GB/T42600—2023/IEC61400-6:2風(fēng)能發(fā)電系統(tǒng)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組塔架和基礎(chǔ)設(shè)計(jì)要求Part6:Towerandfoundationdesignrequ國家市場監(jiān)督管理總局國家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會I V 1 13術(shù)語和定義 2 64.1符號 64.2縮略語 75設(shè)計(jì)準(zhǔn)則(含載荷) 85.1概述 85.2設(shè)計(jì)準(zhǔn)則 8 9 5.5載荷數(shù)據(jù)以及接口報告要求 5.6一般結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)要求 5.7交付文件 6鋼制塔架 6.1概述 6.2設(shè)計(jì)準(zhǔn)則 6.3材料 6.4塔架及開口的極限強(qiáng)度分析 6.5穩(wěn)定性 6.6疲勞極限狀態(tài) 6.7環(huán)形法蘭的連接 206.8摩擦型抗剪螺栓連接 237混凝土塔架和基礎(chǔ) 7.1概述 257.2設(shè)計(jì)準(zhǔn)則 25 277.4耐久性 277.5結(jié)構(gòu)分析 287.6混凝土接縫 297.7承載力極限狀態(tài) 297.8疲勞極限狀態(tài) 29Ⅱ7.9正常使用極限狀態(tài) 8地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì) 8.1概述 8.2設(shè)計(jì)準(zhǔn)則 8.3巖土數(shù)據(jù) 8.6樁基礎(chǔ) 8.7巖石錨桿基礎(chǔ) 41 45 9.2定期結(jié)構(gòu)檢查 459.3基礎(chǔ)環(huán)檢查 9.4螺栓預(yù)緊力維護(hù) 469.5結(jié)構(gòu)健康監(jiān)測 46附錄A(資料性)適用于計(jì)算基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)規(guī)范和指南 47A.1概述 47A.2參考文獻(xiàn) 47附錄B(資料性)結(jié)構(gòu)鋼材料匯總 48 48 49C.1概述 C.2參考文獻(xiàn) 附錄D(資料性)結(jié)構(gòu)鋼Z向性能 D.2根據(jù)歐洲規(guī)范定義Z值 D.3參考文獻(xiàn) 附錄E(資料性)鋼制塔架門框開口的屈曲簡化分析方法 附錄F(資料性)疲勞評估 F.1概述 附錄G(資料性)環(huán)形法蘭驗(yàn)證方法 G.1Petersen/Seidel極限強(qiáng)度分析方法 G.3參考文獻(xiàn) ⅢGB/T42600—2023/IEC61400-附錄H(資料性)裂縫控制——7.9.3指南 H.1概述 H.3基于日本標(biāo)準(zhǔn)的裂縫控制 H.5參考文獻(xiàn) 附錄I(資料性)混凝土的有限元分析 I.4求解方法 L.5隱式算法 1.6有限元分析步驟 I.7檢查結(jié)果 附錄J(資料性)塔架-基礎(chǔ)錨固 J.2嵌入式錨固 J.3錨栓錨固 J.6嵌入基礎(chǔ)環(huán) J.7錨固載荷傳遞 附錄K(資料性)拉壓桿截面 K.1概述 K.2巖石錨桿基礎(chǔ)實(shí)例 K.3參考文獻(xiàn) 附錄L(資料性)土體模量和基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動剛度的選擇指南 L.1概述 L.2土體模型 L.3動態(tài)轉(zhuǎn)動剛度 L.4靜態(tài)轉(zhuǎn)動剛度 L.5參考文獻(xiàn) 77附錄M(資料性)巖石錨桿基礎(chǔ)設(shè)計(jì) M.2腐蝕防護(hù) M.3產(chǎn)品審批 M.4巖錨設(shè)計(jì) M.6測試和實(shí)施 M.9附加擴(kuò)展蠕變試驗(yàn) 附錄N(資料性)內(nèi)部載荷——內(nèi)部載荷說明 附錄O(資料性)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組塔架和基礎(chǔ)地震載荷估算 0.2豎向地震動 0.3結(jié)構(gòu)模型 0.4土體膨脹 0.5時域分析 0.6參考文獻(xiàn) 附錄P(資料性)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組塔架結(jié)構(gòu)阻尼比 P.1概述 P.2一階模態(tài)結(jié)構(gòu)阻尼比 P.3二階模態(tài)結(jié)構(gòu)阻尼比 P.4高階模態(tài)結(jié)構(gòu)阻尼比 P.5參考文獻(xiàn) 附錄Q(資料性)巖土極限狀態(tài)局部安全系數(shù)指南 Q.2抗傾覆穩(wěn)定性 Q.3極限承載力 Q.4滑動阻力 Q.5整體穩(wěn)定性 Q.6參考文獻(xiàn) 圖1L型法蘭示例 21圖4螺栓力與筒壁軸向力的關(guān)系圖 22圖5疲勞等級36*時的S-N曲線 23 26 45V圖E.1環(huán)向邊緣加勁肋開口圖 圖G.1分段簡化模型 圖G.2不同失效模式的塑性鉸位置 圖G.3幾何參數(shù) 圖G.4不同α對應(yīng)的修正系數(shù)λ 圖G.5螺栓拉力與對應(yīng)法蘭區(qū)域承載拉力的非線性曲線 圖K.1采用拉壓桿法設(shè)計(jì)的深梁示例 圖K.2拉壓桿模型的簡單形狀 圖K.3深梁承載的三個實(shí)例 圖K.4巖石錨桿基礎(chǔ)的拉壓桿模型 圖K.5巖石錨桿基礎(chǔ)頂部拉桿鋼筋 圖L.1土體應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系示例 圖L.2土體的加載和卸載特性 圖L.3剪切模量隨土體應(yīng)變的變化 圖L.4載荷偏心引起的轉(zhuǎn)動剛度減小 圖L.5載荷偏心率增加引起的基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動剛度下降示例 77圖M.1巖石和錨桿截面圖 圖M.2帶防腐保護(hù)的典型錨定裝置 圖N.1風(fēng)力發(fā)電機(jī)組塔架和基礎(chǔ)地震載荷估算 圖0.1反應(yīng)譜法結(jié)構(gòu)模型 圖P.1鋼制塔架的一階模態(tài)阻尼比 21表2地基極限狀態(tài)一覽表 表B.1不同國家和地區(qū)鋼材標(biāo)準(zhǔn)和類型 48 49表E.1公式系數(shù)(E.3) 表H.1基于日本標(biāo)準(zhǔn)裂縫寬度限值 表P.1阻尼系數(shù) 表Q.1抗傾覆穩(wěn)定性極限狀態(tài)的最小局部安全系數(shù)(歐洲和北美慣例) 表Q.2抗傾覆穩(wěn)定性極限狀態(tài)的最小局部安全系數(shù)(JSCE) 表Q.3軸向承載力極限狀態(tài)的材料和阻力最小局部安全系數(shù)，ULS 表Q.4滑動阻力極限狀態(tài)的材料和阻力最小局部安全系數(shù)，ULS 表Q.5整體穩(wěn)定性極限狀態(tài)的材料和阻力最小局部安全系數(shù)，ULS ——納入了COR1:2020勘誤表的內(nèi)容，所涉及的條款1風(fēng)能發(fā)電系統(tǒng)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組塔架和本文件確立了用于評估陸上風(fēng)力發(fā)電機(jī)組支撐結(jié)構(gòu)(包括基礎(chǔ))的結(jié)構(gòu)完整性要求和基本原則。范軸承的連接)的強(qiáng)度計(jì)算，按照本文件或IEC61400下列文件中的內(nèi)容通過文中的規(guī)范性引用而構(gòu)成本文件必不可少的條款。