构架式风电塔塔柱法兰抗疲劳性能影响因素研究.pdf

建 筑 技 术 Architecture Technology第 54 卷第 21 期 2023 年 11 月Vol.54 No.21 Nov.20232645大功率机组（4.5MW）、大直径叶轮（156 m）匹配的单管式钢塔筒，下半部分用钢量巨大，距轮毂中心 80 m 处，结构单位用钢量达到 4.2 t/m，越往下用钢量越大，因此随着轮毂高度的升高，塔筒总用钢量呈现指数级上升趋势。将这部分用钢量较大的塔筒替换成构架式塔架，单位用钢量约降低到 3.5 t/m，且不会随着与轮毂中心距离的增大而明显上升。合理利用构架式塔架，较高的结构效率有助于降低高风塔支承结构的用钢量，并提高结构 刚度12。此外，构架式塔架基础占地较小，建成后有利于塔下土地再利用。2022 年 1 月，自然资源部下发的 节地技术和节地模式推荐名录（第三批），收录了“预应力构架式钢管风电塔”，作为新能源环保产业节地技术。构架式风电塔塔柱法兰与单管钢塔筒法兰外形相似，但前者为 L 形外法兰，主要受轴向拉压交变荷载，后者为 L 形内法兰或 T 形法兰，主要受弯矩荷载3，二者在受力性能尤其是抗疲劳性能上存在较大差异，不宜直接采用单管钢塔筒法兰设计方法与经验。以此为背景，利用 ABAQUS 有限元分析软件，对构架式风电塔塔柱法兰抗疲劳性能及其影响因素进行了研究。1 塔柱法兰节点设计与构造该构架式风电塔轮毂中心高度为 160 m，搭配4.5MW 机型，叶轮直径 156 m。叶轮影响范围内采用单管钢塔筒，以避免叶片扫塔问题，塔筒高度为75.9 m，下部结构采用构架式塔架，高度为 81.4 m。1.1 塔柱法兰节点构造构架式塔架塔柱外径840 mm，壁厚随分段变化，变化范围 2034 mm，塔柱分段间采用法兰连接。由构架式风电塔塔柱法兰抗疲劳性能影响因素研究裘科一（同济大学建筑设计研究院（集团）有限公司，200092，上海）摘要：以 4.5MW 机组、轮毂高度为 160 m 的构架式风电塔为例，基于 ABAQUS 有限元分析软件对塔柱法兰的抗疲劳性能进行参数化分析。阐述了构架式风电塔塔柱法兰抗疲劳性能影响因素，具体包括法兰板厚度、法兰倒角尺寸及塔柱预应力。分析结果表明，较大的法兰板厚度与适中的法兰倒角尺寸，可有效降低法兰节点各部位在疲劳荷载下的应力幅，提高法兰节点整体抗疲劳性能；塔柱预应力在提高法兰节点整体抗疲劳性能方面也能发挥有利作用。关键词：构架式风力发电塔；法兰；疲劳；热点应力中图分类号：TU 391 文献标志码：A 文章编号：10004726(2023)21264506research on the influencing factors of fatigue resistance of lattice winD turbine tower column flange QIu Ke-yi(The Architectural Design and Research Institute of Tongji University,200092,Shanghai,China)abstract:This paper took a lattice wind turbine tower with a 4.5MW unit and hub height of 160 m as an example.Based on the ABAQUS finite element analysis software,the parametric analysis of the fatigue resistance of the tower column flange has been carried out.In this paper,the factors affecting the fatigue resistance of the tower column flanges of the lattice wind turbine towers were studied,including the thickness of the flange plate,the flange chamfer size and the tower column prestress.The analysis results show that larger flange plate thickness and moderate flange chamfer size can reduce the stress amplitude of each