海上風(fēng)電預(yù)應(yīng)力錨桿籠基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法研究

王海軍，蔣杏雨

(天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津300072)

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海上風(fēng)電預(yù)應(yīng)力錨桿籠基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法研究

王海軍，蔣杏雨

(天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津300072)

針對(duì)海上風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)承臺(tái)結(jié)構(gòu)中的錨桿籠新型結(jié)構(gòu)，運(yùn)用相應(yīng)的力學(xué)方法，提出并改進(jìn)了對(duì)法蘭、灌漿層、承臺(tái)和錨固底板的理論計(jì)算方法，并采用有限元仿真模擬計(jì)算對(duì)理論計(jì)算進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證。結(jié)果表明，提出的理論計(jì)算方法能夠較為準(zhǔn)確地計(jì)算法蘭、灌漿層及承臺(tái)的應(yīng)力；對(duì)錨固底板，相較于以往經(jīng)驗(yàn)提出的固結(jié)梁和懸臂梁的計(jì)算方法，采用彈性地基梁計(jì)算方法更接近實(shí)際的應(yīng)力；同時(shí)也研究了錨固底板尺寸對(duì)底板本身、法蘭及灌漿層應(yīng)力影響，優(yōu)化了錨固板尺寸，為實(shí)際工程提供了參考。

海上風(fēng)電；預(yù)應(yīng)力錨桿籠基礎(chǔ)；設(shè)計(jì)方法；仿真模擬；錨固底板

海上風(fēng)電基礎(chǔ)形式中，多樁承臺(tái)和重力式基礎(chǔ)是兩種常見(jiàn)的基礎(chǔ)形式。其中預(yù)埋在混凝土結(jié)構(gòu)之中與風(fēng)機(jī)塔筒連接構(gòu)件的設(shè)計(jì)對(duì)整個(gè)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的安全性起到了至關(guān)重要的作用。對(duì)于連接構(gòu)件，既要考慮到與上部風(fēng)機(jī)的合理連接，又要考慮到與下部結(jié)構(gòu)結(jié)合的安全性[1，2]。在國(guó)內(nèi)外實(shí)際工程中，金屬基礎(chǔ)環(huán)結(jié)構(gòu)得到了廣泛的應(yīng)用，而錨桿籠結(jié)構(gòu)相對(duì)應(yīng)用較少。錨桿籠結(jié)構(gòu)與金屬基礎(chǔ)環(huán)結(jié)構(gòu)相比，能夠減少混凝土和鋼材的用量，錨栓受拉時(shí)受力均勻，避免了基礎(chǔ)環(huán)與混凝土交線處應(yīng)力集中的不利狀況。基于這些優(yōu)點(diǎn)，這種結(jié)構(gòu)和預(yù)應(yīng)力錨桿籠結(jié)構(gòu)已經(jīng)被運(yùn)用到實(shí)際工程中[3]。錨桿籠結(jié)構(gòu)源自套管-錨板地腳螺栓型式[4]，在風(fēng)電基礎(chǔ)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(jiǎn)便的預(yù)應(yīng)力錨桿籠的理論計(jì)算方法，對(duì)錨固底板只提出計(jì)算思路，并沒(méi)有明確提出計(jì)算公式。而對(duì)于風(fēng)電機(jī)組的預(yù)應(yīng)力錨桿，從預(yù)緊狀態(tài)到工作狀態(tài)，外載荷存在一個(gè)載荷分配的過(guò)程，并非一成不變[6]。因此在理論計(jì)算上還需要進(jìn)一步研究。另外，有很多尚待優(yōu)化的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和影響因素也沒(méi)有考慮到其中，比如錨固底板的寬度、灌漿層的材料性質(zhì)等，都會(huì)對(duì)整個(gè)結(jié)構(gòu)安全性造成一定的影響。

針對(duì)以上存在的問(wèn)題，本文以材料力學(xué)方法推導(dǎo)了預(yù)應(yīng)力錨桿籠基礎(chǔ)的法蘭、灌漿層、承臺(tái)、錨固底板的應(yīng)力計(jì)算公式，并結(jié)合工程采用ABAQUS軟件建立了三維有限元模型進(jìn)行受力分析，驗(yàn)證了推導(dǎo)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(duì)過(guò)渡段等結(jié)構(gòu)的受力影響。