其中，注日期的引用文IEC61400-1:2019風(fēng)力發(fā)電機(jī)組第1部分：設(shè)計(jì)要求(Windenergygenerationsystems—PartIEC61400-2風(fēng)力發(fā)電機(jī)組第2部分：小型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組(Windturbines—Part2:SmallwindISO2394:2015結(jié)構(gòu)可靠性總原則(GeneralprinciplesonreliabilityforISO6934(所有部分)預(yù)應(yīng)力混凝土用鋼(Steelfortheprestressingofconcrete)ISO6935(所有部分)鋼筋混凝土用鋼(Steelforthereinforcementofconcrete)ISO9016:2012金屬材料焊縫破壞性試驗(yàn)沖擊試驗(yàn)試樣位置、切口方向和檢驗(yàn)(DestructivetestsonweldsinmeraISO12944(所有部分)色漆和清漆防護(hù)涂料體系對鋼結(jié)構(gòu)的防腐蝕保護(hù)(Paintsandvarni-shes—CorrosionprotectionofsteelstructuresbyprotectivepaintsISO22965-1混凝土第1部分：規(guī)定方法和規(guī)范制定者指南(Concrete—Part1:MethodsofISO22965-2混凝土第2部分：組成材料、混凝土生產(chǎn)及混凝土一致性的說明(Concrete—Part2GB/T42600—2023/IEC2:Specificationofconstituentmaterials,productionofconcreteandcomplianceofc3基于適用于缺陷結(jié)構(gòu)的殼體彎曲理論對含缺陷結(jié)構(gòu)進(jìn)行的整體結(jié)構(gòu)分析，位移包含了非線性大變作用在穿過結(jié)構(gòu)的任意平面上的三個正交力和三載荷局部安全系數(shù)partialsafetyfactorforload4極限載荷，其確定假定了理想的彈塑性材料行為、完美的幾何結(jié)構(gòu)、載荷作用、支撐和材料各向主體結(jié)構(gòu)primarystruct5設(shè)計(jì)壽命作用的正常使用極限狀態(tài)載荷等級，與風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的持續(xù)正確運(yùn)行有關(guān)，如部件的間可用性serviceability結(jié)構(gòu)或結(jié)構(gòu)部件在所有預(yù)期的動作下能夠正?；A(chǔ)靜剛度staticstiffnessforfo與施加在基礎(chǔ)上的力或力矩相對的基礎(chǔ)的線性或角撓度圖上點(diǎn)的正割，其應(yīng)變與施加的載荷情況相一致。包含整個風(fēng)力發(fā)電機(jī)組系統(tǒng)和風(fēng)輪機(jī)艙組件信息的文件以及相關(guān)資料，使塔架和基礎(chǔ)設(shè)計(jì)具備條6GB/T42600—2023/IEC78GMNIA:包含缺陷的幾何和材料非線性分析(GeometricallyandMateriallyNonlinearAnalysis9GB/T42600—2023/IEC61400-6·由于疲勞或者其他隨時間變化的因素(疲勞極限狀態(tài)，F(xiàn)LS)而導(dǎo)致整體結(jié)構(gòu)或者其部件的·考慮到正常使用條件或者結(jié)構(gòu)外觀條件下結(jié)構(gòu)整體或者其相應(yīng)部件的運(yùn)行功能的極限狀態(tài)·部件性能；就一般規(guī)定中的抗力，可以從試驗(yàn)中推導(dǎo)出特征值和設(shè)計(jì)值。試驗(yàn)所采用的方法應(yīng)符合域地震標(biāo)準(zhǔn)的規(guī)定進(jìn)行計(jì)算。關(guān)于塔架和基礎(chǔ)的地震載荷評估將在附錄O中進(jìn)行描述。5.4.2IEC61400-1或IEC61400-2材料局部安全系數(shù)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組塔架和基礎(chǔ)不同于大部分土木工程結(jié)構(gòu)，因?yàn)樗鼈兊撵o載荷與動載荷之比非常小。S2和S3載荷等級可以應(yīng)用，符合特征載荷等級和不同頻遇載荷等級。頻遇更高的載荷等級(見下文在使用標(biāo)準(zhǔn)載荷局部安全系數(shù)時，這些值等于整套工況中的極值根據(jù)IEC61400-1:2019中7.6.2的要求，該值等于完整設(shè)計(jì)載荷工況DLC1.1的0.01百分位值。GB/T42600—2023/IECYf,prestress,favourable= (2)Yf,prestress,unlavourable=1.1 (3)Yf.dimateaction=1.0Yf,temperatureaction=1.35·結(jié)構(gòu)空氣動力學(xué)；·控制作用或者控制動力學(xué)或者機(jī)電系統(tǒng)；數(shù)據(jù)應(yīng)表示為馬爾科夫矩陣形式，該矩陣給出每組載荷平均值與載荷周期的循環(huán)次數(shù)。分析應(yīng)使用整個范圍中最嚴(yán)重的數(shù)值以確保保守性，或者根據(jù)S-N曲線曲率進(jìn)行加權(quán)處理。每組數(shù)值的大守的平均載荷假設(shè)，允許使用沒有平均值的范圍循環(huán)。等效疲勞載荷允許在選擇S-N曲線斜率在計(jì)算疲勞壽命和極限載荷工況時，應(yīng)考慮由塔架局部空氣動力學(xué)引起的流塔架和風(fēng)輪機(jī)艙組件與設(shè)計(jì)時垂直位置的偏離所引起的載荷效應(yīng)，應(yīng)包含在IEC61400-1或·還應(yīng)注意8.6中與樁相關(guān)的要求。斷裂伸長率應(yīng)大于或等于15%?！ち慵穸龋弧峤冧\(若適用)。在正常氣候條件下，鋼材等級選擇應(yīng)采用最低溫度-30℃的適用溫度。低溫條件下，鋼牌號選擇的適用溫度應(yīng)比運(yùn)行期間的最低環(huán)境溫度低10℃。冷成型和應(yīng)變速率增加的影響可忽略不計(jì)。作為上述的替代方案，也可以通過使用正常溫度范圍內(nèi)的實(shí)際最低溫度來確定最低零件溫度。在a)對于帶焊頸的環(huán)形法蘭，在下列條件下，決定性的材料厚度與連接筒關(guān)”。環(huán)焊縫焊趾與主體(法蘭面上側(cè))之間的距離應(yīng)滿足公式(7)(參數(shù)r和I見圖1)。不滿 b)對于沒有焊頸的環(huán)型法蘭，決定性的材料厚度與c—焊縫坡口高度；GB/T42600—2023/IEC61矩，或因法蘭或加勁肋處邊緣擾動而產(chǎn)生的約束應(yīng)力。在不受加勁肋或法蘭支撐的具有不同錐度的過渡處，應(yīng)考慮由于力偏差引起的局部環(huán)向薄膜應(yīng)力和殼體彎曲力矩。對于因開口和其他具體細(xì)節(jié)評估而減弱的塔架區(qū)域，見6.4.5。6.4.5細(xì)節(jié)評估對于筒形鋼制塔架的開口，應(yīng)考慮開口邊緣的應(yīng)力集中。在塔頂法蘭的應(yīng)力分析中，應(yīng)考慮環(huán)焊縫和從焊接頸部到法蘭(可能是圓角)的過渡處的應(yīng)力集中(見圖1)。偏航軸承的載荷傳遞應(yīng)考慮非線性效應(yīng)，包括從機(jī)艙到頂法蘭的任何不均勻載荷路徑，以及軸承接觸角和接觸點(diǎn)變化的影響，這需要風(fēng)力發(fā)電機(jī)組規(guī)格中的詳細(xì)信息。如果法蘭設(shè)計(jì)載荷包絡(luò)線等于或超過塔架的設(shè)計(jì)載荷包絡(luò)線，則可在風(fēng)力發(fā)電機(jī)組規(guī)格中提供用于任何塔架設(shè)計(jì)。在沒有詳細(xì)的材料非線性分析的情況下，承載力極限狀態(tài)(ULS)的局部塑性應(yīng)限于小的區(qū)域。