格構式風電塔架半剛性節點處理方法與荷載組合研究

李 斌,李金竹,高春彥,2

(1.內蒙古科技大學 土木工程學院,內蒙古 包頭 014010；2.南京航空航天大學 航空宇航學院,江蘇 南京 210016)

由于鋼管混凝土剛度遠大于空心鋼管的剛度,其節點的連接介于剛接和鉸接之間,在以往的有限元模擬分析中,此類節點被假定為完全剛接或理想鉸接,前者認為塔架在受力變形后,塔柱和腹桿的夾角保持不變,后者意味著塔柱與腹桿間不傳遞彎矩,塔柱和腹桿的轉動是相互獨立的。假設雖然簡化了設計分析過程,但基于該假設的結構則可能是偏于保守的抑或是不安全的。同時,對于鋼管混凝土格構式風力發電塔架這種新型的風力發電塔架而言,目前我國尚沒有相關的規程或規范給出此種塔架形式所受荷載的具體計算方法。

1 模型的建立

1.1 塔架主體結構的規格及尺寸

選取某標準功率為2MW的風力發電機塔架為參考對象。模型為三肢格構式鋼管混凝土風力發電塔架,塔架以三根澆筑混凝土的圓鋼管為柱肢,空心鋼管作為三根鋼管混凝土柱肢的連系媒介。塔架的基本組成單元為正三角形錐臺。塔架全高60m,塔頂寬度4.5m,塔底寬度8.5m。結構用鋼統一采用Q345。柱肢截面為Ф560mm×16mm,內部澆筑C40混凝土,腹桿采用GB-SSP245mm×10mm的無縫鋼管。

1.2 半剛性節點形式的特點

鋼結構節點有剛接和鉸接的區分,比較直觀的區分方法就是看節點能否傳遞彎矩。對于風力發電塔架中的塔柱和腹桿是焊接連接,焊縫可以承受一定的彎矩。按照實際采用的構造,節點是半剛性半鉸接的。我國目前設計規范[1]對半剛性連接只作出了定性的提示“梁柱半剛性連接是具有有限的轉動剛度,在承受彎矩的同時會產生相應的轉角,在內里分析時必須確定連接的彎矩-轉角特性,以便考慮變形的影響。”沒有給出彎矩-轉角的具體數值而需試驗確定。

對于半剛性節點來說,其正負向抗彎剛度不同,同時半剛性節點的正負向抗彎承載力也不同。在程序模擬中,桁架結構的桿件通常被視為二力桿件,一般情況下,該類桿件都假定不考慮剪力和彎矩的作用,只考慮軸力的作用。但在鋼管混凝土格構式塔架中,腹桿是會受到彎矩的,這就需要用半剛性連接來模擬節點形式了。

1.3 彈性階段節點形式的模擬方法

分別建立剛接、鉸接、半剛接節點連接三種模型來進行分析,其計算簡見圖1。

圖1

模型1中將所有節點處理為剛接。模型2為半剛性塔架模型,塔柱之間的連接設為連續即實現剛接,塔柱與腹桿之間的連接設為半剛接。對于半剛接節點的彎矩轉角關系,大多數學者采用線性模型。此方法的優點是在荷載較低的情況下誤差較小,適合于彈性階段分析。在SAP2000中,通過釋放兩個方向的轉動彎矩M1和M2模擬鉸接,同時設定2軸和3軸的轉動剛度(即彎矩-轉角關系)實現半剛性連接,模型參考鋼結構的螺栓球節點連接特性模擬半剛性連接[2]。本文將節點的轉動剛度定為100kN·m/rad。模型3為桁架模型即將所有節點處理為鉸接,使桿件只傳遞軸力。用改變抗彎剛度的方法存在以下問題：抗彎剛度為零,其彎曲變形必然與實際不符合,而桁架的二力桿的抗彎剛度不為零,SAP2000計算結果與實際不一致；另外桿端彎矩后,桿件自重均勻分配給兩端,而抗彎剛度為零的梁單元,其兩端會有自動產生的彎矩,在模擬桁架時,節點彎矩無法得到平衡,采用單元端部釋放來實現桁架的模擬分析。

2 格構式風力發電塔架的荷載計算方法

2.1 塔架頂端的荷載

通常風荷載是引起塔架側向位移的主要因素。除風荷載外,塔架頂端還受到葉輪和機艙傳來的多種力和力矩的作用。由于風速分布不均勻以及風向的偏轉會產生偏轉力及力矩,同時還存在由于風輪旋轉產生的陀螺力和陀螺力矩。

通過風葉和機艙的荷載可以簡化為沿三個坐標軸方向的集中力和力矩。在風機轉動過程中以及由于風速超出切出風速而停機時,風輪和機艙的荷載將以集中力和力偶的形式給塔架。在有限元建模時,將全部六個力和力偶施加于塔架頂部三角形形心O點,見圖2a.同時將塔頂三個點設為隔板束縛[3],實現頂部平面內無限剛性的假定。風力發電塔架模型及受力示意見圖2b,c。

