李珊珊 邢國起

(濰坊學院建筑工程學院,山東濰坊 261061)

0 概 述

人口膨脹、環(huán)境污染及能源短缺等問題，使開發(fā)和利用清潔、可再生能源成為研究熱點。世界各國也將發(fā)展清潔、可再生能源作為應對氣候變暖、減少溫室氣體排放、促進經(jīng)濟發(fā)展和保障能源平衡供給的重要措施[1]。風能作為一種清潔、可再生能源已得到廣泛關注，各國各地區(qū)針對風電開發(fā)也制定了一系列的優(yōu)惠政策[2]。而在中國，發(fā)展陸地風電是“十四五”新能源開發(fā)的重要內(nèi)容，也是“陸海統(tǒng)籌”發(fā)展戰(zhàn)略的重要方向。

陸地風電最早建設在平原和戈壁地區(qū)，而平原地區(qū)的風電工程需占用大量的耕地資源，戈壁地區(qū)的風電工程則需要配套建造大量高壓輸電線路以傳輸電力，增加了建設成本。為解決這些問題，陸地風電開發(fā)逐漸向城市周邊的山區(qū)轉(zhuǎn)移。山區(qū)風電工程不占用耕地，距離城市較近還便于風電電力的實時輸送，以供給城市經(jīng)濟發(fā)展的電力需求。目前，山區(qū)風機基礎形式主要有重力式擴展基礎(其中圓形重力式基礎應用最為廣泛)、梁板式基礎和巖石錨桿基礎，但是這些基礎存在一些不足[3]。因此，Li提出了一種新型的山區(qū)風機基礎——鋼筋混凝土錐體基礎(圖1)，簡稱“錐體基礎”[4]?；A的頂板、底板及側(cè)壁為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，錐體空腔內(nèi)回填地基開挖的廢渣土，并且在基礎側(cè)壁設置了橡膠層(橡膠層由橡膠和鋼板交替黏結(jié)制成，鋼板起到協(xié)調(diào)橡膠層水平剛度的作用)；基礎由高強預應力錨桿與上部風機塔筒連接。

圖1 錐體基礎結(jié)構(gòu)示意Fig.1 The schematic diagram of cone-shaped foundations

與傳統(tǒng)山區(qū)風機基礎相比，錐體基礎具有一些優(yōu)勢：1)基礎側(cè)壁與巖土體的接觸面積增大，可調(diào)動更多巖土體來抵抗外荷載，提高了基礎的承載力；2)錐體空腔內(nèi)回填地基開挖出的廢渣土，能減少基礎建造所需的鋼筋和混凝土用量；3)基礎側(cè)壁設置的橡膠層，可使基礎與地基之間呈現(xiàn)柔性接觸特性，能有效緩沖和減少外荷載對地基、基礎的影響，利于提高基礎的抗傾覆承載性能，從而延長了基礎的使用壽命。此外，該柔性接觸特性還能協(xié)調(diào)基礎、地基與上部風機結(jié)構(gòu)的變形，使風電機組具有一定的空間調(diào)節(jié)能力。前期研究[3]表明：相同基礎直徑和基礎高度下，錐體基礎的水平承載力較圓形重力式基礎(山區(qū)風機基礎常采用的基礎形式)提高了33.5%，基礎所用的混凝土量降低了65%；基礎側(cè)壁設置了橡膠層后，使得基礎的耗能能力顯著提高，進而顯著降低了基礎受到的傾覆力矩及基礎累積轉(zhuǎn)角變形[5]。