1 預(yù)應(yīng)力錨桿籠結(jié)構(gòu)應(yīng)力計(jì)算

錨桿籠結(jié)構(gòu)主要由T形法蘭、預(yù)應(yīng)力錨桿和錨固底板三部分組成，如圖1所示。預(yù)應(yīng)力錨桿為風(fēng)電機(jī)組提供固定上部塔筒的預(yù)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(chǔ)混凝土中，灌漿層的作用則是進(jìn)行二次灌漿，對(duì)錨桿籠起加固作用。與基礎(chǔ)環(huán)結(jié)構(gòu)不同，錨桿籠結(jié)構(gòu)由多個(gè)部分共同構(gòu)成，因此每個(gè)部分受力和傳力特性需要保證。在設(shè)計(jì)中錨桿籠關(guān)鍵的參數(shù)為：T形法蘭的受力、灌漿層的應(yīng)力、承臺(tái)表面壓力、錨桿應(yīng)力和錨固底板的應(yīng)力[5]。

圖1 預(yù)應(yīng)力錨桿籠結(jié)構(gòu)示意

1.1 法蘭的最大彎曲應(yīng)力

風(fēng)電基礎(chǔ)是一個(gè)對(duì)稱結(jié)構(gòu)，與塔筒通過(guò)T形法蘭連接。在理論計(jì)算中假定該過(guò)渡段的轉(zhuǎn)動(dòng)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(xué)方法[7]可以推導(dǎo)出彎矩M及塔筒傳導(dǎo)自上而下的豎向力Fv作用下，法蘭面應(yīng)力σ1及σ2，即

(1)

式中，D為過(guò)渡段壁的中心直徑；δ為過(guò)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(yù)應(yīng)力錨桿一內(nèi)一外兩根為一組。假設(shè)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(duì)于法蘭自身內(nèi)部最大彎曲應(yīng)力的計(jì)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(jiǎn)化為彈性地基梁[8]計(jì)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(shù)Wz，從而得到法蘭最大彎曲應(yīng)力，如圖3所示，圖中Pa為錨桿的預(yù)緊力。

圖3 法蘭受壓側(cè)隔離段受力示意

1.2 灌漿層的最大壓應(yīng)力

因?yàn)楣酀{層與混凝土承臺(tái)之間不會(huì)出現(xiàn)法蘭那樣可能脫開(kāi)的情況，因此灌漿層的受力主要考慮受壓一側(cè)的壓應(yīng)力是否在材料允許范圍內(nèi)。參考材料的自身屬性，按照工程中常用的預(yù)緊力公式[9]可初步確定每一根錨桿的預(yù)緊力Pa，則灌漿層的最大壓應(yīng)力為

(3)

1.3 承臺(tái)最大壓應(yīng)力

承臺(tái)最大壓應(yīng)力與灌漿層的最大壓應(yīng)力在同一側(cè)，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(tái)最大壓力Fct=Fgj，僅需要改變受力面積進(jìn)行計(jì)算，即

(4)

式中，D3為灌漿層底面外徑；D4為內(nèi)徑；Agj′為每組錨桿所在灌漿層在混凝土承臺(tái)上的有效面積；σct為承臺(tái)受壓端的最大壓應(yīng)力。

1.4 錨固底板的最大彎曲應(yīng)力

金屬環(huán)錨固底板深埋在承臺(tái)之中，是通過(guò)預(yù)應(yīng)力錨桿與上部法蘭連接，其主要受到預(yù)應(yīng)力錨桿的拉力。按照以往的經(jīng)驗(yàn)，在計(jì)算錨固底板時(shí)，選擇相鄰錨桿間的部分單獨(dú)隔離，等效于兩端固結(jié)梁或懸臂梁進(jìn)行計(jì)算[5]，但實(shí)際上受拉端錨固底板下表面與混凝土部分有脫開(kāi)的趨勢(shì)，上表面則緊密接觸。采用與法蘭相同的計(jì)算方法，將隔離段等效為反向的彈性地基梁計(jì)算更為合理，隔離段材質(zhì)為鋼材，尺寸較小，剛度較大，按照混凝土相應(yīng)的基床系數(shù)判別梁的類型為短梁，基底反力為均布力，可采用力學(xué)法進(jìn)行計(jì)算[7]。

