海上風電預應力錨桿籠基礎結構設計方法研究

王海軍，蔣杏雨

(天津大學建筑工程學院，天津300072)

?

海上風電預應力錨桿籠基礎結構設計方法研究

王海軍，蔣杏雨

(天津大學建筑工程學院，天津300072)

針對海上風電機組基礎承臺結構中的錨桿籠新型結構，運用相應的力學方法，提出并改進了對法蘭、灌漿層、承臺和錨固底板的理論計算方法，并采用有限元仿真模擬計算對理論計算進行了對比驗證。結果表明，提出的理論計算方法能夠較為準確地計算法蘭、灌漿層及承臺的應力；對錨固底板，相較于以往經驗提出的固結梁和懸臂梁的計算方法，采用彈性地基梁計算方法更接近實際的應力；同時也研究了錨固底板尺寸對底板本身、法蘭及灌漿層應力影響，優化了錨固板尺寸，為實際工程提供了參考。

海上風電；預應力錨桿籠基礎；設計方法；仿真模擬；錨固底板

海上風電基礎形式中，多樁承臺和重力式基礎是兩種常見的基礎形式。其中預埋在混凝土結構之中與風機塔筒連接構件的設計對整個基礎結構的安全性起到了至關重要的作用。對于連接構件，既要考慮到與上部風機的合理連接，又要考慮到與下部結構結合的安全性[1，2]。在國內外實際工程中，金屬基礎環結構得到了廣泛的應用，而錨桿籠結構相對應用較少。錨桿籠結構與金屬基礎環結構相比，能夠減少混凝土和鋼材的用量，錨栓受拉時受力均勻，避免了基礎環與混凝土交線處應力集中的不利狀況。基于這些優點，這種結構和預應力錨桿籠結構已經被運用到實際工程中[3]。錨桿籠結構源自套管-錨板地腳螺栓型式[4]，在風電基礎的使用中是一種較新穎的形式。在先前的研究中，郭敏等[5]提出了一種簡便的預應力錨桿籠的理論計算方法，對錨固底板只提出計算思路，并沒有明確提出計算公式。而對于風電機組的預應力錨桿，從預緊狀態到工作狀態，外載荷存在一個載荷分配的過程，并非一成不變[6]。因此在理論計算上還需要進一步研究。另外，有很多尚待優化的結構設計和影響因素也沒有考慮到其中，比如錨固底板的寬度、灌漿層的材料性質等，都會對整個結構安全性造成一定的影響。

針對以上存在的問題，本文以材料力學方法推導了預應力錨桿籠基礎的法蘭、灌漿層、承臺、錨固底板的應力計算公式，并結合工程采用ABAQUS軟件建立了三維有限元模型進行受力分析，驗證了推導公式的合理性。此外，還探究了在固定荷載的條件下，錨固底板尺寸對過渡段等結構的受力影響。

1 預應力錨桿籠結構應力計算

錨桿籠結構主要由T形法蘭、預應力錨桿和錨固底板三部分組成，如圖1所示。預應力錨桿為風電機組提供固定上部塔筒的預緊力，在上部與T形法蘭相連接，下部由錨固底板固定在基礎混凝土中，灌漿層的作用則是進行二次灌漿，對錨桿籠起加固作用。與基礎環結構不同，錨桿籠結構由多個部分共同構成，因此每個部分受力和傳力特性需要保證。在設計中錨桿籠關鍵的參數為：T形法蘭的受力、灌漿層的應力、承臺表面壓力、錨桿應力和錨固底板的應力[5]。

圖1 預應力錨桿籠結構示意

1.1 法蘭的最大彎曲應力

風電基礎是一個對稱結構，與塔筒通過T形法蘭連接。在理論計算中假定該過渡段的轉動中心在T形法蘭的底部中心，如圖2(圖1的1- 1剖面)所示。由材料力學方法[7]可以推導出彎矩M及塔筒傳導自上而下的豎向力Fv作用下，法蘭面應力σ1及σ2，即

(1)

式中，D為過渡段壁的中心直徑；δ為過渡段壁厚；I為截面貫性矩。

圖2 1- 1剖面受力示意

從圖1中可知，預應力錨桿一內一外兩根為一組。假設為n組，將法蘭面也分為n組，則可以求出這n組中法蘭的最大壓力F1和最大拉力F2。

(2)