對于承載力極限狀態(tài)(ULS),總應(yīng)變可以將基于線彈性材料模型計(jì)算出的von-Mises應(yīng)力，用Neuber法則進(jìn)行估算。焊接殘余應(yīng)力和缺陷可以忽略不計(jì)。如果使用Neuber法來估算發(fā)生塑性時的總應(yīng)變，則總應(yīng)變應(yīng)限制在1%,見公式(9):Etot=(ohs)2/(oy,aE)≤0.01式中：Obs——線彈性材料模型的結(jié)構(gòu)熱點(diǎn)應(yīng)力；如果采用局部法對焊接細(xì)節(jié)進(jìn)行疲勞評估，則根據(jù)IEC61400-1:2019中表2確定的疲勞載荷工況中最大疲勞載荷等級下不應(yīng)出現(xiàn)局部塑性(基于外推的結(jié)構(gòu)應(yīng)力進(jìn)行評估),除非對低周疲勞進(jìn)行更詳細(xì)的評估。在這里，焊接殘余應(yīng)力和缺陷可以忽略不計(jì)。6.5穩(wěn)定性6.5.1概述鋼制塔架的穩(wěn)定性分析應(yīng)考慮特定類型結(jié)構(gòu)的相關(guān)失效模式，例如管狀塔架的殼屈曲或桁架式的梁屈曲。若塔段兩端是L型或T型法蘭，可僅對各塔段的穩(wěn)定性進(jìn)行分析；若塔段兩端采用其他型式，應(yīng)證實(shí)塔段兩端能提供必要的邊界條件以便分析各塔段的穩(wěn)定性，否則應(yīng)分析塔架整體的穩(wěn)定性。應(yīng)在重力載荷、合成彎矩、扭矩和合成剪力的所有載荷工況組合中最不利的情況下進(jìn)行驗(yàn)證。6.5.2局部安全系數(shù)局部安全系數(shù)應(yīng)根據(jù)所應(yīng)用的校核方法進(jìn)行選擇。屈曲校核所用的最小安全系數(shù)的定義，見5.4°。12點(diǎn)鐘3點(diǎn)鐘GB/T42600—2023/IEC情況1情況2情況3情況4各塔段制造完畢后，應(yīng)檢查每個法蘭的傾角和連接表面的平面度偏差(見圖3,情況2和情況3),且限值整個圓周上每個法蘭的平面度偏差(根據(jù)圖3為k/2)30°范圍內(nèi)每個法蘭的平面度偏差(圖3中的k/2)法蘭連接表面內(nèi)傾角α0°~0.7°使用錐形墊圈之前，法蘭外表面的傾角α如有超出表1的平面度偏差，則螺栓疲勞強(qiáng)度分析應(yīng)考慮平面度偏差開對螺栓軸向應(yīng)力和彎曲應(yīng)力的影響)。疲勞強(qiáng)度分析的螺栓預(yù)緊力應(yīng)為螺栓設(shè)計(jì)預(yù)緊力減去閉合法墊片或其他填充物的材料應(yīng)具有和法蘭材料相近的彈性模量和抗壓強(qiáng)度。在每個螺栓的附近或每個螺栓和筒壁之間的區(qū)域進(jìn)行填充，填充物宜保證法蘭在螺栓預(yù)緊之前或在施加10%的設(shè)計(jì)預(yù)緊力后·法蘭表面和焊接頸之間的半徑至少為10mm;·圓周焊趾與成品(法蘭表面上側(cè))之間的距離要求，見;·焊趾到法蘭表面距離的要求適用于生產(chǎn)和焊接修復(fù)；·單個法蘭內(nèi)錐度限制值為0.7°。1)螺栓斷裂失效；3)筒壁和/或法蘭出現(xiàn)塑性鉸。螺栓疲勞強(qiáng)度分析應(yīng)基于非線性的螺栓受力函數(shù)Fs=f(Z)進(jìn)F·對于疲勞極限狀態(tài)，應(yīng)驗(yàn)證疲勞載荷情況下最大載荷下所需摩擦力不超過試驗(yàn)中最大施加載 (10) (11)YM——材料局部安全系數(shù)。預(yù)緊力Fp.c應(yīng)通過系數(shù)L:或通過檢測和基于檢測結(jié)果，來說明螺栓連接中的預(yù)緊力損失。確定L:有兩種方法：1)測試摩擦連接的代表性試樣，以確定免維護(hù)連接。2)在設(shè)計(jì)階段假定一個L,值，并通過適當(dāng)?shù)哪Σ吝B接檢測手段驗(yàn)證L:的假定值是保守的。YM=1.25…6.8.3無測試設(shè)計(jì)混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)應(yīng)符合現(xiàn)行混凝土規(guī)范的基本要求，本章內(nèi)容詳細(xì)補(bǔ)充了陸上風(fēng)力發(fā)電機(jī)組混凝本章以概括說明及分析方法的形式提供了要求。附錄A～附錄G列出了符合要求的計(jì)算方法。參考標(biāo)準(zhǔn)的選取應(yīng)符合IEC61400-1或I在混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中采用的局部安全系數(shù)不應(yīng)小于IEC61400-1、IEC61400-2和5.4的要求，并宜對正常使用極限狀態(tài)(SLS),材料局部安全系數(shù)Ym取為1.0。對承載力極限狀態(tài)(ULS),預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)應(yīng)計(jì)入預(yù)應(yīng)力的損失和變化。當(dāng)預(yù)應(yīng)力作用效應(yīng)對對疲勞極限狀態(tài)(FLS)和正常使用極限狀態(tài)(SLS),預(yù)應(yīng)力作用局部安全系數(shù)應(yīng)按預(yù)應(yīng)力作用的不利或有利分別取為Ysp和Ym。采用后張有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋時，應(yīng)取Ysp=1.10和Ym=0.90。采用后張應(yīng)選擇與下限值具有相同超越概率的上限值。在這種情況下，材料局部安全系數(shù)取為1.0,用于計(jì)混凝土塔架因溫度變化產(chǎn)生的溫度效應(yīng)如圖6所示，包括相對于施工階段的整體溫差與位于構(gòu)件GB/T42600—2023/IEC61400-6:2020a)相對于施工階段變化的均勻分布溫度分量△T?(沿周長和壁厚保持不變),△T?按以下最不利b)沿周長非線性變化的溫度分量△T?=±15K(沿截面按余弦分布，沿壁厚保持不變),由日照c)沿壁厚線性變化的溫度分量△T?=±15K(沿周長保持不變，沿壁厚線性變化),由構(gòu)件截面內(nèi)部時可增大△T?的取值，現(xiàn)澆混凝土產(chǎn)生的水化熱等引起的溫度變化不包括△T?-△T?對承載力極限狀態(tài)(ULS),溫度載荷應(yīng)與IEC61400-1;2019表2中N類載荷工況的極限設(shè)計(jì)載荷GB/T42600—2023/IE對于5.4.3規(guī)定的工況S2和S3,在設(shè)計(jì)時載荷應(yīng)按Fsis+0.6△T、進(jìn)行組合，工況S1應(yīng)按GB/T42600—2023/IEC·應(yīng)考慮變形的相容性，包括材料類型之間的應(yīng)變偏移和分解?？赡苓€需考慮載荷路徑依賴非線性分析適用于承載力極限狀態(tài)(ULS)、疲勞極限狀態(tài)(FLS)和正常使用極限狀態(tài)GB/T42600—2023/IEC參考標(biāo)準(zhǔn)為所有可能的失效模式提供了所需的抗疲勞設(shè)計(jì)原則。這包括在壓一壓狀態(tài)或壓一拉狀用于風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的疲勞性能可能會有顯著不同，也適用于通過一般材料疲勞要求的材料。代表95%通常宜在風(fēng)力發(fā)電機(jī)組混凝土結(jié)構(gòu)中要避免鋼筋焊接。但若無對于混凝土的驗(yàn)算，應(yīng)使用最新方法以及IEC61400-1或IEC614需考慮徐變。如果對于重力和預(yù)應(yīng)力引起的永久載荷作用，混凝土的壓應(yīng)力限制在0.45fa以在特征載荷組合S1(見)下，鋼筋的拉應(yīng)力不宜超過在對預(yù)應(yīng)力管道及其錨具進(jìn)行灌漿之前，應(yīng)充分密封混凝土截面內(nèi)的無粘結(jié)鋼筋束應(yīng)充分密封以防止(空氣中)水分沿長度方向滲透。應(yīng)通過對鋼絞線添加保護(hù)保護(hù)?？煽紤]使用除濕的內(nèi)部環(huán)境進(jìn)行評估。