李 斌,李金竹,高春彥,2

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

由于鋼管混凝土剛度遠(yuǎn)大于空心鋼管的剛度,其節(jié)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(jié)點被假定為完全剛接或理想鉸接,前者認(rèn)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(zhuǎn)動是相互獨立的。假設(shè)雖然簡化了設(shè)計分析過程,但基于該假設(shè)的結(jié)構(gòu)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(gòu)式風(fēng)力發(fā)電塔架這種新型的風(fēng)力發(fā)電塔架而言,目前我國尚沒有相關(guān)的規(guī)程或規(guī)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(jié)構(gòu)的規(guī)格及尺寸

選取某標(biāo)準(zhǔn)功率為2MW的風(fēng)力發(fā)電機(jī)塔架為參考對象。模型為三肢格構(gòu)式鋼管混凝土風(fēng)力發(fā)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(jié)構(gòu)用鋼統(tǒng)一采用Q345。柱肢截面為Ф560mm×16mm,內(nèi)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(jié)點形式的特點

鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點有剛接和鉸接的區(qū)分,比較直觀的區(qū)分方法就是看節(jié)點能否傳遞彎矩。對于風(fēng)力發(fā)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(gòu)造,節(jié)點是半剛性半鉸接的。我國目前設(shè)計規(guī)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(zhuǎn)動剛度,在承受彎矩的同時會產(chǎn)生相應(yīng)的轉(zhuǎn)角,在內(nèi)里分析時必須確定連接的彎矩-轉(zhuǎn)角特性,以便考慮變形的影響。”沒有給出彎矩-轉(zhuǎn)角的具體數(shù)值而需試驗確定。

對于半剛性節(jié)點來說,其正負(fù)向抗彎剛度不同,同時半剛性節(jié)點的正負(fù)向抗彎承載力也不同。在程序模擬中,桁架結(jié)構(gòu)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(gòu)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(jié)點形式了。

1.3 彈性階段節(jié)點形式的模擬方法

分別建立剛接、鉸接、半剛接節(jié)點連接三種模型來進(jìn)行分析,其計算簡見圖1。

圖1

模型1中將所有節(jié)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(shè)為連續(xù)即實現(xiàn)剛接,塔柱與腹桿之間的連接設(shè)為半剛接。對于半剛接節(jié)點的彎矩轉(zhuǎn)角關(guān)系,大多數(shù)學(xué)者采用線性模型。此方法的優(yōu)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(zhuǎn)動彎矩M1和M2模擬鉸接,同時設(shè)定2軸和3軸的轉(zhuǎn)動剛度(即彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系)實現(xiàn)半剛性連接,模型參考鋼結(jié)構(gòu)的螺栓球節(jié)點連接特性模擬半剛性連接[2]。本文將節(jié)點的轉(zhuǎn)動剛度定為100kN·m/rad。模型3為桁架模型即將所有節(jié)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(jié)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(chǎn)生的彎矩,在模擬桁架時,節(jié)點彎矩?zé)o法得到平衡,采用單元端部釋放來實現(xiàn)桁架的模擬分析。

2 格構(gòu)式風(fēng)力發(fā)電塔架的荷載計算方法

2.1 塔架頂端的荷載

通常風(fēng)荷載是引起塔架側(cè)向位移的主要因素。除風(fēng)荷載外,塔架頂端還受到葉輪和機(jī)艙傳來的多種力和力矩的作用。由于風(fēng)速分布不均勻以及風(fēng)向的偏轉(zhuǎn)會產(chǎn)生偏轉(zhuǎn)力及力矩,同時還存在由于風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的陀螺力和陀螺力矩。

通過風(fēng)葉和機(jī)艙的荷載可以簡化為沿三個坐標(biāo)軸方向的集中力和力矩。在風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)動過程中以及由于風(fēng)速超出切出風(fēng)速而停機(jī)時,風(fēng)輪和機(jī)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(shè)為隔板束縛[3],實現(xiàn)頂部平面內(nèi)無限剛性的假定。風(fēng)力發(fā)電塔架模型及受力示意見圖2b,c。

圖2

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

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

(4)偏轉(zhuǎn)力矩Mx可用下式計算：Mx=9550Pη/n,其中：P為風(fēng)機(jī)功率(kW)；n為風(fēng)葉轉(zhuǎn)速(rpm)；η為機(jī)械功率。

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

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

2.2 塔身的風(fēng)荷載

參考規(guī)范[5]中筑物表面上的風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值計算式對塔身的風(fēng)荷載進(jìn)行計算,即wk=βzμsμzw0。

式中：wk為高度z處的風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值(kN/m2)；μs為風(fēng)荷載體型系數(shù)；μz為風(fēng)壓高度變化系數(shù)；βz為z高度處的風(fēng)振系數(shù)；w0為基本風(fēng)壓(kN/m2),取0.65。

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

表1 塔身風(fēng)荷載計算結(jié)果

2.3 荷載組合方式

式中：γG——永久荷載分項系數(shù),按規(guī)范取1.2；γQi——第i個可變荷載的分項系數(shù),其中γQ1為可變荷載Q1的分項系數(shù),取1.4；SGK——永久荷載標(biāo)準(zhǔn)值GK的荷載效應(yīng)值；SQik——可變荷載標(biāo)準(zhǔn)值Qik的荷載效應(yīng)值,SQ1k為可變荷載效應(yīng)中起控制作用；ψci——可變荷載Qi的荷載組合值系數(shù),按規(guī)范統(tǒng)一取0.6。

通過可變荷載效應(yīng)控制的組合計算對比可知,當(dāng)氣動推力作為第一可變荷載時產(chǎn)生的荷載組合效應(yīng)遠(yuǎn)大于將塔身風(fēng)荷載作為第一可變荷載時的效應(yīng)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(zhuǎn)力矩的情況,導(dǎo)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(fēng)速下氣動推力作為第一可變荷載進(jìn)行荷載組合,結(jié)果匯總見下表2[6]。

表2 塔頂荷載計算結(jié)果匯總

注：力的單位kN,力矩的單位kN?m。

3 內(nèi)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(jié)構(gòu)形式下的內(nèi)力及位移,三種模型受力的共同特點為：在數(shù)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(xiàn)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(jié)論

用三種節(jié)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(zhuǎn)動剛度減小,塔架的側(cè)向位移呈增大趨勢。當(dāng)柱肢之間轉(zhuǎn)動剛度趨向于零時,節(jié)點的位移趨于懸臂柱的位移。同時,隨著節(jié)點間轉(zhuǎn)動剛度的減小。腹桿彎矩快速減小,當(dāng)轉(zhuǎn)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(jìn)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(gòu)式鋼管混凝土塔架,建議切出風(fēng)速工況下的荷載組合最為其最不利荷載組合方式,設(shè)計時按氣動推力為第一可變荷載進(jìn)行設(shè)計。

[1]GB-50017-2003 鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范[S]．

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

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

[4]謝峰,趙吉文,沈維蕾,等.600KW風(fēng)力機(jī)塔架結(jié)構(gòu)仿真設(shè)計[J].系統(tǒng)仿真設(shè)計,2004(1)．

[5]GB50009-2012 建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范[S]．

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