一種新型梁筒風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)數(shù)值分析及試驗(yàn)研究

摘 要：在風(fēng)電行業(yè)快速發(fā)展、風(fēng)電項(xiàng)目風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)成本居高不下的背景下，提出一種基于筒型基礎(chǔ)帶支撐梁的新型陸上風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)型式——梁筒基礎(chǔ)。通過建立有限元模型，得到梁筒基礎(chǔ)相對筒形基礎(chǔ)在C40混凝土用量上減小了49%；研究得到梁筒基礎(chǔ)支撐梁數(shù)量與水平極限承載力的關(guān)系，支撐梁數(shù)量的最佳取值范圍在[4lt;nlt;12]；梁筒基礎(chǔ)在黏黏性土中承載性能更優(yōu)。通過開展縮尺模型試驗(yàn)，驗(yàn)證了數(shù)值分析中有限元模型的準(zhǔn)確性，得到在相同混凝土體量下梁筒基礎(chǔ)與筒型基礎(chǔ)的極限承載力比值為1.73∶1，達(dá)到極限承載力時(shí)基礎(chǔ)頂部水平位移比值為0.68∶1。研究表明梁筒基礎(chǔ)在承載力、材料耗量、位移控制方面具有優(yōu)勢。

關(guān)鍵詞：風(fēng)電機(jī)組；承載力；數(shù)值模擬；縮尺模型試驗(yàn)；梁筒基礎(chǔ)

中圖分類號：TU476+.1 " " 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0 引 言

2020年聯(lián)合國大會上碳達(dá)峰、碳中和政策的提出，風(fēng)電行業(yè)快速發(fā)展，陸上風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)的成本問題是需優(yōu)化的難題。陸上風(fēng)電機(jī)組的基礎(chǔ)總成本占總項(xiàng)目成本10%～20%，主要原因在于基礎(chǔ)設(shè)計(jì)尺寸過于保守，新型式基礎(chǔ)雖具成本優(yōu)勢，但缺乏安全性驗(yàn)證。由于國內(nèi)外相關(guān)規(guī)范所推薦的設(shè)計(jì)方法不斷更迭優(yōu)化以及基礎(chǔ)型式的不斷優(yōu)化升級，風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)的受力、變形特性仍是需研究的重要課題。

筒型基礎(chǔ)由于中空的圓筒型設(shè)計(jì)理念，受力及力學(xué)原理復(fù)雜，但節(jié)約了混凝土、鋼筋用量，施工較易且適用于一般地質(zhì)條件，在2020年收編入《陸上風(fēng)電場工程風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》［1］，是一種極具經(jīng)濟(jì)性的風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)替代方案。中國內(nèi)早有學(xué)者從經(jīng)濟(jì)性、施工難易、承載力特征等方面對筒型基礎(chǔ)進(jìn)行了研究?？得骰ⅲ?］以實(shí)際工程為依據(jù)，對比分析得到筒型基礎(chǔ)造價(jià)成本低于梁板式基礎(chǔ)、重力式擴(kuò)展基礎(chǔ)，但存在基礎(chǔ)材料要求高、受地下水位及基坑邊坡影響大等劣勢；程峰等［3］通過縮尺模型試驗(yàn)得到筒型基礎(chǔ)破壞特征與剛性基礎(chǔ)一致，在偏心荷載下基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)動(dòng)點(diǎn)在3/5基礎(chǔ)埋深處，對比得到在黏黏土中的承載性能更優(yōu)；汪嘉鈺等［4］以數(shù)值模擬的方法得到筒形基礎(chǔ)達(dá)到極限承載力時(shí)的破壞模式，基于極限平衡法和虛功方程建立了豎向極限承載力的上限解。

