羅偉 陸國兵 蘭涌森 譚繼可 王宇航

1.中國船舶重工集團(tuán)海裝風(fēng)電股份有限公司 重慶401122

2.重慶大學(xué)土木工程學(xué)院 400045

引言

風(fēng)力發(fā)電鋼塔筒是風(fēng)力發(fā)電機(jī)組中主要的支撐結(jié)構(gòu)，其作用是支撐機(jī)艙和葉輪，除了要承受葉輪傳遞的水平風(fēng)荷載，還要承受葉輪和風(fēng)機(jī)運(yùn)行時(shí)產(chǎn)生的動(dòng)荷載。因此，塔筒對(duì)于整機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行起著重要作用。目前大型風(fēng)電塔筒多采用鋼制圓錐形筒殼結(jié)構(gòu)，但這種結(jié)構(gòu)在復(fù)雜荷載作用下容易發(fā)生失穩(wěn)破壞，且近年來風(fēng)力發(fā)電機(jī)組朝著單機(jī)大功率的趨勢(shì)發(fā)展，導(dǎo)致風(fēng)電塔筒高度更高，風(fēng)電塔筒承擔(dān)的荷載更大，傳統(tǒng)鋼制圓錐形筒殼結(jié)構(gòu)難以滿足承載需求。而中空夾層鋼管混凝土塔筒具有截面剛度大、承載力性能好等優(yōu)點(diǎn)，可滿足大功率風(fēng)電機(jī)組的荷載要求。

近年來，文獻(xiàn)［1 ～3］對(duì)中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒進(jìn)行了整體可靠度分析和軸壓試驗(yàn)，得到了不同分段數(shù)和上下截面直徑比對(duì)承載力的影響，指出采用中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒更適用于大功率風(fēng)電機(jī)組。韓林海等［4-6］以鋼管徑厚比、空心率、長細(xì)比、偏心率為主要參數(shù)，進(jìn)行了風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的軸心受壓和偏心受壓試驗(yàn)，提出了風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的軸壓和偏壓承載力實(shí)用計(jì)算方法。黃宏等［7-12］對(duì)風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的純扭和壓扭受力性能進(jìn)行了試驗(yàn)和有限元研究，表明了風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒具有較好的延性和較高的承載力，加載路徑對(duì)其壓扭受力性能影響不大，軸壓比和長細(xì)比對(duì)其受扭承載力影響較大。郭立湘等［13，14］對(duì)方形截面風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的壓扭受力性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究和有限元分析，并提出了方形截面風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的壓扭承載力簡化計(jì)算方法。Huang 等［15］研究了空心率和外鋼管含鋼率對(duì)風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒構(gòu)件軸壓性能的影響，并提出了圓套圓和方套圓風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒構(gòu)件的受扭承載力計(jì)算公式。Wang 等［16］對(duì)風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒構(gòu)件在往復(fù)扭矩作用下的受力性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，研究表明風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒構(gòu)件在受扭荷載作用下具有較好的耗能性能和變形能力。

基于風(fēng)電塔筒底部受力大、上部受力較小的特點(diǎn)，為了充分發(fā)揮鋼塔筒和中空夾層鋼管混凝土塔筒各自的優(yōu)點(diǎn)，同時(shí)為了節(jié)省材料和減輕整個(gè)塔筒結(jié)構(gòu)自重，本文提出了一種上部鋼塔筒和下部中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的混合結(jié)構(gòu)塔筒。中空夾層鋼管混凝土塔筒作為整個(gè)風(fēng)電塔筒的關(guān)鍵受力構(gòu)件，目前國內(nèi)外學(xué)者主要研究了不同截面類型的風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒構(gòu)件的靜力行為，對(duì)往復(fù)荷載下風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的耗能和破壞機(jī)理研究較少。本文采用有限元數(shù)值模擬的方法，進(jìn)步一研究風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒在往復(fù)純扭荷載作用下的變形過程和破壞機(jī)理，并與已有試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。基于風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒截面特性，提出了受扭承載力簡化計(jì)算公式，為風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的抗扭性能研究和工程應(yīng)用提供參考。

