預應力風電機組基礎錨桿籠連接計算方法研究

文／郭敏 謝超 謝治 申超

預應力風電機組基礎錨桿籠連接計算方法研究

文／郭敏 謝超 謝治 申超

目前風電機組基礎與上部塔架之間的連接多采用預制鋼制基礎環連接，如圖1所示。然而隨著風電機組容量的逐漸增大，基礎環的局限性也表現得更加明顯，因此一種新的連接方式－錨桿籠連接應運而生。錨桿籠連接在適用范圍和建造成本上具有很大優勢，然而由于其結構構成與常用的預制鋼制基礎環有顯著差異，在設計與計算方法的選擇上需要另辟蹊徑。

錨桿籠連接理論

一、錨桿籠組成

錨桿籠主要由T型法蘭、預應力錨桿和底環三部分組成，如圖2所示。其中T型法蘭直接與上部風電機組塔筒連接，T型法蘭下方為高強灌漿，灌漿下方為基礎混凝土；預應力錨桿提供固定上部塔筒的預緊力；底環嵌在混凝土基礎中，用于固定預應力錨桿。

因此，錨桿籠連接設計和計算的關鍵參數即為：T型法蘭受力、高強灌漿中應力、灌漿下混凝土中應力、錨桿應力以及底環應力。

二、設計與計算方法分析

（一）荷載分析

基礎作為一個系統，在分析受力時，首先應該確定所選用的荷載。進行塔架與基礎連接分析時采用的荷載由以下部分組成：沿著塔架圓周線的豎向荷載N和嵌入法蘭層面處的彎矩M。

風電機組基礎同塔筒法蘭的連接方式為T法蘭連接，左右兩邊對稱。根據“材料力學（孫訓方等）”可以分別推導出豎向力N和彎矩M對單個錨桿或者錨桿孔所占法蘭面積施加的力，其中最大拉力和最大壓力如式(1)和(2)所示：

最大拉力：

最大壓力：

式中：M——塔筒傳遞到基礎上彎矩；

N——塔筒傳遞到基礎上豎向力；

Na——錨桿或錨桿孔總數；

D——錨桿平均分布直徑。

（二）連接理論分析

錨桿籠連接中，首先需要確定錨桿預應力。錨桿預應力的確定原則是保證塔筒連接不脫開。從式(1)可以推出上部塔筒對單個錨桿所占法蘭面積產生的最大拉力，而錨桿預應力的確定就依據該項結果。考慮到對金屬材料施加預應力后，預應力會產生即時損失和隨時間變化的損失，因此在用式(1)計算出單根錨桿所需要的預應力時還必須乘以一個放大系數以考慮預應力損失。由中船重工713研究所提供的泰普預應力錨桿的預應力損失有以下各項組成：材料本身的預應力損失約3%，混凝土徐變及溫度變化對預應力的影響約3%，其它約5%，因此整體的預應力損失百分比為11%。

圖1 基礎環示意圖

法蘭下高強灌漿中的應力分析對塔筒荷載是否能夠順利傳遞到混凝土基礎中十分關鍵。從圖2(b)和圖3中可以看出法蘭高強灌漿在受壓側要承受很大的壓應力，其計算過程如式（3）－（5）所示：

式中：Pa——錨桿預應力；

Afeff——法蘭有效截面面積；

tf——法蘭寬度；

dh——法蘭上錨桿孔徑。

灌漿下混凝土受力分析原理與灌漿中應力分析類似，但有效受壓截面面積為灌漿底部截面面積，即：

式中：Ageff——灌漿有效截面面積；

tg——灌漿底部寬度。

對灌漿下混凝土的受壓分析結果，往往顯示混凝土的抗壓強度是不夠的，這時需要根據“GB50010－2010混凝土結構設計規范”中局部受壓承載力一節進行相應鋼筋配置以保證局部抗壓。

此外底環和T法蘭的受力情況也是設計中需要考慮的重要項目。關于底環受力分析，選取相鄰錨桿間底環段為隔離體，并視作兩端固結梁。荷載采用錨桿最大拉力對底環上混凝土的壓應力，根據結構力學相關知識，可以求解得到隔離體中中最不利截面位置以及最不利彎矩、剪力。T法蘭受力分析與底環類似，僅選用荷載換成法蘭下灌漿中最大壓應力。