2 工程概況及應(yīng)力計(jì)算

以一大型海上風(fēng)電場(chǎng)風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)為例進(jìn)行計(jì)算。承臺(tái)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(nèi)徑4.5 m。法蘭內(nèi)外兩圈共布置200根錨桿，內(nèi)圈錨桿中徑4.76 m，外圈錨桿中徑5.2 m，錨桿長(zhǎng)4.1 m，錨桿的屈服強(qiáng)度為940 MPa。該連接方式為了避免法蘭與承臺(tái)直接接觸導(dǎo)致承臺(tái)表面受力過(guò)大，法蘭與承臺(tái)之間設(shè)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(jù)式(1)～式(4)分別計(jì)算法蘭的最大彎曲應(yīng)力及灌漿層和承臺(tái)的最大壓應(yīng)力，計(jì)算荷載和理論計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表1。錨固底板隔離段，分別采用懸臂梁、固結(jié)梁以及連續(xù)梁方式進(jìn)行計(jì)算，考察3種計(jì)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(shù)，從而得到錨固底板最大彎曲應(yīng)力。

表1 風(fēng)電機(jī)組計(jì)算荷載及理論計(jì)算結(jié)果

編號(hào)彎矩/MN·m豎向力/MN最大彎曲應(yīng)力(法蘭)/MPa最大壓應(yīng)力/MPa灌漿層承臺(tái)160570.6627.0716.04280565.8429.2717.353100566.7531.4718.664120589.5733.6819.9651405112.5535.8921.27

當(dāng)錨桿受力不超過(guò)預(yù)拉力時(shí)，傳遞到錨固底板的力主要由錨桿預(yù)拉力控制，受到風(fēng)機(jī)荷載中彎矩變化影響非常小。在不同彎矩下，可認(rèn)為錨固底板中彎曲應(yīng)力不變。通過(guò)計(jì)算，懸臂梁、固結(jié)梁、連續(xù)梁的最大彎曲應(yīng)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(yàn)證計(jì)算公式的合理性，建立相應(yīng)的三維有限元模型進(jìn)行計(jì)算對(duì)比分析。采用大型有限元結(jié)構(gòu)分析軟件ABAQUS，錨桿籠模型如圖4所示。基礎(chǔ)過(guò)渡段、螺母、灌漿層、錨固板、混凝土承臺(tái)采用八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元(C3D8R)離散，預(yù)應(yīng)力錨桿采用桁架單元(T3D2)離散。錨桿兩端通過(guò)錨固的方式分別固定在過(guò)渡段法蘭和錨固板上，中間部分為無(wú)粘性連接段。螺母與法蘭、灌漿層與承臺(tái)之間通過(guò)軟件中捆綁約束方式連接，法蘭與灌漿層、錨固板與承臺(tái)通過(guò)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(tǒng)的基礎(chǔ)環(huán)模型中，法蘭T形板的厚度及深度都會(huì)對(duì)基礎(chǔ)環(huán)及混凝土承臺(tái)的受力造成一定的影響[10- 12]，通過(guò)考察T形板的各種變量，來(lái)得到結(jié)構(gòu)相對(duì)較合理的設(shè)計(jì)方案。為了研究錨桿籠結(jié)構(gòu)中錨固板寬度對(duì)混凝土承臺(tái)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(jìn)行多組模擬。

3.2 材料參數(shù)

鋼材及混凝土的材料參數(shù)如表2所示。

表2 材料參數(shù)

材料彈性模量/GPa泊松比密度/kg·m-3鋼筋和過(guò)渡段2100.37850承臺(tái)混凝土C5034.50.22500灌漿層500.22400預(yù)應(yīng)力錨桿2000.37850

混凝土材料考慮其非線形特性，C50軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為32.4 MPa，軸心抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值2.64 MPa，其單軸壓縮應(yīng)力應(yīng)變曲線見(jiàn)圖5。灌漿層特征抗壓強(qiáng)度為116 MPa。

圖5 C50混凝土單軸壓縮應(yīng)力應(yīng)變曲線

4 結(jié)果分析

按照表1的荷載分別計(jì)算不同彎矩下的各關(guān)鍵部位的應(yīng)力狀態(tài)。表3為不同彎矩荷載下法蘭最大彎曲應(yīng)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(tái)最大壓應(yīng)力變化曲線。

表3 有限元計(jì)算結(jié)果(法蘭)