1 新型裝配式混合結(jié)構(gòu)塔筒

風(fēng)電塔筒具有底部受力較大，而上部受力較小的特點(diǎn)，本文結(jié)合風(fēng)電塔架結(jié)構(gòu)的這一受力特點(diǎn)，基于鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)的基本受力原理，提出了一種新型混合塔筒—基于預(yù)制邊緣加勁組合殼體的裝配式混合塔筒。如圖1 所示，其上部為純鋼塔筒，下部為中空夾層鋼管混凝土塔筒，其中下部中空夾層鋼管混凝土塔筒由預(yù)制邊緣加勁組合殼體拼裝而成，并沿豎向分段組裝，所有節(jié)點(diǎn)均采用螺栓連接。預(yù)制邊緣加勁組合殼體由外層鋼板、中部混凝土、內(nèi)層鋼板以及周邊的鋼結(jié)構(gòu)邊緣加勁區(qū)構(gòu)成。本文對(duì)下部中空夾層鋼管混凝土塔筒展開研究。

2 有限元分析

2.1 有限元建模

基于ABAQUS通用有限元軟件進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，根據(jù)試件尺寸和分析精度采用合適的單元，選用合適的混凝土本構(gòu)和鋼材本構(gòu)，定義相關(guān)參數(shù)模擬鋼材和混凝土接觸面的相互作用關(guān)系，選用合理的網(wǎng)格尺寸等，以空心率和不同截面形式為研究參數(shù)，建立風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒有限元模型，通過比較數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證有限元模型的精確性。其中，圓形截面風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒有限元模型CC-T1、CC-T2 空心率分別為0.52 和0.71，矩形截面（或方形截面）RRT1、RR-T2（SST1、SS-T2）空心率分別為0.48（0.35）和0.60（0.69）。

圖1 風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒Fig.1 Schematic diagram of steel-concrete-steel double-skin composite shell tower

1.模型單元類型

結(jié)合鋼管和混凝土的截面尺寸和長度尺寸的大小關(guān)系，本文ABAQUS有限元模型中，采用實(shí)體單元模擬夾層混凝土的受力行為，采用殼單元模擬內(nèi)鋼管和外鋼管的受力行為。

2.鋼材和混凝土本構(gòu)

材料的本構(gòu)關(guān)系是材料宏觀受力性能的綜合體現(xiàn)，選取合理的材料本構(gòu)關(guān)系對(duì)有限元數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性有很大影響。本文中采用二次流塑本構(gòu)模型描述鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系可按式（1）計(jì)算。采用混凝土塑性損傷模型模擬夾層混凝土的損傷開裂行為，混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用韓林海［17］提出的適用于ABAQUS 計(jì)算的混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，見式（2）。混凝土塑性損傷參數(shù)采用余志武［18］等提出混凝土損傷變量計(jì)算方法進(jìn)行計(jì)算。

式中：Es＝206000N／mm2，εk＝10εy，Et＝0.01Es。

其中，x ＝ε／ε0，ε0＝εc+800ξ0.2×10-6，εc＝（1300 +12.5f′c）×10-6，y ＝σ／σ0，

3.界面接觸屬性

風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒柱在受扭過程中，鋼管與混凝土之間將出現(xiàn)相對(duì)位移，鋼管將約束混凝土的變形，本文采用在ABABQUS中定義接觸屬性模擬鋼管與混凝土之間的界面相互作用行為，采用“penalty”函數(shù)定義鋼管與混凝土界面切向摩擦受力行為，摩擦系數(shù)為0.6［17］。在混凝土與鋼管的接觸界面上，混凝土的法向變形受到鋼管的約束，故采用硬接觸定義鋼管與混凝土界面法向相互作用關(guān)系。定義界面相互作用關(guān)系時(shí)，將混凝土定義為主面，將鋼管定義為從面。

