2019 年 5 月,国家发改委下发了《关于完善风电上网电价政策的通知》,明确了 2018 年底之前核准的陆上风电项目,若 2020 年底前仍未完成并网的,国家不再补贴;2019 年 1 月 1 日—2020 年底前核准的陆上风电项目,若 2021 年底前仍未完成并网的,国家不再补贴;自 2021 年 1 月 1 日开始,新核准的陆上风电项目全面实现平价上网,国家不再补贴。在此政策下,国内风电行业在这两年掀起了一轮抢装大潮。抢装潮给整个风电行业上下游制造企业的业务带来了爆发式增长,同时也滋生了各种合同违约、设备无法如期交付事件。

以华东区域某风电场为例,大部分风机基础均已浇筑完成,但风机厂家无法如期交付上部塔筒及设备,业主被迫选择其他风机厂家。而新风机厂的塔筒和已建基础的接口不匹配,塔筒接口大于基础接口,且塔筒已生产,无法直接安装。本文以此为背景,设计一个倒锥形转接节点,整体结构如图 1 所示,并采用有限元方法对其受力性能进行分析。

图 1 整体结构示意

该风塔轮毂高度为 141 m,搭配 2.4 MW 机型,叶轮直径 120 m。塔筒底部法兰为T型法兰,外圈螺栓孔中心轴线直径为 4600 mm,内圈螺栓孔直径为 4200 mm。基础顶部预设T型法兰接口,外圈锚栓孔中心轴线直径为 4450 mm,内圈锚栓孔中心轴线直径为 4070 mm。

如图 2 所示,转接节点上法兰与塔筒底部法兰连接,内外圈各布置 100 根 10.9 级M39高强螺栓,法兰盘厚 110 mm,颈高 40 mm,倒角半径 10 mm。下法兰与基础顶部法兰接口连接,内外圈各布置 88 根 8.8 级M48预应力锚栓,法兰盘厚 120 mm,颈高45 mm,倒角半径 10 mm。转接节点钢筒段壁厚45 mm,高度 1415 mm,顶部外径 4445 mm,底部外径 4305 mm,材料为Q355D。

a—转接节点剖面; b—上法兰; c—下法兰。

图 2 转接节点基本尺寸 mm

2.1 荷载工况与评价指标

对转接节点分别进行静力极限荷载工况及疲劳荷载工况计算,荷载工况值根据风机厂家的荷载报告选取,分析时取塔筒底法兰下表面处等效静力荷载和 Markov矩阵。等效静力荷载如表 1 所示,可知弯矩最大的工况对结构最不利。按 0°方向施加,Markov矩阵选用对焊缝疲劳起主导作用的 M_y荷载分量。

表 1 塔筒底法兰下表面处等效静力荷载

注:PLF 为荷载安全系数, 表中荷载数值为不含安全系数的荷载。

2.1.1 静力分析

德国劳埃德 (GL) 认证规范规定,静力极限荷载工况下结构用Mises应力或最大剪应力做评价指标,允许结构局部达到屈服应力,但必须满足该区域的塑性应变值小于 1.0%的限值。

2.1.2 刚度分析

转接节点与基础刚性连接的前提下,相当于用一段钢筒将风塔整体提升 1.73 m,再将转接节点与原混凝土基础共同作为风塔基础,此时的基础刚度为转接节点与原混凝土基础的串联刚度,其必须满足机组技术文件要求的最小基础抗弯刚度。

2.1.3 疲劳分析

转接节点钢筒与上下法兰之间的对接焊焊趾为疲劳危险点,本文基于Markov矩阵与热点应力法评估该处的抗疲劳性能。

目前国际上大部分规范推荐的S–N曲线包含97.7%的保证率,在此基础上疲劳验算应根据不同结构的不同位置考虑分项系数。根据IEC相关规定,节点疲劳强度应满足:

式中: γ_f 为疲劳荷载分项系数,取 1.0; γ_m 为材料项系数,取 1.1; γ_n 为节点重要性系数,取 1.15; Δσ为计算疲劳应力幅; [Δσ] 为容许疲劳应力幅。

根据疲劳荷载 Markov矩阵得到风塔服役期内转接节点的计算疲劳应力幅分布,并基于Palmgren-Miner线性损伤累计准则计算节点损伤累计值,根据IIW与DNVGL-ST-0126的规定,D 应满足:

式中:D 为损伤累计值;s 为应力幅谱的种类数;n_i 为计算疲劳应力幅 Δσ_i 对应次数;N_i为设计疲劳应力幅 Δσ_di 对应的容许次数,按相应的疲劳等级与 S–N曲线得到; γ_t 为板厚修正系数;m 为 S–N 曲线斜率;η 为损伤累计限值,考虑局部安全系数后取 1.0。

本文采用DNVGL推荐的热点应力法验算节点疲劳。按DNVGL-RP-C203与欧洲规范对焊接节点的分类,该转接节点对接焊焊趾处可采用D 曲线。当 t>t_ref= 25 mm 时,应进行厚度修正。修正方法如下:

式中:为 S–N 曲线在 lg N 轴的截距;t_ref 为基准厚度,对于焊接板件和螺栓,取值为 25 mm;t 为最可能发生裂缝开展的板厚;k 为相对疲劳强度的板厚修正因子。

