張浦陽，許云龍，丁紅巖，郭耀華

預制裝配式風機基礎抗傾覆及受力特性研究

張浦陽1, 2，許云龍2，丁紅巖1, 2，郭耀華1, 2

(1. 天津大學水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300354；天津大學建筑工程學院，天津 300354)

梁板式基礎是應用最廣泛的陸上風機基礎，但其結構復雜，現(xiàn)場工藝多，施工周期長．發(fā)展預制裝配式風機基礎成為解決這些問題的途徑之一，然而目前對預制裝配式風機基礎的理論研究滯后于工程實踐．應用復合加載體系、區(qū)域配重法、彈性地基基礎開展大比尺模型試驗真實模擬預制裝配式基礎在--復合荷載下的受力，將試驗和數(shù)值模擬結果對比得出基礎位移傾角變化規(guī)律、底部脫開規(guī)律．通過分析不同荷載等級下肋梁及底板的鋼筋混凝土應力變化，揭示基礎受力薄弱區(qū)域及上部荷載傳遞規(guī)律．結果表明：基礎在1.0標準荷載下，最大傾斜度小于規(guī)范限值，在1.35荷載下，肋梁頂部、肋梁與底板上表面銜接處及中心柱連接區(qū)域混凝土開裂，基礎脫開率小于25%．整個加載過程上部荷載經(jīng)由肋梁和中心柱傳遞到底板上，鋼筋應力分布均勻，遠小于屈服荷載．

陸上風機基礎；預制裝配式；模型試驗；復合加載體系；數(shù)值模擬

過去幾十年經(jīng)濟發(fā)展迅速[1]，化石能源的大量使用造成了生態(tài)環(huán)境的破壞[2]．各國為了扭轉環(huán)境惡化，通過逐步增加新能源比例來改善產(chǎn)業(yè)結構[3]．目前新能源主要有風能、太陽能、潮汐能、核能等，由于風能具有清潔、無污染、可再生、技術成熟、安裝便?捷[4]、成本低廉等[5]優(yōu)點，得到廣泛的關注和投資．截止到2020年，全國風電累計裝機容量達到2.81億kW，其中2020年新增71.67GW，陸上風電新增68.61GW，快速發(fā)展的陸上風電[6]對減緩環(huán)境污染發(fā)揮了重要作用[7]．陸上風電相較于海上風電開發(fā)技術成熟，成本低廉且運維方便．

陸上風機運行期間受到靜荷載、疲勞荷載、地震荷載等多種荷載的聯(lián)合作用[8]．其中風荷載[9]是陸上風機運行過程中的主要荷載，通過塔筒傳遞到基礎上，形成復雜的豎向力、水平力、彎矩、扭矩耦合作用[10].風機基礎支撐著上部結構的重量和塔筒傳遞下來的風荷載[11]，其受力分析和設計關系到整個結構的穩(wěn)定性[12]，進一步影響塔架、發(fā)電機組的安全[13-14].陸上風機基礎中梁板式基礎由于材料用量少，抗傾覆能力強，受到許多業(yè)主的青睞．然而，該基礎結構形式復雜，理論研究滯后于工程實踐，受力及變形機理不明確，因此提出了裝配式風機基礎結構．

裝配式結構標準化程度高、施工周期短、綠色環(huán)保，在橋梁、車站[15]、房屋[16]等結構上的應用，有效解決了傳統(tǒng)建筑業(yè)施工慢、能耗高的問題，成為解決建筑問題的新思路．預制裝配式風機基礎能夠實現(xiàn)標準化批量預制，施工速度快，成本低廉．預制裝配式風機基礎包括底板、肋梁、中心圓柱等，在極端荷載下，風荷載在基礎的迎風和背風側產(chǎn)生上拔和下壓作用，上拔和下壓力主要通過圓柱、肋梁、底板以及之間的連接結構來抵抗，因此迫切需要研究受荷構件的應力分布、失效模式以及傳遞機理．