所有無粘結(jié)鋼筋束錨固端應(yīng)密預(yù)應(yīng)力鋼筋束的防腐材料應(yīng)適用于風(fēng)力發(fā)電機(jī)組垂直安裝，即它們不會的混凝土和鋼筋強(qiáng)度應(yīng)設(shè)計(jì)為承載接縫附近預(yù)制橫截面的全截面強(qiáng)度。如果預(yù)制構(gòu)件之間不采預(yù)制偏差應(yīng)與參考標(biāo)準(zhǔn)相一致并考慮設(shè)計(jì)要求。預(yù)制構(gòu)件接縫表面水平1)重力式基礎(chǔ)；和附錄M。如果采用極限狀態(tài)設(shè)計(jì)原則，載荷局部安全系數(shù)應(yīng)與第5章定義的風(fēng)力發(fā)電機(jī)組基礎(chǔ)載荷推導(dǎo)方工況通常不作為地基設(shè)計(jì)的一部分。循環(huán)載荷對地基土強(qiáng)度和剛度的影響表2列出了在地基設(shè)計(jì)過程中需考慮的極限狀態(tài)。內(nèi)部結(jié)構(gòu)失效或過度變形，特指土體中結(jié)構(gòu)失效，如樁基礎(chǔ)和錨桿正常使用極限狀態(tài)-SLS長期的地基承載力衰減所引起的其他極限狀態(tài)失效，需根據(jù)實(shí)對可變載荷(風(fēng)力發(fā)電機(jī)組載荷)和永久載荷(重力和浮力)的局部安全系數(shù)應(yīng)符合IEC61400-1或IEC61400-2的有關(guān)規(guī)定。只有在輸入載荷時采用局部安全系數(shù)才能解決地基土一結(jié)構(gòu)響應(yīng)的完全非地基抗力設(shè)計(jì)值應(yīng)按地基材料特征值考慮材料局部安全系數(shù)和/或抗力系數(shù)后確定。基于當(dāng)?shù)鼗驀疫m用標(biāo)準(zhǔn)，該局部安全系數(shù)可應(yīng)用于土體參數(shù)中(可能取決于土體的分類),也可以直接應(yīng)用于抗巖土工程現(xiàn)場勘察(SI)應(yīng)在每個單獨(dú)的風(fēng)力發(fā)電機(jī)位置至少布置一個勘測點(diǎn)以確定巖土參數(shù)，或者通過替代方法確定，但如果存在8.3.2中列出的巖土災(zāi)害或不確定性，則宜進(jìn)行額外的巖土勘察。的參數(shù)，還需編制一份地質(zhì)勘察報告(GIR)。該報告宜著重于在事實(shí)報告的基礎(chǔ)之上建立每個機(jī)位的為確定基礎(chǔ)混凝土的配合比和鋼構(gòu)件的防腐蝕技術(shù)方案，現(xiàn)場應(yīng)對周邊土體進(jìn)行化學(xué)成分分析。對有巖土風(fēng)險的地區(qū)應(yīng)進(jìn)行強(qiáng)調(diào)，并提出降低風(fēng)險的方法。這些方法包括但不限于施工前或施工1)穩(wěn)定(傾覆);2)地基的承載力與滑移。GB/T42600—2023/IEC61400-6:2下水位引起的浮力作用的設(shè)計(jì)值可以通過對特征水壓乘以局部安對于每種極限狀態(tài)，給出材料(抗力)的最小可接受的局部安全系數(shù)。應(yīng)根據(jù)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組基礎(chǔ)抗傾覆穩(wěn)定作用力應(yīng)考慮其豎向載荷、基礎(chǔ)自重及其應(yīng)計(jì)算或簡化密度較低的表層土和地表坡度的不利影響，以提供保守的結(jié)通過對開挖土的再壓實(shí)來實(shí)現(xiàn)，并應(yīng)指定適當(dāng)?shù)脑囼?yàn)來驗(yàn)證已回填的土的密度。如果能夠通過合適的基礎(chǔ)底面以下土層的極限承載力應(yīng)根據(jù)地質(zhì)勘察報告(以下簡稱“GIR”)中提供的巖土數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)參照作為巖土工程現(xiàn)場勘察一部分，非基巖地層土的承載力應(yīng)通過原位或土工試驗(yàn)來確定。采用不排水抗剪強(qiáng)度或內(nèi)摩擦角等特性，并對材料應(yīng)用合適的安全系數(shù)來評價地基承載力是比較可取的。在地震動活躍區(qū)設(shè)計(jì)的風(fēng)電項(xiàng)目，應(yīng)當(dāng)按照當(dāng)?shù)睾蛧铱拐鹪O(shè)防標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行附加驗(yàn)算。這種驗(yàn)算可所述潛在的高地下水位時的浮力作用。在計(jì)算基礎(chǔ)底面的壓力和承載力時，應(yīng)的水平載荷和扭矩的影響。該載荷應(yīng)施加在考慮傾覆載荷偏心情況下的計(jì)算區(qū)域上。使用的方法應(yīng)與項(xiàng)目所在地區(qū)的參考設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)一致。當(dāng)局部安全系數(shù)應(yīng)用于材料特性時，應(yīng)使用方法1。當(dāng)局部安全系數(shù)應(yīng)用于材料特性的作用時，即產(chǎn)生的抗力，應(yīng)使用方法2。局部安全系數(shù)的不可能導(dǎo)致失穩(wěn)的極限狀態(tài)應(yīng)采用公認(rèn)的巖土工程原理進(jìn)行評估。應(yīng)計(jì)算GB/T42600—2023/IECFa<Ra可供選擇的緩解措施包括將承載壓力限制在GIR建議的可接受的范圍之內(nèi)，或者替換敏感性切剛度的折減，小應(yīng)變剪切剛度是關(guān)于S1載荷等級下的實(shí)際土體剪應(yīng)變的函數(shù)。這種折減取撓度分析中應(yīng)考慮樁側(cè)摩阻力、端部承載和被動土抗力所需的樁身柔度和撓度。應(yīng)考慮隨位移產(chǎn)通過將動摩阻力和樁端應(yīng)力控制在樁承載力的較低比例范圍內(nèi)，或通過限制巖石錨桿基礎(chǔ)由基礎(chǔ)承臺和與其連接的后張法預(yù)應(yīng)力巖石錨桿組成。該基巖石錨桿通過施加預(yù)應(yīng)力而保持基礎(chǔ)的穩(wěn)定。錨桿的預(yù)應(yīng)力宜視為外力?；A(chǔ)和錨桿的結(jié)構(gòu)抗力應(yīng)遵循第6章和第7章的原則。巖石錨桿是一項(xiàng)專門的設(shè)計(jì)內(nèi)容，其設(shè)計(jì)如果某項(xiàng)設(shè)計(jì)內(nèi)容對其他內(nèi)容的屬性較為敏感，例如載荷傳遞和抗彎剛度，則應(yīng)在設(shè)計(jì)文件中明確1)錨栓籠鋼筋混凝土錨固承臺—鋼筋混凝土承臺錨固在基巖中。如果錨桿張拉端位于承臺基礎(chǔ)2)過渡段一塔架通過連接段與塔架下方的混凝土和巖石進(jìn)行連接。塔架通過短螺栓與連接段連巖石錨桿可以由后張法的多股預(yù)應(yīng)力鋼絞線或螺紋鋼棒組成。后張法預(yù)應(yīng)應(yīng)按照8.3的規(guī)定進(jìn)行地質(zhì)勘察取得巖石的地質(zhì)參數(shù)。為驗(yàn)證巖石質(zhì)量并確定錨固區(qū)，巖土工程現(xiàn)場勘察(SI)應(yīng)包含鉆孔。宜在一些位置進(jìn)行取芯鉆述。該報告應(yīng)評估和說明承載力極限狀態(tài)下的最大允許地基承載力和巖GB/T42600—2023/IEC61在基礎(chǔ)施工過程中，當(dāng)天然土體從巖面清除后，應(yīng)當(dāng)對基礎(chǔ)及其周圍區(qū)域的查。地質(zhì)勘察報告(GIR)中記錄的地質(zhì)情況應(yīng)被該項(xiàng)檢查驗(yàn)證并用于任何爆破操作、移除所有可壓縮巖石錨桿應(yīng)設(shè)計(jì)為永久性結(jié)構(gòu)，通常包含雙重防腐系統(tǒng)。附錄M中給出了允許的防腐系統(tǒng)示例。應(yīng)采取特殊措施保護(hù)基礎(chǔ)頂部錨板(承壓板)下方的預(yù)應(yīng)力筋，防止錨桿處在錨板底部設(shè)置一個鋼制喇叭口和橡膠密封條及防腐材料來實(shí)現(xiàn)。