part of the flange joint under fatigue load effectively,and improve the overall fatigue resistance of the flange joint.Prestressing of tower column can also play a beneficial role in improving the overall fatigue resistance of flanged joints.Keywords:lattice wind turbine tower;flange;fatigue;hot spot stress收稿日期：20230925基金项目：同济大学建筑设计研究院（集团）有限公司科研课题（2020JJG20）作者简介：裘科一（1994），男，人，硕士，教授级高级工程师，email:.建 筑 技 术第 54 卷第 21 期2646于各塔柱法兰在抗疲劳性能及其影响因素方面存在同一性，随机取自下而上第 3 个塔柱法兰（ZFL3，图 1），进行参数化分析。ZFL3 为 L 形外法兰，材料为 Q355D，螺栓孔中心轴线直径为 930 mm，布置 28 根 10.9 级 M30 螺栓。上、下法兰，壁厚均为22 mm，法兰板厚度与倒角尺寸均一致，其余尺寸信息如图 2 所示。上塔柱上法兰下法兰下塔柱螺栓套筒垫片图 1 ZFL3 塔柱法兰拆分示意842327989301 026R65H图 2 ZFL3 塔柱法兰基本尺寸示意1.2 塔柱法兰极限承载能力校核根据 GB 501352019高耸结构设计标准3，对 ZFL3 极限承载能力进行校核。无加劲肋法兰螺栓最大拉力应满足：N t，maxb=m(2M/nR)+(N/n)(a+b)/a N tb（1）N tb=0.8P （2）式中：m 为工作条件系数，取 0.65；M 为法兰所受最大弯矩，253 kNm；n 为法兰板上的螺栓数目；R 为塔柱外径；N 为法兰所受最大轴力，4 748 kN；a 为螺栓孔中心到法兰外缘的最短距离；b 为螺栓孔中心到塔柱中径的最短距离；N tb为摩擦型高强螺栓抗拉设计承载力；P 为螺栓预紧力设计值，10.9 级M30 螺栓为 355 kN。法兰板厚度 t 应按下式计算：t 5Mmax/f （3）式中：Mmax为按单个螺栓最大拉力均布到法兰板对应区域时计算得到的法兰板单位板宽最大弯矩，无加劲肋法兰时，按悬臂板计算；f为钢材抗拉强度设计值。按上述方法对 ZFL3 进行极限承载能力理论计算，法兰螺栓最大拉力N tb为 265 kN，小于 10.9 级M30 摩擦型高强螺栓抗拉设计承载力 284 kN，法兰板厚度最小为 33 mm。ZFL3 构造满足 GB 501352019高耸结构设计标准3对无加劲肋法兰极限承载能力的要求。2 有限元分析2.1 疲劳荷载与评价指标由于塔柱法兰节点存在明显非线性响应，需要先对塔柱法兰节点进行受力全过程分析，得到关键部位荷载 应力过程曲线，即不同外荷载下法兰不同位置的应力情况。取 23.200 m 标高（ZFL3 所处标高）处疲劳荷载 Markov 矩阵，选用对塔柱法兰节点疲劳寿命起主导作用的 My分量，荷载 应力过程曲线结合 Markov 矩阵即可获得塔架服役期内塔柱法兰 ZFL3 各位置经历的应力幅及对应循环次数。法兰与塔柱环向焊缝焊趾处、法兰倒角处为塔柱法兰应力集中点，被认为是最有可能产生疲劳裂纹的位置，基于 Markov 矩阵与热点应力法评估这两处的抗疲劳性能。同时，法兰螺栓也存在出现疲劳断裂的可能，基于 Markov 矩阵与名义应力法评估螺栓的抗疲劳性能。目前国际上大部分规范推荐的 SN 曲线包含97.7%的保证率，在此基础上疲劳验算应按情况考虑分项系数。根据 IEC 相关规定4，节点疲劳强度应满足：f=1/mn （4）式中：f为疲劳荷载分项系数，取 1.0；m为材料分项系数，取 1.1；n为节点重要性系数，取 1.15；为计算疲劳应力幅；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塔柱法兰节点各疲劳危险点的疲劳应力幅分布，并基于 PalmgrenMiner 线性损伤累计准则计算各点损伤累计值，根据 IIW6与 DNVGL7规定应满足：D=si=1ni/Ni=1/asi=1ni(t di)m （5）a=Ni(t di)m （6）式中：D 为损伤累计值；S 为应力幅谱块数量；ni为计算疲劳应力幅 i对应次数；Ni为设计疲劳应力幅 di对应的容许次数，按相应的疲劳等级与SN 曲线得到，di=fmn i；t为板厚修正系数；m 为 SN 曲线斜率；为损伤累计限值，考虑局部安全系数后取 1.0。