本文采用新型多點復合加載體系[10]、區(qū)域配重法模擬基礎承受的外荷載，使用彈性地面模擬真實邊界條件，通過模型試驗和有限元模擬分析復合荷載作用下基礎的受力，研究極端工況下基礎抗傾覆及受力特性．

1?試驗簡介

本試驗中裝配式風機基礎原型的機組為金風121/2000機組，葉片輪轂高度為100m，風機機組所在地區(qū)的風資源參數(shù)如表1所示，對基礎進行仿真計算，載荷作用點設置在基礎環(huán)上法蘭面，得到上部荷載傳遞下來的標準荷載，如表2所示．

表1?標準風區(qū)風資源參數(shù)

Tab.1 Wind resource parameters of the standard wind area

表2?塔架極限載荷

Tab.2?Tower ultimate load

注：安全系數(shù)為1.0．

試驗所用模型為裝配式梁板基礎，長度比尺為1∶5，材料彈性模量和應力比尺為1．模型與原型混凝土均為C40，環(huán)向鋼筋為HPB300，縱向鋼筋為HRB400．極端荷載下基礎容易發(fā)生傾斜和破壞[17]，構件的設計通常使用極端荷載[18]，本試驗中取基礎正常運行和極端工況下的荷載作為加載依據(jù)，基礎所受的縮尺荷載設計值見表3．

表3?縮尺荷載設計值

Tab.3?Design value of the scale load

1.1?試件設計

圖1?基礎整體配重圖

1.2?傳感器布置

將肋梁命名為L1～L8，考慮基礎的受力，將梁L1～L6作為研究對象，從底板中軸線開始到縱筋中部間隔布置9個測點，測量徑向鋼筋受力，在肋梁下部環(huán)向鋼筋上布置環(huán)向應變片，底板鋼筋測點布置見圖2，位置對應于鋼筋第2、6、10圈．在各肋梁上距中心圓柱200、820mm位置處布置鋼筋計，見圖3．在肋梁與中心圓柱頂部結合處、肋梁底板相接位置、底板上表面共布置3個混凝土計(如圖4(a)所示)，在肋梁與底板的銜接處沿水平方向布置2個混凝土計，對應于底板環(huán)向第8和14環(huán)鋼筋上(如圖4(b)所示)．

圖2?底板鋼筋測點布置

圖3?肋梁鋼筋計布置

圖4?混凝土計布置

水平荷載對基礎產(chǎn)生巨大的彎矩，基礎的迎風側產(chǎn)生巨大的壓力，背風側產(chǎn)生拉力，因此在基礎底部布置土壓力傳感器監(jiān)測基礎在不同荷載下的壓力分布，進一步確認基底脫開情況，土壓力盒布置見圖5，B7與A4、B6與A2、B6與A4、B6與A6交點處的土壓力傳感器依次命名為T1～T4，依此類推．在本試驗中用土槽模擬風機基礎實際底部邊界條件，用柔性地基代替?zhèn)鹘y(tǒng)的剛性地基進行試驗，裝配示意見圖6．試驗中用激光位移計測量基礎水平及豎向位移．在塔筒與基礎銜接的法蘭盤上放置傾角儀來監(jiān)測整個加載階段的傾角．

1.3?模型加載

陸上風機基礎屬于高聳結構，風機葉片運行中會產(chǎn)生較大彎矩和剪力，由于加載場地的高度限制，無法在室內(nèi)建造風機上部的塔筒機艙等結構，不能采用基于彎矩的單點控制法，且單點加載體系增加了基礎承受的剪力，采用離心機試驗模擬陸上風機基礎的受力也面臨著巨大的挑戰(zhàn)．

圖5?土壓力盒布置

圖6?風機基礎裝配示意

風機基礎承受的荷載是水平力、豎向力、彎矩的組合荷載，不考慮安全系數(shù)的情形下各荷載之間存在匹配關系，在模型試驗中如果不滿足匹配關系，則不能模擬基礎的真實應力狀態(tài)．本文采用新型多點復合加載體系將基礎頂部承擔的--復合荷載通過-1-2進行等效，真實模擬風機基礎承受的外荷載，基礎尺寸如圖7所示，等效準則如圖8所示．

