风力发电具有清洁无污染、单机容量大、经济效益和社会效益好的特点, 是目前最具发展潜力的新能源之一。风机基础是保证风电机组安全稳定运行的重要因素, 风电机组运行时, 上部结构传递给基础的受力非常复杂^[1]。

　　 基础环基础 (图1) 是将法兰与底部塔筒相连的基础环直接埋入混凝土中, 再通过T型板 (法兰与塔筒壁呈T字形) 的锚固作用和基础环侧壁与柱墩的接触压力实现基础环与基础柱墩共同受力、协同工作。这种基础形式因构造简单、施工便捷, 在风电行业应用非常普遍。随着我国风电事业的迅猛发展, 越来越多的风电场建设在山区, 由于运输条件的限制, 某些风电场没有条件采用商品混凝土, 而现场搅拌的混凝土质量受很多因素的影响, 造成混凝土强度不满足设计要求, 已影响到风机的安全和稳定运行, 必须进行停机加固或报废。

　　 风机基础因各种原因造成的质量问题多表现为混凝土的开裂、塔筒与混凝土之间出现间隙和冒浆 (由于T型板附件的混凝土被压碎, 而塔筒与混凝土之间的间隙使得雨水能够流入则压碎的混凝土与雨水混合成灰浆。在塔筒来回的挤压下, 该灰浆被间歇性地挤出) 现象, 因此, 常见的加固方式是在柱墩表面钻孔注浆填补裂缝和间隙。这种加固方式只从表面上解决了混凝土的开裂问题, 因基础的受力机理未变, 风机运行一两年后裂缝和间隙会再次出现。预应力技术通过对混凝土预先施加压应力, 提高混凝土结构构件的抗裂能力和刚度, 限制已有的混凝土裂缝继续扩展, 是在混凝土结构加固中应用广泛的一种技术。本文提出的加固方法是通过对基础柱墩施加环向预应力而在柱墩侧面形成均匀分布的径向分布力, 使柱墩处于长期受压状态, 可有效解决风机基础因混凝土强度低导致的基础环T型板上部混凝土压碎、柱墩发生倒锥形冲切破坏、柱墩开裂、基础刚度低等工程问题。

　　 某建于2015年的山区风电场共70台2.2～2.3MW风机, 处于海拔高度在2 300～2 900m之间的山上, 距最近的混凝土搅拌站的运输时间至少需要4h, 该时间超过混凝土的初凝时间, 因此只能采用现场搅拌混凝土的方式浇筑基础, 塔筒与基础通过插入式基础环连接。风场在并网运行一年之后, 多台基础柱墩表面开裂, 基础环与柱墩之间出现间隙 (图2) 。通过对基础顶面基础环外围混凝土的回弹检测发现, 回弹强度平均值低于30MPa的风机有24台, 低于35MPa的风机合计27台, 而设计混凝土强度等级为C35。由此可见, 该风场大多数风机基础的混凝土强度低于设计要求。经调研, 浇筑基础的材料均为就地取材, 即将岩石破碎后作为粗骨料, 而岩石质量得不到保证, 现场破碎也不充分, 破碎后的碎石级配不符合相应强度等级混凝土的要求, 这也是导致混凝土强度不达标的原因之一。

　　 本文以该风场2.3MW机型中实测混凝土强度等级为C25的风机基础为例, 详细介绍环向预应力加固方案, 并采用数值分析方法验证其加固效果。关于此类基础设计的工程算法研究参见文献[2]。风机基础形式为钢筋混凝土自重式扩展基础, 基础平面呈圆形 (图3) 。

　　 基础直径为19.6m, 埋深为3.0m;悬挑板根部高度为2.30m, 端部高度为1.00m;基础环直径为4.30m, 高度为2.00m;柱墩直径为8.10m, 高度为3.20m, 基础混凝土强度等级为C35, 垫层混凝土强度等级为C15, 钢筋采用HPB300级和HRB400级, 混凝土环境类别为二a类;基础底面混凝土保护层厚度为80mm, 基础顶面及侧面混凝土保护层厚度为50mm, 柱墩顶面混凝土保护层厚度为30mm。