國際上相關(guān)筒型基礎(chǔ)的研究主要集中于大直徑單樁、桶型式，在考慮基礎(chǔ)-土相互作用、基礎(chǔ)側(cè)表面界面研究等問題時(shí)，筒形基礎(chǔ)與上述基礎(chǔ)型式的受力面、力學(xué)原理基本一致。從有限元手段方面，Gupta等［5］基于Timoshenko梁理論［6］建?？紤]了單樁剪切破壞機(jī)制并預(yù)測了其水平承載力；Aleem等［7］基于復(fù)雜的土體-結(jié)構(gòu)相互作用機(jī)制，得到了在水平力和彎矩共同作用下單樁的水平-彎矩極限承載力組合，并評估了荷載利用率；Alkhoury等［8］分別采用彈塑性、亞塑性沙土本構(gòu)模型研究了在完全排水條件下的單樁與土體之間的非線性響應(yīng)；Bransby等［9］采用上限塑性分析法并結(jié)合有限元手段，研究并得到桶型基礎(chǔ)的水平承載響應(yīng)及在組合荷載下二維失效包絡(luò)面。從試驗(yàn)手段方面，Mana等［10］研究了桶型基礎(chǔ)在黏黏土中的豎向壓縮、拉伸承載特征及破壞機(jī)制，得到在一定長徑比下基礎(chǔ)底部端承力；Kelly等［11］分別在砂土、黏土條件下進(jìn)行了縮尺模型試驗(yàn)，與現(xiàn)場試驗(yàn)比較得到了在不同水平荷載下的基礎(chǔ)剛度；Bhattacharya等［12］開發(fā)了新的實(shí)驗(yàn)技術(shù)，驗(yàn)證了有限元模擬單樁-土體的動(dòng)態(tài)響應(yīng)以及分析了模型中的關(guān)鍵參數(shù)。

基于國內(nèi)外研究相對成熟的筒形基礎(chǔ)受力變形理論及成果，為解決筒形基礎(chǔ)相對淺基礎(chǔ)埋深大而受地下水影響、基坑開挖難度大等問題，本文通過在基礎(chǔ)筒上部增加數(shù)根支撐梁形成一種支撐梁-筒復(fù)合基礎(chǔ)的型式（后簡稱梁筒基礎(chǔ)）來實(shí)現(xiàn)最優(yōu)設(shè)計(jì)。梁筒基礎(chǔ)相對筒形基礎(chǔ)，減小了基礎(chǔ)埋深從而降低開挖難度，支撐梁分擔(dān)了基礎(chǔ)受力，從而控制基礎(chǔ)頂部水平位移這一關(guān)鍵設(shè)計(jì)指標(biāo)來優(yōu)化基礎(chǔ)尺寸，進(jìn)而達(dá)到降低材料成本的目的。

梁筒基礎(chǔ)是一種基于筒型基礎(chǔ)的新型陸上風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)［13］，該概念由中國地質(zhì)大學(xué)（武漢）課題組提出。圖1為梁筒基礎(chǔ)三維模型剖面圖（1∶2模型），主要構(gòu)件包含：基礎(chǔ)內(nèi)波紋筒、外波紋筒、內(nèi)外波紋筒間高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力錨桿以及高強(qiáng)鋼筋混凝土、基礎(chǔ)筒連接的上部支撐梁高強(qiáng)鋼筋混凝土。其中波紋筒由鍍鋅鋼板壓制而成，波紋筒的壁面為波浪狀或折線狀；高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力錨桿以基礎(chǔ)中軸線為中心均勻排布在內(nèi)外波紋筒之間；內(nèi)外波紋筒之間以及支撐梁使用C40以上混凝土澆筑；外波紋筒以外開挖面以內(nèi)使用C15以上混凝土澆筑。

本文提出一種新型梁筒陸上風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)，以有限元的手段分析其水平承載特征及優(yōu)勢，得到支撐梁數(shù)量以及抗剪強(qiáng)度指標(biāo)對其水平極限承載力的影響，并進(jìn)行縮尺模型試驗(yàn)驗(yàn)證梁筒基礎(chǔ)在承載力、位移控制方面的優(yōu)勢以及有限元模擬的正確性，從而對梁筒基礎(chǔ)的巖土設(shè)計(jì)提供參考。

