甘國(guó)榮 羅 韜 朱 元 李居澤

(1.廣西科技師范學(xué)院,廣西來(lái)賓 546199;2.柳州歐維姆機(jī)械股份有限公司,廣西柳州 545005)

裝配式混凝土塔筒中空基礎(chǔ)是一種新型的陸上風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)形式,使風(fēng)塔具有快捷拼裝和安全耐用的特點(diǎn),以其良好的技術(shù)經(jīng)濟(jì)性,在高度達(dá)120 m及以上的塔筒建設(shè)中獲得了工程應(yīng)用[1]。由于高塔的發(fā)電效率更高,因此在塔筒節(jié)段拼裝后需對(duì)整個(gè)筒體結(jié)構(gòu)施加預(yù)應(yīng)力來(lái)增強(qiáng)運(yùn)行期間整體結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性和使用壽命。預(yù)應(yīng)力混凝土塔筒可以克服傳統(tǒng)鋼塔受結(jié)構(gòu)機(jī)械性能和運(yùn)輸條件限制的困難,與全高鋼塔相比,具有更低的重心、更高的抗彎剛度和更低的成本[2]。通過(guò)對(duì)預(yù)應(yīng)力和非預(yù)應(yīng)力薄壁塔筒建立模型進(jìn)行對(duì)比分析,預(yù)應(yīng)力混凝土塔筒可獲得更佳的截面承載力[3-4],高達(dá)140 m的預(yù)應(yīng)力塔筒仍能保持良好的受力性能[5]。在外部荷載作用下,設(shè)置了預(yù)應(yīng)力筋的混凝土塔筒的結(jié)構(gòu)受力滿足正常使用極限狀態(tài)條件和大柔度條件的極限承載力要求[6-7],經(jīng)疲勞損傷模型測(cè)算的預(yù)應(yīng)力混凝土塔筒的疲勞壽命可達(dá)50 a,可充分滿足風(fēng)電運(yùn)營(yíng)期要求[8]。

預(yù)應(yīng)力索作為預(yù)制裝配式混凝土塔筒體系的關(guān)鍵組成部分,相關(guān)研究指出,塔筒拼接節(jié)點(diǎn)在預(yù)應(yīng)力筋作用下的最大拉壓應(yīng)力均能滿足混凝土強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求[9],預(yù)應(yīng)力索的布置形式和預(yù)應(yīng)力的大小對(duì)基礎(chǔ)的抗傾覆性能和受力特征有重要影響[10],通過(guò)對(duì)大容量機(jī)組復(fù)合筒型基礎(chǔ)預(yù)應(yīng)力混凝土過(guò)渡段受力性能的分析,表明預(yù)應(yīng)力筋的合理布局和加載方式可讓基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)具有更好的傳力性能[11-12]。

本文主要基于體外預(yù)應(yīng)力索分析研究一種最優(yōu)的塔底張拉方法,以較好地保證塔筒結(jié)構(gòu)和中空混凝土基礎(chǔ)的良好受力性能,通過(guò)數(shù)值模擬手段綜合比較各種張拉方案的索力波動(dòng)情況及結(jié)構(gòu)響應(yīng),最終確定較優(yōu)的施工方案以指導(dǎo)現(xiàn)場(chǎng)施工。

1 分析條件及模型建立

以印度班努爾風(fēng)電項(xiàng)目3 MW機(jī)組中空混凝土基礎(chǔ)及預(yù)制裝配式混凝土塔筒為工程原型,應(yīng)用數(shù)值分析軟件ADINA參照實(shí)際工程參數(shù)建立有限元模型。