2.2 有限元模型

2.2.1 单元选取与网格划分

利用ABAQUS 6.13 对转接节点进行有限元分析,有限元模型如图 3 所示。主要单元类型选取二次完全积分实体单元C3D20(即 20 结点 6 面体二次完全积分单元)。DNVGL-RP-C203推荐网格大小控制为 0. 5t ~ t,对应力集中部位进行网格加密,板厚度方向设 4 个单元。网格划分采用结构化网格和扫略网格,优先选用 Hex 单元,可以较小的计算代价得到较高的分析精度。需要注意,C3D20单元虽然计算精度较高,但不能在接触分析中使用,因此接触面上的单元需采用线性缩减积分单元(C3D8R)。此类单元对位移的求解结果较精确,在弯曲荷载下不容易发生剪切自锁问题,但需要划分较细的网格来克服沙漏问题。因此将螺栓适当简化,采用梁单元模拟,并赋予截面属性与方向。

a—几何模型; b—网格划分。

图 3 转接节点有限元模型

2.2.2 材料性能与约束

钢材弹性模量 E 取 210 GPa,泊松比取 0.3,极限工况下材料定义为理想弹塑性, 屈服强度为 355 MPa;疲劳工况下材料定义为弹性。螺栓与锚栓定义为弹性材料,属性同钢材。可以认为基础混凝土与转接节点的应力集中(局部几何造成的应力突变)无关,因此将混凝土设为均匀弹性材料,弹性模量 E 取 32.5 GPa,泊松比取 0.2。接触面法向接触关系采用“硬接触”,切向关系采用“罚函数”模型,因法兰接触面摩擦系数对计算结果影响较小,取0.15,以便于计算收敛。接触面施加约束方式为“面对面”,滑动公式设为“小滑移”。模型边界采用点面耦合,并设置边界条件,边界应远离应力、应变关注点。

2.2.3 荷载施加

分析过程中,第一步需要限制刚体位移,并对螺栓与锚栓施加预拉力,使接触平稳建立,螺栓预拉力为 500 kN,锚栓预拉力为 800 kN;第二步将螺杆预拉力变形后长度锁定;第三步施加等效静力荷载或疲劳荷载。

3.1 极限荷载工况

3.1.1 转接节点

图 4 为当转接节点钢筒段壁厚 45 mm 时,极限荷载工况下转接节点Mises应力图。可以看出:下法兰倒角处及法兰板锚栓孔附近应力水平较高,为几何突变处的非线性应力峰值,其余各部分应力水平均低于Q355D设计强度,处于弹性受力状态;下法兰倒角处出现塑性应变,其值为 0.214%,表明转接节点所采用的材料延性较好,允许局部区域进入塑性;此外,几何突变处往往出现应力奇异,评估部件静强度时需满足出现局部塑性处的塑性总应变不超过 1%。

a—整体应力; b—局部应力。

图 4 极限荷载工况下转接节点Mises应力 MPa

以转接节点筒壁厚度为参数,分析转接节点极限工况下的弹塑性性能。结合实际工程应用情况,有限元分析时钢筒壁厚取值范围定为 37~45 mm,间隔 2 mm。在极限荷载作用下,转接节点塑性总应变随厚度变化曲线如图 5 所示。当壁厚从 37 mm提高到 45 mm 时, 塑性应变从 0.373% 降低到0.214%,均未超过 1%的限值。

图 5 塑性总应变曲线

3.1.2 基础锚栓

图 6 为施加锚栓预紧力和施加最大弯矩的极限荷载后锚栓群的Mises应力图。可以看到:极限工况下,受拉侧锚栓拉应力的增加值与受压侧锚栓拉应力的减小值基本相当。这表明转接节点底法兰连接的截面中和轴处在整个法兰截面的圆心轴上,该法兰属刚性连接;极限工况下,法兰最外侧锚栓内力变化幅度为 7%,锚栓应力幅较小,疲劳效应对设计不起控制,锚栓主体的应力水平低于 600 MPa,锚栓处于安全状态。

a—预紧工况; b—极限工况。

图 6 锚栓的应力 MPa

3.1.3 基础刚度

基础与塔筒之间加装转接节点后,转接节点与原混凝土基础共同作为风塔基础,此时的基础刚度为转接节点与原混凝土基础的串联刚度,按下式计算。

式中: k 为基础刚度;k_t 为转接节点刚度;k_c 为原混凝土基础刚度。

转接节点抗弯刚度为 160 GN·m/rad,原混凝土基础的最小抗弯刚度是 165 GN·m/rad,二者叠加得到新的基础抗弯刚度为 81 GN·m/rad,大于机组技术文件规定的最低基础抗弯刚度要求(30 GN·m/rad) ,满足运行要求。

3.2 疲劳荷载工况

转接节点钢筒与上下法兰之间的对接焊焊趾为疲劳危险点,根据DNVGL推荐的线性外推法获取危险点热点应力。利用ABAQUS对转接节点进行受弯分析,得到上、下法兰颈部对接焊缝焊趾处热点应力变化曲线,如图 7 所示。可知:弯矩作用下,热点应力基本为线性变化。

图 7 法兰热点应力变化曲线

基于法兰热点应力变化曲线,将Markov矩阵中的 M_y 荷载分量的弯矩幅分布转换成塔架服役期内焊趾热点应力幅分布,按Palmgren-Miner线性损伤累计准则计算法兰颈部焊趾处损伤累计值。以转接节点筒壁厚度为参数,分析转接节点疲劳荷载工况下的疲劳损伤情况。塔架服役期内转接节点疲劳危险点损伤累计值随厚度变化曲线如图 8 所示,可知:钢筒壁与下法兰之间的对接焊缝焊趾处损伤累计值较大,对设计起控制作用,壁厚 39 mm 对应的损伤累计值大于限值 1.0,壁厚 45 mm 对应的损伤累计值为 0.66。故最终将壁厚保守取为 45 mm。

图 8 法兰颈部焊趾处损伤累计值

来源：彭文兵. 已建风机基础与置换塔架转接节点有限元分析[J]. 钢结构(中英文), 2021, 36(11): 34-39.

doi:10.13206/j.gjgS21031102