4.邊界條件

根據(jù)風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒在試驗(yàn)過程中的邊界約束情況確定其有限元模型的邊界約束。本文采用固端約束定義風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒有限元模型中鋼管和混凝土底部六個(gè)自由度上的位移，既保證了有限元模型底部鋼管和混凝土形成一個(gè)截面整體又保證了邊界條件為固接。在模型頂部定義參考點(diǎn)，將模型頂部的鋼管單元和混凝土單元與參考點(diǎn)耦合在一起，從而使有限元模型頂部鋼管和混凝土形成截面整體，并通過參考點(diǎn)對(duì)有限元模型頂部鋼管和混凝土同步施加位移荷載，如圖2 所示。文獻(xiàn)［16］中試件往復(fù)受扭是通過對(duì)剛性頂梁施加往復(fù)位移荷載實(shí)現(xiàn)的，且試驗(yàn)裝置的幾何關(guān)系已知，可通過試驗(yàn)裝置的幾何關(guān)系將試驗(yàn)加載端位移變化量換算成試件頂部扭轉(zhuǎn)角變化量［19］，本文將試驗(yàn)加載點(diǎn)的位移加載制度換算成參考點(diǎn)的扭轉(zhuǎn)位移加載制度，進(jìn)而保證有限元模型邊界與試驗(yàn)邊界條件相同，從而實(shí)現(xiàn)有限元分析時(shí)施加扭矩與試驗(yàn)時(shí)施加扭矩相同。

5.網(wǎng)格劃分方法

確定模型網(wǎng)格尺寸時(shí)，應(yīng)兼顧模型的計(jì)算精度和計(jì)算效率，本文在劃分網(wǎng)格時(shí)，在截面上采用按邊布置種子劃分網(wǎng)格，在模型高度方向采用全局布置種子劃分網(wǎng)格，采用結(jié)構(gòu)化劃分網(wǎng)格的方法對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，模型網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格劃分和邊界條件Fig.2 Mesh and boundary condition

2.2 結(jié)果對(duì)比

1.扭矩-扭轉(zhuǎn)角滯回曲線對(duì)比

有限元數(shù)值計(jì)算得到的扭矩-扭轉(zhuǎn)角滯回曲線和文獻(xiàn)［16］中試驗(yàn)得到的扭矩-扭轉(zhuǎn)角滯回曲線吻合較好，如圖3 所示。在整個(gè)試驗(yàn)加載過程中，當(dāng)扭轉(zhuǎn)角較大時(shí)，圓套圓風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的受扭承載力未出現(xiàn)下降；矩形套矩形風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒和方套方風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒在扭轉(zhuǎn)角較大時(shí)，受扭承載力達(dá)到峰值，繼續(xù)加載，受扭承載力開始出現(xiàn)下降，空心率較大的矩形套矩形和方套方風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的受扭承載力下降較快，由于有限元模型采用的材料本構(gòu)模型與實(shí)際材料的真實(shí)本構(gòu)關(guān)系存在一定的差異，有限元分析得到的滯回曲線較試驗(yàn)曲線飽滿。

圖3 試驗(yàn)曲線與有限元結(jié)果對(duì)比Fig.3 Comparison of calculated and tested T-θ hysteresis curves

2.外鋼管破壞形態(tài)對(duì)比和分析

風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的整體破壞形態(tài)和外鋼管Mises 應(yīng)力分布如圖4 所示，在往復(fù)扭矩作用下，外鋼管均出現(xiàn)顯著的剪切變形和向截面外側(cè)的鼓曲變形。由于混凝土對(duì)鋼管起到一定的約束作用，圓套圓風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒在往復(fù)扭矩作用下，外鋼管出現(xiàn)整體膨脹的變形趨勢(shì)，進(jìn)而進(jìn)一步增大了圓套圓風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的截面抗扭慣性矩，從而導(dǎo)致了受扭承載力持續(xù)增大。從圖4a

