陸上風機圓形擴展基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)受力特性分析

李騰飛

上?？睖y設(shè)計研究院有限公司

0 引言

風能是一種清潔、安全、綠色無污染的可再生能源，近年來風力發(fā)電得到了長足的發(fā)展。風電機組基礎(chǔ)具有承受360°方向重復(fù)荷載和大偏心受力的特點，隨著風電機組荷載越來越大，環(huán)式基礎(chǔ)由于施工時易傾斜、錨固作用有限、易產(chǎn)生裂縫等缺點，已逐漸不能適應(yīng)新型風機受力的需要。錨栓式風機基礎(chǔ)由于先對錨栓進行預(yù)張拉，使機組在運行期間錨板始終與基礎(chǔ)呈受壓狀態(tài)，受力特性明確，吸能性能更好，因此得到了較多的應(yīng)用。但是在預(yù)壓力的作用下，錨固區(qū)混凝土將承受較大的局部壓力，若設(shè)計或施工處理不當，構(gòu)件將產(chǎn)生較大的裂縫，甚至?xí)⒒炷辆植繅核閇1，2]。因此，研究風電機組預(yù)應(yīng)力螺栓基礎(chǔ)的局部受力情況對風機在服役期內(nèi)的安全與使用有著非常重要的意義。

1 模型參數(shù)

結(jié)合風場的相關(guān)資料，根據(jù)制造廠提供的風電機組荷載資料、錨籠環(huán)資料，以及工程地質(zhì)資料，對風機基礎(chǔ)進行設(shè)計。在滿足結(jié)構(gòu)和構(gòu)造要求條件下，確定風機基礎(chǔ)體型為高5.0 m的鋼筋混凝土淺埋式基礎(chǔ)?；A(chǔ)底部為直徑20.8 m，高0.80 m的圓柱；中間為底面直徑20.8 m，頂面直徑6.6 m，高2.0 m的圓臺；上部為直徑6.6 m，高2.2 m的臺柱，基礎(chǔ)采用C40混凝土，基礎(chǔ)尺寸見圖1和表1。

圖1 圓形擴展基礎(chǔ)簡圖

表1 圓形擴展基礎(chǔ)幾何參數(shù)

根據(jù)廠家提供的錨栓標準圖,塔筒下部T型法蘭外直徑D1=4 672 mm，內(nèi)直徑D2=3 850 mm，厚度t1=100 mm；上錨板外直徑D3=4 772 mm，內(nèi)直徑D4=3 750 mm，厚度t2=40 mm；錨栓數(shù)目n=192，預(yù)拉力值Pa=660 kN，錨栓直徑d1=48 mm，外圈螺栓分布直徑r1=4 437 mm，內(nèi)圈螺栓分布直徑r2=4 085 mm；下錨板外直徑D5=4 739 mm，內(nèi)直徑D6=3 783 mm，厚度t3=55 mm。

材料參數(shù)見表2，作用于風機塔筒底部的荷載及風機參數(shù)見表3。

表2 材料參數(shù)表

表3 作用于風機塔筒底部的荷載及風機參數(shù)(不含安全系數(shù))

2 有限元模型建立

2.1 結(jié)構(gòu)模型

運用ANSYS有限元軟件對基礎(chǔ)模型進行分析，模型包括塔架底法蘭、上錨板、下錨板和混凝土承臺（包括混凝土承臺主體和高強灌漿料）。選取整體結(jié)構(gòu)建立錨栓基礎(chǔ)的實體模型，如圖2所示。耦合筒壁上端面全部自由度并施加風機極限載荷，混凝土的下端面部分固結(jié)。

圖2 圓形擴展基礎(chǔ)整體圖

極限強度分析關(guān)注法蘭的強度和應(yīng)力集中問題，因此選用solid65單元。該單元是一個高階3維20節(jié)點固體結(jié)構(gòu)單元，具有二次位移模式，單元每個節(jié)點有3個沿著x、y、z方向平移的自由度，可以具有任意的空間各向異性，單元支持塑性、超彈性、蠕變、應(yīng)力剛化、大變形和大應(yīng)變能力。混凝土結(jié)構(gòu)采用solid65實體單元模擬混凝土。錨栓選用梁單元beam188。接觸對設(shè)置中，分別選用targe170模擬目標面，選用conta174模擬接觸面[3，4]。

