格构式风电塔架半刚性节点处理方法与荷载组合研究

李 斌,李金竹,高春彦,2

(1.内蒙古科技大学 土木工程学院,内蒙古 包头 014010；2.南京航空航天大学 航空宇航学院,江苏 南京 210016)

由于钢管混凝土刚度远大于空心钢管的刚度,其节点的连接介于刚接和铰接之间,在以往的有限元模拟分析中,此类节点被假定为完全刚接或理想铰接,前者认为塔架在受力变形后,塔柱和腹杆的夹角保持不变,后者意味着塔柱与腹杆间不传递弯矩,塔柱和腹杆的转动是相互独立的。假设虽然简化了设计分析过程,但基于该假设的结构则可能是偏于保守的抑或是不安全的。同时,对于钢管混凝土格构式风力发电塔架这种新型的风力发电塔架而言,目前我国尚没有相关的规程或规范给出此种塔架形式所受荷载的具体计算方法。

1 模型的建立

1.1 塔架主体结构的规格及尺寸

选取某标准功率为2MW的风力发电机塔架为参考对象。模型为三肢格构式钢管混凝土风力发电塔架,塔架以三根浇筑混凝土的圆钢管为柱肢,空心钢管作为三根钢管混凝土柱肢的连系媒介。塔架的基本组成单元为正三角形锥台。塔架全高60m,塔顶宽度4.5m,塔底宽度8.5m。结构用钢统一采用Q345。柱肢截面为Ф560mm×16mm,内部浇筑C40混凝土,腹杆采用GB-SSP245mm×10mm的无缝钢管。

1.2 半刚性节点形式的特点

钢结构节点有刚接和铰接的区分,比较直观的区分方法就是看节点能否传递弯矩。对于风力发电塔架中的塔柱和腹杆是焊接连接,焊缝可以承受一定的弯矩。按照实际采用的构造,节点是半刚性半铰接的。我国目前设计规范[1]对半刚性连接只作出了定性的提示“梁柱半刚性连接是具有有限的转动刚度,在承受弯矩的同时会产生相应的转角,在内里分析时必须确定连接的弯矩-转角特性,以便考虑变形的影响。”没有给出弯矩-转角的具体数值而需试验确定。

对于半刚性节点来说,其正负向抗弯刚度不同,同时半刚性节点的正负向抗弯承载力也不同。在程序模拟中,桁架结构的杆件通常被视为二力杆件,一般情况下,该类杆件都假定不考虑剪力和弯矩的作用,只考虑轴力的作用。但在钢管混凝土格构式塔架中,腹杆是会受到弯矩的,这就需要用半刚性连接来模拟节点形式了。

1.3 弹性阶段节点形式的模拟方法

分别建立刚接、铰接、半刚接节点连接三种模型来进行分析,其计算简见图1。

图1

模型1中将所有节点处理为刚接。模型2为半刚性塔架模型,塔柱之间的连接设为连续即实现刚接,塔柱与腹杆之间的连接设为半刚接。对于半刚接节点的弯矩转角关系,大多数学者采用线性模型。此方法的优点是在荷载较低的情况下误差较小,适合于弹性阶段分析。在SAP2000中,通过释放两个方向的转动弯矩M1和M2模拟铰接,同时设定2轴和3轴的转动刚度(即弯矩-转角关系)实现半刚性连接,模型参考钢结构的螺栓球节点连接特性模拟半刚性连接[2]。本文将节点的转动刚度定为100kN·m/rad。模型3为桁架模型即将所有节点处理为铰接,使杆件只传递轴力。用改变抗弯刚度的方法存在以下问题：抗弯刚度为零,其弯曲变形必然与实际不符合,而桁架的二力杆的抗弯刚度不为零,SAP2000计算结果与实际不一致；另外杆端弯矩后,杆件自重均匀分配给两端,而抗弯刚度为零的梁单元,其两端会有自动产生的弯矩,在模拟桁架时,节点弯矩无法得到平衡,采用单元端部释放来实现桁架的模拟分析。

2 格构式风力发电塔架的荷载计算方法

2.1 塔架顶端的荷载

通常风荷载是引起塔架侧向位移的主要因素。除风荷载外,塔架顶端还受到叶轮和机舱传来的多种力和力矩的作用。由于风速分布不均匀以及风向的偏转会产生偏转力及力矩,同时还存在由于风轮旋转产生的陀螺力和陀螺力矩。

通过风叶和机舱的荷载可以简化为沿三个坐标轴方向的集中力和力矩。在风机转动过程中以及由于风速超出切出风速而停机时,风轮和机舱的荷载将以集中力和力偶的形式给塔架。在有限元建模时,将全部六个力和力偶施加于塔架顶部三角形形心O点,见图2a.同时将塔顶三个点设为隔板束缚[3],实现顶部平面内无限刚性的假定。风力发电塔架模型及受力示意见图2b,c。