圖8中，1和2的計算過程如下．

解上式，可得

式中：1為等效水平推力；1為等效的水平推力作用高度；2為等效的水平拉力；2為等效的水平拉力作用高度；、分別為基礎承受的實際力矩和實際水平力．

依據(jù)縮尺準則計算模型基礎頂部所承受的、荷載分別是35.1kN、576.6kN·m，按照公式計算得到1和2的標準荷載是320.3kN、355.4kN，其中1和2根據(jù)試驗場地和加載塔筒的高度確定，分別取2.74m、1.24m，加載過程中豎向荷載保持230.9kN不變，1和2各荷載等級如圖9所示．試驗中強度計算按《風電機組地基基礎設計規(guī)定》[19]來確定，荷載分項系數(shù)分別為F取1.2，、取1.5；發(fā)電工況F、、的分項系數(shù)取1.0、1.35、1.35．考慮到試驗設備的加載能力及安全，本次試驗最大加載到1.8級，基礎按圖10進行裝配．

圖7?模型基礎尺寸

圖8?荷載等效示意

圖9?作用在模型上的水平荷載

圖10?裝配示意

2?有限元模型的建立

基于ABAQUS建立裝配式基礎縮尺模型，包括肋梁、底板、中心圓柱、鋼筋、土體等多個部分，各部分尺寸如圖7所示．模型基底、上臺、上臺凹坑直徑和深度為3.92m、1.16m、0.68m、0.105m；11、12、1、1為0.2m、0.6m、0.2m、1.38m．

混凝土選取帶損傷的C40塑性本構，地基土體為均質黏土，直徑取基礎直徑的7倍，高度取基礎高度的5倍，土體底面選用全約束，側面選用水平約束，土體參數(shù)根據(jù)室內(nèi)土工試驗得到，土的密度為1800kg/m3，彈性模量是100MPa，泊松比0.25，黏聚力11kPa，內(nèi)摩擦角29°，選用摩爾庫侖本構模型，基礎與黏土之間摩擦系數(shù)設置為0.35，基礎不設置其他約束．在基礎上臺的中心即基礎頂面中心設置參考點，參考點和基礎的頂面耦合在一起，荷載施加在參考點上，圖11給出了縮尺的風機基礎內(nèi)部的鋼筋布置情況．模型材料參數(shù)見表4，荷載最大加載到1.5級荷載．

圖11?有限元模型

表4?模型材料參數(shù)

Tab.4?Material parameters of the model

3?抗傾覆特性研究

本節(jié)基于模型試驗及數(shù)值模擬，主要分析基礎的位移、傾角及基底壓力分布規(guī)律．

3.1?基礎位移及傾角變化

圖12中，通過數(shù)值模擬得到裝配式風機基礎在1.5荷載下最大豎向正、負位移為2.40mm、4.47mm，按照比尺關系換算成原型的最大正負位移為12.00mm、22.35mm．

圖12?1.5F級時主體位移(單位：m)

試驗中測得的水平位移結果如圖13(a)所示，1.0級標準荷載下，基礎的水平方向的位移為0.44mm，相對滑移動率為0.11‰，1.0～1.3級極限荷載下，水平位移增加0.29mm，1.3～1.4級荷載下基礎水平位移迅速增加，之后增速變緩，水平位移最終增加1.1mm.基礎豎向位移變化見圖13(b)，數(shù)據(jù)表明基礎底板在加載中向上移動，0.9荷載后上翹明顯．基礎在加載中左側上升翹起，右側下降．經(jīng)計算得到施加荷載后，在1.0級荷載下，裝配式風機基礎模型的傾斜度達到1.97‰，小于《煙囪設計規(guī)范》(GB50051—2013)規(guī)定的3‰，在安全范圍內(nèi)，在1.5下最大傾斜度3.61‰．數(shù)值與試驗得到的基礎傾斜度結果偏差在10%以內(nèi)，原因是數(shù)值計算中將上部荷載等效施加在基礎頂面，模型試驗采用復合加載體系，在塔筒上施加水平往復荷載，豎向力用千斤頂施加，總豎向荷載減去塔筒重量是實際豎向力．加載中塔筒的自重荷載對風機基礎產(chǎn)生附加彎矩，但偏心距較小.基礎主要依靠基底反力對旋轉中心形成的合力矩來抵抗外力的傾覆作用，塔筒形成的偏心荷載影響較小.