對于法蘭自身內部最大彎曲應力的計算，選取在法蘭面n組中受壓端受壓力最大的一組隔離，法蘭下端與灌漿層緊密接觸，簡化為彈性地基梁[8]計算，求出隔離體中最大彎矩Mmax，近似按照矩形截面求出抗彎截面系數Wz，從而得到法蘭最大彎曲應力，如圖3所示，圖中Pa為錨桿的預緊力。

圖3 法蘭受壓側隔離段受力示意

1.2 灌漿層的最大壓應力

因為灌漿層與混凝土承臺之間不會出現法蘭那樣可能脫開的情況，因此灌漿層的受力主要考慮受壓一側的壓應力是否在材料允許范圍內。參考材料的自身屬性，按照工程中常用的預緊力公式[9]可初步確定每一根錨桿的預緊力Pa，則灌漿層的最大壓應力為

(3)

1.3 承臺最大壓應力

承臺最大壓應力與灌漿層的最大壓應力在同一側，受到灌漿層的直接壓力，在不考慮上部力傳遞消散的情況下，承臺最大壓力Fct=Fgj，僅需要改變受力面積進行計算，即

(4)

式中，D3為灌漿層底面外徑；D4為內徑；Agj′為每組錨桿所在灌漿層在混凝土承臺上的有效面積；σct為承臺受壓端的最大壓應力。

1.4 錨固底板的最大彎曲應力

金屬環錨固底板深埋在承臺之中，是通過預應力錨桿與上部法蘭連接，其主要受到預應力錨桿的拉力。按照以往的經驗，在計算錨固底板時，選擇相鄰錨桿間的部分單獨隔離，等效于兩端固結梁或懸臂梁進行計算[5]，但實際上受拉端錨固底板下表面與混凝土部分有脫開的趨勢，上表面則緊密接觸。采用與法蘭相同的計算方法，將隔離段等效為反向的彈性地基梁計算更為合理，隔離段材質為鋼材，尺寸較小，剛度較大，按照混凝土相應的基床系數判別梁的類型為短梁，基底反力為均布力，可采用力學法進行計算[7]。

2 工程概況及應力計算

以一大型海上風電場風機基礎為例進行計算。承臺直徑14 m，高5.6 m，材料為C50高性能混凝土，下部法蘭外徑為5.46 m，法蘭寬0.48 m、厚0.08 m，法蘭內徑4.5 m。法蘭內外兩圈共布置200根錨桿，內圈錨桿中徑4.76 m，外圈錨桿中徑5.2 m，錨桿長4.1 m，錨桿的屈服強度為940 MPa。該連接方式為了避免法蘭與承臺直接接觸導致承臺表面受力過大，法蘭與承臺之間設置一層灌漿層，灌漿厚70 mm。下錨板尺寸為寬0.45 m、厚0.1 m。

根據式(1)～式(4)分別計算法蘭的最大彎曲應力及灌漿層和承臺的最大壓應力，計算荷載和理論計算結果見表1。錨固底板隔離段，分別采用懸臂梁、固結梁以及連續梁方式進行計算，考察3種計算方式哪種更為合理。求出板中最大彎矩，按照平均截面面積求出抗彎截面系數，從而得到錨固底板最大彎曲應力。

表1 風電機組計算荷載及理論計算結果

編號彎矩/MN·m豎向力/MN最大彎曲應力(法蘭)/MPa最大壓應力/MPa灌漿層承臺160570.6627.0716.04280565.8429.2717.353100566.7531.4718.664120589.5733.6819.9651405112.5535.8921.27

當錨桿受力不超過預拉力時，傳遞到錨固底板的力主要由錨桿預拉力控制，受到風機荷載中彎矩變化影響非常小。在不同彎矩下，可認為錨固底板中彎曲應力不變。通過計算，懸臂梁、固結梁、連續梁的最大彎曲應力分別為1 043.0、215.51、72.18 MPa。