　　 值得注意的是, 由于该风场基础开裂严重, 基础环和塔筒之间已出现较大的间隙, 在采用本文提出的加固方案前需要先凿除基础顶面混凝土保护层, 采用钻孔灌浆技术填补基础环和塔筒之间的间隙、基础环T型板附近的间隙。然后通过植筋将混凝土柱墩加高1m以增加基础环埋深, 在柱墩顶面和侧壁布置钢筋网片, 加高处混凝土强度等级不小于C40, 植筋伸入原柱墩长度应符合《混凝土结构加固设计规范》 (GB 50367—2013) ^[3]的规定。在加高后的基础柱墩侧面沿圆周均匀埋设钢制的垫块, 通常垫块沿加高后的柱墩侧面全高布置 (即从悬挑板与柱墩交界处到柱墩顶面) , 垫块宽度b在300～500mm之间, 厚度根据受力而定。环向钢绞线通过焊接在垫块上的转向块上与垫块连接, 垫块沿高度均匀布置。对环向钢绞线施加环向预应力, 产生的径向挤压力经连接件和垫块传到柱墩中, 使柱墩混凝土在外荷载作用下的受拉区产生压应力, 用以抵消或减小外荷载产生的拉应力, 使基础在风机正常运行情况下不产生裂缝或者延迟开裂, 并限制已有裂缝的继续扩展, 柱墩侧壁新增加的钢筋混凝土主要起到保护环向预应力钢绞线的作用 (图4) 。

　　 设钢绞线沿柱墩侧面高度方向间距为Δd, 预拉力为P, 柱墩直径为D, 则柱墩内部会产生径向压应力f (图5) , 根据平衡关系, 可得到式 (1) :

　　 $f=\frac{2{\rm P}}{\text{Δ}dD}(1)$

　　 根据《混凝土结构设计规范》 (GB 50010—2010) (2015年版) ^[4] (简称混凝土规范) , 施加的预应力需要满足一级裂缝控制要求, 即受拉区边缘应力应符合式 (2) :

　　 $\sigma {}_{\text{t}\text{k}}-\sigma {}_{\text{p}\text{c}}\le 0(2)$

　　 式中:σ_tk为荷载标准组合下抗裂验算边缘的混凝土法向拉应力;σ_pc为扣除全部预应力损失后在抗裂验算边缘处的预压应力。

　　 取变阶处截面 (即悬挑板与柱墩交界面处截面) 宽度为b₀, 高度为h₀, 截面受弯时中和轴与受拉区边缘的距离为y_max。忽略截面内钢筋, 按素混凝土矩形截面计算柱墩与悬挑板界面处边缘拉应力。截面惯性矩为:

　　 ${\rm I}=\frac{b{}_{0}h{}_0^3}{12}(3)$

　　 根据混凝土规范第7.1.1条规定, 裂缝控制验算时应采用荷载标准组合。根据《高耸结构设计规范》 (GB 50135—2006) ^[5] (简称高耸规范) 第7.2.3条第3款规定, 计算出基底最大反力标准值P_{k, max}, 并按式 (4) 计算迎风侧悬挑板中点处自重应力标准值P_{1, k}。

　　 ${\rm P}{}_{1,\text{k}}=\frac{G{}_{\text{k}}}{A}-\frac{a{}_{\text{c}}-r{}_1-(r{}_1+r{}_2)/2}{a{}_{\text{c}}}{\rm P}{}_{\text{k},\max }(4)$

　　 式中:G_k为基础自重及土重标准值之和;r₁, r₂分别为环形基础底板和柱墩半径;A为基础底板面积;a_c为基底受压面积宽度。

　　 依据《烟囱设计规范》 (GB 50051—2013) ^[6]第12.4.5条, 计算迎风侧变阶处截面的径向弯矩标准值M_{R, k}为:

　　 ${\rm M}{}_{\text{R},\text{k}}=\frac{{\rm P}{}_{1,\text{k}}}{3(r{}_1+r{}_2)}(2r{}_1^3-3r{}_1^{2}r{}_2+r{}_2^3)(5)$

　　 则变阶处截面边缘最大拉应力标准值σ_tk为:

　　 $\sigma {}_{\text{t}\text{k}}=\frac{{\rm M}{}_{\text{R},\text{k}}}{{\rm I}/y{}_{\max }}(6)$

　　 为使柱墩始终处于三向受压状态, 并考虑锚具变形、摩擦和预应力筋松弛等引起的预应力损失, 取σ_pc=1.2σ_tk, 采用式 (1) (此处σ_pc=f) 计算得每道钢绞线预拉力:

　　 ${\rm P}=\frac{\sigma {}_{\text{p}\text{c}}\text{Δ}dD}{2}(7)$

　　 依据柱墩侧壁尺寸和工程实际, 选取设计抗拉强度为 f_py的钢绞线, 当确定每道钢绞线每圈的股数N_p与圈数C_p后, 可按式 (8) 计算出每股钢绞线的截面面积A_sp。

　　 $A{}_{\text{s}\text{p}}\ge \frac{{\rm P}}{f{}_{\text{p}\text{y}}{\rm N}{}_{\text{p}}C{}_{\text{p}}}(8)$

　　 通用有限元分析软件ABAQUS具有强大的非线性分析功能, 其内置的混凝土损伤塑性本构模型符合我国混凝土规范对混凝土塑性本构的规定, 因此采用ABAQUS建立基础环基础有限元模型。

　　 有限元模型按基础实际尺寸建立, 由于荷载、结构与约束均对称, 取半结构建模 (图6) 。基础混凝土、基础环和地基土采用六面体实体单元C4D8R模拟, 钢筋采用三维杆单元T3D2模拟。忽略基础四周土体的侧向约束作用, 仅考虑基础与垫层、垫层与地基的相互作用。模型中将垫层与地基、基础环与柱墩的接触面设置为库伦接触约束 (法向传递压力, 切向传递摩擦力) , 钢筋采用嵌入 (embed) 约束, 地基土体宽度和深度分别取为基底直径的4倍和3倍, 在地基底面施加固定约束。

　　 原基础混凝土强度等级为C25, 采用C40混凝土加固, 混凝土弹塑性损伤本构关系见图7。钢筋等级为HPB300及HRB400, 基础环与塔筒钢材为Q345B。钢筋、塔筒与基础环材料本构采用理想弹塑性模型, 地基土采用线弹性本构。混凝土、钢材及地基土的物理力学参数分别如表1～3所示。在模型中塔筒顶面圆心处建立参考点, 与塔筒顶面所有节点X, Y, Z三个方向平动自由度耦合, 根据风机供应商提供的风机基础荷载报告, 将极端工况 (风机设计厂商根据风机设计寿命 (通常是20年) 中可能出现的极大风荷载 (即20年一遇极限风速产生荷载) , 计算出在风机塔筒上不同高度处产生的内力, 这一内力对应的工况便是极端工况) 下弯矩、扭矩和竖向力 (表4) 施加在参考点处。

　　 本案例的环向预应力方案中, 沿圆周均匀布置20个垫块, 垫块宽度b=300mm, 可算得垫块所在处钢绞线与柱墩侧面法线的夹角为81°, 钢绞线间距Δd=300mm, 每根钢绞线预拉力P=1 232kN。则传递到垫块上的径向压应力为:

　　 $p{}_{\text{c}}=\frac{2{\rm P}\cos (81°)}{b{}_{\text{c}}\times \text{Δ}d}=4.28\text{Μ}\text{Ρ}\text{a}$