圖13?基礎位移及傾角分析

3.2?基礎壓力及脫開率

基礎沿加載方向和垂直于加載方向的中線分別命名為A4、B4，B1～B4線左側面積分別為基礎的2%、10%、25%、50%，土壓力測量值如圖14所示，加載到0.8，B1線處土壓力最先變?yōu)?，說明B1線最早發(fā)生脫開；加載到1.1、1.35，基礎B2、B3線上的土壓力減小為0，小于《風電機組地基基礎設計規(guī)定》[19]的25%基礎脫開率，處于A4線兩側對稱點上的土壓力數(shù)值有差異，位于基礎外側A5～A7線上測點土壓力大于基礎內(nèi)側A1～A4，表明基礎脫開的中軸線與加載方向不平行．在0～1.8加載過程中，B4線上土壓力始終大于0，基礎脫開率小于50%. B5、B6、B7線處壓應力隨荷載等級增加而增加，靠近基礎外側的土壓力大于內(nèi)側，1.8荷載下，B7與A4線交點處1號土壓力測點值達到240kPa，表明模型加載過程中發(fā)生傾斜．圖15為數(shù)值模擬結果，B1～B4線上土壓力變化趨勢與圖14基本一致，數(shù)值模擬值大于實測值．圖16為B4(中軸線)線兩側A4線上測點的土壓力變化曲線，中軸線兩側的土壓力變化趨勢相反，測點17、23、27土壓力隨加載等級減小到0，基礎脫開，測點1、3、6土壓力不斷增大直到基礎發(fā)生傾斜．

（a）B1線（b）B2線（c）B3線 （d）B4線（e）B5線（f）B6、B7線

圖15?B1～B4線基底土壓力數(shù)值模擬計算值

圖16?B4基底土壓力值

4?基礎受力特性分析

本節(jié)基于縮尺模型試驗及數(shù)值分析結果，分析肋梁、中心柱、底板內(nèi)部及連接節(jié)點的監(jiān)測結果，研究裝配式風機基礎在不同荷載工況下的受力及傳力特性．

4.1?鋼筋受力分析

1) 肋梁鋼筋應力

肋梁頂部縱筋是基礎的主受力筋，其應力變化如圖17所示，圖中G1-2代表L1肋梁的2號測點．上部風機荷載主要由肋梁、中心柱、底板傳遞，其中肋梁傳遞大部分水平及彎矩荷載，5號鋼筋受到上部傳遞的較大的拉壓應力．圖中L1～L3肋梁5號鋼筋拉應力隨荷載等級的增加而增加，1號測點處鋼筋應力增長幅度明顯大于2號測點．由于L1、L2肋梁在主受力方向上對稱，其鋼筋應力基本一致，但已經(jīng)超過混凝土抗拉強度值．L4～L6肋梁5號鋼筋的壓應力隨荷載增加而增加，1號測點鋼筋應力增加幅度明顯大于2號測點，在1.8時鋼筋1、2號測點的最大壓應力數(shù)值相差不大，均遠小于鋼筋屈服強度．