图2

(2)偏转力。由于风向变化引起的偏转力用下式计算[4]：Fy=Fx·cosθ·sinθ,其中：θ为风速与风叶轴线间的夹角(°)。

(3)竖向力。机舱及风叶质量引起的垂直力Fz,采用下式计算：Fz=mg,其中：m为风叶和机舱的总质量(kg)。

(4)偏转力矩Mx可用下式计算：Mx=9550Pη/n,其中：P为风机功率(kW)；n为风叶转速(rpm)；η为机械功率。

(5)偏转力矩My是My1和My2两部分之和。由风速分布不均匀而产生的俯仰力矩My1,可用下式计算：

其中：B为风叶的数量；V1、V2分别为风叶扫掠中心上、下各2/3 风叶半径处的风速(m/s)。由风叶和机舱重力引起的力矩My2用下式计算：My2=emg。

2.2 塔身的风荷载

参考规范[5]中筑物表面上的风荷载标准值计算式对塔身的风荷载进行计算,即wk=βzμsμzw0。

式中：wk为高度z处的风荷载标准值(kN/m2)；μs为风荷载体型系数；μz为风压高度变化系数；βz为z高度处的风振系数；w0为基本风压(kN/m2),取0.65。

B类地区计算风荷载高度变化系数μz时,采用下式进行计算：μz(z)=(0.1z)0.32．

表1 塔身风荷载计算结果

2.3 荷载组合方式

式中：γG——永久荷载分项系数,按规范取1.2；γQi——第i个可变荷载的分项系数,其中γQ1为可变荷载Q1的分项系数,取1.4；SGK——永久荷载标准值GK的荷载效应值；SQik——可变荷载标准值Qik的荷载效应值,SQ1k为可变荷载效应中起控制作用；ψci——可变荷载Qi的荷载组合值系数,按规范统一取0.6。

通过可变荷载效应控制的组合计算对比可知,当气动推力作为第一可变荷载时产生的荷载组合效应远大于将塔身风荷载作为第一可变荷载时的效应组合。虽然在不同工况下,气动推力的大小并不一定总是比其它荷载大,但是在某些特定工况下,如极限工况时,荷载组合不考虑偏转力矩的情况,导致切出工况下的荷载组合方式为最不利方式。所以将切出风速下气动推力作为第一可变荷载进行荷载组合,结果汇总见下表2[6]。

表2 塔顶荷载计算结果汇总

注：力的单位kN,力矩的单位kN•m。

3 内力分析

将最不利荷载组合方式施加于三种塔架模型,得到不同结构形式下的内力及位移,三种模型受力的共同特点为：在数量级上,轴力为103kN,起到控制作用,并且三种模型的最大轴力均出现在同一根柱肢的同一位置(柱肢底部),所受的最大轴力为拉力。其中,铰接时最大轴力为8632.71kN,半刚接时最大轴力为8521.92kN,刚接时最大轴力为8419.66kN。铰接模型的轴力与半刚性连接的模型轴力相差1.4%,半刚接模型的轴力与刚接模型的轴力相差1.2%。

4 结论

用三种节点处理方式生成的塔架模型,对于轴力最大的杆件,其轴力值比较接近,其中刚接塔架的轴力比铰接塔架的轴力更加接近半刚性塔架。随着半刚性连接的初始转动刚度减小,塔架的侧向位移呈增大趋势。当柱肢之间转动刚度趋向于零时,节点的位移趋于悬臂柱的位移。同时,随着节点间转动刚度的减小。腹杆弯矩快速减小,当转动刚度趋于零,塔柱柱脚的弯矩趋于一致,腹杆趋于简支梁情况。塔架的半刚性连接改变了塔柱对于腹杆的端部约束,影响腹杆的计算长度,进而影响整个塔架的受力性能。相对于铰接连接,半刚性连接增大了塔柱的极限承载力,减小了塔架的整体位移。

对于本文中的格构式钢管混凝土塔架,建议切出风速工况下的荷载组合最为其最不利荷载组合方式,设计时按气动推力为第一可变荷载进行设计。

[1]GB-50017-2003 钢结构设计规范[S]．

[2]张毅刚.螺栓球节点刚度分析及其计算模型简化[J].工业建筑,2012(06)．

[3]石文龙.平端板连接半刚性梁柱组合节点的试验与理论研究[D].同济大学博士论文,2006．

[4]谢峰,赵吉文,沈维蕾,等.600KW风力机塔架结构仿真设计[J].系统仿真设计,2004(1)．

[5]GB50009-2012 建筑结构荷载规范[S]．

[6]王首一.风能资源在山地开发中的综合运用[J].江西建材,2015(21):254．