基础环式风电机组基础疲劳改善的竖锚加固方法研究

王 健,黄时雨,李嘉晖,皮本谦

(长沙理工大学 土木工程学院,长沙 410004)

随着风电领域核心技术的不断突破，风机装机容量不断增加，塔筒高度不断提升，导致上部结构传给基础的荷载呈非线性剧增。 基础环下法兰附近混凝土受到拉压、弯剪、扭等各种荷载的复杂耦合作用，应力集中且受力复杂[1]。部分风机基础出现基础环与侧壁混凝土脱开,甚至基础环下法兰附近混凝土在疲劳工况下出现压碎等问题，导致风机出现摇摆现象[2]。若风机基础损伤初期不对其进行加固，可能会造成风机损伤过大、无法加固，甚至倒塌的严重后果。

目前主流的加固方法是将基础环纠偏后，灌入环氧树脂填充基础环和混凝土之间的缝隙[3]。汪宏伟等[4]提出在基础承台上方浇筑环梁的方法，结果表明下法兰处应力集中缓解程度有限。何敏娟等[5]提出在台柱上部施加6根钢梁，钢梁与下方基础通过预应力锚栓连接的加固方法。彭柱[6]提出拆除上部混凝土后在基础环两侧焊接栓钉的加固思路，通过增加基础环与混凝土侧壁的抗剪刚度来抵抗倾覆力矩。陈俊岭等[7]在基础外侧布置多圈预应力钢绞线，同时加高浇筑混凝土台柱。上述方法虽可从本质上解决下法兰处混凝土应力集中的问题，但工程量较大、造价较高、施工周期长。

本文针对基础环式风机损伤基础，提出一种新的加固方法。先对其进行灌浆加固后恢复其承载力，再通过竖向锚杆的拉压力来抵抗上部传来的倾覆弯矩。该方法首先在基础环外侧混凝土上均匀地凿取竖向圆孔，在基础环上的对应位置焊接有垂直孔的连接器。锚杆下端通过灌入钻孔的超高性能混凝土(Ultra-high performance concrete,UHPC)与原有混凝土基础联结，锚杆上端穿过连接件，待UHPC达到强度，通过螺母施加预应力锁紧锚杆与连接件。此加固方法的立足点基于UHPC材料的引入。UHPC是一种在活性混凝土中掺入钢纤维的水泥基材料，具有拉压强度高、耐疲劳性能好等优良性能，与普通混凝土具有较高的粘结强度，竖锚加固方法材料成本见表1。基础环式风机竖锚加固方法见图1。

表1 竖锚加固方法材料成本表

图1 基础环式风机竖锚加固方法示意图

1 工程概况和数值模型

本文以某湖南某风电场的2 MW风机为例，轮毂高度为80 m。根据NB/T 10311-2019《陆上风电场工程风电机组基础设计规范》[8]，风机基础设计级别为乙级，基础结构安全等级为二级，建筑场地为Ⅰ类。风机基础采用圆盘重力式环式基础，基础底板直径为18.4 m，基础上部台柱直径为7.6 m，基础环直径为4.4 m，基础环埋深为2 m，基础环风机基础见图2。

锚杆直径为28 mm，开孔的直径为300 mm。根据学者Mostafa Tazarv[9]的试验数据和给出的式(1)和式(2)确定锚杆锚固长度和混凝土开洞深度，同时考虑到加固构件安全性问题。根据计算结果，钢筋锚固长度为192 mm，开孔深度为183 mm，锚杆锚固长度不能低于开孔深度，因此锚杆锚固长度和开孔深度均取192 mm。焊缝采用两侧侧向角焊缝，焊缝高度为10 mm。根据GB 50017-2017《钢结构设计标准》[10]进行计算，焊缝长度为356 mm。

(1)

(2)

图3为加固基础三维有限元模型，主要由混凝土、基础环、钢筋笼、UHPC、锚杆和连接件构成。基础环与混凝土之间采用表面与表面接触，切向接触形式为库伦摩擦，摩擦系数为0.35，法向接触形式为硬接触。UHPC和混凝土界面采用surface-based cohesive接触，这是一种用来模拟界面之间粘结行为的手段。考虑到钢筋在UHPC中的锚固性能极好，不易发生粘结破坏，两者之间采用绑定接触。锚杆与连接器、连接器与基础环之间连接后整体性好，均采用绑定接触。基础边界条件为基础底面采用固定约束。

为了兼顾计算速度和精度，应力集中区域网格划分较为精细，其他区域网格相对较粗。钢筋笼采用T3D2桁架单元，共计38 889个单元和24 091个节点；其余部件均采用C3D8R实体单元，共计38 176个单元和50 886个节点。

图3 风机基础竖锚加固有限元模型图

风机上部结构受力情况复杂，但上部传到基础的荷载可以简化为水平荷载、竖向荷载和倾覆弯矩。这3种荷载中倾覆弯矩值较大，对基础的破坏性也较强。本文在基础环顶面中心处建立参考点，与基础环顶面建立运动耦合，然后将荷载施加在参考点上，实现上部荷载的传递。本文仅研究加固方法在疲劳工况下的有效性和可行性，具体荷载见表2。