2.2 接觸面設(shè)置

錨栓組件實體模型中，接觸面分為三類：上錨板及法蘭面接觸區(qū)域；上錨板與混凝土面接觸區(qū)域；下錨板與混凝土面接觸區(qū)域，見圖3。在ANSYS中，兩個結(jié)構(gòu)之間定義接觸之前首先要生成接觸單元，分析中接觸單元分別選用Contal174和Targel170，接觸剛度取默認值1，摩擦系數(shù)取0.5。

圖3 接觸設(shè)置

2.3 網(wǎng)格劃分

模型網(wǎng)格劃分的整體與局部見圖4，錨栓籠模型網(wǎng)格見圖5，錨板區(qū)域采用二次單元solid65劃分網(wǎng)格。模型總單元數(shù)共計約33萬。

圖4 基礎(chǔ)整體模型網(wǎng)格

圖5 錨栓籠模型網(wǎng)格

2.4 錨栓荷載的施加

錨栓組件受力狀態(tài)分為兩個階段，首先是錨栓預(yù)緊，全部錨栓預(yù)緊后承受上部荷載作用，其中錨栓預(yù)緊起控制作用。分析中，第一個分析步在錨栓上緩慢施加預(yù)緊力；第二個分析步將施加最大預(yù)緊力和風機極限載荷。

3 極限強度分析

3.1 錨栓籠受力分析

錨板實際受力為壓力Fbolt、彎矩M、剪力、重力。通過分析可知，壓力和重力為主動力，剪力和彎矩是由預(yù)拉力和極限荷載的施加引起的被動力。其中，極限荷載產(chǎn)生的作用力對上錨板影響較大，對下錨板受力影響較小。上下錨板受到錨栓預(yù)拉力Fbolt產(chǎn)生的荷載效應(yīng)最大。

圖6為僅施加錨栓預(yù)緊力和施加極限載荷后法蘭錨栓群軸向應(yīng)力圖。由圖6可見，僅施加預(yù)緊力每根錨栓的應(yīng)力為475 MPa；施加極限載荷后受拉區(qū)錨栓的應(yīng)力最大，最大值為497 MPa，受壓區(qū)錨栓的應(yīng)力最小，最小值為451 MPa。內(nèi)外圈錨栓的應(yīng)力相差不大，因此內(nèi)外圈錨栓沿圓周的應(yīng)力和位移變化趨于一致。

圖6 錨栓群軸向應(yīng)力圖

圖7和圖8為施加風機極限載荷前后上下錨板的Mises應(yīng)力圖。從圖中可見，錨板在錨栓孔中心圓附近應(yīng)力水平較高，上錨板應(yīng)力受風機載荷影響變化較大，最大應(yīng)力為84.4 MPa，下錨板應(yīng)力受風機載荷影響變化不大。下錨板整體應(yīng)力水平較上錨板高，這是因為上錨板通過法蘭間接承受錨栓施加的預(yù)拉力，法蘭與錨板的接觸面積較大，上錨板受力較為均勻，下錨板直接通過螺母墊片在錨板下平面施加預(yù)拉力，附近應(yīng)力水平較高，但除開孔處部分進入塑性狀態(tài)外，下錨板整體大部分仍處于彈性受力狀態(tài)，局部應(yīng)力不大于320 MPa，滿足其安全性能要求。

圖7 上錨板應(yīng)力云圖

圖8 下錨板應(yīng)力云圖

圖9為施加風機極限載荷前后法蘭的Mises應(yīng)力圖。塔架底法蘭在施加預(yù)應(yīng)力之后，錨栓孔附近壓應(yīng)力最大，最大應(yīng)力為312 MPa，內(nèi)外圈孔之間應(yīng)力分布較均勻，內(nèi)外孔向兩側(cè)應(yīng)力迅速減小；施加極端荷載后，由于荷載先由塔筒傳至法蘭中部，因此法蘭中部應(yīng)力最大。最大應(yīng)力為321 MPa，向兩側(cè)逐漸減小。