1 水平極限承載力分析

1.1 數(shù)值分析方法

采用三維巖土工程分析軟件PLAXIS 3D（v20）［14］建立梁筒基礎(chǔ)的數(shù)值分析模型，基礎(chǔ)主體及土體采用實(shí)體單元建模，基礎(chǔ)筒、支撐梁及填充砂漿混凝土采用了線彈性本構(gòu)模型，土體采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型。土體參數(shù)簡化采用均質(zhì)土體，以避免在作比較分析時(shí)層狀土對支撐梁承載力貢獻(xiàn)研究的輸出結(jié)果產(chǎn)生影響。土體材料參數(shù)見表1。

表2為數(shù)值模擬中梁筒基礎(chǔ)、筒形基礎(chǔ)模型尺寸參數(shù)，模型1為以某風(fēng)電場項(xiàng)目實(shí)際采用基礎(chǔ)尺寸建立的梁筒基礎(chǔ)模型，模型2為經(jīng)大量建模分析所得與模型1具有相同極限承載力的筒形基礎(chǔ)模型。

荷載的施加點(diǎn)、位移的測量點(diǎn)如圖2所示。梁筒基礎(chǔ)的所受荷載、位移參數(shù)的標(biāo)記方法［15］如表3所示。

有限元結(jié)果中的水平承載力[H]是指基礎(chǔ)達(dá)到某一位移時(shí)相應(yīng)施加的水平荷載；水平極限承載力[Hult]是指基礎(chǔ)傾斜達(dá)到允許最大轉(zhuǎn)角[ω=0.17°]時(shí)施加的水平荷載值，即基礎(chǔ)水平位移達(dá)到18 mm時(shí)。

1.2 梁筒基礎(chǔ)與筒形基礎(chǔ)對比分析

圖3為水平承載力無量綱常數(shù)[H/cA]與基礎(chǔ)頂部水平位移的無量綱常數(shù)[ux/Do]之間的關(guān)系曲線。在受到水平荷載時(shí)，模型1和模型2基礎(chǔ)頂部的水平位移具有相同的變化趨勢，故以模型1和模型2來研究具有相同承載力的梁筒基礎(chǔ)和傳統(tǒng)筒型基礎(chǔ)的耗材對比分析是合理的。

表4為模型1和模型2的C40混凝土用量以及填充在開挖面內(nèi)C15砂漿混凝土用量的比較?？煽闯隽和不A(chǔ)相較傳統(tǒng)筒型基礎(chǔ)在達(dá)到相同承載力條件下，C40混凝土的耗量減少了48.94%，C15砂漿混凝土減少了60.01%。

1.3 支撐梁數(shù)量影響

支撐梁的數(shù)量是影響梁筒基礎(chǔ)極限承載力的決定性因素，基于模型1分別取支撐梁[n=4，8，12，16]以及取半徑與梁長一致的圓形筏板情況進(jìn)行有限元分析。圖4為不同梁數(shù)量梁筒基礎(chǔ)的水平承載力無量綱常數(shù)[H/cA]與基礎(chǔ)頂部水平位移的無量綱常數(shù)[ux/Do]之間的關(guān)系曲線。