3 三維仿真模擬

3.1 有限元模型

為了驗證計算公式的合理性，建立相應的三維有限元模型進行計算對比分析。采用大型有限元結構分析軟件ABAQUS，錨桿籠模型如圖4所示。基礎過渡段、螺母、灌漿層、錨固板、混凝土承臺采用八節點實體單元(C3D8R)離散，預應力錨桿采用桁架單元(T3D2)離散。錨桿兩端通過錨固的方式分別固定在過渡段法蘭和錨固板上，中間部分為無粘性連接段。螺母與法蘭、灌漿層與承臺之間通過軟件中捆綁約束方式連接，法蘭與灌漿層、錨固板與承臺通過面-面接觸連接，在錨桿作為桁架單元的條件下，錨桿兩端采用嵌入方式與螺母和錨固板連接。

圖4 錨桿籠模型

在傳統的基礎環模型中，法蘭T形板的厚度及深度都會對基礎環及混凝土承臺的受力造成一定的影響[10- 12]，通過考察T形板的各種變量，來得到結構相對較合理的設計方案。為了研究錨桿籠結構中錨固板寬度對混凝土承臺和錨桿的影響，模型采用5種錨固板的寬度，從0.45 m到0.65 m，每次間隔0.05 m，取固定彎矩60 MN·m，豎向力5 MN，進行多組模擬。

3.2 材料參數

鋼材及混凝土的材料參數如表2所示。

表2 材料參數

材料彈性模量/GPa泊松比密度/kg·m-3鋼筋和過渡段2100.37850承臺混凝土C5034.50.22500灌漿層500.22400預應力錨桿2000.37850

混凝土材料考慮其非線形特性，C50軸心抗壓強度標準值為32.4 MPa，軸心抗拉強度標準值2.64 MPa，其單軸壓縮應力應變曲線見圖5。灌漿層特征抗壓強度為116 MPa。

圖5 C50混凝土單軸壓縮應力應變曲線

4 結果分析

按照表1的荷載分別計算不同彎矩下的各關鍵部位的應力狀態。表3為不同彎矩荷載下法蘭最大彎曲應力的理論值與有限元值，圖6則為不同彎矩荷載條件下灌漿層和承臺最大壓應力變化曲線。

表3 有限元計算結果(法蘭)

編號彎矩/MN·m最大彎曲應力/MPa16060.4828070.98310079.29412087.56514095.93

圖6 灌漿層和承臺受壓端最大壓應力

4.1 法蘭受壓端最大應力

從表1和表3中可知，法蘭受壓端最大彎曲應力理論計算值隨著彎矩的增大先減小后增大，有限元計算值則一直增大。造成這個結果的原因是：理論計算中彎矩最大截面出現位置發生了變化，預應力錨桿附近和法蘭中部都有可能出現最大彎曲應力。有限元計算中法蘭的最大彎矩截面都出現在法蘭中部。從數值上看，理論值稍偏大，最大相差為15%。

4.2 灌漿層和承臺受壓端最大應力

從圖6中可知，灌漿層和承臺最大應力都出現在受壓端，其中有限元計算值大于理論計算值。當彎矩值為140MN·m時，兩者的有限元值大于理論值的比例分別為28.2%和35.7%。造成這個結果有兩個原因：①理論計算把具有柔性的承臺和灌漿層當作剛體來進行計算，且計算出來的為受力面的平均應力，忽略了受力較大的情況下變形而導致的受力不均與應力集中現象。②在理論計算中，不同部件之間所有的連接方式都沒有考慮相互之間的摩擦力，而在有限元計算中，法蘭與灌漿層之間考慮了接觸，存在摩擦力。

4.3 錨固底板的最大彎曲應力

不同彎矩下錨固底板有限元計算彎曲應力值見表4。由表4可知，錨固底板彎曲應力在彎矩增加的情況下幾乎保持不變，說明上部的彎矩的變換對錨固底板影響非常小，這與理論計算中不考慮上部傳導至錨固板的力而只考慮錨桿的預緊力是相符合的。在只考慮預緊力的情況下，相較于懸臂梁及固結梁，可以看出連續梁計算方式更接近于有限元數值，理論值大于有限元值30%左右。