風電機組長期承受風荷載作用，而荷載又通過塔筒傳遞至風機基礎。研究[6]表明，風荷載作用下的水平荷載及傾覆力矩是山區(qū)風機基礎設計的主控荷載。在水平荷載及傾覆力矩作用下，基礎周圍巖土體將會產(chǎn)生變形，致使巖土體強度發(fā)生變化，從而使基礎產(chǎn)生累積轉(zhuǎn)角變形及累積水平位移，并使基底產(chǎn)生了脫空區(qū)。若基底的脫空面積超過了允許值，將會影響基礎的承載性能甚至發(fā)生傾覆失穩(wěn)。我國FD 003—2007《風電機組地基基礎設計規(guī)定(試行)》[7]規(guī)定：當風機基礎的基底脫空面積百分比大于25%時，認為基礎失穩(wěn)。此外，還通過抗傾覆安全系數(shù)、抗滑安全系數(shù)、基礎傾斜率及地基沉降量來評價基礎的穩(wěn)定性。而國外相關技術標準[8-9]對基礎抗傾覆穩(wěn)定性計算沒有明確的條文規(guī)定，只將抗傾覆穩(wěn)定性評價包含在地基承載力計算中；針對基礎的抗滑穩(wěn)定計算主要考慮滑動面黏聚力的影響，并引入粗糙系數(shù)來區(qū)分滑動面材料。這些穩(wěn)定性判定標準是否適合錐體基礎，還需要進行探討。錐體基礎是一種新型的基礎形式，但對其穩(wěn)定性的分析可以借鑒山區(qū)傳統(tǒng)風機圓形重力式基礎的研究方法。譬如Chen等通過無量綱化參數(shù)分析法研究了基礎-土體相互作用時土壓力分布對圓形重力式基礎累積轉(zhuǎn)角變形的影響[10]；Zhang等通過現(xiàn)場試驗探討了圓形重力式基礎尺寸對基礎抗拔承載力及上拔位移的影響[11]；劉梅梅等結(jié)合有限元和理論分析法研究了圓形重力式基礎在極限荷載條件下基礎-地基相互作用的變化規(guī)律及地基變形模量、泊松比、內(nèi)摩擦角對基底反力、基底脫空區(qū)分布的影響[12]；陽平等則探討了水平荷載作用下傾覆力矩、基礎尺寸及地基變形模量對圓形重力式基礎傾斜率的影響[13]。此外，Gervsio等通過有限元法探討了風機塔筒分別為鋼制和混凝土材料時，塔筒與圓形重力式基礎的相互作用特性及其對基礎承載及抗傾覆穩(wěn)定的影響[14]，而Matos等采用微鋼樁加固圓形重力式基礎的方法提高了基礎的抗傾覆能力[15]。

針對額定風速、極端風速兩種風況條件，對錐體基礎在山區(qū)風化巖中的抗傾覆承載特性進行探討，著重探討基底脫空區(qū)面積的計算方法，基底脫空面積所占百分比以及風化巖力學參量、基礎幾何尺寸對基底反力、基礎水平位移和傾斜率的影響規(guī)律，并闡明風載卸載后基礎幾何尺寸、基礎側(cè)壁橡膠層對基礎回彈率的影響；用于基礎最優(yōu)選型，建立錐體基礎傾覆穩(wěn)定性評價標準。

1 基底反力分布規(guī)律

風機基礎承受上部風機塔筒、葉輪葉片、機艙傳遞到基礎頂面的豎向荷載、水平荷載及傾覆力矩作用，基礎會出現(xiàn)傾斜而使基礎周圍土體產(chǎn)生應力-應變，但土體一般不考慮承受拉應力。因而，隨著基礎累積轉(zhuǎn)角及傾斜率的增加，基礎底部出現(xiàn)局部脫空現(xiàn)象，從而影響基礎穩(wěn)定性。以青島海西風電場實際工程為例，風電場場區(qū)地質(zhì)環(huán)境屬于丘陵地貌，地基土以強風化巖為主，場區(qū)的額定風速和極端風速分別為8，25 m/s；風機單機容量為2.0 MW，葉片長為55 m，輪轂高為80 m。首先，根據(jù)GB/T 18451.1—2012《風力發(fā)電機組設計要求》[16]和GB 50009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[17]分別計算了額定風速、極端風速下，傳遞至基礎頂面的水平荷載、豎向荷載及傾覆力矩(表1)。再采用ABAQUS軟件建立錐體基礎的有限元模型(有限元模型的建立過程可參考文獻[3])；在基礎頂面中心位置建立參考點，將參考點與基礎頂面設置成一剛性域，并在參考點上施加荷載(見表1)，且不考慮風荷載作用下基礎自身的變形；錐體基礎尺寸見表2。