中可見，在扭矩作用下圓套圓風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的外鋼管底部應(yīng)力和應(yīng)變較大，相同應(yīng)變下，由于油漆的受拉強(qiáng)度較小，外鋼管底部油漆層首先撕裂并脫落，有限元數(shù)值模擬也表明外鋼管底部的應(yīng)力較大，有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)吻合較好。矩形套矩形和方套方風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒在往復(fù)扭矩作用下，外鋼管出現(xiàn)了與水平向呈45°的褶皺帶狀鼓曲，褶皺帶狀鼓曲隨著往復(fù)扭矩呈現(xiàn)交替變形，持續(xù)加載，兩條褶皺帶狀鼓曲的頂端和拐點(diǎn)重合的區(qū)域處于反復(fù)彎折的變形狀態(tài)，并最終呈現(xiàn)低周疲勞開裂，如圖4b、c所示。

3.內(nèi)鋼管破壞形態(tài)對(duì)比和分析

有限元數(shù)值模擬得到的內(nèi)鋼管在往復(fù)扭矩作用下的鼓曲變形和Mises 應(yīng)力分布如圖5 所示，可見有限元數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。從圖5a中可見內(nèi)鋼管上有明顯的環(huán)向劃痕，這表明在實(shí)際加載過程中，鋼管與混凝土之間有相對(duì)滑動(dòng)，進(jìn)一步證明有限元模型中采用摩擦系數(shù)考慮鋼管與混凝土之間的相互作用關(guān)系是合適的。在往復(fù)扭矩作用下內(nèi)層鋼管變形與外鋼管類似，均是在往復(fù)扭矩作用下交替出現(xiàn)斜向鼓曲的褶皺變形，且隨著扭矩的增大，鼓曲褶皺變形逐漸增大。由于混凝土的約束作用，內(nèi)鋼管向截面空心內(nèi)側(cè)鼓曲變形。有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果均可見圓套圓風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒內(nèi)鋼管在往復(fù)扭矩作用下的破壞變形不顯著，而矩形套矩形和方形套方形風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒內(nèi)鋼管在往復(fù)扭矩作用下均出現(xiàn)顯著的鼓曲變形，結(jié)合風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒在往復(fù)扭曲作用下外鋼管的破壞變形特征，結(jié)果表明圓形套圓形風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的受扭承載力和受扭變形性能均優(yōu)于方形套方形和矩形套矩形風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒。

4.混凝土截面應(yīng)力分析

扭矩作用下，混凝土截面上的剪應(yīng)力分布如圖6 所示。因試件截面對(duì)稱，從圖中可見截面上剪應(yīng)力沿截面呈反對(duì)稱分布。從圖6b、c 中可見矩形截面和方形截面風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒中混凝土截面剪應(yīng)力最大值出現(xiàn)在截面長邊中部區(qū)域。

圖4 破壞模式對(duì)比（單位： MPa）Fig.4 Comparison of failure mode between test specimens and FEA mode（unit：MPa）

圖5 內(nèi)鋼管破壞對(duì)比（單位： MPa）Fig.5 Failure of inner steel tubes（unit：MPa）

圖6 混凝土應(yīng)力分布（單位： MPa）Fig.6 Stress distribution of sandwich concrete（unit：MPa）

3 破壞機(jī)理分析

在扭矩荷載作用下，風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒截面將出現(xiàn)剪應(yīng)力，如圖7 所示，通過應(yīng)力分析可知主拉應(yīng)力和主壓應(yīng)力分別與風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒軸線方向呈45°。對(duì)混凝土而言，當(dāng)最大主拉應(yīng)力大于混凝土的抗拉強(qiáng)度時(shí)，混凝土開裂。由于圓鋼管平面外剛度較大以及混凝土約束了鋼管平面外變形，圓套圓風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒中的外鋼管出現(xiàn)膨脹鼓曲變形，進(jìn)而分擔(dān)截面更多的扭矩荷載；內(nèi)鋼管出現(xiàn)向截面內(nèi)方向的微小鼓曲變形，由于內(nèi)鋼管兩端部出現(xiàn)應(yīng)力集中，內(nèi)鋼管兩端附近的鋼管鼓曲變形比中部鼓曲變形略大。