表4 不同彎矩下的錨固底板彎曲應力

編號彎矩/MN·m彎曲應力/MPa16050.9228051.21310051.53412051.86514052.18

4.4 錨固底板尺寸影響

當其他結構保持一致，僅錨固板尺寸發生改變時，整個結構受力基本相同。分別取錨固板尺寸為45～65 cm，每次增加5 cm，分為5組進行計算。主要考察錨固板應力、錨固底板與承臺的接觸應力等。結果表明，不同錨固板的寬度時，錨固板的應力最大變幅在2 MPa左右，變化較小；接觸應力在16.6 MPa，變化較小。

5 結 語

在實際工程的基礎上，通過理論推導和有限元相互驗證的方法，對海上風電預應力錨桿籠基礎開展研究，主要結論為：①提出的理論計算方法能夠較準確地計算法蘭、灌漿層及承臺的應力。②采用彈性地基梁計算方法分析錨固底板應力更接近實際應力狀態。③對于結構局部關鍵應力分析，建議采用三維有限元方法進行復核，確保結構安全。

[1]WANG Wei， BAI Yong. Investigation on Installation of Offshore Wind Turbines[J]. Journal of Marine Science and Application， 2010， 9(2)： 175- 180．

[2]劉潤， 陳廣思， 劉禹臣， 等. 海上風電大直徑寬淺式筒型基礎抗彎特性分析[J]. 天津大學學報： 自然科學與工程技術版， 2013， 46(5)： 393- 400．

[3]張萬祥， 劉洪海， 于春來. 新型風力發電機組梁板式預應力錨栓基礎應用[J]. 風能， 2014(5)： 84- 86．

[4]傅式尹. 套管—錨板式地腳螺栓[J]. 重型機械， 1995(1)： 64- 65．

[5]郭敏， 謝超， 謝治， 等. 預應力風電機組基礎錨桿籠連接計算方法研究[J]. 風能， 2014(5)： 79- 82.

[6]劉勝祥， 宋曉萍， 向繼超. 大型風機連接螺栓的疲勞特性分析[J]. 水電能源科學， 2013， 31(7) ： 170- 172．

[7]王世斌， 亢一瀾. 材料力學[M]. 北京： 高等教育出版社， 2008．

[8]吳興序. 基礎工程[M]. 成都： 西南交通大學出版社， 2007．

[9]成大先. 機械設計手冊[M]. 北京： 化學工業出版社， 2004．

[10]李振作. 中歐預應力重力式風機基礎設計方法分析與比較[J]. 山西建筑， 2014， 40(7)： 69- 71．

[11]張立英. 風機基礎結構數值模擬及優化設計研究[D]. 天津： 天津大學， 2004．

[12]練繼建， 劉喜珠， 張立英， 等. 風機基礎鋼混組合結構細部損傷分析研究[J]. 水利水電技術， 2011， 42(1)： 48- 53．

(責任編輯 王 琪)

Research on Structural Design Method of Foundation with Pre-stressed Anchor Cage for Offshore Wind Turbine Generator

WANG Haijun, JIANG Xingyu

(School of Civil Engineering, Tianjin University, Tianjin 300072, China)

The foundation with pre-stressed anchor cage for offshore wind turbine generators is a new-style foundation. The theoretical calculation methods of connect flange, grouting layer, platform and anchor plate of this foundation are proposed by the means of mechanical method. In order to verify these methods, the finite element simulation is carried out. The results show that： (a) the new methods can accurately calculate the stresses of connect flange, grouting layer and concrete platform; and (b) for anchor plate stress analysis, the elastic foundation beam method is more reasonable than consolidation beam and cantilever beam methods which are proposed based on existing experiences. The effects of anchor plate sizes on the stresses of flange, grouting layer and anchor plate are also studied, and according to the results, the anchor plate sizes are optimized to provide reference to actual engineering．

offshore wind power; foundation with pre-stressed anchor cage; design method; stimulation; anchor plate

2015- 11- 09

國家創新研究群體科學基金(51321065)；高等學校學科創新引智計劃資助(B14012)；國家自然科學基金(51508558)

王海軍(1978—)，男，江西萍鄉人，副教授，博士，主要從事水工結構靜動力特性方面的研究．

TM614；P752

A

0559- 9342(2016)06- 0084- 04