石 敏

(北京京能清洁能源电力股份有限公司内蒙古分公司，内蒙古 呼和浩特 010010)

0 引 言

过去，我国的风电并网装机容呈现出逐年递增的趋势，其主要依赖于巨额财政补助下新建风电场的行为；而在近些年，国家对风电行业未来发展的方向作出了一定调整。2021年初，国家能源局发布了《关于2021年风电、光伏发电开发建设有关事项的通知(征求意见稿)》。通知中明确提出要在不更换基础的前提下对风况良好地区的低功率风机进行扩容升级，这让风机扩容下基础的改造问题成为了行业内的一个新发展方向。

风机在日常运行过程中会受到随机的风荷载和振动荷载的作用，这些荷载会通过基础环间接地传递到基础上；当基础长期受到这些荷载作用时，会使其内部的部分混凝土区域产生应力集中和损伤问题，若不及时对基础损伤区域进行修补加固，基础则会发生严重的破坏，进而无法为风机的安全运行提供保障。目前，关于损伤基础的修补加固问题，国内外学者做了大量研究。传统加固方法[1-2]是先对出现倾斜的风机基础环进行纠偏，然后在基础环与混凝土之间灌入环氧树脂来填实间隙，该方法具有操作简便且成本较低的特点，但其加固效果一般，耐久性偏低，且无法进行二次加固；汪宏伟等人[3]通过后期浇捣混凝土来增加基础台柱的高度，使得基础环的埋深加大，从而改善基础环下法兰附近的混凝土应力情况，此方法的施工工艺较为成熟，但加固后基础的整体性较差；Chen等人[4]通过在加高的台柱外侧布设多层预应力钢绞线，让基础处于一种三向受压的状态，从而缓解基础混凝土的应力集中现象。

上述研究均是针对风机功率不变情况下的基础加固，而对于风机扩容后基础改造的研究则偏少。本文通过分析风机基础加固方法的机理，再考虑各方案的可行性和经济性后，提出了一种在底部塔筒外侧焊接多排焊钉并外包钢筋混凝土环梁的组合改造方案。采用此方案可让环梁和焊钉在基础受荷过程中协调工作，并以此来共同分担风机扩容的荷载；使得基础薄弱区(基础环下法兰附近混凝土)的应力状况得到显著改善，从而让基础满足风机扩容后承载力的需求。

1 工程概况

本文以内蒙古自治区某风电场的1.65 MW风机扩容到2MW风机的基础改造项目为研究背景，项目中1.65 MW风机的基础形式是重力式圆盘扩展基础，基础底板半径为9.1 m，基础总高度为3.2 m，台柱半径为3.4 m，基础环及塔筒半径为2.002 m，基础环埋深为1.6 m。根据NB/T 10311—2019《陆上风电场工程风电机组基础设计规范》[5]得出，基础的设计级别为乙级，安全等级为二级，场地类别为Ⅰ类，风机基础的具体尺寸参数如图1所示。

图1 1.65 MW风机基础剖面(单位：高程，m；尺寸，mm)

2 荷载分析

风机基础在服役期内会承受上部结构传递而来的往复荷载作用，在进行基础设计时，为方便承载力计算，通常将往复荷载等效为静荷载。同时，考虑各种风况与发电机组运行过程中的荷载叠加效应，最终，将基础所受荷载简化为正常运行工况下和极端工况下的水平力Fr(Fx、Fy的合力)、竖向力Fz以及弯矩Mr(Mx、My的合力矩)，风机荷载的传递示意如图2所示。

图2 风机荷载传递示意

表1为1.65 MW风机扩容到2 MW后基础上部荷载的变化情况。从表1可以看出，风机从1.65 MW扩容到2 MW时，基础所受荷载中水平力Fr和弯矩Mr的增幅较大。

表1 1.65 MW风机扩容至2 MW风机的基础荷载增幅

3 基础变形分析

根据地质勘察报告可知，基础的地质状况较为良好，其地质土层共分为3层。其中，覆土层为粉质黏土；持力层为黏土质砂；下卧层为土质砾砂。

土体力学参数见表2。在进行基础变形验算时常采用正常和极端工况下的荷载，通过基底脱开面积比、基础沉降量和倾斜率这3个参数来衡量风机基础的变形程度。

表2 土层参数

基底脱开程度的计算方法参考文献[6]中表达式，即

(1)

(2)

式中，Frk、Mrk、Fzk分别为风机上部结构传来的水平力、弯矩及竖向力标准值；Gzk为基础及覆土自重；Hd为基础台柱顶面至底面的距离；e为荷载偏心距；R为基础的底面半径；s为基底脱开程度。