矩形套矩形和方形套方形風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒中鋼管的平面外剛度較小且混凝土對(duì)鋼管僅有單面約束作用，當(dāng)扭矩作用下鋼管上產(chǎn)生的應(yīng)力超過鋼管屈服強(qiáng)度時(shí)，受約束最弱的鋼管中部區(qū)域?qū)⒊霈F(xiàn)和主拉應(yīng)力方向相同的斜向褶皺鼓曲；在正向扭矩和反向扭矩交替作用下，外鋼管斜向褶皺鼓曲方向交替變化，如圖8所示，交替出現(xiàn)的褶皺鼓曲頂點(diǎn)和拐點(diǎn)交匯點(diǎn)處鋼材變形幅度最大，隨著加載-卸載往復(fù)次數(shù)的增加，由于鋼材損傷不斷積累，鋼材開裂，且裂縫沿垂直于主拉應(yīng)力方向擴(kuò)展；內(nèi)鋼管中部區(qū)域平面外剛度較小，內(nèi)鋼管兩端受到的約束強(qiáng)于內(nèi)鋼管中部區(qū)域，在正向扭矩和反向扭矩交替作用下內(nèi)鋼管中部區(qū)域?qū)⑾蚪孛鎯?nèi)側(cè)鼓曲變形，進(jìn)而內(nèi)鋼管的截面受扭模量進(jìn)一步減小，內(nèi)鋼管分擔(dān)的受扭承載力逐漸減小。

圖7 風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒受扭Fig.7 Steel-concrete-steel double-skin composite shell under torsion

從圖4 和圖5 中可見，空心率對(duì)往復(fù)扭矩荷載作用下風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的破壞模式影響較小，空心率主要決定了內(nèi)鋼管的材料分布和內(nèi)鋼管徑厚比（或?qū)捄癖龋?，進(jìn)而影響風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的承載力和延性。

圖8 外鋼管破壞機(jī)理分析Fig.8 Failure mode analysis of outer steel tubes

4 簡化計(jì)算公式

4.1 公式推導(dǎo)

扭矩荷載作用下風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒中的混凝土與外鋼管的相互作用改變了外鋼管的破壞變形形態(tài)，使得外鋼管在徑厚比（或?qū)捄癖龋┹^大時(shí)，鋼材材料強(qiáng)度仍能夠充分發(fā)揮作用，即外鋼管在出現(xiàn)鼓曲變形時(shí)，鋼管截面應(yīng)力均已經(jīng)達(dá)到其材料屈服強(qiáng)度；混凝土與內(nèi)鋼管之間相互作用很小，但內(nèi)鋼管的徑厚比（或?qū)捄癖龋┹^小，仍可通過控制內(nèi)鋼管的徑厚比（或?qū)捄癖龋┦沟脙?nèi)鋼管再出現(xiàn)鼓曲變形時(shí)，內(nèi)鋼管截面應(yīng)力均達(dá)到其材料屈服強(qiáng)度。本文假定風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒受扭破壞時(shí)，內(nèi)鋼管和外鋼管截面應(yīng)力均達(dá)到其屈服強(qiáng)度，忽略鋼管與混凝土之間相互作用對(duì)混凝土強(qiáng)度的影響，從風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒中內(nèi)鋼管、混凝土和外鋼管等材料的截面分布特征可見其截面抗扭承載力主要由夾層混凝土（Tc）、外鋼管（Tso）和內(nèi)鋼管（Tsi）三部分承擔(dān)，本文提出風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的抗扭承載力計(jì)算公式為：

夾層混凝土的抗扭承載力計(jì)算可按素混凝土抗扭公式計(jì)算，且鋼管對(duì)夾層混凝土具有一定的約束作用，不考慮混凝土抗拉強(qiáng)度的降低，故夾層混凝土抗扭承載力計(jì)算公式為：