在相同的荷載下，基礎(chǔ)頂部的水平位移隨支撐梁增加而減小，減小的趨勢放緩；當(dāng)[n=16]到圓形筏板情況，水平荷載[H/cAlt;6.53]時(shí)荷載-位移曲線圓形筏板與[n=16]趨于重合，[H/cAgt;6.53]時(shí)荷載-位移曲線圓形筏板在[n=16]下方，表明在相同荷載下圓形筏板情況的基礎(chǔ)頂部位移較支撐梁數(shù)量[n=16]時(shí)增大；當(dāng)[n=12]到圓形筏板情況，水平荷載[H/cAlt;13.06]時(shí)荷載-位移曲線圓形筏板在上方，[H/cAgt;13.06]時(shí)荷載-位移曲線圓形筏板在[n=12]下方，表明在相同荷載下，小荷載基數(shù)下圓形筏板情況的位移控制能力優(yōu)于支撐梁數(shù)量[n=12]時(shí)，但基礎(chǔ)水平荷載越趨于達(dá)到水平極限承載力時(shí)，圓形筏板情況的基礎(chǔ)頂部位移較支撐梁數(shù)量[n=12]時(shí)增大。分析原因，支撐梁對整個(gè)基礎(chǔ)的承載力貢獻(xiàn)由梁側(cè)面摩阻力以及梁底面端承力和摩阻力來提供，而本分析中基礎(chǔ)主要受大偏心荷載作用，支撐梁更依賴側(cè)摩阻力提供承載力。當(dāng)基礎(chǔ)由梁筒基礎(chǔ)變?yōu)閹Хぐ迨酵残突A(chǔ)，圓形筏板與土接觸的側(cè)面面積遠(yuǎn)小于由12根支撐梁與土接觸的側(cè)面積總和，且雖然圓形筏板由于更大的底面接觸面積而獲得了更大的底面端承力，但仍不能補(bǔ)償側(cè)面積減小而帶來的被動(dòng)土壓力的減小。

圖5為梁筒基礎(chǔ)的水平極限承載力的無量綱常數(shù)[Hult/cA]與梁數(shù)量[n]的關(guān)系曲線。擬合可得[n∈4，16]梁數(shù)量與水平極限承載力關(guān)系式為：

[HultcA=2.87lnn+21.62] （1）

1.4 土體抗剪強(qiáng)度指標(biāo)影響

基于模型1的基礎(chǔ)尺寸以改變土體黏聚力[c=5， 15， ] [25 ]kPa或內(nèi)摩擦角[φ=10°， 20°， 30°]來研究土體抗剪強(qiáng)度指標(biāo)對基礎(chǔ)水平承載力的影響。圖6為在不同黏聚力土體條件下梁筒基礎(chǔ)的基礎(chǔ)頂部水平位移與所施加水平力的關(guān)系曲線。在施加相同的水平荷載時(shí)，隨著土體黏聚力的增加，基礎(chǔ)的頂部水平位移減小，減小的趨勢逐漸放緩。從控制基礎(chǔ)的極限水平位移的角度，黏聚力越大的土體其能提供給梁筒基礎(chǔ)的抵抗力則越大，這種趨勢隨極限水平位移的設(shè)置值的增大而越明顯。

圖7為在不同內(nèi)摩擦角土體條件下梁筒基礎(chǔ)的基礎(chǔ)頂部水平位移與所施加水平力的關(guān)系曲線。不同的內(nèi)摩擦角條件下基礎(chǔ)的荷載-位移曲線都基本重合，當(dāng)施加荷載大于8 MN時(shí)，摩擦角增加可略微減小基礎(chǔ)頂部的水平位移，給基礎(chǔ)提供更多的土抗力。

梁筒基礎(chǔ)在黏聚力大的土體條件其承載力越大，表明梁筒基礎(chǔ)的型式可較大程度調(diào)動(dòng)的土體黏聚力，在黏性土中承載性能更強(qiáng)；內(nèi)摩擦角的增加對梁筒基礎(chǔ)的頂部移控制、承載力貢獻(xiàn)較小。

2 縮尺模型試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)背景

模型試驗(yàn)中梁筒基礎(chǔ)的原型尺寸如表2，荷載條件基于風(fēng)電機(jī)組Vestas Mk3E V150 4.0/4.2 MW HH105m WTG，取異常極端荷載條件下的豎向荷載來模擬風(fēng)電機(jī)組塔筒重量、風(fēng)荷載等施加的外部豎向荷載，豎向荷載[V]=4704 kN。

縮放比例[c=1/30]，取按比例縮小的梁筒基礎(chǔ)為研究對象，混凝土體量相近的筒型基礎(chǔ)為參照對象，試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽缛绫?所示。