表2 疲劳工况荷载标准值表

根据SEC-W01-1250《风力发电机组计算总说明》，基础混凝土为C40，基础环和连接件采用Q345钢，钢筋采用HRB400钢筋，锚杆采用HRB600钢筋，风机基础材料本构数据见表3。

表3 风机基础材料本构数据表

2 竖锚加固方法可行性分析

竖锚加固方法的可行性分析重点是分析锚杆、连接件和UHPC在疲劳工况下是否存在材料损伤，以及UHPC与普通混凝土之间的粘结界面是否存在粘结损伤。

图4 锚杆疲劳工况下Mises云图

风电机的使用寿命为20 a，统计结果表明疲劳次数为107次，因此有必要对钢构件进行疲劳验算。由于钢筋的延性较好，一般用Mises应力描述其应力状态。锚杆的疲劳应力幅为138.2MPa，略大于HRB400钢筋疲劳容许应力幅137 MPa。由于HRB600钢筋采用HRB400钢筋的疲劳应力幅值偏于安全，因此可认为锚杆在疲劳荷载作用下满足疲劳强求要求。在极端荷载作用下，主风向上两侧锚杆已经发生严重屈服。等效塑性应变PEEQ是整个变形过程中塑性累积结果，当PEEQ为0时，表明材料仍未屈服，仍处于弹性状态。最大Mises应力出现在主风向受压侧锚杆处， PEEQ值为0.0130 4，加上弹性应变0.003，已大于锚杆极限应变0.01。主风向受拉侧锚杆PEEQ值为0.0098 5，总应变超过锚杆极限应变0.01，主风向受拉压两侧锚杆均发生断裂。

连接件采用Q345钢材料，同样通过限制疲劳应力幅避免发生疲劳破坏。连接件主要承受竖向的剪应力和偏心弯矩带来的正应力，应对其疲劳应力幅进行验算。本文参照GB 50017-2017《钢结构设计标准》[10]第16.2条疲劳计算，规范未对疲劳次数为107时的允许应力幅进行规定，应进行折算处理。计算容许正应力幅时，构件与连接类别为Z8，计算得出允许应力幅为50.8 MPa；计算容许剪应力幅时，构件与连接类别为J1，按规范计算得出允许剪应力幅为33.3 MPa。在应力云图中正应力为S11，剪应力为S12。连接件在疲劳工况下正应力和剪应力见图5。锚杆的疲劳正应力幅为14.9 MPa，疲劳容许正应力幅为50.8 MPa；疲劳剪应力幅为10.9 MPa，疲劳容许剪应力幅为34.4 MPa，均满足要求。

图5 连接件在疲劳工况下正应力和剪应力云图

在极端荷载工况下，连接件在极端荷载工况下仍处于弹性阶段，连接件最大Mises应力出现主风向上受压侧，最大Mises应力为115.5 MPa，远未达到屈服强度345 MPa；最大PEEQ值为0，所有连接件均未进入塑性。

考虑用UHPC的峰值拉压应力对应的应变值表征UHPC的破坏状态，当UHPC的压应变达到3 500 με时，UHPC完全遭到破坏；当UHPC的拉应变达到1 267 με时，此时受拉本构平台段已结束，认为此时UHPC已经完全发生破坏。通过图6可知，锚杆加固模型在疲劳等效上限荷载作用下的拉压应变分别为315 με和364 με，远低于破坏拉应变1 267 με和3 500 με，UHPC未发生材料破坏。

在极端工况下，UHPC的受拉破坏集中出现在主风向受拉侧锚杆锚固上端，UHPC最大拉应变为6 009 με，远远超过UHPC极限拉应变1 267 με。主风向受压侧UHPC受拉破坏较小，拉应变均低于UHPC极限压应变。UHPC与普通混凝土一样，抗压强度远远高于抗拉强度，抗压性能极好。UHPC压应变出现在主风向两侧锚杆锚固上端附近，UHPC最大压应变为2 235 με，未达到最大压应变3 500 με，UHPC未发生受压破坏。

基础环应力和竖向偏移量在主风向两侧保持对称，最大应力出现在主风向受压侧连接件与基础环焊接处。在疲劳下限和上限荷载作用下，最大Mises分别达到15.09 MPa和35.96 MPa，疲劳应力幅为20.87 MPa，满足疲劳强度要求。在极限荷载作用下，最大Mises达到155.5MPa，满足强度要求。

图6 疲劳上限工况下UHPC应变云图

图7 疲劳工况下基础环Mises应力图

ABAQUS中一般用刚度退化标量(SDEG)来反映粘结面的破坏情况，当粘结应力到达峰值时，此时标志着粘结面刚度开始退化，此时SDEG的值为0；当粘结面粘结强度完全消失时，此时SDEG的值为1。通过图8可以发现竖锚加固模型在上限疲劳荷载工况下，孔洞附近混凝土最大拉应力为0.35 MPa，SDEG值均为0，粘结面未发生粘结破坏。在极端工况下，混凝土可能发生小范围的受拉破坏，UHPC和普通混凝土粘结面虽发生极小区域的粘结破坏，但仍可以较大程度参与加固工作。