采用 DNVGL8推荐的热点应力法计算环向焊缝焊趾、法兰倒角疲劳损伤，采用名义应力法计算法兰螺栓疲劳损伤。按 DNVGL 规范8与欧洲规范92647裘科一：构架式风电塔塔柱法兰抗疲劳性能影响因素研究对钢结构节点的分类，环向焊缝焊趾处可采用 D 曲线，倒角处可采用 C 曲线，螺栓可采用 W3 曲线。各点所用的疲劳强度计算参数见表 1。表 1 疲劳强度计算参数SN 曲线N 107N107，m2=5.0log a1 i107/MPakm1log a1C312.59216.3273.10.05D312.16415.60652.630.2W3310.9713.61721.050.25当构件厚度或直径 ttref=25 mm 时，应进行厚度修正，修正方法如下：logN=log a1mlog （t/tref）k （7）式中：log a1为 SN 曲线在 logN 轴的截距；tref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或螺栓直径；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 对塔柱法兰节点 ZFL3 进行有限元分析，模型如图 3 所示。针对疲劳工况，为提高节点应力精度以获得准确的热点应力，主要单元类型选取二次完全积分实体单元（C3D20），DNVGL推荐网格大小控制为 0.51 t，应力集中部位进行网格加密，板厚度方向设 4 个单元。网格化分采用结构化网格和扫略网格，优先选用 Hex 单元，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10。（a）（b）图 3 塔柱法兰 ZFL3 有限元模型（a）几何模型；（b）网格划分2.2.2 材料性能与约束钢材弹性模量 E 取 210 000 MPa，泊松比取 0.3，疲劳工况下材料定义为弹性。螺栓同样定义为弹性钢材，属性同钢材。接触面法向接触关系采用“硬接触”模型，切向关系采用“罚函数”模型，法兰接触面摩擦系数对计算结果影响较小，取 0.15，便于收敛减少计算代价。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、施加荷载，边界应远离应力应变关注点。2.2.3 荷载施加分析过程中，第一荷载步需要限制刚体位移，并对螺栓施加预拉力，使接触平稳建立，10.9 级M30 螺栓预拉力为 355 kN，第二步将螺杆预拉力变形后长度锁定，第三步施加外荷载，为反映疲劳荷载工况下各疲劳危险点应力非线性变化，外荷载分成 10 个增量步逐步叠加，以得到过程曲线。3 有限元分析结果有限元分析结果显示（图 4），法兰与塔柱环向焊缝焊趾处、法兰倒角处，存在明显应力集中点现象，同时，法兰螺栓出现一定程度的弯曲变形，这种变形随着法兰板厚度的增加而减小。（a）（b）图 4 塔柱法兰 ZFL3 Mises 应力图（a）整体应力云；（b）局部应力云3.1 法兰板厚度的影响法兰板厚度分别取 40 mm、60 mm、75 mm，对应 M30 螺杆直径的 1.33 倍、2 倍、2.5 倍，法兰倒角 R 取 12 mm，得到 ZFL3 在不同法兰板厚度下，法兰与塔柱环向焊缝焊趾处、法兰倒角处各阶段的应力集中系数 SCF 与全寿命疲劳损伤累计值及法兰螺栓各阶段的名义应力与全寿命疲劳损伤累计值。3.1.1 法兰基于有限元荷载 应力过程分析结果，根据DNVGL5推荐的线性外推法得到法兰与塔柱环向焊缝焊趾处、法兰倒角处各阶段的热点应力，换算成SCF，并绘制成散点图，如图 5 所示。法兰与塔柱环向焊缝焊趾处、法兰倒角处的 SCF 随着法兰所受轴向拉力的增大而上升，增加法兰板厚度明显降低SCF 随轴拉力上升速度，降低各阶段对应的 SCF 值。单管式钢塔筒与锻造法兰环向焊缝连接处通常建 筑 技 术第 54 卷第 21 期26485 000 0 5 000法兰所受轴力 t/kNt=40 mmt=60 mmt=75 mm1.91.81.71.61.51.41.31.21.11.0法兰颈部焊缝焊趾 SCF（a）5 000 0 5 000法兰所受轴力 t/kNt=40 mmt=60 mmt=75 mm法兰倒角 SCF3.02.82.62.42.22.01.81.61.41.2（b）图 5 法兰各部位应力集中系数（a）法兰与塔柱环向焊缝焊趾处；（b）法兰倒角处采用名义应力法计算疲劳损伤累计值，SN曲线采用E曲线，此外不再计算焊趾局部SCF。