混凝土塔筒設(shè)計(jì)高度約為118.6 m,塔底最大直徑為8.4 m,塔頂最大直徑為3.5 m;塔筒壁厚為150 mm,分成6節(jié)段預(yù)制拼裝。塔筒基礎(chǔ)為中空混凝土基礎(chǔ),埋深約為3.5 m,中空混凝土基礎(chǔ)內(nèi)側(cè)專門(mén)設(shè)置了錨固預(yù)應(yīng)力索的混凝土錨墩,錨墩尺寸長(zhǎng)×寬×高為620 mm×620 mm×1 250 mm。塔筒內(nèi)設(shè)置的6束預(yù)應(yīng)力索沿內(nèi)腔均布,鋼絞線規(guī)格為φ15.7×17,設(shè)計(jì)張拉力FASL為2 950 kN。塔筒中空基礎(chǔ)構(gòu)造和有限元模型如圖1所示。

a—混凝土塔筒構(gòu)造;b—有限元模型。1～6為預(yù)應(yīng)力索。圖1 風(fēng)電混凝土塔筒中空基礎(chǔ) mFig.1 Hollow foundation of wind power concrete tower

預(yù)應(yīng)力索采用后張法施加預(yù)應(yīng)力,固定端錨頭螺母固定于塔筒頂部環(huán)形鋼制底座上,張拉端錨具組件安裝在中空基礎(chǔ)錨墩的鋼墊板上。材料參數(shù)見(jiàn)表1所列。

表1 材料參數(shù)Table 1 Material parameters

在ADINA中用ADINA-M建模,塔筒結(jié)構(gòu)中預(yù)應(yīng)力的傳遞是直接依靠預(yù)應(yīng)力索張拉應(yīng)變產(chǎn)生的預(yù)壓作用,屬于體外預(yù)應(yīng)力施工工藝,因此索單元選取Truss單元,通過(guò)施加預(yù)應(yīng)變使索單元獲得預(yù)應(yīng)力,塔筒混凝土選取Concrete模型。因本模擬計(jì)算重點(diǎn)是關(guān)注不同張拉階段的索力變化及塔筒結(jié)構(gòu)響應(yīng),為簡(jiǎn)化計(jì)算,對(duì)中空基礎(chǔ)底部施加全約束。整個(gè)計(jì)算模型共包含16萬(wàn)多個(gè)節(jié)點(diǎn),8.7萬(wàn)多個(gè)計(jì)算單元。

2 張拉方案的選取

豎向預(yù)應(yīng)力索的張拉垂直高度達(dá)到120 m,因此選擇合理的張拉方案對(duì)保證張拉效率和質(zhì)量相當(dāng)重要。由于中空基礎(chǔ)的空間狹窄,不能一次性投入設(shè)備和人力對(duì)全部預(yù)應(yīng)力索進(jìn)行同步張拉,因此設(shè)計(jì)采用2臺(tái)千斤頂分3組次序,每組2根索為1批的分階段同步對(duì)稱張拉方案,如圖2所示。為確定各次序索力的相互影響及下一階段的張拉力,分別按整體倒算法、整體順序法和單根張拉法進(jìn)行受力分析。

a—鋼絞線拉索;b—塔筒錨墩張拉端布置(底部向上)。圖2 塔筒預(yù)應(yīng)力索分布Fig.2 Distribution of prestressed cable in concrete tower

2.1 方案1：整體倒算法

考慮依次張拉所帶來(lái)的索力之間的相互影響,并確保全部預(yù)應(yīng)力索張拉完畢后,每對(duì)索力均與設(shè)計(jì)值一致,運(yùn)用程序倒算出每對(duì)索一次張拉到位時(shí)的張拉力值。

2.2 方案2：整體順序法

按普通后張方法,每對(duì)索均按設(shè)計(jì)索力進(jìn)行張拉,每根索的張拉力相同。全部預(yù)應(yīng)力索張拉完畢后,只有最后張拉的一對(duì)索力是設(shè)計(jì)值。

2.3 方案3：?jiǎn)胃鶑埨?/h3>

綜合考慮每對(duì)索以及每根索的鋼絞線依次張拉的相互影響,并確保全部預(yù)應(yīng)力索鋼絞線張拉完畢后每對(duì)索力均與設(shè)計(jì)值一致,運(yùn)用程序倒算出每對(duì)索每根鋼絞線一次張拉到位時(shí)的張拉力值。

3 有限元分析對(duì)比

由塔筒結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)建模分析塔筒張拉過(guò)程的受力狀態(tài)和預(yù)應(yīng)力索的拉力變化情況,預(yù)應(yīng)力索的張拉分為3階段進(jìn)行,如表2所示。

