风机分层基础有限元分析与加固方法

2021-04-13祝卫军卢亦焱梁鸿骏

科学技术与工程 2021年7期

祝卫军，卢亦焱，梁鸿骏

(武汉大学土木建筑工程学院，武汉 430072)

近年来，中国风力发电行业尤其是大容量兆瓦级大型风力机组得到快速发展[1]。风能作为一种清洁无公害的可再生能源，受到了越来越多国家和地区的重视。其中，风力发电是风能开发的主要形式之一。据行业统计，截至2018年3月底，中国累计风电并网容量已达到1.68亿kW，待开发利用的风能储量约10亿kW。对于风力发电而言，风机基础的安全性至关重要[2]。

目前，中国的陆上风力机最主要的基础形式是扩展基础。扩展基础属于大体积现浇钢筋混凝土结构，一次浇筑成型所需的混凝土量较大。但是，由于风电场大多位于偏僻的平原或山区，受道路突发故障或者天气因素等影响，导致混凝土无法持续性供应，迫使基础混凝土的浇筑出现中断，一次浇筑部分和二次浇筑部分之间形成较为明显的分层面。

关于陆上风机基础的加固问题研究，截至目前，已有大量相关报道。汪宏伟[3]讨论了采用混凝土环梁加固风机基础的可行性，并利用有限元方法计算了不同环梁高度情况下风机基础的应力。陈俊岭等[4]针对“因现场搅拌混凝土强度过低导致的基础环基础开裂、压碎和刚度降低”等问题，提出了一种“在柱墩侧壁设置钢绞线”的环向预应力加固方案，并建立有限元模型验证了加固方案的可行性。迟洪明等[5]针对陆上风机基础存在的承台裂缝、防水破坏、基础环溢浆等问题，采用三维有限元方法对风机基础进行受力分析，并在受力分析的基础上提出了相应的加固方法。既有的研究成果主要集中在基础开裂等问题的加固上，关于风机分层基础的加固，中外的研究较少。席向东等[6]对风机基础分层进行了检测与分析，并提出了相应的加固方案。除此之外，尚未见其他相关报道。而风机基础分层事故在国内外都普遍存在，因此，对于风机分层基础在极端荷载工况下的受力和变形状态以及加固方案等相关研究亟待开展。

现针对湖北省某风电场出现的风机基础分层问题，基于有限元软件ABAQUS，建立了包括上下层混凝土、钢筋笼、分层面插筋、基础环和基础垫板在内的风机分层基础精细化有限元模型，研究了分层面上下层混凝土、钢筋笼和分层面插筋在极端荷载工况下的受力和变形状态。并在此基础上，提出有针对性的加固方案，为今后类似工程事故的加固提供参考。

1 工程概况

湖北省某风电场A13#风机基础为现浇钢筋混凝土圆形扩展基础。基础埋深3.0 m，基础下部垫层厚度0.15 m。基础圆形底板下口直径18.4 m，上口直径7.7 m；基础底板顶面找坡，边缘厚度1.1 m，中心区域厚度2.2 m；基础芯柱直径7.7 m，高度0.8 m。基础底板、芯柱混凝土设计强度等级为C40。风机扩展基础剖面结构如图1所示。

图1 风机基础剖面图Fig.1 Section of the wind turbine foundation

2017年11月基础底板开始浇筑。在浇筑过程中，出现雨雪、冰冻天气。基础底板混凝土浇筑约150 m3后，后续混凝土罐车无法到达施工现场，施工中断。基础底板一次浇筑完成后，大部分基础顶面钢筋裸露在外。浇筑中断时，施工方按照设计说明书要求，在混凝土尚未初凝前于基础底板区域插入了一定量的钢筋。插筋为直径20 mm的三级钢筋，以1.2 m×1.2 m梅花形布置，钢筋外露400 mm，插入混凝土中400 mm。基础芯柱区域由于布满了高度近2 m的密集钢筋笼，故无法在分层面实现插筋。

2017年12月基础底板开始二次浇筑，在浇筑施工前，施工方采用高压水冲洗等方式对一次浇筑的底板顶面进行了粗糙化处理，二次浇筑采用C45混凝土，其强度比原设计值高一个等级，共浇筑混凝土约340 m。基础一、二次浇筑的结合面示意图如图2所示。