法兰倒角处虽然应力集中程度更高，但由于此处为锻造表面，不存在焊趾缺陷和焊接残余应力，疲劳等级更高，疲劳损伤累计值一般低于塔筒与法兰环向焊缝，不起控制。若采用上述名义应力法计算塔柱法兰ZFL3疲劳损伤，损伤累计值为0.199 3。SCF 全过程曲线结合 Markov 矩阵，即可获得塔架服役期内法兰与塔柱环向焊缝焊趾处、法兰倒角处经历的热点应力幅及对应循环次数。基于PalmgrenMiner 线性损伤累计准则计算各点疲劳损伤累计值，结果如图 6 所示。40 45 50 55 60 65 70法兰板厚 t/mm疲劳损伤累计值/D法兰颈部焊缝焊趾处法兰倒角处0.550.500.450.400.350.300.250.200.150.10图 6 法兰疲劳损伤累计值结果表明，法兰板较薄的情况下，名义应力法计算得到的损伤累计值不一定偏保守，且法兰倒角处的损伤大于法兰颈部焊缝焊趾处。当法兰板厚度等于 2 倍的螺栓直径，热点应力法与名义应力法计算结果接近，此时法兰倒角处的疲劳损伤低于法兰颈部焊缝焊趾处，不起控制。继续加厚法兰板可进一步降低法兰疲劳损伤，但降低效果有所下降。3.1.2 法兰螺栓提取不同板厚下法兰螺栓各受力阶段的名义应力，绘制散点图作为过程曲线，如图 7 所示。5 000 0 5 000法兰所受轴力 t/kN740720700680660640620600螺栓名义应力/MPat=40 mmt=60 mmt=75 mm图 7 法兰螺栓名义应力法兰受拉后螺栓名义应力变化呈非线性，尤其是曲线后半段，应力快速上升，增加法兰板厚度可缓解这一现象。螺栓名义应力全过程曲线结合Markov 矩阵，即可获得塔架服役期内螺栓名义应力幅及对应循环次数。基于 PalmgrenMiner 线性损伤累计准则计算各点疲劳损伤累计值，结果如图8所示。40 45 50 55 60 65 70法兰板厚/mm3.53.02.52.01.51.00.50疲劳损伤累计值 D图 8 法兰螺栓损伤累计值结果显示，法兰螺栓疲劳损伤累计值随着法兰板厚度的增加明显降低。法兰板厚度的增加使其抗弯刚度明显上升，在轴向拉力的作用下法兰张开程度下降，降低了法兰与塔柱环向焊缝焊趾处、法兰倒角处面外受弯程度，同时降低了法兰螺栓所受翘力，使三者在 Markov 矩阵下的应力幅减小，从而降低了各自在塔架服役期内的疲劳损伤。3.2 法兰倒角尺寸的影响法兰板厚度取 60 mm，对应 M30 螺杆直径的 22649裘科一：构架式风电塔塔柱法兰抗疲劳性能影响因素研究倍，法兰倒角 R 取 414 mm，得到不同法兰倒角尺寸下，法兰与塔柱环向焊缝焊趾处、法兰倒角处各阶段的 SCF 与全寿命疲劳损伤累计值，以及法兰螺栓各阶段的名义应力与全寿命疲劳损伤累计值。3.2.1 法兰按 3.1 节方法，得到不同法兰倒角尺寸对应的法兰与塔柱环向焊缝焊趾处、法兰倒角处 SCF 全过程曲线（图 9），基于 PalmgrenMiner 线性损伤累计准则计算各点疲劳损伤累计值（图 10）。R=4 mmR=6 mmR=8 mmR=10 mmR=12 mmR=14 mm5 000 0 5 000法兰所受拉力 T/kN1.51.41.31.21.11.0法兰颈部焊缝焊趾 SCF（a）2.42.22.01.81.61.41.2法兰倒角 SCF5 000 0 5 000法兰所受拉力 T/kNR=4 mmR=6 mmR=8 mmR=10 mmR=12 mmR=14 mm（b）图 9 法兰各部位应力集中系数（a）法兰与塔柱环向焊缝焊趾处；（b）法兰倒角处法兰颈部焊缝焊趾处法兰倒角处0.210.20.190.180.170.160.150.14疲劳损伤累计值 D4 6 8 10 12 14法兰倒角 R/mm图 10 法兰疲劳损伤累计值3.2.2 法兰螺栓按 3.1 节方法，得到不同法兰倒角尺寸对应的螺栓名义应力全过程曲线（图 11），进而基于PalmgrenMiner 线性损伤累计准则计算不同法兰倒角下法兰螺栓疲劳损伤累计值（图 12）。5 000 0 5 000法兰所受拉力 T/kNR=4 mmR=6 mmR=8 mmR=10 mmR=12 mmR=14 mm螺栓名义应力/MPa700690680670660650640630620610图 11 法兰螺栓名义应力4 6 8 10 12 14法兰倒角 R/mm疲劳损伤累计值 D0.2850.2800.2750.2700.2650.2600.2550.250图 12 法兰螺栓损伤累计值法兰倒角尺寸在 412 mm，法兰与塔柱环向焊缝焊趾处、法兰倒角处各受力阶段 SCF 以及法兰螺栓各阶段名义应力随着倒角的增大有所下降，从而降低了三者在塔架服役期内的疲劳损伤。