表2 預(yù)應(yīng)力索張拉分階段情況Table 2 Tensioning steps of strand cable in detail

3.1 整體倒算法計(jì)算

考慮到三對(duì)預(yù)應(yīng)力索依次張拉,受預(yù)應(yīng)力索張拉前后的張拉回縮、塔筒壓縮變形等因素影響,其最終索力呈降低趨勢(shì)。為保證每對(duì)索最終達(dá)到一致的目標(biāo)設(shè)計(jì)索力(2 950 kN),每對(duì)預(yù)應(yīng)力索均需進(jìn)行一定量的超張拉。由ADINA軟件模擬倒推可得,1、4號(hào)預(yù)應(yīng)力索的初張拉力為3 072.19 kN,2、5號(hào)預(yù)應(yīng)力索的初張拉力為3 031.44 kN,3、6號(hào)預(yù)應(yīng)力索的初張拉力為2 982.32 kN。

1、4號(hào)預(yù)應(yīng)力索的各階段張拉力損失值依次為41.78,50.66,32.94 kN,總損失值為125.38 kN,損失率為-4.08%;2、5號(hào)預(yù)應(yīng)力索的各階段張拉力損失值依次為50.65,32.95 kN,總損失值為83.6 kN,損失率為-2.76%;3、6號(hào)預(yù)應(yīng)力索的張拉力損失值為32.94 kN,損失率為-1.1%。計(jì)算與目標(biāo)設(shè)計(jì)索力(2 950 kN)的張拉情況為：1、4號(hào)預(yù)應(yīng)力索的最終拉力值為2 946.81 kN,最終誤差為-0.11%;2、5號(hào)預(yù)應(yīng)力索的最終拉力值為2 947.84 kN,最終誤差為-0.07%;3、6號(hào)預(yù)應(yīng)力索的最終拉力值為2 949.38 kN,最終誤差為-0.02%。

3.2 整體順序法計(jì)算

對(duì)全部預(yù)應(yīng)力索統(tǒng)一按目標(biāo)設(shè)計(jì)索力2 950 kN為初始張拉值進(jìn)行計(jì)算,結(jié)果如表4所示。

表4 整體順序法下各階段預(yù)應(yīng)力索的張拉力Table 4 Tension force of cables in steps by order kN

1、4號(hào)預(yù)應(yīng)力索的各階段張拉力損失值依次為40.74,49.13,32.32 kN,總損失值為122.19 kN,損失率為-4.1%;2、5號(hào)預(yù)應(yīng)力索的各階段張拉力損失值依次為49.12,32.32 kN,總損失值為81.44 kN,損失率為-2.8%;3、6號(hào)預(yù)應(yīng)力索的張拉力損失值為32.32 kN,損失率為-1.1%。從計(jì)算結(jié)果來(lái)看,各階段預(yù)應(yīng)力系統(tǒng)張拉損失率均小于-5%,故將預(yù)應(yīng)力索設(shè)計(jì)索力作為初始張拉值是可以接受的。

3.3 單根張拉法計(jì)算

結(jié)合整體倒算法計(jì)算結(jié)果,再倒算出每對(duì)預(yù)應(yīng)力索的每根鋼絞線的初始張拉力值,其結(jié)果如表5所示。

表5 1～6號(hào)預(yù)應(yīng)力索17根鋼絞線的張拉力值Table 5 17 strand tension force of cable 1-6 kN

根據(jù)上述計(jì)算,各預(yù)應(yīng)力索的最終張拉力值與與目標(biāo)設(shè)計(jì)索力2 950 kN的張拉情況為：1、4號(hào)預(yù)應(yīng)力索的最終拉力值為2 950.12 kN,最終誤差為+0.04‰;2、5號(hào)預(yù)應(yīng)力索的最終拉力值為2 950.29 kN,最終誤差為+0.1‰;3、6號(hào)預(yù)應(yīng)力索的最終拉力值為2 950.14 kN,最終誤差為+0.05‰。按每根預(yù)應(yīng)力索設(shè)計(jì)力為2 950 kN計(jì)算每根鋼絞線的平均拉力為：2 950/17=173.53 kN。從表5可以看出,每根鋼絞線的最終拉力值都在173.52～173.55 kN之間,鋼絞線間的理論拉力誤差小于±0.1%,各鋼絞線受力均勻。