图2 基础浇筑结合面示意图Fig.2 Diagram of the stratification of the foundation

2 结合面质量检测

由于基础施工过程中存在中断施工和二次浇筑过程，施工过程不连续，导致新旧两次浇筑的混凝土结合面处可能存在冷缝、空洞、连接薄弱等问题。因此，需要对混凝土二次浇筑的结合面进行质量检测。

现场采用钻芯取样的方法对基础底板结合面质量进行检测[7]。将底板上部覆土开挖后，在基础底板共钻取20个直径为70 mm的圆柱体芯样，用于检测基础底板混凝土结合面质量。芯样长度超过一次浇筑与二次浇筑的结合面，芯样的典型外观状况如图3所示。

图3 基础底板芯样典型外观状况Fig.3 Typical appearance of core samples

基础底板所抽取的芯样大部分在深度1 000～1 060 mm 处发生断裂，形成较明显的二次浇筑结合面，现场钻取芯样的结果表明两次浇筑的结合面连接较薄弱。

3 有限元建模与计算

按照基础施工图纸，采用分离式建模方法建立了有限元模型，虽然钢筋笼建模较为复杂，但是分离式模型的计算结果显然更接近于真实[8]，且有利于后处理阶段对钢筋笼的单独分析。风机基础模型的分层面位于基础底板竖直段中部，下方为一次浇筑部分，上方为二次浇筑部分。

3.1 材料参数与本构模型

混凝土的本构模型采用损伤塑性模型。该模型主要用于钢筋混凝土结构分析，结合非关联多重硬化塑性和各向同性弹性损伤理论来表征材料断裂过程中发生的不可逆损伤行为，且假定材料主要以拉伸开裂和压缩破碎而破坏[9]。混凝土塑性损伤参数如表1所示。

表1 混凝土塑性损伤参数Table 1 Plastic damage parameters of concrete

基础环、钢筋和分层面插筋均采用线弹性本构模型，仅定义密度、弹性模量和泊松比等参数，不考虑塑性阶段。具体的材料参数如表2所示。

表2 风机基础模型材料参数Table 2 Material parameters of the model

3.2 相互作用与荷载施加

钢筋笼和分层面插筋均采用内置区域约束(embedded region)的方式模拟其与混凝土之间的相互作用[10]，不考虑相对滑移。由于基础环与混凝土的接触状态对模型的分析重点影响不大，为了减少计算接触状态所需要的迭代，提高计算效率，将基础环与混凝土之间的约束关系定义为绑定(tie)[11]。上下层混凝土之间采用平面与平面接触，摩擦系数设为0.8。下层混凝土和混凝土垫板之间采用绑定约束(tie)，假定两者在分析过程中不再分开。为进一步简化模型，有限元分析时不考虑土体的变形，认为垫层混凝土与土体之间完全固定[12]。

风机塔筒基础设计荷载如表3所示，其中竖向压力Fz=4 213.22×103N，水平剪力Fxy=773.15×103N，倾覆力矩Mxy=71 459.55×106N·mm，扭矩Mz=3 465.18×106N·mm。荷载作用点标高为 0.60 m，即基础环顶面位置，因此将施加荷载的参考点设在基础环顶面中心，并与基础环顶面建立运动耦合约束(kinematic coupling)。

表3 风机上部结构作用荷载设计值Table 3 Design value of loads acting on the wind turbine

3.3 单元选择与网格划分

风机基础混凝土部分、分层面插筋和基础环均采用8节点六面体单元(C3D8)，混凝土单元长度为300 mm，插筋单元长度为10 mm，基础环单元长度为100 mm。钢筋采用两结点线性三维桁架单元(T3D2)，该单元仅可承受拉伸或压缩荷载，单元长度为400 mm。风机基础各部分及整体网格划分如图4～图6所示，分层面底板区域插筋布置示意图如图7所示。