圖2

(2)偏轉力。由于風向變化引起的偏轉力用下式計算[4]：Fy=Fx·cosθ·sinθ,其中：θ為風速與風葉軸線間的夾角(°)。

(3)豎向力。機艙及風葉質量引起的垂直力Fz,采用下式計算：Fz=mg,其中：m為風葉和機艙的總質量(kg)。

(4)偏轉力矩Mx可用下式計算：Mx=9550Pη/n,其中：P為風機功率(kW)；n為風葉轉速(rpm)；η為機械功率。

(5)偏轉力矩My是My1和My2兩部分之和。由風速分布不均勻而產生的俯仰力矩My1,可用下式計算：

其中：B為風葉的數量；V1、V2分別為風葉掃掠中心上、下各2/3 風葉半徑處的風速(m/s)。由風葉和機艙重力引起的力矩My2用下式計算：My2=emg。

2.2 塔身的風荷載

參考規范[5]中筑物表面上的風荷載標準值計算式對塔身的風荷載進行計算,即wk=βzμsμzw0。

式中：wk為高度z處的風荷載標準值(kN/m2)；μs為風荷載體型系數；μz為風壓高度變化系數；βz為z高度處的風振系數；w0為基本風壓(kN/m2),取0.65。

B類地區計算風荷載高度變化系數μz時,采用下式進行計算：μz(z)=(0.1z)0.32．

表1 塔身風荷載計算結果

2.3 荷載組合方式

式中：γG——永久荷載分項系數,按規范取1.2；γQi——第i個可變荷載的分項系數,其中γQ1為可變荷載Q1的分項系數,取1.4；SGK——永久荷載標準值GK的荷載效應值；SQik——可變荷載標準值Qik的荷載效應值,SQ1k為可變荷載效應中起控制作用；ψci——可變荷載Qi的荷載組合值系數,按規范統一取0.6。

通過可變荷載效應控制的組合計算對比可知,當氣動推力作為第一可變荷載時產生的荷載組合效應遠大于將塔身風荷載作為第一可變荷載時的效應組合。雖然在不同工況下,氣動推力的大小并不一定總是比其它荷載大,但是在某些特定工況下,如極限工況時,荷載組合不考慮偏轉力矩的情況,導致切出工況下的荷載組合方式為最不利方式。所以將切出風速下氣動推力作為第一可變荷載進行荷載組合,結果匯總見下表2[6]。

表2 塔頂荷載計算結果匯總

注：力的單位kN,力矩的單位kN?m。

3 內力分析

將最不利荷載組合方式施加于三種塔架模型,得到不同結構形式下的內力及位移,三種模型受力的共同特點為：在數量級上,軸力為103kN,起到控制作用,并且三種模型的最大軸力均出現在同一根柱肢的同一位置(柱肢底部),所受的最大軸力為拉力。其中,鉸接時最大軸力為8632.71kN,半剛接時最大軸力為8521.92kN,剛接時最大軸力為8419.66kN。鉸接模型的軸力與半剛性連接的模型軸力相差1.4%,半剛接模型的軸力與剛接模型的軸力相差1.2%。

4 結論

用三種節點處理方式生成的塔架模型,對于軸力最大的桿件,其軸力值比較接近,其中剛接塔架的軸力比鉸接塔架的軸力更加接近半剛性塔架。隨著半剛性連接的初始轉動剛度減小,塔架的側向位移呈增大趨勢。當柱肢之間轉動剛度趨向于零時,節點的位移趨于懸臂柱的位移。同時,隨著節點間轉動剛度的減小。腹桿彎矩快速減小,當轉動剛度趨于零,塔柱柱腳的彎矩趨于一致,腹桿趨于簡支梁情況。塔架的半剛性連接改變了塔柱對于腹桿的端部約束,影響腹桿的計算長度,進而影響整個塔架的受力性能。相對于鉸接連接,半剛性連接增大了塔柱的極限承載力,減小了塔架的整體位移。

對于本文中的格構式鋼管混凝土塔架,建議切出風速工況下的荷載組合最為其最不利荷載組合方式,設計時按氣動推力為第一可變荷載進行設計。

[1]GB-50017-2003 鋼結構設計規范[S]．

[2]張毅剛.螺栓球節點剛度分析及其計算模型簡化[J].工業建筑,2012(06)．

[3]石文龍.平端板連接半剛性梁柱組合節點的試驗與理論研究[D].同濟大學博士論文,2006．

[4]謝峰,趙吉文,沈維蕾,等.600KW風力機塔架結構仿真設計[J].系統仿真設計,2004(1)．

[5]GB50009-2012 建筑結構荷載規范[S]．

[6]王首一.風能資源在山地開發中的綜合運用[J].江西建材,2015(21):254．