竖锚加固方法在疲劳荷载工况下具有较高的可行性，但在极端荷载工况下加固构件会发生材料破坏。考虑到极端工况是根据50年一遇的风荷载进行雨流统计方法得出，出现概率较低，同时加固系统在极端荷载下破坏前可以抵抗大量的倾覆弯矩，因此该方法仍具有较高应用价值。

图8 疲劳上限工况下粘结面状态图

3 竖锚加固方法效果

本文采用直径28 mm的高强锚杆，每4根锚杆逐渐递增至32根，在基础环外侧沿环向均匀布置，利用基础环下法兰处混凝土应力集中缓解程度来反映加固效果。

本文按GB 50010-2010《混凝土结构设计规范》[11]第4.1.6节的规定取值，根据等幅度疲劳2×106次的试验研究结果，混凝土受拉疲劳强度修正系数γp为0.6，混凝土受拉疲劳强度设计值为1.03 MPa。由图9中(a)可知，在疲劳上限荷载工况下，未加固基础下法兰附近混凝土最大拉应力为1.48 MPa，大于混凝土受拉疲劳强度设计值，下法兰附近混凝土可能发生受拉疲劳破坏。风机基础在20a内疲劳作用统计次数为107次，混凝土发生受拉疲劳破坏的概率和程度进一步加大。由图9中(b)可知采用32根锚杆加固基础在疲劳荷载上限荷载作用下，基础环下法兰周围的拉应力最大值仅为1 MPa，低于混凝土受拉疲劳强度设计值。对比图9(a)和(b)，可发现加固后基础环下法兰附近混凝土拉应力分布更加均匀，应力集中已得到明显缓解。压应力集中在基础环受拉侧下法兰上部和基础环受压侧下法兰下部。在疲劳上限荷载工况下，未加固基础的最大压应力为3.64 MPa，未发生受压疲劳破坏。32根锚杆加固基础的最大压应力为2.42 MPa，压应力得到降低。结果表明，竖锚加固方法可以改善下法兰附近混凝土的应力大小和分布，应力集中现象得到显著缓解。

图9 加固前后混凝土应力云图

FIB Model Code -2010《欧洲混凝土规范》[12]第7.4.1条提出了基础环下法兰附近混凝土抗压疲劳强度验算和耐疲劳次数的计算方法。根据相关公式计算出C40混凝土疲劳抗压强度fcd,fat为14.44 MPa，根据式(3)～(5)进行计算应力水平幅ΔSc。

(3)

(4)

ΔSc=Sc,max-Sc,min

(5)

式中:γEd为疲劳工况荷载安全系数，本文取1.0；ηc为混凝土压力不均匀系数，本文取0.8。

根据式(6)～(7)计算疲劳强度对应的疲劳荷载数logN，当logN1>6取logN=logN2，否则取logN=logN1，疲劳次数应满足logN≥7。风机基础加固前后疲劳次数分析结果见表4，结果均满足疲劳受压要求。未加锚杆基础可以承受1018.98次受压疲劳荷载，32根锚杆加固基础可以承受1021.58次疲劳受压荷载，抗压疲劳性能提高了约398倍。针对已受损伤风机，加固后可以有效提升承载力，阻止疲劳破坏的进一步扩展。

(6)

logN2=0.2logN1(logN1-1)

(7)

表4 风机基础加固前后疲劳次数分析表

图10反映了下法兰处混凝土在疲劳上限荷载工况下应力集中程度的变化趋势。随着锚杆数量的增加，下法兰处混凝土拉压应力都明显降低。锚杆数量为0时，下法兰处混凝土最大拉压应力分别为1.48 MPa和3.64 MPa；当锚杆数量为12根时，下法兰处混凝土最大拉应力和压应力分别减小了12.16%和14.29%；当锚杆数量为32根时，下法兰处混凝土最大拉应力和压应力分别减小了32.43%和33.52%，此时混凝土的最大拉应力明显降低，已经低于混凝土受拉疲劳强度设计值。

图10 锚杆数量与加固效果变化趋势图

4 结 论

采用ABAQUS商业软件建立三维加固有限元模型，分析各个风机基础加固构件的受力状态和基础环下法兰附近混凝土应力，得到以下结论：

(1) 数值模拟结果表明，各个构件及构件间粘结面在疲劳荷载作用下不会发生疲劳破坏，该加固方法具有较高的可行性。

(2) 在基础环周边环向布置32根直径为28 mm的竖向锚杆，可以使基础环附近混凝土的应力集中程度下降30%左右。在疲劳上限荷载工况下，加固后风机基础混凝土的最大拉应力已经低于受拉疲劳强度设计值，不会发生受拉疲劳破坏。

(3) 加固前后混凝土抗压强度均满足疲劳要求，但加固后混凝土抗压耐疲劳次数提高约398倍，对于阻止受损风机疲劳破坏的进一步扩展具有重要意义。

(4) 竖锚加固方法具有施工方便、施工周期短和造价低的优点，且受地域和环境影响较小。相对于其他加固方法，该方法在实际风电工程具有较高的工程应用和推广价值。