图4 基础环模型及其网格划分Fig.4 Mesh model of foundation ring

图5 钢筋笼模型及其网格划分Fig.5 Mesh model of steel reinforcement cage

图6 风机基础整体模型及其网格划分Fig.6 Mesh model of wind turbine spread foundation

图7 分层面底板区域插筋布置示意图Fig.7 Diagram of the steel bars inserted on the layered surface

4 有限元计算结果与分析

由于研究的重点是风机基础分层面在极端荷载工况下的应力和变形状态，所以在有限元计算结果中，主要分析与分层面直接接触的上下层混凝土、钢筋笼和分层面插筋等的应力和变形结果。

4.1 上下层混凝土应力和位移分析

上下层混凝土的应力和位移计算结果如图8～图10所示。由图8、图9可知，混凝土的最大压应力发生在基础环附近，为9.611 MPa，远低于上层混凝土(C45)的抗压强度设计值21.1 MPa。所以，在极端荷载工况下，上、下层混凝土没有破坏风险。下层混凝土在受拉区插筋位置处产生密集的小面积应力集中，沿混凝土表面呈环向分布，但仅有内外两圈。这说明在极端荷载工况下，越靠近基础芯柱区的插筋承受的荷载越大。因此，在设置分层面插筋时，宜内密外疏，可进一步改善插筋布置的合理性，提高工程的经济效益。由图10可知，在倾覆力矩作用下，上层混凝土于受拉区产生明显的拱起现象，导致上下层混凝土脱离，形成空腔。上层混凝土的局部拱起，将引起风机塔筒的整体倾斜。塔筒重心的横向偏移，又会进一步加大施加在基础环上表面的倾覆力矩，导致风力机的安全运行面临更大的威胁。因此，在后期加固时，必须在空腔区增设抗拔键，以阻止上层混凝土在极端荷载工况下的局部拱起。

图8 上下层混凝土竖向剖面应力结果Fig.8 Stress on vertical section of upper and lower concrete

图9 下层混凝土应力结果Fig.9 Stress of lower concrete

图10 上下层混凝土竖向剖面位移结果Fig.10 Displacement on vertical section of upper and lower concrete

4.2 钢筋笼应力分析

钢筋笼应力计算结果如图11所示。由图11可知，钢筋笼在上下层混凝土的空腔区内产生较明显的应力集中，应力大小由空腔中部向两边递减。这是由于上层混凝土在倾覆力矩作用下产生局部拱起，带动了空腔区内的竖向钢筋产生拉伸应变。钢筋的最大应力发生在空腔区内，为91.92 MPa，远低于HRB400钢筋的抗拉强度设计值360 MPa，钢筋尚处弹性阶段，未屈服。受拉区内的竖向钢筋在一定程度上抑制了上层混凝土的进一步拱起。

图11 钢筋笼竖向剖面应力结果Fig.11 Stress on vertical section of steel reinforcement cage

4.3 分层面插筋应力和变形分析

分层面插筋应力计算结果如图12所示，变形计算结果如图13所示(变形比例因子为25 000)。由于采用桁架单元模拟钢筋笼，而桁架单元仅能承受轴向拉压力，不能承受水平向剪力，所以极端荷载工况下分层面处产生的水平剪力中的大部分将由插筋承受(一小部分由上下层混凝土在分层面处产生的接触摩擦抵消)。由图12可知，分层面插筋的水平向最大应力值位于最内圈，达到了496.6 MPa。但是在实际工程中，钢筋笼中密集分布的竖向钢筋显然可以承受大部分水平剪力，剩余的水平剪力由分层面处产生的摩擦和插筋共同承担。因此，插筋的水平向最大应力相应会有一定程度的降低。但由于有限元计算得到的水平向最大应力值过大，所以在后期加固时，建议在水平向应力值较大的区域(靠近基础芯柱的内圈)增设抗剪键，以分担一部分的水平剪力。由图12、图13可知，分层面插筋在极端荷载工况下弯折成了3段，中间段的应力值远远大于两端，弯折程度和应力由内圈向外圈递减。这再次佐证了“分层面插筋宜内密外疏布置”的合理性。同时，插筋弯折导致上、中、下段相对偏移，不在同一竖直线上。这意味着上下层混凝土在分层面处产生了相对滑移或转动。为抑制上下层混凝土的这种相对运动，同样需要在弯折较严重的区域(靠近基础芯柱的内圈)增设抗剪键。