塔筒、肋梁及中心柱將塔筒和地基連接起來，主要作用是將上部荷載從塔架安全地傳遞到地基上．肋梁的安全關系到整個結構的傳力，在肋梁底部主受力鋼筋上布置2個測點，如圖3所示，測點受力見圖18．圖中G1～G3中代表L1肋梁的3號測點．L1～L3肋梁位置的鋼筋拉應力在整個加載過程增幅較?。甃1及L2肋梁位于主受力方向的兩側，鋼筋應力基本一致，且與L3肋梁上鋼筋測點應力接近，各肋梁鋼筋應力差異較小，說明荷載經(jīng)肋梁傳遞到底板后分布均勻．L4～L6肋梁中7號鋼筋隨著荷載等級的增加拉應力增加，在0～1.2荷載，鋼筋應力水平較低，1.3荷載后L4、L5肋梁的3號測點鋼筋應力迅速增加，在1.8荷載下超過60MPa，4號測點處鋼筋應力在0～1.8荷載下一直在10MPa以內(nèi)，肋梁底部外圍鋼筋不承擔上部傳遞下來的外荷載．

圖18?各肋梁3、4號鋼筋測點應力值

2) 底板鋼筋應力

上部風機荷載經(jīng)過塔筒、肋梁及中心柱傳遞給底板，進一步通過底板向下傳遞給土體，底板內(nèi)縱筋的受力情況是關注的重點，其測點布置見圖2，鋼筋計命名為DG1-(為鋼筋編號)，如圖19所示，DG1-1～DG1-4這4個測點的壓應力隨荷載等級增加而增加，總體幅值遠小于屈服強度．DG1-5～DG1-9這5個測點拉應力隨加載等級增加而增加，總體幅值和偏差較小，遠小于鋼筋屈服極限，說明肋梁能將上部風機荷載轉變?yōu)榻Y構可控的拉壓應力．

試驗中環(huán)向鋼筋應變片命名為DGH-1(其中，為肋梁編號，1為測點編號)，鋼筋的應力變化如圖20所示，L1～L3肋梁下底板內(nèi)部環(huán)向鋼筋的拉應力隨加載等級不斷升高，外圈3號測點處的鋼筋應力高于內(nèi)圈，說明上部荷載經(jīng)由中心柱和肋梁后沿底板依次向外擴展．L4、L5肋梁下環(huán)向鋼筋壓應力隨加載等級增加，幅值遠小于鋼筋的屈服強度，位于內(nèi)圈的2號測點鋼筋應力小于外圈．

圖19?底板1號測點應力值

圖20?底板2號測點應力值

4.2?混凝土受力分析

混凝土計在澆筑前綁扎在肋梁受拉區(qū)、底板與肋梁連接處、中心柱與肋梁等內(nèi)部區(qū)域，如圖4所示，混凝土計命名為H1-1，對應L1肋梁處1號測點，依此類推．肋梁1、2號測點的混凝土應力變化如圖21所示，在0～1.0級荷載之間，受拉側L1～L3肋梁的應力快速增加，此時主要是混凝土承受外荷載傳遞下的應力，在1.0～1.3級荷載之間，應力增速放緩，混凝土退出工作，鋼筋開始發(fā)揮作用，1.3級荷載后開始下降，此時肋梁與中心柱交接區(qū)、肋梁最上端受拉側處混凝土加載面區(qū)域出現(xiàn)開裂，原因可能是拉應力超過抗拉強度或溫度等周圍介質造成的松弛開裂，考慮到加載過程中環(huán)境因素影響較小，開裂原因應為前者．受壓測L4、L5 肋梁上混凝土應力隨荷載增大而增大，但未超過混凝土抗壓強度，肋梁與底板上表面的交接平面上的3號測點拉應力隨荷載變化呈正相關，1.0級荷載前，應力增長相對較快，主要是混凝土承擔拉應力，1.0～1.3級增長緩慢，混凝土表面逐漸出現(xiàn)裂縫，1.3級荷載開始下降，加載面區(qū)域內(nèi)混凝土拉應力超過抗拉強度，混凝土裂縫變大，鋼筋開始抗拉．L1、L2、L3肋梁與底板的上表面壓應力很?。?/p>

