附近混凝土的應力集中程度下降30%左右。在疲勞上限荷載工況下，加固后風機基礎混凝土的最大拉應力已經低于受拉疲勞強度設計值，不會發生受拉疲勞破壞。

(3) 加固前后混凝土抗壓強度均滿足疲勞要求，但加固后混凝土抗壓耐疲勞次數提高約398倍，對于阻止受損風機疲勞破壞的進一步擴展具有重要意義。

(4) 豎錨加固方法具有施工方便、施工周期短和造價低的優點，且受地域和環境影響較小。相對于其他加固方法，該方法在實際風電工程具有較高的工程應用和推廣價值。