正常情況下，M所示。錨板上方的錨頭保護(hù)帽內(nèi)應(yīng)填充防腐材料。在其整個設(shè)計(jì)壽命內(nèi)，保護(hù)帽宜能夠打開用于檢查1)瞬時損失(楔形夾片滑移和彈性損失);2)由混凝土和巖體徐變、混凝土收縮和預(yù)應(yīng)力筋松弛引起的隨時間變化的損失。計(jì)算中使用的后張拉力設(shè)計(jì)值應(yīng)考慮正負(fù)偏差以及是否有損失，這取決于A'圍繞Fa重心作用點(diǎn)的有效基礎(chǔ)底面積。GB/T42600—2023/IECQEd,elastic<QRd,localGB/T42600—2023/IEC61·疲勞載荷工況下的應(yīng)力變化較低；·楔形夾片滑移造成的預(yù)應(yīng)力損失降至最低。應(yīng)驗(yàn)證所需的錨固長度(Lrxd),也稱為粘結(jié)長度(Lbond),載荷通過該長度傳遞到圍巖，見公式(20):式中：Pockol——巖石錨桿施加的預(yù)應(yīng)力值；f——巖石與水泥灌漿料粘結(jié)強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；0——鉆孔的直徑。對于質(zhì)量好的巖石(巖體等級，RMR>60),可根據(jù)公式(21)計(jì)算粘結(jié)強(qiáng)度：式中：fek——灌漿料抗壓強(qiáng)度特征值；巖石錨桿的疲勞應(yīng)對所有巖石錨桿進(jìn)行疲勞評估。如果在疲勞極限狀態(tài)下，預(yù)應(yīng)力鋼絞線中最大疲勞載荷的應(yīng)力幅滿足△oa.faige,tands<70MPa,則無需進(jìn)行詳細(xì)的疲勞分析。應(yīng)力幅可以通過錨桿位置處基礎(chǔ)與巖石之間的脫開間隙(δLmo)來評估。e——伸長率。Es——巖石錨桿的彈性模量。預(yù)應(yīng)力螺紋鋼棒的疲勞驗(yàn)證要求，見6.7.4。巖石錨桿的承載力應(yīng)驗(yàn)證巖石錨桿的承載力，并考慮錨桿間距的整體影響，見公式(22):式中：Ra——承載力的設(shè)計(jì)抗力；R.——受影響的巖石體積自重，通常是從巖石錨桿底部開始與水平成60°角的一個倒錐體。巖石錨桿的總長度取決于地基承載力和基礎(chǔ)厚度，如圖7中H?和H所示，或者取決于中錨桿的自由長度和錨固長度，如圖7中的Lfrc和Lixe所示。7基礎(chǔ)7基礎(chǔ)地基承載力所需長度GB/T42600—2023/IEC——EN1993-1(所有部分)];——JSCE準(zhǔn)則2010[3; [1]EN1993-1(allparts)E[3]GuidelinesfordesignofwindturbinesupporneeringSeries20,JapanSo[6]IIW:RecommendationsforFatigueDesignofWeldedJointsandComponents,InternatiInstituteofWelding(IW/IIS),IIWDocumentIIW-1823-07exXIII2151r4-07/XV-1254r4-0[8]DNVGLStandardDNVGL-ST-0126Suppor[9]ACI318BuildingCoGB/T42600—2023/IEC61400-6:2020(資料性)結(jié)構(gòu)鋼材料匯總B.1概述本附錄提供了結(jié)構(gòu)鋼材料規(guī)范要求的一覽表。B.2結(jié)構(gòu)鋼表B.1中列出了滿足6.3.2要求的結(jié)構(gòu)鋼材料。材料的特性和使用限制，可查閱相應(yīng)國家的現(xiàn)行規(guī)范。表B.1不同國家和地區(qū)鋼材標(biāo)準(zhǔn)和類型國家/地區(qū)結(jié)構(gòu)鋼中國Q345FTC、Q345FTD、Q345FTE、歐洲S275N/NL、S355N/NL、S420N/NL、S275M/ML、S355M/ML、S420M/ML、S235H、S275H、S355H、S275NH/NLH、S355NH/NLH、S420NS235H、S275H、S355H、S275NH/NLH、S355NH/NLH、S460NS275MH/MLH、S355MH/MLH、S420MH/MLH、S日本SN400A、SN400B、SN400C、SN49美國(資料性)C(min./max.)未指明未指明P(max.)S(max.)B(max.)機(jī)械性能(min.)一抗拉強(qiáng)度800N/mm2~-0.2%非比例伸長率的應(yīng)力一伸長率百分比一面積減少百分比·含添加劑(如硼、錳或鉻)的碳鋼淬火和回火時的值。d>16mm時的值。磷和硫?qū)β菟ǖ睦浯嘈袨橛胸?fù)面影響。與ISO898-1相比，ASTMA325M和ASTMA490M-12對這些元素的限制并不嚴(yán)格，若在寒冷的氣候條件下使用符合ASTM標(biāo)準(zhǔn)的螺栓，則可能需要特由于JIS標(biāo)準(zhǔn)中沒有規(guī)定化學(xué)成分限制，因此可能需要特別注意外部影響與螺栓行為之間的任何由于ASTM-和JIS標(biāo)準(zhǔn)中沒有規(guī)定工作溫度范圍，如果在寒冷氣候條件下使用gripjointsd(資料性)結(jié)構(gòu)鋼Z向性能結(jié)構(gòu)鋼材的Z向性能在本附錄中?？梢愿鶕?jù)EN1993-1-10計(jì)算材料所需的Z值(厚度方向的性能)。對于滿足6.3.2焊頸要求的法蘭，可以根據(jù)頸長的不同，根據(jù)EN1993-1-10:2005的表3.2中規(guī)定dthrough-thicknesspropeGB/T42600—2023/IEC61400-6:2020(資料性)鋼制塔架門框開口的屈曲簡化分析方法簡化驗(yàn)證基于EN1993-1-6和JSCE準(zhǔn)則2010的分析方法。在沒有增加縱向加勁肋(“環(huán)加勁肋”)的環(huán)向邊緣加勁開口區(qū)域，見圖E.1和圖E.2,在以下情況下，可以簡化為對未削弱的筒壁進(jìn)行屈曲安全分析，無需采用EN1993-1-6的母線設(shè)計(jì)屈曲應(yīng)力設(shè)計(jì)方法，根據(jù)公式(E.1)(對于歐洲規(guī)范)或公式(E.2)(對于JSCE)的折減的母線設(shè)計(jì)屈曲應(yīng)力：Ox,R,d=C?·σx,R,dECfe,r=C?f·e,rJSCE…………(E.0x,R,Ec——根據(jù)EN1993-1-6的母線設(shè)計(jì)屈曲應(yīng)力；fer——根據(jù)JSCE的母線設(shè)計(jì)屈曲應(yīng)力；C按公式(E.2)計(jì)算的折減系數(shù)，以考慮開口的影響。C?=A?—B?·(r/t)沿周長的開口角度；以上規(guī)則適用于：其中開口角度和開口尺寸指的是筒壁的開口，而不考慮開口加勁肋(見圖E.1),同時也不考慮開口邊緣加勁肋?！@整個開口呈現(xiàn)恒定的橫截面，或者被認(rèn)為其具有最小的橫截面；·其橫截面面積至少是缺失開口面積的1/3;·其開口邊緣的橫截面相對于筒壁居中布置，見圖E.1a)和圖E.1b);·其橫截面滿足EN1993-1-1:2005中表5.2(根據(jù)歐洲規(guī)范的定義的c和t)中的2級極限根據(jù)JSCE為W,/t,≤8(關(guān)于W,和t,的定義，參見圖E.2)。表E.1公式系數(shù)(E.3)EN:S355/JIS:SM490或SM注：中間值可線性插值，不可以外推。GB/T42600—2023/IEC環(huán)加勁肋1nx或oxb?圖E.1環(huán)向邊緣加勁肋開口圖GB/T42600—2023/IECGB/T42600—2023/IEC·疲勞等級應(yīng)從EN1993-1-9:2005的表8.GB/T42600—2023/IEC(資料性)環(huán)形法蘭驗(yàn)證方法G.1Petersen/Seidel極限強(qiáng)度分析方法根據(jù)Petersen/Seidel的簡化計(jì)算方法，可以用彈塑性理論來評估環(huán)形法蘭連接的承載力極限狀態(tài)。