編號(hào)彎矩/MN·m最大彎曲應(yīng)力/MPa16060.4828070.98310079.29412087.56514095.93

圖6 灌漿層和承臺(tái)受壓端最大壓應(yīng)力

4.1 法蘭受壓端最大應(yīng)力

從表1和表3中可知，法蘭受壓端最大彎曲應(yīng)力理論計(jì)算值隨著彎矩的增大先減小后增大，有限元計(jì)算值則一直增大。造成這個(gè)結(jié)果的原因是：理論計(jì)算中彎矩最大截面出現(xiàn)位置發(fā)生了變化，預(yù)應(yīng)力錨桿附近和法蘭中部都有可能出現(xiàn)最大彎曲應(yīng)力。有限元計(jì)算中法蘭的最大彎矩截面都出現(xiàn)在法蘭中部。從數(shù)值上看，理論值稍偏大，最大相差為15%。

4.2 灌漿層和承臺(tái)受壓端最大應(yīng)力

從圖6中可知，灌漿層和承臺(tái)最大應(yīng)力都出現(xiàn)在受壓端，其中有限元計(jì)算值大于理論計(jì)算值。當(dāng)彎矩值為140MN·m時(shí)，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(gè)結(jié)果有兩個(gè)原因：①理論計(jì)算把具有柔性的承臺(tái)和灌漿層當(dāng)作剛體來(lái)進(jìn)行計(jì)算，且計(jì)算出來(lái)的為受力面的平均應(yīng)力，忽略了受力較大的情況下變形而導(dǎo)致的受力不均與應(yīng)力集中現(xiàn)象。②在理論計(jì)算中，不同部件之間所有的連接方式都沒(méi)有考慮相互之間的摩擦力，而在有限元計(jì)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(yīng)力

不同彎矩下錨固底板有限元計(jì)算彎曲應(yīng)力值見(jiàn)表4。由表4可知，錨固底板彎曲應(yīng)力在彎矩增加的情況下幾乎保持不變，說(shuō)明上部的彎矩的變換對(duì)錨固底板影響非常小，這與理論計(jì)算中不考慮上部傳導(dǎo)至錨固板的力而只考慮錨桿的預(yù)緊力是相符合的。在只考慮預(yù)緊力的情況下，相較于懸臂梁及固結(jié)梁，可以看出連續(xù)梁計(jì)算方式更接近于有限元數(shù)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(yīng)力

編號(hào)彎矩/MN·m彎曲應(yīng)力/MPa16050.9228051.21310051.53412051.86514052.18

4.4 錨固底板尺寸影響

當(dāng)其他結(jié)構(gòu)保持一致，僅錨固板尺寸發(fā)生改變時(shí)，整個(gè)結(jié)構(gòu)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(jìn)行計(jì)算。主要考察錨固板應(yīng)力、錨固底板與承臺(tái)的接觸應(yīng)力等。結(jié)果表明，不同錨固板的寬度時(shí)，錨固板的應(yīng)力最大變幅在2 MPa左右，變化較小；接觸應(yīng)力在16.6 MPa，變化較小。

5 結(jié) 語(yǔ)

在實(shí)際工程的基礎(chǔ)上，通過(guò)理論推導(dǎo)和有限元相互驗(yàn)證的方法，對(duì)海上風(fēng)電預(yù)應(yīng)力錨桿籠基礎(chǔ)開(kāi)展研究，主要結(jié)論為：①提出的理論計(jì)算方法能夠較準(zhǔn)確地計(jì)算法蘭、灌漿層及承臺(tái)的應(yīng)力。②采用彈性地基梁計(jì)算方法分析錨固底板應(yīng)力更接近實(shí)際應(yīng)力狀態(tài)。③對(duì)于結(jié)構(gòu)局部關(guān)鍵應(yīng)力分析，建議采用三維有限元方法進(jìn)行復(fù)核，確保結(jié)構(gòu)安全。

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(責(zé)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(guó)家創(chuàng)新研究群體科學(xué)基金(51321065)；高等學(xué)校學(xué)科創(chuàng)新引智計(jì)劃資助(B14012)；國(guó)家自然科學(xué)基金(51508558)

王海軍(1978—)，男，江西萍鄉(xiāng)人，副教授，博士，主要從事水工結(jié)構(gòu)靜動(dòng)力特性方面的研究．

TM614；P752

A

0559- 9342(2016)06- 0084- 04