風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒在往復扭矩作用下的破壞機理研究*

羅偉 陸國兵 蘭涌森 譚繼可 王宇航

1.中國船舶重工集團海裝風電股份有限公司 重慶401122

2.重慶大學土木工程學院 400045

引言

風力發電鋼塔筒是風力發電機組中主要的支撐結構，其作用是支撐機艙和葉輪，除了要承受葉輪傳遞的水平風荷載，還要承受葉輪和風機運行時產生的動荷載。因此，塔筒對于整機穩定運行起著重要作用。目前大型風電塔筒多采用鋼制圓錐形筒殼結構，但這種結構在復雜荷載作用下容易發生失穩破壞，且近年來風力發電機組朝著單機大功率的趨勢發展，導致風電塔筒高度更高，風電塔筒承擔的荷載更大，傳統鋼制圓錐形筒殼結構難以滿足承載需求。而中空夾層鋼管混凝土塔筒具有截面剛度大、承載力性能好等優點，可滿足大功率風電機組的荷載要求。

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

基于風電塔筒底部受力大、上部受力較小的特點，為了充分發揮鋼塔筒和中空夾層鋼管混凝土塔筒各自的優點，同時為了節省材料和減輕整個塔筒結構自重，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構塔筒的混合結構塔筒。中空夾層鋼管混凝土塔筒作為整個風電塔筒的關鍵受力構件，目前國內外學者主要研究了不同截面類型的風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒構件的靜力行為，對往復荷載下風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒的耗能和破壞機理研究較少。本文采用有限元數值模擬的方法，進步一研究風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒在往復純扭荷載作用下的變形過程和破壞機理，并與已有試驗結果進行對比?；陲L電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒截面特性，提出了受扭承載力簡化計算公式，為風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒的抗扭性能研究和工程應用提供參考。

1 新型裝配式混合結構塔筒

風電塔筒具有底部受力較大，而上部受力較小的特點，本文結合風電塔架結構的這一受力特點，基于鋼-混凝土組合結構的基本受力原理，提出了一種新型混合塔筒—基于預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制邊緣加勁組合殼體拼裝而成，并沿豎向分段組裝，所有節點均采用螺栓連接。預制邊緣加勁組合殼體由外層鋼板、中部混凝土、內層鋼板以及周邊的鋼結構邊緣加勁區構成。本文對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通用有限元軟件進行數值模擬計算，根據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和鋼材本構，定義相關參數模擬鋼材和混凝土接觸面的相互作用關系，選用合理的網格尺寸等，以空心率和不同截面形式為研究參數，建立風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒有限元模型，通過比較數值模擬計算結果與試驗結果，驗證有限元模型的精確性。其中，圓形截面風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒有限元模型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 風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒Fig.1 Schematic diagram of steel-concrete-steel double-skin composite shell tower

1.模型單元類型

結合鋼管和混凝土的截面尺寸和長度尺寸的大小關系，本文ABAQUS有限元模型中，采用實體單元模擬夾層混凝土的受力行為，采用殼單元模擬內鋼管和外鋼管的受力行為。

2.鋼材和混凝土本構

材料的本構關系是材料宏觀受力性能的綜合體現，選取合理的材料本構關系對有限元數值模擬的準確性有很大影響。本文中采用二次流塑本構模型描述鋼材的應力-應變關系，鋼材的應力-應變關系可按式（1）計算。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，混凝土的應力-應變關系采用韓林海［17］提出的適用于ABAQUS 計算的混凝土應力-應變關系，見式（2）?；炷了苄該p傷參數采用余志武［18］等提出混凝土損傷變量計算方法進行計算。

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

風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒柱在受扭過程中，鋼管與混凝土之間將出現相對位移，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”函數定義鋼管與混凝土界面切向摩擦受力行為，摩擦系數為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系。定義界面相互作用關系時，將混凝土定義為主面，將鋼管定義為從面。

4.邊界條件

根據風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒在試驗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電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒有限元模型中鋼管和混凝土底部六個自由度上的位移，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，將模型頂部的鋼管單元和混凝土單元與參考點耦合在一起，從而使有限元模型頂部鋼管和混凝土形成截面整體，并通過參考點對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［16］中試件往復受扭是通過對剛性頂梁施加往復位移荷載實現的，且試驗裝置的幾何關系已知，可通過試驗裝置的幾何關系將試驗加載端位移變化量換算成試件頂部扭轉角變化量［19］，本文將試驗加載點的位移加載制度換算成參考點的扭轉位移加載制度，進而保證有限元模型邊界與試驗邊界條件相同，從而實現有限元分析時施加扭矩與試驗時施加扭矩相同。