圖9 法蘭應(yīng)力云圖

錨栓錨板應(yīng)力分布圖均表明：在錨栓預(yù)緊力施加后和極限荷載作用后的兩種工況下，錨栓張拉力變化不大；上錨板在預(yù)拉力和極限荷載作用下受力情況良好，始終處于彈性受力狀態(tài)下；下錨板在施加彎矩作用前后受力情況變化不大，在下表面的錨栓孔附近有應(yīng)力集中，符合實際情況；兩種工況下，錨栓組合件主要在法蘭板的錨栓孔邊緣、錨板的錨栓孔邊緣等部位形成較大的應(yīng)力集中，這是由幾何構(gòu)造變化而引起，且難以避免。但是，整體而言，整個錨板的應(yīng)力基本上都小于鋼材的屈服強度，處在彈性受力狀況。

3.2 混凝土承臺受力分析

風力機基礎(chǔ)頂部應(yīng)力分布云圖見圖10。由圖10可知，僅施加預(yù)緊力基礎(chǔ)頂部最大應(yīng)力為26.8 MPa，施加預(yù)緊力和極限載荷后基礎(chǔ)頂部最大應(yīng)力為41.6 MPa。在預(yù)應(yīng)力和極端荷載共同作用下，混凝土截面為全截面受壓狀態(tài)，基礎(chǔ)最大應(yīng)力主要集中在高強灌漿料附近，模型計算值41.6 MPa大于高強灌漿料C80抗壓強度設(shè)計值35.9 MPa，高強灌漿和主體混凝土的局部最大壓應(yīng)力超出了混凝土的抗壓強度設(shè)計值，因此，需要在基礎(chǔ)錨栓一定寬度和深度范圍配置局部受壓鋼筋，以滿足混凝土局部受壓承載力要求[5-7]。混凝土基礎(chǔ)S1應(yīng)力云圖見圖11。

圖10 混凝土基礎(chǔ)S3應(yīng)力云圖

圖11 混凝土基礎(chǔ)S1應(yīng)力云圖

3.3 計算結(jié)果

風機基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)數(shù)值計算應(yīng)力值見表4。

表4 風機基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)應(yīng)力值(MPa)

4 結(jié)論

采用ANSYS軟件建立圓形擴展風力機基礎(chǔ)三維模型，對錨栓式基礎(chǔ)的各個部分進行了錨栓預(yù)緊力作用和設(shè)計彎矩作用兩種工況下的有限元分析，結(jié)論如下：

1）在極限載荷工況作用下，錨栓預(yù)緊力數(shù)值發(fā)生變化，塔筒受拉側(cè)的錨栓預(yù)緊力增大，塔筒受壓側(cè)的錨栓預(yù)緊力減小，錨栓預(yù)緊力均未超出其設(shè)計值。

2）在錨栓預(yù)緊力和極限載荷兩種工況作用下，錨栓組合件主要在法蘭板的錨栓孔邊緣、錨板的錨栓孔等部位形成較大的應(yīng)力集中，這是由幾何構(gòu)造變化引起，也是難以完全避免的。整體而言，整個上下錨板的應(yīng)力都小于鋼材Q345的屈服強度，處在彈性受力狀況。

3）在錨栓預(yù)緊力和極限載荷兩種工況作用下，下錨板受力變化不大，其應(yīng)力分布主要取決于錨栓預(yù)緊力的作用。

4）基礎(chǔ)最大應(yīng)力主要集中在高強灌漿料附近，模型計算值41.6 MPa大于高強灌漿料抗壓強度設(shè)計值35.9 MPa，高強灌漿和主體混凝土的局部最大壓應(yīng)力超出了混凝土的抗壓強度設(shè)計值，因此，同時需要在基礎(chǔ)錨栓一定寬度和深度范圍配置局部受壓鋼筋，以滿足混凝土局部受壓承載力。