根据式(2)可知，在正常工况下，当其计算值≤0.25，表明基底脱开面积比满足规范[5]6.1.3条中基底不允许脱开的要求；在极端工况下，当计算值≤0.43，则表明基底脱开面积比满足规范中规定的25%的限值要求。

1.65 MW风机基础在受到2 MW的风机荷载作用时，正常和极端工况下环梁高度变化对基础变形的影响见表3。从表3可知，正常工况下，基础的3个参数均可满足规范要求，极端工况下基础的沉降量和倾斜率也满足规范要求；但基底脱开面积比则会存在超限。当在基础台柱上部增设一定高度的环梁后，可有效解决这一问题。经过多次验算后发现，当环梁高度在700 mm以上时，2种工况下风机基础的变形状况均可满足设计要求。

表3 正常和极端工况下扩容基础的变形验算

4 基础改造的优化分析

4.1 扩容改造方案

由于环式基础(RC基础)内部受力较为复杂，且存有明显的应力薄弱区[7]，因此，在对其进行扩容改造时，应着重关注应力的变化状况。本文根据对基础的整体分析提出了焊钉与钢筋混凝土环梁(RC环梁)组合的基础改造方案，具体的基础改造模型如图3所示。研究中，通过改造基础的ABAQUS建模并基于第一强度理论(即材料的最大拉应力超过材料本身的极限强度时材料会发生破坏)和应力分布情况来分析方案的可行性与有效性。

图3 扩容风机基础的改造方案

4.2 有限元分析参数

1.65 MW的风机基础采用C35混凝土，增设的环梁采用C60混凝土[8]或超高性能混凝土(UHPC)[9]，钢筋为HRB400级，基础环和塔筒为Q345C级钢材[10]，塔筒外侧焊钉为ML15AI级[11]，具体材料属性见表4。

表4 基础材料参数标准值

风机基础和环梁的本构关系采用ABAQUS内置的混凝土损伤塑性模型，此模型常被应用于模拟混凝土进入塑性状态下的刚度退化过程。

模型中基础环、塔筒、基础、环梁和焊钉均采用C3D8R实体单元，钢筋笼则采用T3D2桁架单元。整个模型通过六面体结构化网格和扫掠网格来划分，共得到30 536个单元。塔筒与基础环以及焊钉与塔筒之间均采用绑定连接，基础环、塔筒与混凝土之间的相互作用关系被定义为表面接触，其法线方向采用硬接触，切向方向采用库仑摩擦，摩擦系数为0.35[12]，焊钉和钢筋与混凝土之间采用内置区域约束，基础边界则选用底板固结的形式。

基础模型中荷载的施加则是通过在塔筒顶部设置一个参考点，接着将塔筒上法兰顶面与该点耦合约束，最后将等效荷载作用在该参考点上来完成，改造后风机基础的受荷示意如图4所示。

图4 改造后风机基础的受荷示意

4.3 优化分析

文献[3]中提出当环梁高度大于500 mm时，基础环下法兰附近混凝土的应力集中现象将会随环梁高度的增加而得到改善；同时，设置一定数量的焊钉则会显著提高钢材与混凝土之间的粘结性[13-14]。考虑到本次研究的目的是探究将1.65 MW的风机扩容到2 MW的风机基础的优化改造方案。所以本文将环梁高度分别设定为1 000、1 100、1 200、1 300、1 400 mm和1 500 mm；焊钉采用直径为22 mm，长200 mm的ML15AI级圆形焊钉作为钢制塔筒与RC环梁之间的连接件，并且将焊钉按0～5排分别布置在底部塔筒的外侧。环梁高度和焊钉排数的组合共形成20种算例，具体情况见表5。

表5 改造方案的20个组合算例情况

4.3.1 环梁高度与焊钉排数对既有RC基础内部最大应力的影响

焊钉数量和环梁高度对既有RC基础内部应力的影响关系见图5。

图5 焊钉数量和环梁高度对既有RC基础内部应力的影响

由图5a可知，在20种组合情况下，RC基础内部的最大拉应力均小于C35混凝土的抗拉强度；焊钉排数的增加对于降低下压侧混凝土的最大拉应力有较为显著的效果，特别是从2排增至3排后效果明显。同时，环梁高度的增加对于减小混凝土拉应力的作用不明显。