土箱長寬高為1.2 m×1.2 m×1.0 m，經(jīng)過有限元計(jì)算該尺寸足以消除邊界效應(yīng)?；A(chǔ)筒填充混凝土按C40混凝土標(biāo)準(zhǔn)配置，外波紋筒以外填充混凝土砂漿按C15混凝土標(biāo)準(zhǔn)配置。選用天然河砂作為土體材料，由篩析實(shí)驗(yàn)得為中砂，分層壓實(shí)達(dá)到中密狀態(tài)，含水率lt;5%，不考慮地下水情況。

2.2 加載方案

加載系統(tǒng)采用美國MTS公司的電液伺服加載系統(tǒng)（后簡稱MTS加載系統(tǒng)），MTS加載系統(tǒng)包括水平液壓作動(dòng)器、豎向液壓作動(dòng)器，荷載施加鋼筒。豎向作動(dòng)器施加在鋼筒頂部，放置橡膠片以防滑，水平作動(dòng)器以直徑10 mm螺桿壓彎連接鋼筒，對其逐級施加拉力。施加荷載、位移的控制與記錄主要由MTS加載系統(tǒng)完成，在基礎(chǔ)頂部安裝了百分表用來監(jiān)測每級荷載施加結(jié)束穩(wěn)定后的基礎(chǔ)水平位移，其目的是驗(yàn)證MTS加載系統(tǒng)記錄的基礎(chǔ)頂部位移是否準(zhǔn)確。水平加載點(diǎn)位于基礎(chǔ)頂部以上0.8 m處，加載系統(tǒng)現(xiàn)場試驗(yàn)圖如圖8所示。

試驗(yàn)首先施加豎向力并且保持不變，水平荷載以力控方式逐級加載，直至基礎(chǔ)破壞，即當(dāng)基礎(chǔ)頂部位移達(dá)到[0.25Do]=4.6 cm或外力難以施加而急速下降并且位移急速上升時(shí)。水平荷載以0.5 kN逐級加載，每級加載時(shí)間30 s，持續(xù)時(shí)間120 s，在荷載持續(xù)時(shí)間內(nèi)位移變化趨于穩(wěn)定時(shí)對百分表讀數(shù)并記錄。試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪┘拥目傌Q向力由豎向外力以及模型所受重力的配重相加，其組成如表6所示。表中：[V]為所施加的總豎向外力；[G]為試驗(yàn)?zāi)Ｐ陀煽s放導(dǎo)致的重力差；[V]為縮放后的風(fēng)電機(jī)組豎向外力。

2.3 試驗(yàn)結(jié)果

2.3.1 對比分析結(jié)果

圖9為梁筒基礎(chǔ)和筒型基礎(chǔ)位移-荷載曲線[ux-H]，彈性受力變形階段梁筒基礎(chǔ)的曲線斜率大，表明了其在受到不斷增加的水平荷載時(shí)水平位移增量小且緩慢，在達(dá)到極限承載力前具有更強(qiáng)的位移控制能力和穩(wěn)定性。梁筒基礎(chǔ)和筒形基礎(chǔ)極限承載力比值為[梁筒]∶[筒型=1.73]∶1表明了在混凝土體量相等時(shí)梁筒基礎(chǔ)相較筒型基礎(chǔ)的承載力提高了73%；達(dá)到最大極限承載力時(shí)水平位移比值為[梁筒：筒型=0.68]∶1，表明梁筒基礎(chǔ)可極大程度控制基礎(chǔ)頂部的水平位移。

2.3.2 有限元驗(yàn)證

有限元模型為該縮尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷脑停瑘D10為梁筒基礎(chǔ)模型試驗(yàn)和有限元模擬的位移-荷載[ux-H]曲線比較。水平位移達(dá)52 mm前兩曲線趨近，52 mm后模型試驗(yàn)曲線趨近平穩(wěn)而后達(dá)到極限承載狀態(tài)，而有限元曲線（finite element analysis，F(xiàn)EA）仍處上升趨勢且并未達(dá)到極限承載狀態(tài)。模型試驗(yàn)過程中，對加載鋼筒同時(shí)施加豎向和水平力，隨著水平力的增加鋼筒會出現(xiàn)傾斜，但此時(shí)豎向力仍是豎直施加，故產(chǎn)生附加彎矩，使得試驗(yàn)中的基礎(chǔ)模型承受了更小的豎向力和更大的傾覆彎矩，導(dǎo)致基礎(chǔ)提前破壞。除該原因外，試驗(yàn)現(xiàn)場可能存在土體壓實(shí)不均、基礎(chǔ)埋置傾斜、安裝加載設(shè)備擾動(dòng)等不利因素，也會導(dǎo)致基礎(chǔ)提前破壞。