表1 作用于基礎頂面的荷載值Table 1 The loads acted on the top of foundations

表2 基礎尺寸Table 2 The dimensions of foundations

以極端風速為例，圖2繪制了風化巖內(nèi)摩擦角對錐體基礎I-1和I-2基底反力的影響規(guī)律，圖中坐標原點表示基底中點位置，橫坐標為基底中軸線上各點到地基中心點的距離，而基底反力為零的部分則表示基礎與地基風化巖體脫空；圖3展示了錐體基礎基底的應力云。結(jié)果表明，沿加載方向基底反力隨著水平坐標值增加大致呈線性增長趨勢，且基底反力最大值位于基底邊緣處。

a—錐體基礎I-1；b—錐體基礎I-2。φ=25°；φ=30°；φ=40°。巖土計算參數(shù)：E0=100 MPa c=20 kPa μ=0.3。圖2 巖體內(nèi)摩擦角對基底反力的影響Fig.2 The effect of internal friction angle on base reaction

圖3 基底應力分布云圖(I-1) PaFig.3 The contours of base stress

2 基底脫空面積計算

2.1 計算方法

由上述分析可知錐體基礎的基底反力呈三角形線性分布。此外，依據(jù)錐體基礎周圍風化巖等效塑性應變云(圖4)，可假定基礎的失穩(wěn)破壞面(圖5a)，并得出錐體基礎側(cè)壁土壓力、側(cè)壁摩阻力的分布規(guī)律(圖5b、圖5c)。其中，Pu為水平荷載、V為豎向荷載、M為傾覆力矩、T1為基礎側(cè)壁摩阻力、σp為基礎側(cè)壁土壓力、pmax為基底最大反力、R為基礎頂板直徑、r為基礎底板直徑、H為基礎高度、O1為基底中心點。

a—立面；b—俯視。圖4 基礎周圍風化巖等效塑性應變分布Fig.4 The contours of equivalent plastic strain of weathered surrounding rock around foundations

a—基礎失穩(wěn)破壞面；b—基礎受力立面；c—側(cè)壁土壓力在xoy面投影；d—基底脫空區(qū)。圖5 基礎受力模型及基底脫空區(qū)Fig.5 The model of forces on foundations and the void under bases

設基底脫空區(qū)內(nèi)邊緣距基底中心O1的距離為a(圖5d)，則基底壓力p的分布為：

(1)

設基礎側(cè)壁土壓力σp服從庫侖被動土壓力理論，則側(cè)壁土壓力σp為：

σp=γzKp

(2)

式中：γ為風化巖體的重度；Kp為被動土壓力系數(shù)。

文獻[18]給出了式(3)的算式：

(3)

式中：θ為基礎側(cè)壁傾角；δ為基礎與地基界面摩擦系數(shù)；φ為風化巖體的內(nèi)摩擦角。

根據(jù)圖5所示的基礎受力模型，以o(y)點為坐標原點，建立豎向荷載及力矩平衡方程(見式(4)和式(5))，得出基底脫空尺寸a值，進而得到基底脫空區(qū)域面積Aa(式(6))。

(4)

式中：β為基礎側(cè)壁土壓力σp與x軸的夾角，其取值見圖5c。

Pu(H+h)-M=0

(5)

(6)