式中：ft為混凝土抗拉強(qiáng)度，；Wt為混凝土截面受扭模量。

箱型截面受扭模量：

式中：bh和hh分別為箱型截面的寬度和高度；hw為箱型截面的腹板凈高；tw為箱型截面壁厚。圓環(huán)形截面受扭模量：

式中：do和di分別為混凝土圓環(huán)外徑和內(nèi)徑，如圖9 所示。

圖9 截面示意Fig.9 Section diagram

外鋼管和內(nèi)鋼管為薄壁閉口鋼管，由于夾層混凝土的約束作用，扭矩荷載作用下的鋼管能夠充分發(fā)展塑性，外鋼管和內(nèi)鋼管的截面抗扭承載力計(jì)算公式如下：

式中：τoyv＝0.58fyo、τiyv＝0.58fyi分別為外鋼管和內(nèi)鋼管抗剪強(qiáng)度，fyo和fyi分別為外鋼管屈服強(qiáng)度和內(nèi)鋼管屈服強(qiáng)度；to、ti分別為外鋼管和內(nèi)鋼管壁厚；A0為鋼管壁厚中線圍成的面積。

4.2 結(jié)果驗(yàn)證

將本文提出的計(jì)算公式與文獻(xiàn)［15］中的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行計(jì)算對(duì)比，結(jié)果見表1，其中Tue為試驗(yàn)結(jié)果，可見計(jì)算精度較好，計(jì)算結(jié)果偏于安全。

單調(diào)加載下鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線與循環(huán)加載下鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系不同，循環(huán)荷載作用下的鋼材將出現(xiàn)強(qiáng)度強(qiáng)化現(xiàn)象，循環(huán)強(qiáng)化作用可使鋼材的屈服強(qiáng)度提高近20%［20］。對(duì)比本文提出的受扭承載力簡化公式計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)［16］屈服強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果，如表2 所示，可見簡化公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。

綜上可見本文提出的風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒受扭承載力簡化計(jì)算公式有較好的計(jì)算精度，可用于工程設(shè)計(jì)參考。

表1 簡化計(jì)算模型計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)［15］試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Tab.1 Comparison between test result［15］and simplified model result

表2 簡化計(jì)算模型計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)［16］試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Tab.2 Comparison between test results［16］and simplified model results

5 結(jié)論

本文通過建立風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒有限元模型，研究了往復(fù)受扭下的風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的受力行為，得到如下結(jié)論：

1.本文建立的“殼-實(shí)體”風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒有限元模型能較好地模擬風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒在往復(fù)扭矩荷載作用下的受力和變形行為，有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，空心率對(duì)扭矩作用下風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的破壞模式影響很小。

2.圓套圓風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒具有較好的受扭承載性能，能承受較大的扭矩變形，在整個(gè)加載過程中受扭承載力未出現(xiàn)顯著下降，圓套圓風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒在往復(fù)扭矩作用下的破壞模式為端部受扭撕裂破壞，有限元模擬結(jié)果也表明圓套圓風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒受扭時(shí)底部應(yīng)力較大。在實(shí)際工程中，應(yīng)加強(qiáng)塔筒底部的設(shè)計(jì)和連接。

3.矩形套矩形和方套方風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒具有較好的受扭承載性能，但在往復(fù)扭矩作用下的破壞形態(tài)為外鋼管截面邊長較大的一側(cè)出現(xiàn)褶皺帶狀鼓曲，且褶皺帶狀鼓曲隨著扭矩加載方向變化而交替變化，鋼管與混凝土分離，降低了風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的受力性能。

4.風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒在往復(fù)扭矩作用下的破壞特征均是鋼管受力發(fā)生局部鼓曲破壞，從而鋼管與混凝土分離，可通過在鋼管上布置栓釘或者其他形式的抗拔鍵，進(jìn)一步增強(qiáng)鋼管與混凝土之間的連接，從而增強(qiáng)風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒的組合工作性能，更好地發(fā)揮鋼材的受力性能。

5.本文基于組合結(jié)構(gòu)基本原理，提出了用于計(jì)算風(fēng)電中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)塔筒受扭承載力的簡化計(jì)算公式，有較好的計(jì)算精度，可用于工程參考。