結(jié)果表明在水平位移達(dá)到52 mm范圍內(nèi)，即達(dá)水平承載力[Hult]范圍內(nèi)，梁筒基礎(chǔ)模型試驗(yàn)與有限元模擬結(jié)果匹配良好，驗(yàn)證了有限元方法的正確性。

3 結(jié) 論

本文提出梁筒基礎(chǔ)這一新型式的陸上風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)，由其具備高承載力、經(jīng)濟(jì)性等優(yōu)點(diǎn)有望成為極具競爭力的風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)解決方案，具有廣闊的工程應(yīng)用前景。現(xiàn)將重要結(jié)論總結(jié)如下：

通過建立有限元3D模型，得到梁筒基礎(chǔ)相較傳統(tǒng)筒型基礎(chǔ)混凝土體量節(jié)約了49%，基礎(chǔ)水平承載力隨支撐梁數(shù)量增加而增加，但趨勢逐漸放緩，然支撐梁數(shù)量增加至形成圓形筏板式筒型基礎(chǔ)，其極限承載力下降。支撐梁數(shù)量取值最合適在[4lt;nlt;12]，推導(dǎo)擬合了對于[n∈4，16]，[Hult/cA=2.87lnn+21.62]。

梁筒基礎(chǔ)承載力隨著土體黏聚力的增加而增加且增加幅度放緩，基本不隨內(nèi)摩擦角的變化而變化，梁筒基礎(chǔ)在黏性土體中呈現(xiàn)更高的承載力性能。

縮尺模型試驗(yàn)得到在相同混凝土體量下，梁筒基礎(chǔ)與筒型基礎(chǔ)的極限承載力比值為1.73∶1，達(dá)到極限承載力時(shí)基礎(chǔ)頂部水平位移比值為0.68∶1，驗(yàn)證了梁筒基礎(chǔ)在承載力、材料耗量、位移控制方面的優(yōu)勢。

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NUMERICAL ANALYSIS AND EXPERIMENT RESEARCH OF

A NEW TYPE OF FOUNDATION FOR WIND TURBINES WITH

BRACED TUBE FOUNDATION

Yue Xianglin1，2，Huo Hongbin1，Zhang Cheng1，Chen Yan2

（1. Faculty of Engineering， China University of Geosciences， Wuhan 430070， China；

2. Mingyang Smart Energy Group Co.， Ltd.， Zhongshan 528437， China）

Abstract：A new type of onshore wind turbine foundation based on tube foundation with supporting beams， braced tube foundation， was proposed on the backdrop of the rapid development of the wind power industry and the high costs of the wind turbine foundation. By establishing a finite element model， the quantity of C40 concrete used for braced tube foundation are reduced by 49% compared to tube foundation. The relationship between the number of supporting beams of braced tube foundation and the ultimate horizontal bearing capacity has been studied， and it is found that the optimal range for the number of supporting beams is 4lt;nlt;12 and braced tube foundation has stronger load-bearing performance in cohesive soil. By conducting a scaled model experiment， it is verified that the accuracy of the finite element model and found that the ultimate bearing capacity ratio of the braced tube foundation to the tube foundation is 1.73∶1 under the same concrete volume， and the top horizontal displacement ratio is 0.68∶1 when the ultimate bearing capacity is reached. It shows that the braced tube foundation has advantages in bearing capacity， material consumption， and displacement control.

Keywords：wind turbine generators； bearing capacity； numerical simulation； scaled model experiment； braced tube foundation