它包括根據(jù)Petersen方法的L型法蘭模型和基于Seidel方法的改進(jìn)。在圖G.1中，對L型法蘭連接方法進(jìn)行了描述，對于T型法蘭連接可以類似擴(kuò)展。將環(huán)形法蘭連接簡化為只有一個螺栓的分段模型(如圖G.1)。筒壁拉應(yīng)力需轉(zhuǎn)化為作用在分段模型筒壁上的等效拉力Z。ZZZ圖G.1分段簡化模型G.1.2計(jì)算方法對于承載力極限狀態(tài)，應(yīng)保證分段模型中筒壁極限拉力Z小于容許的極限抗拉承載力F?,見公式極限抗拉承載力F。取以下四種失效模式計(jì)算結(jié)果的最小值。圖G.2和圖G.3給出了分段模型中可能的塑性鉸區(qū)域和后續(xù)計(jì)算規(guī)則中使用的幾何參數(shù)。采用該方法時，a/b(定義見圖G.3)應(yīng)滿足a/b≤1.25。 失效模式A(螺栓失效),見公式(G.2):Fu=F,R 失效模式B[螺栓失效和法蘭或筒壁塑性鉸失效(M3)],見公式(G.3): 失效模式D「法蘭螺栓孔中心平面塑性鉸(Mo1.2+△M1.2)和法蘭或筒壁塑性鉸(Mp.3)失效],見公式(G.4):GB/T42600—2023/IEC61400-6:2020——失效模式E[法蘭螺栓孔周邊塑性鉸(Mp.2)和法蘭或筒壁塑性鉸(Mp.3)失效],見公式(G.5):圖G.2不同失效模式的塑性鉸位置a——法蘭邊緣與螺栓孔中心線之間的距離；b——螺栓孔中心線與壁厚中心線之間的距離；bE——墊圈寬度中心線與壁厚中心線之間的距離。圖G.3幾何參數(shù)螺栓屈服和法蘭與筒壁產(chǎn)生塑性鉸時的抗力按公式(G.6)～公式(G.11)計(jì)算。螺栓屈服極限抗力：法蘭螺栓孔周邊產(chǎn)生塑性鉸時的抗力：c'=c—dg,c為分段模型的寬度。GB/T42600—2023/IEC61400-6:2020N,V——為極限抗拉承載力(=F?);Np.材料屈服極限時筒壁段的法向拉力(=fy,d,B·s·c);V.E材料屈服極限時法蘭段的剪切力(=fy,d,F·t·c/√3)。由于筒壁彎曲和拉伸產(chǎn)生的軸向應(yīng)力相互作用，以及法蘭橫向力和彎曲產(chǎn)生的應(yīng)力相互作用，如果采用a/b大于1.25的法蘭，則當(dāng)螺栓剛達(dá)到極限承載力時，等效反力點(diǎn)的位置通過彈性變形當(dāng)滿足公式(G.16)和公式(G.17)規(guī)定的條件時，失效模式B可以使用公式(G.12)中的a'(考慮法蘭彈性變形的等效法蘭內(nèi)長度)代替a(法蘭內(nèi)長度)。β=(a/b-1.25)0.32+0.45…………條件1:法蘭截面長寬比a: 0.12a/b+0.55≤α≤1條件2:法蘭內(nèi)外長度比a/b:GB/T42600—2023/IECa——為法蘭截面長寬比(-)。圖G.4給出了不同α對應(yīng)的修正系數(shù)λ。1圖G.4不同α對應(yīng)的修正系數(shù)λ[1]G.2Schmidt/Neuper疲勞強(qiáng)度計(jì)算方法G.2.1設(shè)計(jì)準(zhǔn)則在使用Schmidt/Neuper方法計(jì)算法蘭疲勞強(qiáng)度中，將螺栓拉力F,與該螺栓對應(yīng)法蘭區(qū)域內(nèi)的拉力Z的非線性關(guān)系簡化為三折線曲線(如圖G.5)。GB/T42600—2023/IEC61400-6:2圖G.5螺栓拉力與對應(yīng)法蘭區(qū)域承載拉力的非線性曲線Schmidt/Neuper方法用于計(jì)算承拉工況下預(yù)緊法蘭連接結(jié)構(gòu)中螺栓拉力的大小。其理論基礎(chǔ)是該方法僅適用于滿足6.7.2中所規(guī)定平面度要求的法蘭，同時需滿足在螺栓設(shè)計(jì)預(yù)緊力下最大代表螺栓力F,與法蘭拉力Z之間關(guān)系的三折線可由公式(G.18)得到(參考圖G.5):折線段1:F?=Fp.c+p×Z折線段3:Fa=λ*×Z模型中受拉彈簧載荷系數(shù)p,受壓彈簧載荷系數(shù)q,以及輔助參數(shù)λ*定義，見公式(G.21)～公式GB/T42600—2023/IEC61C,——受拉彈簧的彈簧剛度(代表螺栓);Ca——受壓彈簧的彈簧剛度(代表被夾緊件);a,b——幾何參數(shù)。受拉與受壓彈簧的剛度可以依據(jù)VDI2230[?(或相似標(biāo)準(zhǔn))進(jìn)行計(jì)算。ara,T.,AstudyofactionpointcorrectionfactorforL-typeflafwindturbinetowers,WindEnergy,21(9),801-806,2018.[2]SEIDEL,M.:ZurBemessunggeschraubterRingflanschverbindnover.SchriftenreihedesInstitutsfurStahlb[3]PETERSEN,C.:Stahlbau,3.AuflageB[4]SCHMIDT,H.;NEUPER,M.:ZumelastostatischenTragverhaltenexzentrischL-St?BemitvorgespanntenSchrauben,VerlagErnst&Sohn,Stahlbau66(1997),Vol.3,p.163-168.[5]VDI2230.VDI2230-Part1:Systematiccalccylindricalbolt.November2015.(資料性)參考EN1992-1-1:2004中的表7.1N,載荷等級S1適用于特征和罕遇載荷組合，載荷等級S2適用裂縫寬度可以根據(jù)JSCE混凝土指南[1]和JSCE混凝土指南[2]給出的方法進(jìn)行限制，并適用于鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)裂縫寬度以表H.1規(guī)定的0.005c為限。根據(jù)鋼筋腐蝕環(huán)境條件，取適應(yīng)的值。此限值適用于PRC結(jié)構(gòu)(部分預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu))。所有載荷情況下，PC結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)不準(zhǔn)許出現(xiàn)裂縫?；炷磷钔鈱拥膽?yīng)力低于混凝土的允許拉表H.1基于日本標(biāo)準(zhǔn)裂縫寬度限值cc裂縫寬度限值可根據(jù)ACI318-14中給出的方法取值。根據(jù)ACI318-14計(jì)算梁和單向板受彎鋼筋A(yù)CI318-14:2014中24.3,用S1彎矩產(chǎn)生的應(yīng)力用于計(jì)算最大間距。當(dāng)鋼筋均勻分布在混凝土最大受拉區(qū)域時，裂縫可得到有效控制。ACI318-14:2014表24.3.2給出了非預(yù)應(yīng)力和C級預(yù)應(yīng)力單向板梁粘結(jié)筋的最大間距。ACI318-GB/T42600—2023/IECGB/T42600—2023/IEC2)模擬復(fù)雜幾何外形；4)確定位移能力和延展性；5)預(yù)測正常使用載荷下的剛度和性能；6)預(yù)測疲勞載荷下的性能；7)預(yù)測極限載荷下的性能；8)調(diào)查對設(shè)計(jì)假設(shè)的敏感性；9)預(yù)測動態(tài)響應(yīng)；10)評估恢復(fù)策略以及其他原因。2)選擇一個能夠滿足對研究各個方面性能要求的FEA程序；3)識別所有輸入變量和模型選擇選項(xiàng)；5)對現(xiàn)有結(jié)構(gòu)進(jìn)行條件評估(如有);9)設(shè)計(jì)并進(jìn)行非彈性參數(shù)分析；GB/T42600—2023/IEC[1]FibTaskGroup4.4ComputerBasedModellingandElementModellingofReinforcedConcreteStructures”,InternationConcrete(fib),State-of-the-ArtReport,Bulletin45,2008.