4 結(jié)果分析

研究主要關(guān)注張拉過(guò)程中塔筒結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力響應(yīng)及塔底結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布2個(gè)方面。由于筒型中空基礎(chǔ)對(duì)薄錨墩結(jié)構(gòu)的錨下抗裂性能有要求,合理的預(yù)應(yīng)力張拉方案應(yīng)能較好地控制張拉過(guò)程中結(jié)構(gòu)的應(yīng)力水平,保證在每個(gè)張拉荷載步中結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布均勻。因此,對(duì)于不同張拉荷載步中結(jié)構(gòu)出現(xiàn)最大應(yīng)力響應(yīng)取結(jié)構(gòu)中最不利截面(塔頂和塔底錨墩結(jié)構(gòu))作整體比較分析。

4.1 結(jié)構(gòu)最小主應(yīng)力

根據(jù)張拉方案設(shè)計(jì),采用3個(gè)階段的張拉荷載步,各荷載步結(jié)束時(shí)結(jié)構(gòu)中產(chǎn)生的最小主應(yīng)力如圖3所示。

圖3 結(jié)構(gòu)最小主應(yīng)力-張拉階段曲線Fig.3 The minimum principal stress in different tensioning step

在加載過(guò)程中,由于每個(gè)階段荷載步中同時(shí)張拉互相對(duì)稱的 2根預(yù)應(yīng)力索,所施加的預(yù)應(yīng)力荷載作用于塔頂環(huán)形鋼底座上,可近似等效為均布荷載。由于塔筒采用圓錐形,塔體橫截面直徑沿高度方向逐漸變小,其中以塔頂面過(guò)渡段橫截面積最小,此處結(jié)構(gòu)在張拉過(guò)程中壓應(yīng)力最大。

已知預(yù)應(yīng)力索張拉控制力為Ft=2 950 kN,過(guò)渡段頂面截面積為Ad=1.716 m2,則階段1時(shí)兩根預(yù)應(yīng)力索同時(shí)張拉時(shí),過(guò)渡段產(chǎn)生的正壓應(yīng)力為：σs1=2Ft/Ad=3.438 MPa。

3對(duì)預(yù)應(yīng)力索張拉完成后,過(guò)渡段產(chǎn)生的正壓應(yīng)力為：σs3=3σs1=10.315 MPa。

對(duì)比模擬計(jì)算結(jié)果為10.04 MPa,兩者相差2.7%,可知模擬計(jì)算結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果吻合。各方案中最大壓應(yīng)力曲線基本重合,各階段荷載步中壓應(yīng)力呈線性增長(zhǎng)關(guān)系,壓應(yīng)力最大處均為過(guò)渡段頂面,結(jié)構(gòu)中最大壓應(yīng)力的變化趨勢(shì)基本保持一致,方案1～3之間無(wú)明顯差異。

4.2 結(jié)構(gòu)最大主應(yīng)力

隨著3對(duì)預(yù)應(yīng)力索張拉的依次完成,結(jié)構(gòu)主拉應(yīng)力分布發(fā)生區(qū)域性變化。對(duì)于不同張拉方案,結(jié)構(gòu)最大拉應(yīng)力出現(xiàn)的荷載步為階段3,最大拉應(yīng)力區(qū)域主要分布在中空基礎(chǔ)與錨墩的連接處,如表6所示。方案3產(chǎn)生的最大拉應(yīng)力最大,為2.47 MPa,小于C50 混凝土標(biāo)準(zhǔn)抗拉強(qiáng)度2.64 MPa;方案2產(chǎn)生的最大拉應(yīng)力最小,為2.39 MPa;方案1產(chǎn)生的最大拉應(yīng)力與方案3相近?；谏鲜龇治?基礎(chǔ)段宜采取措施保證混凝土澆筑質(zhì)量或提高強(qiáng)度等級(jí)。

表6 中空基礎(chǔ)的最大主應(yīng)力變化Table 6 Changes of maximum principal stress in hollow foundation