　　 有限元分析模型中, 将计算的径向压应力施加在垫块上以模拟环向钢绞线作用。

　　 本文分别计算了在极端工况荷载标准值和极端工况荷载设计值作用下, 基础环基础混凝土的应力、应变和变形, 主要关注加固前后基础环柱墩上部区域的拉应力水平、基础环T型板附近区域混凝土的局部压应力水平和最大塑性应变。荷载分项系数按《风电机组地基基础设计规定 (试行) 》 (FD 003—2007) ^[7]取值。

　　 在极端工况荷载标准值作用下, 基础加固前后纵剖面混凝土最大主应力分别见图8 (a) 和图9 (a) , 其中压应力为负, 拉应力为正, 余同。混凝土最大塑性拉应变云图分别见图8 (b) 和图9 (b) 。由图8 (a) 和图8 (b) 可以看出, 加固前柱墩上表面迎风侧基础环周围混凝土与基础环有脱开现象, 可能会使得空气和雨水进入裂缝, 造成混凝土碳化和钢筋、基础环锈蚀, 影响基础耐久性。背风侧基础环正下方下表面处混凝土受拉进入了塑性状态, 产生了约0.008mm宽的裂缝, 未达到混凝土规范规定的0.2mm的限值。由图9 (a) 和图9 (b) 可以看出, 施加环向预应力后, 柱墩表面大部分处于受压状态, 可以抑制裂缝的进一步发展, 提高基础疲劳寿命;柱墩上表面与基础环不再脱开, 有利于提高柱墩混凝土和基础环的耐久性。悬挑板根部上表面出现了约0.001mm宽的裂缝, 板底裂缝约0.007mm宽, 远小于混凝土规范规定的0.2mm的限值。

　　 基础环T型板附近混凝土可能因应力集中而开裂, 但在T型板周边钢筋的约束下, 混凝土的裂缝不会进一步发展。

　　 在极端工况荷载设计值作用下, 基础加固前后的数值分析结果见图10～13。由图10 (a) 及图10 (b) 可以看到, 加固前迎风侧基础环周围的柱墩混凝土的拉应力水平已经达到混凝土的抗拉强度设计值, 并几乎形成了连通的张裂塑性区域, 可能造成基础环T型板上方混凝土发生冲切破坏、基础环被拔出。由图11 (a) 和图11 (b) 可以看出, 迎风侧基础环T型板上方混凝土压应力集中, 超过了混凝土抗压强度设计值, 产生了局部的压碎塑性区。这将导致对基础环的约束作用减弱, 基础刚度下降, 塔筒频率降低, 可能影响风机正常运行。

　　 由图12 (a) 和图12 (b) 可知, 施加环向预应力后, 冲切薄弱面上的拉应力大部分未超过混凝土抗拉强度设计值, 未形成塑性剪切带, 可以有效阻止迎风侧基础环T型板上方混凝土发生冲切破坏, 且T型板周围的塑性拉应变及其范围相对于未加固基础均大大减小。基础环周边混凝土基本处于受压状态, 表明基础环被混凝土夹紧, 基础环分担了T型板承担的荷载, 有利于提高基础刚度和抑制T型板周围混凝土塑性区的扩展。从图13 (a) 和 图13 (b) 可以看出, 迎风侧基础环T型板上方仍然存在压应力集中现象, 超过了混凝土抗压强度设计值, 但塑性受压区范围较未加固基础大大减小。

　　 以某一实际工程为例, 通过有限元软件ABAQUS研究了极端工况荷载标准值和极端工况荷载设计值作用下, 环向预应力加固措施对风机基础受力和变形性能的影响, 得出如下结论:

　　 (1) 对柱墩施加环向预应力虽然不能解决基础环T型板附近因构造原因引起的混凝土应力集中, 但是可以改变柱墩混凝土的应力状态和分布, 使柱墩混凝土基本处于受压状态。

　　 (2) 相对未加固基础, 加固后基础的塑性受压区范围减小, 基础环与柱墩混凝土不再脱开, 而是一直处于接触状态, 避免基础环上方混凝土发生冲切破坏, 提高基础耐久性。