（a）1號測點（b）2號測點（c）3號測點

底板4號、5號測點的位置易產(chǎn)生拉壓破壞，從圖22和圖23可以看出，受拉側L1～L3肋梁與底板銜接區(qū)域混凝土拉應力隨荷載呈正相關變化，數(shù)值較小，加載到1.8時應力接近混凝土抗拉強度設計值，加載區(qū)域出現(xiàn)開裂．受壓測L4、L5肋梁位置上的混凝土應力緩慢增加，最大壓應力小于10MPa．

圖22?4號測點混凝土應力

圖23?5號測點混凝土應力

5?結?論

本文按照比尺關系設計了裝配式風機基礎模型，運用區(qū)域配重法、復合加載體系、彈性地基開展了模型試驗，結合有限元分析結果，得到以下結論．

(1) 在1.0的標準荷載組合作用下裝配式風機基礎的最大傾斜度小于3‰的設計限制，在1.5工況下，基礎最大傾斜度為3.61‰，水平相對滑移0.26‰，未產(chǎn)生突變型的滑移破壞．

(2) 在1.35發(fā)電荷載作用下，基礎脫開率小于25%，處于安全限值內(nèi)，符合設計規(guī)定，基底脫開范圍隨荷載的增大逐步向基底中心區(qū)域擴展，1.8極限工況下基礎脫開率小于50%．

(3) 在1.5極限荷載下，基礎肋梁、底板內(nèi)部的鋼筋應力處于彈性段，上部荷載經(jīng)過肋梁傳遞到底板后分布較為均勻，基礎肋梁、底板的鋼筋可以按照彈性公式計算．

(4) 肋梁上的混凝土應力在1.0級荷載前隨加載等級呈正相關變化且增速較快，混凝土承擔上部結構傳遞下來的應力，1.3級荷載之后開始下降，混凝土開裂，退出工作，鋼筋開始承擔上部荷載，開裂區(qū)域主要是肋梁頂部、肋梁與底板上表面銜接處、肋梁及中心柱連接區(qū)．加載到1.8級荷載時，底板交接區(qū)域內(nèi)混凝土應力小于抗拉強度設計值，未發(fā)生受拉破壞．

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Anti-Overturning and Force Characteristics of a Prefabricated Wind Turbine Foundation

Zhang Puyang1, 2，Xu Yunlong2，Ding Hongyan1, 2，Guo Yaohua1, 2

(1. State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Simulation and Safety，Tianjin University，Tianjin 300354，China；2. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300354，China)

The beam-slab foundation is the most widely used onshore wind turbine foundation. However，it has its drawbacks as its structure is complex，there are many on-site processes，and the construction period is long. The development of a prefabricated wind turbine foundation is one of the ways to solve these problems. However，the current theoretical research based on prefabricated wind turbines lags behind engineering practices. Large-scale model experiments are conducted using a composite loading system，a regional counterweight method，and an elastic foundation to truly simulate the stress of the prefabricated foundation under a--composite load. Comparing experimental and numerical simulation results，the variation laws of the foundation displacement inclination and bottom disengagement are obtained. Analyzing the stress changes of the reinforced concrete of the rib beam and the bottom plate under different load levels revealsthe weakened area of the foundation and the law of load transfer on the upper part. Results show that under the standard load of 1.0，the maximum inclination of the foundation is less than the specification limit. Under the 1.35load，the concrete cracked at the top of the rib beam，the connection area of the upper surface of the rib beam and the bottom plate，and the connection area of the central column. The foundation disengagement rate was less than 25%. During the entire loading process，the upper load is transferred to the bottom slab through the rib beam and the center column，and the stress of the steel bar is evenly distributed，which is much smaller than the yield load.

onshore wind turbine foundation；prefabricated；model test；composite loading system；numerical simulation

10.11784/tdxbz202108039

TK89

A

0493-2137(2022)12-1289-11

2021-08-16；

2021-11-09.

張浦陽（1978—??），男，博士，副教授.

張浦陽，zpy_td@163.com.

(責任編輯：樊素英)