[2]Maekawa,K.,Okamura,H.,andPimanmas,A.,“Non-LinearMechanicsofReinfocrete”,CRCPress,2003.(資料性)錨栓籠式錨固由連接底段法蘭的鋼錨板、墊圈和螺母終止于基礎(chǔ)混凝土中的錨栓組成。錨栓采用后張法設(shè)計(jì)，法蘭通常是焊接到筒壁的T型法蘭。塔底法蘭翼緣夠的整體錨固拉拔能力。假定的載荷路徑應(yīng)適當(dāng)考慮鋼和混凝土截面的相對柔性混凝土的關(guān)鍵部位驗(yàn)算包括金屬形式錨固件底部邊緣的承壓和混凝土應(yīng)考慮混凝土拉壓循環(huán)應(yīng)力和預(yù)加載機(jī)制缺失的影響。在實(shí)際應(yīng)用中，通常是通過僅在加固中的拉伸在正常使用狀態(tài)下，錨固設(shè)計(jì)應(yīng)確保金屬形式錨固件和混凝土之間的連接處持封閉或密封。水進(jìn)入錨固邊緣周圍的空間會導(dǎo)致混凝土侵蝕和預(yù)埋件松動。應(yīng)注意確保施加的載荷不會造成接口的明顯張開。應(yīng)特別注意預(yù)埋翼緣周圍的混凝土固結(jié)，預(yù)埋翼緣處的塔架載荷作用于預(yù)錨栓錨固構(gòu)件的設(shè)計(jì)和選擇應(yīng)考慮這些構(gòu)件之間的相互依賴和相互作用。錨栓連接件應(yīng)根據(jù)適用灌漿層的設(shè)計(jì)應(yīng)能抵抗施加的載荷和錨栓預(yù)緊力，并適當(dāng)考慮疲勞。灌漿層的設(shè)計(jì)應(yīng)充分考慮基風(fēng)電行業(yè)使用的高性能灌漿料要特別注意其規(guī)格和施工方面。宜遵守灌措施對錨栓預(yù)緊進(jìn)行維護(hù)。在材料規(guī)范中也應(yīng)考慮錨栓組合件材料的韌性，尤其是在寒冷氣候地區(qū)。J.6嵌入基礎(chǔ)環(huán)無論是嵌入基礎(chǔ)環(huán)式錨固還是錨栓錨固，都應(yīng)確保從塔架或錨固本身到GB/T42600—2023/IEC61400-6:2(資料性)拉壓桿截面K.1概述在拉壓桿設(shè)計(jì)方法中，對于深梁的設(shè)計(jì)可以構(gòu)造一個理想化的桁架，通過一個不連續(xù)的D形區(qū)域來承受外力，如圖K.1a)和圖K.1b)所示。選擇一個簡單的拉壓桿(或桁架)模型進(jìn)行力流分析，該模型由從加載點(diǎn)延伸到支撐的壓桿和這兩個支撐之間的拉桿組成，拉桿承載這些對角壓桿的水平分量。如圖K.1和圖K.2所示，在多數(shù)情況下適宜的拉壓桿模型形狀易于識別。部分取決于所選模型的形狀。因此，參考文獻(xiàn)[5]~[17]中關(guān)于拉壓桿設(shè)計(jì)在此給出了一個較為復(fù)雜的設(shè)計(jì)實(shí)例，其中需要采用復(fù)雜的三維拉壓桿模型來完成設(shè)計(jì)。該實(shí)例為風(fēng)力發(fā)電機(jī)組塔架巖石錨桿基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)?；A(chǔ)平面圖如圖K.4a)所示。如圖所后張拉巖石錨桿固定于基巖上。從圖K.4b)可以看出，錨固力會以扇形壓桿的形式向下擴(kuò)散至基巖拉桿來承受，拉力以實(shí)線表示。盡管圖中并未表示這種錨固力也在基礎(chǔ)的頂部沿圓周方向擴(kuò)散。根據(jù)是否小于混凝土的極限壓應(yīng)力。由于底部應(yīng)力會比頂部應(yīng)力小，因此無板上?；炷辽系募虞d區(qū)域間距大于加載區(qū)域的尺寸，加載區(qū)域之間的壓力會如圖K.4b)中所示分散。拉壓桿模型力流如圖K.4b)所示，其中在壓桿的轉(zhuǎn)折點(diǎn)(連接或節(jié)點(diǎn))處需要有B拉桿和C拉于拉桿處的徑向鋼筋提供。應(yīng)注意圖K.4b)中左右兩側(cè)顯示的B拉桿位置略有不同，這是拉壓桿方法的一個特點(diǎn)，由設(shè)計(jì)人員選擇一個加載路徑然后對所選的加載路徑進(jìn)行加固。盡管設(shè)計(jì)人員發(fā)現(xiàn)這種的預(yù)埋板的拉桿中產(chǎn)生拉力。這種拉力將在該拉桿底部的連接(或節(jié)點(diǎn))處通過斜壓桿的垂直分量進(jìn)行平衡，這些斜壓桿從拉桿的底部向上部巖石錨桿和另一半基礎(chǔ)的方向展開。一部分斜向巖石錨桿的壓力從塔架下部錨板直接傳遞到巖石錨板(用壓桿“D”表示),其余由桁架機(jī)制承擔(dān)。剪切跨度與深度之a(chǎn))巖石錨桿基礎(chǔ)平面圖b)拉壓桿模型及錨固c)傾覆力矩的拉壓桿模型GB/T42600—2023/IEC[1]CSACommitteeA23.3(2004),“Designofconcretestructuresforbuildings”,SA23.3-M04,CanadianStandardsAssociation,Toronto,Ontario,2004.andcommentary(ACl318R-11),AmericanConcreteInstitute,FarmingtonHills,M1,2011.Béton,Lausanne,Switzerland,370p.,ISBN:978-2-88394-106-9.[4]AASHTO(2012),AASHTOLRFDBridgeDesign[5]Muller,P.(1978),“Plastischeberechnungvonstahlbetonscheibenund-balken,”ReNo.83,InstitutfürBaustatikundKonstruktion,Eidgen?ssischeTechnischeHochschule,Zürich,Switz-erland,1978.[6]Marti,P.(1985),“Basictoolsofreinforcedconcretebeamdesign,”ACIJournal,Pro(1),pp.45-56.[7]Schlaich,J.,Schafer,K.,andJennewein,M.,“Towardaconsistentcrete,”PCIJournal,32(3),1987,pp.74-150.[8]Schlaich,M.,andAnagnostou,G.,“Stressfieldsfornodesofstrut-and-tiemodel,”JournofStructuralEngineering,ASCE,116(1),1990,pp.13-[9]Nielsen,M.P.Raton,FL.,1999.FireResistance-Member,Design-Maintenance,AssessmentandRepaConcreteTextbook,firstedition,crete,fibBulletinNo.16,2002,198p.,ISBN:978-2-88394-056-7.Strut-and-TieModels”,SpecialPublicationoftheAmericanConcreteOctober,2003.[14]Mitchell,D.,Collins,M.P.,Bhide,S.B.,andRabbat,[15]Martin,B.T.,andSanders,D.H.,VerificationandImplementationofSttationOfficials(AASHTO),November,2007.[16]JointACl/ASCECommittusingStrut-and-TieModels”,SpecialPublicationoftheAmericaber,2010.(資料性)可以有許多土體模型來描述土在載荷作用下的非線性應(yīng)力應(yīng)變特性。預(yù)圖L.1提供了一個基于Yi01發(fā)布的骨架模型的示例土體模型，許多其他模型可在已發(fā)布的文獻(xiàn)中找到，這些模型解釋了土體性質(zhì)和應(yīng)力歷史的差異，例如塑性、孔隙比、超固結(jié)比和載荷循環(huán)次數(shù)。應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用歸一化參數(shù)表示，本示例假設(shè)在應(yīng)變?yōu)?