由图5b可知，当没有焊钉时，上抬侧混凝土的最大压应力会超过C35混凝土的抗压强度，这表明在不设焊钉的前提下改造方案达不到设计要求。当设置焊钉后，混凝土的最大压应力均会小于C35混凝土的抗压强度；焊钉由2排增至3排，下压侧混凝土最大压应力会有较为明显的下降；环梁高度的增加对于减小基础内部压应力有帮助，尤其是对于上抬侧的混凝土。

4.3.2 环梁高度与焊钉排数对RC环梁最大应力的影响

焊钉数量和环梁高度对RC环梁应力的影响见图6。

图6 焊钉数量和环梁高度对RC环梁应力的影响

由图6a可知，在未设置焊钉时，环梁的最大拉应力小于C60混凝土的抗拉强度，当设置焊钉后，环梁内的最大拉应力陡然增加并超过了C60混凝土的抗拉强度。环梁高度和焊钉排数的变化对这一状况的影响甚微。可见，焊钉的设置使得环梁与基础的共同工作能力提高，导致环梁内部的拉应力急剧增大，因此改造方案对环梁材料的抗拉强度提出了很高的要求，这种要求并不会因为设置更多的焊钉排数或增高环梁的高度而有所降低。

由图6b可知，在不同组合情况下，环梁内部的最大压应力都远小于C60混凝土的抗压强度，环梁高度的增加对于减小环梁内部的最大压应力有一定的作用。

综上，为了确保方案的可行性，必须提高RC环梁的抗拉强度。超高性能混凝土(UHPC)是一种具有较高抗拉和抗压强度的复合材料，本文建议采用其作为环梁的主要材料。考虑到UHPC材料的价格偏高，将其作为环梁的主要材料时应尽可能控制它的体积用量。研究中，优先采用以1 000 mm高的UHPC环梁与焊钉相组合的形式，此种组合下环梁的最大拉应力远低于UHPC的抗拉强度。因此，认为这种组合形式可以满足设计要求。

4.3.3 环梁高度与焊钉排数对焊钉最大应力的影响

焊钉排数与环梁高度对焊钉应力的影响见图7。

图7 焊钉排数和环梁高度对焊钉应力的影响

从图7可知，对于塔筒底部焊钉应力的研究共涉及14种环梁高度与焊钉排数的组合，环梁高度对焊钉应力的影响甚微，与之相反的是焊钉排数对焊钉应力的影响较大。当焊钉排数在3排及以下时，部分焊钉会处于屈服状态；当焊钉排数在大于3排时，焊钉应力将会随着排数的增加而减小，尤其是在排数为3～4排时焊钉应力减小幅度最为明显。这表明适当增加焊钉排数有利于减小单个焊钉上所受的荷载，从而使得焊钉的应力情况得到改善，进而保证改装组合件的可靠性。

根据上述对图5、图6和图7的综合分析可知，1 000 mm高的UHPC环梁与4排焊钉组合的改造形式可使RC环梁、RC基础和焊钉的应力状况满足设计要求，同时，其造价成本也较低，是一种兼具高效与经济的组合。因此，认为此种组合形式为最优改造设计方案。

5 结 论

以1.65 MW风机扩容到2 MW为研究对象，对基础环式风机基础改造的优化问题进行研究，得出以下结论：

(1)扩容后基础的上部荷载中水平力Fr和弯矩Mr增幅明显，使得基础在极端工况下会存在变形超限；通过在台柱上部增设一定高度的环梁可使扩容后的基础的变形满足规范要求。

(2)当未设焊钉时，RC环梁的最大拉应力和压应力以及RC基础的最大拉应力可以满足本身材料强度的要求；但RC基础的最大压应力则会超过材料的抗压极限值，且环梁高度的变化对这一情况的改善效果一般。

(3)在一定的环梁高度下，增加焊钉排数可有效减小RC基础的最大拉应力和压应力以及焊钉的最大应力，尤其是在焊钉排数从2排增至4排时，应力改善效果最为明显。同时，增设焊钉会提高基础与环梁之间的粘结力，使RC环梁的最大拉应力急剧增大，甚至超过环梁材料本身的抗拉强度；所以这就对环梁本身的抗拉能力提出了更高的要求。

(4)在一定的焊钉排数下，增加环梁高度可在一定程度上减小RC环梁和RC基础的最大压应力，但对两者的最大拉应力的影响并不显著；同时，环梁高度的变化对焊钉应力的影响偏小。

(5)通过对多种算例组合下的RC基础、RC环梁和焊钉的应力分析可知，采用1 000 mm高的UHPC环梁与4排焊钉组合的形式为最优改造设计方案。