5.網格劃分方法

確定模型網格尺寸時，應兼顧模型的計算精度和計算效率，本文在劃分網格時，在截面上采用按邊布置種子劃分網格，在模型高度方向采用全局布置種子劃分網格，采用結構化劃分網格的方法對模型進行網格劃分，模型網格劃分如圖2所示。

圖2 網格劃分和邊界條件Fig.2 Mesh and boundary condition

2.2 結果對比

1.扭矩-扭轉角滯回曲線對比

有限元數值計算得到的扭矩-扭轉角滯回曲線和文獻［16］中試驗得到的扭矩-扭轉角滯回曲線吻合較好，如圖3 所示。在整個試驗加載過程中，當扭轉角較大時，圓套圓風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒的受扭承載力未出現下降；矩形套矩形風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒和方套方風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒在扭轉角較大時，受扭承載力達到峰值，繼續加載，受扭承載力開始出現下降，空心率較大的矩形套矩形和方套方風電中空夾層鋼管混凝土結構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模型與實際材料的真實本構關系存在一定的差異，有限元分析得到的滯回曲線較試驗曲線飽滿。

圖3 試驗曲線與有限元結果對比Fig.3 Comparison of calculated and tested T-θ hysteresis curves

2.外鋼管破壞形態對比和分析

風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒的整體破壞形態和外鋼管Mises 應力分布如圖4 所示，在往復扭矩作用下，外鋼管均出現顯著的剪切變形和向截面外側的鼓曲變形。由于混凝土對鋼管起到一定的約束作用，圓套圓風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒在往復扭矩作用下，外鋼管出現整體膨脹的變形趨勢，進而進一步增大了圓套圓風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒的截面抗扭慣性矩，從而導致了受扭承載力持續增大。從圖4a

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

3.內鋼管破壞形態對比和分析

有限元數值模擬得到的內鋼管在往復扭矩作用下的鼓曲變形和Mises 應力分布如圖5 所示，可見有限元數值模擬結果與試驗結果吻合較好。從圖5a中可見內鋼管上有明顯的環向劃痕，這表明在實際加載過程中，鋼管與混凝土之間有相對滑動，進一步證明有限元模型中采用摩擦系數考慮鋼管與混凝土之間的相互作用關系是合適的。在往復扭矩作用下內層鋼管變形與外鋼管類似，均是在往復扭矩作用下交替出現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，內鋼管向截面空心內側鼓曲變形。有限元模擬結果與試驗結果均可見圓套圓風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒內鋼管在往復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電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒內鋼管在往復扭矩作用下均出現顯著的鼓曲變形，結合風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒在往復扭曲作用下外鋼管的破壞變形特征，結果表明圓形套圓形風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒的受扭承載力和受扭變形性能均優于方形套方形和矩形套矩形風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒。

4.混凝土截面應力分析

扭矩作用下，混凝土截面上的剪應力分布如圖6 所示。因試件截面對稱，從圖中可見截面上剪應力沿截面呈反對稱分布。從圖6b、c 中可見矩形截面和方形截面風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒中混凝土截面剪應力最大值出現在截面長邊中部區域。

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

圖5 內鋼管破壞對比（單位： MPa）Fig.5 Failure of inner steel tubes（unit：MPa）

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

3 破壞機理分析

在扭矩荷載作用下，風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒截面將出現剪應力，如圖7 所示，通過應力分析可知主拉應力和主壓應力分別與風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒軸線方向呈45°。對混凝土而言，當最大主拉應力大于混凝土的抗拉強度時，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，圓套圓風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒中的外鋼管出現膨脹鼓曲變形，進而分擔截面更多的扭矩荷載；內鋼管出現向截面內方向的微小鼓曲變形，由于內鋼管兩端部出現應力集中，內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電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒中鋼管的平面外剛度較小且混凝土對鋼管僅有單面約束作用，當扭矩作用下鋼管上產生的應力超過鋼管屈服強度時，受約束最弱的鋼管中部區域將出現和主拉應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，交替出現的褶皺鼓曲頂點和拐點交匯點處鋼材變形幅度最大，隨著加載-卸載往復次數的增加，由于鋼材損傷不斷積累，鋼材開裂，且裂縫沿垂直于主拉應力方向擴展；內鋼管中部區域平面外剛度較小，內鋼管兩端受到的約束強于內鋼管中部區域，在正向扭矩和反向扭矩交替作用下內鋼管中部區域將向截面內側鼓曲變形，進而內鋼管的截面受扭模量進一步減小，內鋼管分擔的受扭承載力逐漸減小。