上述分析結(jié)果表明,對(duì)稱同步張拉1對(duì)預(yù)應(yīng)力索的張拉方法可保證混凝土結(jié)構(gòu)拉壓應(yīng)力始終小于材料強(qiáng)度,在預(yù)應(yīng)力索張拉時(shí)采用方案2的整體順序法可相對(duì)降低結(jié)構(gòu)中產(chǎn)生的拉應(yīng)力,與方案3相比降幅為3.2%;而方案3與方案1的最大主應(yīng)力相近,兩者則應(yīng)從施工便利性等其他方面進(jìn)一步比選。根據(jù)最大主應(yīng)力越小,方案越優(yōu)的原則,故方案2的整體順序法應(yīng)優(yōu)先考慮。

4.3 現(xiàn)場(chǎng)張拉

綜上分析并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)條件(圖4),現(xiàn)場(chǎng)張拉采用了方案2的整體順序法進(jìn)行施工。施工采用懸浮張拉法按1～3階段順序?qū)γ繉?duì)索進(jìn)行對(duì)稱連續(xù)張拉。首先,在錨頭上安裝YDCL400Q張拉千斤頂,利用千斤頂自帶的工具錨具裝置夾持鋼絞線來(lái)進(jìn)行臨時(shí)定位。每對(duì)錨索張拉按(0.2,0.4,0.6,0.8,1.0)FASL的順序分5級(jí)進(jìn)行對(duì)稱同步張拉,千斤頂轉(zhuǎn)換行程時(shí),其自帶的2套工具錨具裝置交替工作,避免了錨頭工作夾片多次夾持鋼絞線的現(xiàn)象,直至張拉到設(shè)計(jì)張拉力FASL=2 950 kN。測(cè)量鋼絞線張拉伸長(zhǎng)值并校核無(wú)誤后,用千斤頂自帶的頂壓裝置壓緊錨頭工作夾片,千斤頂緩慢卸載至預(yù)應(yīng)力索錨固。

a—施工現(xiàn)場(chǎng);b—預(yù)應(yīng)力索張拉施工。圖4 預(yù)應(yīng)力索現(xiàn)場(chǎng)施工Fig.4 Prestressed cable tensioning on site

根據(jù)張拉實(shí)測(cè)數(shù)據(jù),按張拉伸長(zhǎng)值校核1～6號(hào)索的張拉損失值分別為-1.0%、-2.2%、-3.2%、-2.1%、+0.6%和-4.1%,滿足±5%的誤差要求,與預(yù)應(yīng)力索模擬分析結(jié)果吻合。

5 結(jié)束語(yǔ)

1)針對(duì)風(fēng)電混凝土塔筒的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和安裝施工要求,對(duì)預(yù)應(yīng)力索的安裝和張拉方法進(jìn)行了摸擬分析,從中得出各對(duì)預(yù)應(yīng)力索按不同的超張拉值張拉后,不同荷載步的預(yù)應(yīng)力損失分別為-4.0%、-2.8%、-1.3%,預(yù)應(yīng)力索力與設(shè)計(jì)張拉力基本一致。對(duì)各對(duì)預(yù)應(yīng)力索按設(shè)計(jì)張拉力同步張拉后,分析得出各對(duì)索預(yù)應(yīng)力損失分別為-4.1%、-2.8%和-1.2%,各方案索力損失均小于相關(guān)規(guī)范要求的-5.0%。

2)各張拉方案中結(jié)構(gòu)主壓應(yīng)力變化趨勢(shì)接近,而主拉應(yīng)力的分布區(qū)域相近,峰值變化有差異,利用主拉應(yīng)力峰值可篩選出較優(yōu)方案。另外,應(yīng)對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)在張拉全過(guò)程以及最不利工況中的應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行比較分析,以保障中空基礎(chǔ)段結(jié)構(gòu)的承載力。

3)采用懸浮張拉法、同步對(duì)稱張拉等施工方法保障了混凝土結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布的均勻性和受力穩(wěn)定性,實(shí)測(cè)張拉結(jié)果與摸擬分析結(jié)果吻合,張拉力損失不大于-4.1%,有效地保證了施工進(jìn)度規(guī)劃和施工質(zhì)量。