通過上述方法計算基底脫空面積，具有以下優(yōu)勢：1)不需要分開考慮偏心作用下受壓區(qū)的大半圓和小半圓的情況。2)考慮了基礎側(cè)壁反力和基底反力的分布，符合實際情況。3)聯(lián)立式(4)、式(5)及基礎頂面所受荷載值，通過MATLAB及結(jié)合有限差分法既可求出a值。

2.2 計算方法的應用

選取錐體基礎尺寸如表3所示，依據(jù)式(4)～(6)計算基底脫空面積及脫空面積百分比ξ(即脫空面積除以基礎底板總面積)，以評價基礎的傾覆穩(wěn)定性。其中，參數(shù)δ值由GDS界面剪切試驗獲得[19]，δ=28°；φ值由三軸壓縮試驗獲得[20](風化巖試樣直徑和高度分別為50，100 mm，圍壓為0.4，0.8，1.0 MPa)φ=34°；基礎側(cè)壁傾角θ=22.8°，25.8°，30°?；A頂板、底板混凝土厚度為0.2H，基礎側(cè)壁混凝土厚度為0.15H[3]，不考慮基礎自身在受荷過程中應力應變分布對基礎傾覆穩(wěn)定性的影響。以極端風速為例，基底脫空百分比的計算結(jié)果匯總于表4。由表4可知：1)極端風荷載作用下，錐體基礎基底脫空面積百分比ξ值為22.79%～37.34%，其數(shù)值大于FD 003—2007要求的25%(主要針對圓形重力式基礎)。2)當基礎側(cè)壁傾角θ=22.8°時，基礎底板半徑r由1.66 m增至4.75 m時，ξ值則由31.65%降至23.6%；當θ=30°時，r值由2.93 m增至4.93 m時，ξ值由35%減少至23%。3)若設C=a/r，則：

表3 錐體基礎尺寸Table 3 The dimensions of cone-shaped foundations

表4 基底脫空百分比Table 4 The ratios of the void under bases

(7)

可知隨著C值增大ξ值減小，而C值隨基礎底板半徑r、基礎側(cè)壁傾角θ增加逐漸增大(圖6)。

由此可知，在極端風況下錐體基礎II-1、II-2、II-3、II-5的基底脫空面積百分比大于FD 003—2007要求的25%，但不能由此判定基礎破壞或穩(wěn)定性不足。這是因為，錐體基礎的承載機理與圓形重力式基礎不同，圓形重力式基礎依靠自身質(zhì)量及基底反力承載，而錐體基礎依靠基底反力和側(cè)壁反力共同承載，且以基礎側(cè)壁承載占主要部分。

a—不同r條件下；b—不同θ條件下。圖6 C值的分布規(guī)律Fig.6 The variable laws of C

因此，為評價錐體基礎的傾覆穩(wěn)定性，還應結(jié)合基礎累積水平位移及傾斜率兩方面進行考慮。FD 003—2007要求當風機輪轂高度為60～80 m時，風機基礎傾斜率的允許值(tanδ=(s1-s2)/bs)為0.005，s1和s2分別為基礎傾斜方向?qū)嶋H受壓區(qū)域兩邊緣的最終沉降值，而bs為基礎傾斜方向?qū)嶋H受壓區(qū)域的寬度。此外，設基礎水平位移與頂板直徑的比值為u/D，當基礎水平位移達到0.05D則認為破壞[21]?，F(xiàn)依據(jù)有限元數(shù)值模擬，獲得極端風速條件下錐體基礎的傾斜率，見表5所示?？芍簶O端風況下基礎的傾斜率為0.000～0.003；當基礎頂板直徑為18～24 m且側(cè)壁傾角為22.8°～30°時，錐體基礎的傾斜率均滿足要求(≤0.005)，而且基礎水平位移也在允許范圍內(nèi)(≤0.05D)，因此錐體基礎不會發(fā)生傾覆失穩(wěn)。