%時達(dá)到土體極限承載力。100.0020.004正常使用條件下所經(jīng)歷的土體應(yīng)力通常在極限承載力中所占比例相對較低。往復(fù)或循環(huán)載荷期間的土體加載和卸載可通過沿著大約等于小應(yīng)變下應(yīng)力-應(yīng)變圖斜率的線移動來實(shí)現(xiàn)。會出現(xiàn)一些滯后現(xiàn)象，GIR宜說明這是否對所研究的特定土體有重大影響。圖L.2顯示了經(jīng)歷加載和卸載循環(huán)的土體圖L.2土體的加載和卸載特性式中：G——特定應(yīng)變水平γ下的割線剪切模量；G?——在γ=0(初始切線值)時的小應(yīng)變剪切模量；Y——接近破壞土體應(yīng)變(示例中假設(shè)為0.01);10.0000010.000010.0001圖L.3剪切模量隨土體應(yīng)變的變化獲得特定場地小應(yīng)變剪切模量(G?)的最可靠的方法，需要使用地球物理方法通過低性影響區(qū)域來測量剪切波速。這些方法包括表面波的多通道分析(MASW)或在大多數(shù)地區(qū)商業(yè)服務(wù)GB/T42600—2023/IEC61400-6:2v——剪切波速。R——與地基接觸的有效基礎(chǔ)半徑(如果在這種載荷條件下存在任何間隙，則為載荷方向上接觸寬度的一半);v——泊松比(土體)。由于轉(zhuǎn)動剛度與接觸面積半徑的立方成正比，因此它對接觸面積非常敏感。圖L.4為一個八邊形基礎(chǔ)提供了一個這種效應(yīng)的示例，從而在載荷偏心距e/B約為0.13的情況下發(fā)生完全接觸損失，其中無量綱參數(shù)KR,dn/k。表示與地基完全接觸值成函數(shù)關(guān)系的基礎(chǔ)動態(tài)轉(zhuǎn)動剛度，與地基剛度圖L.4載荷偏心引起的轉(zhuǎn)動剛度減小L.4靜態(tài)轉(zhuǎn)動剛度模量允許在S1載荷情況下作為實(shí)際土體應(yīng)變的函數(shù)的小應(yīng)變剪切剛度的減小?；A(chǔ)靜態(tài)轉(zhuǎn)動剛度的計(jì)算可以利用與動力條件相同的通用公式，如公式(L.4)的應(yīng)變效應(yīng)進(jìn)行調(diào)整。一般而言，在正常運(yùn)行期間，風(fēng)力發(fā)電機(jī)組基礎(chǔ)宜在土體應(yīng)變介于0.0001～0.001(0.01%～0.1%)在S1載荷情況下，基礎(chǔ)與地基的100%接觸的潛在損失應(yīng)在確定接觸中的有效基礎(chǔ)半徑時考上述原理的應(yīng)用將土體剪切模量的降低與應(yīng)變和減小的軸承寬度相結(jié)合，如圖L.5所示的典型基1圖L.5載荷偏心率增加引起的基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動剛度下降示例[1]Yi,F.NonlinearCyclicCharacteristicsofSoils,ProceedingsofGeoFlorida2010,Advances[2]Vucetic,M.AndDobry,R.EffectofSoilPlasticityonCyM.1概述M.2腐蝕防護(hù)巖石錨桿應(yīng)設(shè)計(jì)為永久性錨桿。腐蝕保護(hù)宜符合EN1537:1999[2]中6.9或參考文獻(xiàn)[3]中6.4的表有I級防腐保護(hù)。參見圖M.1和圖M.2。墊板⑥②⑩⑨③圖M.2帶防腐保護(hù)的典型錨定裝置M.2.1同樣適用于錨桿。螺紋鋼筋錨的腐蝕防護(hù)宜遵循后張拉設(shè)計(jì)指南I類防護(hù)要求。GB/T42600—2023/IEC61400-6:2020M.3產(chǎn)品審批根據(jù)EOTA(歐洲技術(shù)認(rèn)證組織)ETAG013的規(guī)定，后張拉系統(tǒng)宜具有ETAG認(rèn)證或類似的認(rèn)證。在沒有區(qū)域認(rèn)證的情況下，宜提供有關(guān)ASTM試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)、研磨機(jī)證書、材料強(qiáng)度和所有巖石錨固材料的材料均勻性的明確信息。M.4巖錨設(shè)計(jì)巖石錨桿的設(shè)計(jì)宜符合EN1537:1999和EN1992-1-1:2004中5.10,或PTIDC35.1.14中第6章。最大預(yù)應(yīng)力可按公式(M.1)計(jì)算：·EN1992-1-1:2004中5.10.2和;最大預(yù)緊力：Pbockofl<0.65×P…………且Pk=fpk×A。式中：fk預(yù)應(yīng)力鋼的抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；Plockoff——預(yù)加載荷完成后(鎖定楔體后)由巖石傳遞到基礎(chǔ)的載荷。自由長度可以根據(jù)EN1537:1999中9.9和PTIDC35.1-14和/或通過計(jì)算摩擦損失和因楔子擰緊時錨桿打滑或?qū)嵭臈U件錨桿安裝硬件打滑引起的損失來計(jì)算。M.5灌漿設(shè)計(jì)錨栓灌漿和質(zhì)量保證宜按照EN1537:1999中6.7和8.3,或PTIDC35.1-14:2014中7.8和圖7.1進(jìn)行設(shè)計(jì)和實(shí)施。灌漿料宜根據(jù)歐洲規(guī)范和PTI規(guī)范以及制造商的要求進(jìn)行適當(dāng)?shù)臏y試和混合。M.6測試和實(shí)施巖石錨桿的測試、監(jiān)督和監(jiān)測宜按照EN1537:1999中第9章，或PTIDC35.1-14:2014中第8章進(jìn)行。如果按照EN1537:1999進(jìn)行巖石錨桿設(shè)計(jì)和試驗(yàn)，則錨桿試驗(yàn)載荷(驗(yàn)證載荷)按公式(M.2)和公Ppo.1k=fpo.1k×A,…………(M.3)式中：fo.1k——預(yù)應(yīng)力鋼的0.1%屈服強(qiáng)度。PTIDC35.1-14:2014第8章中的建議也可用于巖石錨桿的載荷測試。M.7適應(yīng)性/性能測試在相同條件下施工的錨桿宜至少進(jìn)行三次適宜性/性能測試。宜至少使用五個加載循環(huán)。最大蠕變位移宜為1mm。性能測試也可以根據(jù)PTIDC35.1-14:2014中8.3.2進(jìn)行。M.8驗(yàn)收/驗(yàn)證試驗(yàn)根據(jù)EN1537:1999中9.7,或PTIDC35.1-14:2014中8.3.3,每個未經(jīng)性能測試的工作錨宜接受驗(yàn)[1]EN1997-1:2004[2]EN1537:1999Execut[3]Post—TensioningInstitute(PTIDC35.(資料性)GB/T42600—2023/IEC61400-6:2020k圖0.1反應(yīng)譜法結(jié)構(gòu)模型0.4土體膨脹應(yīng)通過使用工程基巖運(yùn)動作為輸入的土層地震響應(yīng)分析來評估地震動。工程基巖的運(yùn)動以時間序列形式給出，可根據(jù)0.2和IEC61400-1:2019公式(D.1)中提到的反應(yīng)譜，通過假設(shè)不同的相位信息來生成。土層的剪切彈性模量G。可通過公式(0.3)得到：p—土體密度；Y,——土體重量：V,——各土層的剪切波速，宜用PS測井測得。土層的地震反應(yīng)分析宜采用非線性分析，假定土層為一維模型。如果應(yīng)變小于1%,則可采用等效線性分析。若考慮土的液化，則宜采用考慮液化層剛度降低的有效應(yīng)力分析方法或剪切分析方法。土體的豎向運(yùn)動可以假定為與工程基巖的豎向運(yùn)動相同，也可以通過假設(shè)壓力波垂直入射的一維多次反射理論從線性分析中估算出來。對于S-R模型，可以將基礎(chǔ)底部的土體運(yùn)動作為地震動。如果考慮土的液化，則通過假設(shè)液化和不假設(shè)液化來計(jì)算兩種不同的地震動，并宜同時使用這兩種方法。時域分析分析宜采用NewMarkβ方法(β=1/4),