計算結果與分析

一、計算參數

本文以某風電場2MW風電機組為例，進行塔筒與基礎的連接計算。該風電場風電機組采用的荷載如表1所示，荷載坐標系如圖4所示。

錨桿籠示意圖如圖2所示，計算所需相關尺寸如下：

圖2 錨桿籠示意圖

圖3 錨桿籠連接采用的荷載

表1 計算采用荷載（不包括安全系數）

圖4 荷載坐標系

法蘭外徑：4650mm，法蘭內徑：3890mm，法蘭厚度115mm；

底環外徑：4650mm，底環內徑：3890mm，底環厚度50mm；

灌漿槽底外徑：4730mm，灌漿槽底內徑：3810mm，灌漿厚度70mm；

外圈錨桿分布直徑：4458mm，內圈錨桿分布直徑：4082mm，錨桿總數：120。

計算中所用材料如下：

高強灌漿C80，混凝土C40，底環和法蘭為Q345C鋼。

二、計算結果分析

根據上文，采用理論方法計算出來的結果如表2所示，其中錨桿預應力確定采用考慮修正系數的極限荷載標準值，其它項目的計算采用極限荷載設計值，荷載分項系數參考“FD003－2007風電機組地基基礎設計規定”選取。

從表2看出，灌漿、法蘭和底環中應力都控制在設計強度范圍內，然而混凝土中應力大于設計抗壓強度，需要配置局部受力鋼筋。計算中錨桿所需最小預應力為646.67kN，但是最后采用的錨桿預應力為700kN，其它各項的驗算均是基于預應力為700kN。

表2 理論方法計算結果

另外根據上文，灌漿和混凝土中最大壓應力應出現受壓側最外邊緣，底環和法蘭中最大應力應出現錨桿孔附近。

三、有限元對比分析

為更全面研究錨桿籠連接的受力情況，同時采用有限元數值模擬進行對比分析。計算模型如圖5所示。模型中將混凝土承臺底面作為嵌固端，不考慮地下基礎變形的影響；在法蘭和灌漿料，法蘭和螺母之間設置了接觸對單元；通過預緊力單元給每根錨桿施加了700kN預緊力；簡化模型，消除應力集中，螺母厚度與墊片相同；為了消除邊界效應，建立了1.5m高的塔筒，并將塔筒頂部節點與坐標原點綁定，并在坐標原點施加荷載。

法蘭與灌漿料的相對變形(放大100倍)如圖6所示。從圖中看出法蘭和灌漿之間并無出現脫開，與理論算法計算結果一致。

法蘭、灌漿以及灌漿下混凝土的最大受力情況如圖7所示。

由圖7(a)可知，法蘭中最大Miles應力值出現在受拉端錨桿孔附近，且最大值為269MPa。而在理論算法中，選取的計算單元是假定最大應力出現在受壓端錨孔附近，且求解出的最大彎曲應力為71.59MPa，最大剪切應力為52.91MPa。理論方法的計算結果與有限元分析結果有一定差異，因此在理論算法上需要改進使其結果更符合實際情況。

由圖7(b)可知，灌漿中最大Miles應力出現在受壓端灌漿槽邊緣，且最大值為42.6MPa。理論算法中也是假定灌漿最大應力出現在受壓端，且計算結果為34.75MPa。通過對比可知，理論算法中選取的簡化方法是合理的，有限元結果中計算出的最大值偏大是因為理論算法并沒有細致到考慮局部應力集中，是一種相對簡化的算法。

圖5 有限元計算模型

圖6 法蘭與灌漿料的相對變形

由圖7(c)可知，法蘭下混凝土中最大Miles應力出現在受壓端錨桿孔附近，最大值為26.7MPa，但是并沒有像灌漿那樣出現應力集中現象。理論算法中也是假定混凝土最大應力出現在受壓端，且計算結果為28.46MPa。兩者計算結果比較接近，理論算法是一種合理的簡化算法。

錨桿中最大受力情況圖8所示。從圖中看出，錨桿中最大應力為443MPa，最大力為704.20kN。有限元分析結果比理論計算結果略大，這是由于理論計算方法采用的簡化。理論方法為簡化計算，認為法蘭脫開之前錨桿中應力保持為預應力不變，只有產生脫開后錨桿中應力才會隨外力發生變化。而該工程中并未產生脫開，因此理論結果偏小就是必然的，但是由于錨桿與周圍混凝土相比剛度較小，其增大并不顯著，這也與有限元分析結果一致。

結論

從計算分析結果可以得出以下結論：

圖7 法蘭、灌漿和混凝土中應力最大區域Miles應力

圖8 受拉端錨桿Miles應力

根據理論算法確定的錨桿預應力，可以保證法蘭與灌漿之間不脫開，確保塔筒連接的穩定；

由于灌漿中易出現應力集中現象，灌漿中應力分布用理論算法計算出來的結果偏小，因此在設計中應該特別注意；

錨桿中應力變化和灌漿下混凝土中應力分布用兩種方法計算的結果比較接近，理論算法可作為一種合理的簡化算法；

法蘭中應力分布，兩種方法計算結果相差較大，理論算法不夠準確，需要進一步探索更合理的計算方法。

（作者單位：郭敏：北京中水恒信環境科技發展有限公司；郭敏、謝超、謝治、申超：中船重工集團第七一三研究所）