表5 基礎傾斜率Table 5 The gradients of foundations

3 錐體基礎的卸載回彈特性

風荷載作用停止即基礎水平荷載及傾覆力矩卸載后，錐體基礎將發(fā)生回彈。以額定風速、極端風速兩種風況為例，探討錐體基礎卸載后的回彈特性。表6給出了基礎側(cè)壁未設置橡膠層時，卸載后基礎的回彈率(回彈量與基礎累積水平位移的比值)，發(fā)現(xiàn)：在研究的基礎尺寸范圍內(nèi)，額定風速下基礎的回彈率為76.4%～100%，而極端風速下基礎的回彈率為71.5%～100%，且以錐體基礎II-4、II-7和II-8的回彈率最高。因此，錐體基礎選型時可優(yōu)選這三種幾何尺寸。

表6 卸載后基礎的回彈率Table 6 Rebound ratios of displacement for foundations after being unloaded

另外，探討了橡膠層對錐體基礎水平位移及卸載后回彈特性的影響。橡膠層參量：泊松比為0.499 9；密度為14 kN/m3；采用Mooney-Rivlin模型(C10=0.176 15 MPa、C01=0.438 20 MPa、D1=0.000 1)；橡膠層厚為30 mm(橡膠厚為20 mm、鋼板厚為10 mm)為例，獲得錐體基礎的回彈率(表7)，圖7、圖8則給出了風荷載作用下基礎側(cè)壁設置橡膠層或未設置橡膠層時，基礎的累積水平位移。結(jié)果表明：額定風速和極端風速下，橡膠層使得基礎水平位移分別增長了23%和20%，而卸載后基礎的回彈率提高顯著，尤其在額定風況下基礎幾乎完全回彈，而極端風況下基礎的回彈率也達到了86%以上(此時對應的基礎水平位移量不會影響上部風機的正常運行)。這是因為，橡膠層具有較好的彈性和柔性，加載時橡膠依靠犧牲自身的體積形變來吸收外荷載作用，而卸載后橡膠超彈特性[22]又發(fā)揮了作用，利于基礎回彈。

表7 橡膠層對基礎回彈率的影響Table 7 The effect of rubber cushions on rebound ratios of displacement for foundations

a—未設置橡膠層；b—設置橡膠層。圖7 未設置橡膠層基礎的位移云(極端風況 II-5) mFig.7 The displacement contours of foundations without rubber cushions(in the case of the extreme wind load)

圖8 設置橡膠層基礎的位移云(極端風況 II-5) mFig.8 The displacement contours of foundations with rubber cushions (in the case of the extreme wind load)

4 結(jié)束語

探討了額定風速和極端風速下，山區(qū)風電錐體基礎的基底反力、基底脫空百分比、基礎水平位移和傾斜率以及卸載后基礎回彈率的分布規(guī)律，獲得如下結(jié)論：

1)提出的基底脫空面積計算方法，不需要考慮偏心作用下基底受壓區(qū)的大半圓和小半圓的計算情況，計算簡便；而且結(jié)合了基礎受力模型，即考慮基礎側(cè)壁反力及基底反力的分布情況，使基礎失穩(wěn)破壞模型及基底脫空面積更符合工程實際。

2)極端風荷載作用下，基底脫空百分比隨著基礎底板半徑、基礎側(cè)壁傾角增加而減小，基底脫空百分比為22.79%～37.34%，表明部分基礎尺寸下基底脫空百分比大于FD 003—2007要求的25%，但不能作為基礎傾覆失穩(wěn)的唯一判定標準，還需要綜合考慮基礎的累積水平位移及傾斜率，并將其控制在允許值范圍內(nèi)。

3)風荷載卸載后，基礎發(fā)生回彈，且以基礎II-4、II-7和II-8的回彈率最高；與未設置橡膠層相比，基礎側(cè)壁設置橡膠層會使基礎的回彈率顯著提高，額定風速下基礎幾乎完全回彈，而極端風速下基礎回彈率可達到86%以上，從而不影響上部風機的正常運行。