圖7 風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒受扭Fig.7 Steel-concrete-steel double-skin composite shell under torsion

從圖4 和圖5 中可見，空心率對往復扭矩荷載作用下風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒的破壞模式影響較小，空心率主要決定了內鋼管的材料分布和內鋼管徑厚比（或寬厚比），進而影響風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒的承載力和延性。

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

4 簡化計算公式

4.1 公式推導

扭矩荷載作用下風電中空夾層鋼管混凝土結構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，使得外鋼管在徑厚比（或寬厚比）較大時，鋼材材料強度仍能夠充分發揮作用，即外鋼管在出現鼓曲變形時，鋼管截面應力均已經達到其材料屈服強度；混凝土與內鋼管之間相互作用很小，但內鋼管的徑厚比（或寬厚比）較小，仍可通過控制內鋼管的徑厚比（或寬厚比）使得內鋼管再出現鼓曲變形時，內鋼管截面應力均達到其材料屈服強度。本文假定風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒受扭破壞時，內鋼管和外鋼管截面應力均達到其屈服強度，忽略鋼管與混凝土之間相互作用對混凝土強度的影響，從風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒中內鋼管、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）和內鋼管（Tsi）三部分承擔，本文提出風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒的抗扭承載力計算公式為：

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

式中：ft為混凝土抗拉強度，；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。圓環形截面受扭模量：

式中：do和di分別為混凝土圓環外徑和內徑，如圖9 所示。

圖9 截面示意Fig.9 Section diagram

外鋼管和內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展塑性，外鋼管和內鋼管的截面抗扭承載力計算公式如下：

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

4.2 結果驗證

將本文提出的計算公式與文獻［15］中的試驗結果進行計算對比，結果見表1，其中Tue為試驗結果，可見計算精度較好，計算結果偏于安全。

單調加載下鋼材的應力-應變關系曲線與循環加載下鋼材的應力-應變關系不同，循環荷載作用下的鋼材將出現強度強化現象，循環強化作用可使鋼材的屈服強度提高近20%［20］。對比本文提出的受扭承載力簡化公式計算結果與文獻［16］屈服強度試驗結果，如表2 所示，可見簡化公式計算結果與試驗結果吻合良好。

綜上可見本文提出的風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒受扭承載力簡化計算公式有較好的計算精度，可用于工程設計參考。

表1 簡化計算模型計算結果與文獻［15］試驗結果對比Tab.1 Comparison between test result［15］and simplified model result

表2 簡化計算模型計算結果與文獻［16］試驗結果對比Tab.2 Comparison between test results［16］and simplified model results

5 結論

本文通過建立風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒有限元模型，研究了往復受扭下的風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒的受力行為，得到如下結論：

1.本文建立的“殼-實體”風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒有限元模型能較好地模擬風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒在往復扭矩荷載作用下的受力和變形行為，有限元計算結果與試驗結果吻合較好，空心率對扭矩作用下風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒的破壞模式影響很小。

2.圓套圓風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒具有較好的受扭承載性能，能承受較大的扭矩變形，在整個加載過程中受扭承載力未出現顯著下降，圓套圓風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒在往復扭矩作用下的破壞模式為端部受扭撕裂破壞，有限元模擬結果也表明圓套圓風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒受扭時底部應力較大。在實際工程中，應加強塔筒底部的設計和連接。

3.矩形套矩形和方套方風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒具有較好的受扭承載性能，但在往復扭矩作用下的破壞形態為外鋼管截面邊長較大的一側出現褶皺帶狀鼓曲，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，降低了風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒的受力性能。

4.風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒在往復扭矩作用下的破壞特征均是鋼管受力發生局部鼓曲破壞，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，進一步增強鋼管與混凝土之間的連接，從而增強風電中空夾層鋼管混凝土結構塔筒的組合工作性能，更好地發揮鋼材的受力性能。

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