当法兰倒角尺寸大于 12 mm，由于倒角与螺栓张拉器操作空间发生干涉，螺栓孔需要向外移动，相当于伸长了法兰板自由长度，减弱了抗弯刚度，导致法兰与塔柱环向焊缝焊趾处、法兰倒角处各受力阶段 SCF 上升，也导致法兰螺栓各阶段名义应力上升，从而会增大各自在塔架服役期内的疲劳损伤。3.3 塔柱预应力的影响上述分析结果对应的塔柱预应力为 1 500 kN，即法兰在受外荷载前以受到 1 500 kN 的预压力。法兰板厚度取 60 mm，对应 M30 螺杆直径的 2 倍，法兰倒角 R 取 12 mm，得到不同预应力下，法兰与塔柱环向焊缝焊趾处、法兰倒角处各阶段的 SCF 与全寿命疲劳损伤累计值，以及法兰螺栓各阶段的名义应力与全寿命疲劳损伤累计值。3.3.1 法兰按 3.1 节方法，得到不同预压力下法兰与塔柱环向焊缝焊趾处、法兰倒角处 SCF 全过程曲线（图13），进而基于 PalmgrenMiner 线性损伤累计准则计算各点疲劳损伤累计值（图 14）。3.3.2 法兰螺栓按 3.1 节中的方法，得到不同预压力下螺栓名义建 筑 技 术第 54 卷第 21 期26505 000 0 5 000法兰所受拉力 T/kN法兰颈部焊缝焊趾 SCF2.01.81.61.41.21.00 kN500 kN1 000 kN1 500 kN（a）5 000 0 5 000法兰所受拉力 T/kN0 kN500 kN1 000 kN1 500 kN4.03.53.02.52.01.51.0法兰倒角 SCF（b）图 13 法兰各部位应力集中系数（a）法兰与塔柱环向焊缝焊趾处；（b）法兰倒角处法兰颈部焊缝焊趾处法兰倒角处0.450.400.350.300.250.200.150.10疲劳损伤累计值 D0 500 1 000 1 500塔柱预压力 P/kN图 14 法兰疲劳损伤累计值应力全过程曲线（图15），进而基于PalmgrenMiner线性损伤累计准则计算不同预压力下法兰螺栓疲劳损伤累计值（图16）。5 000 0 5 000法兰所受拉力 T/kN0 kN500 kN1 000 kN1 500 kN950900850800750700650600螺栓名义应力/MPa图 15 法兰螺栓名义应力605040302010疲劳损伤累计值 D0 500 1 000 1 500塔柱预压力 P/kN图16 法兰螺栓损伤累计值分析结果显示，法兰与塔柱环向焊缝焊趾处、法兰倒角处各受力阶段 SCF 及法兰螺栓各阶段名义应力随着倒角的增大明显下降。预应力相当于在塔柱法兰受外荷载作用前提供预压力，使法兰板不易张开或减小了张开程度，降低法兰与塔柱环向焊缝焊趾处、法兰倒角处面外受弯程度，同时降低了法兰螺栓所受翘力，使三者在 Markov 矩阵下的应力幅减小，降低各自在塔架服役期内的疲劳损伤。4 结论以 4.5MW 机组、轮毂高度为 160 m 的构架式风电塔塔柱法兰 ZFL3 为例，基于 ABAQUS 有限元分析软件对其抗疲劳性能影响因素进行研究。（1）增加法兰板厚度，提高法兰板抗弯刚度，将有效提高塔柱法兰节点各部位的抗疲劳性能，如采用名义应力法计算塔柱法兰疲劳损伤，需保证法兰板具有足够刚度；（2）适当增大塔柱锻造法兰倒角尺寸可提高法兰节点抗疲劳性能，但过大的倒角易与螺栓施工空间发生干涉，螺栓孔因此外移则可能导致节点抗疲劳性能下降；（3）塔柱预应力可降低疲劳荷载作用下塔柱法兰节点各部位的应力幅，从而大幅提高法兰节点抗疲劳性能。参考文献1 陈俊岭,阳荣昌,马人乐.大型风电机组组合式塔架结构优化设计 J.湖南大学学报:自科版,2015(5):2935.2 高耸结构设计标准:GB 501352019S.3 International Standard Wind turbines part 1:design requirements:IEC 614001S.4 HOBBACHER A F.Recommendations for fatigue design of welded joints and components(second edition)M.Cham:Springer International Publishing,2016.5 Support structures for wind turbines:DNVGLST0126S.6 Fatigue design of offshore steel structures:DNVGLRPC203S.7 Design of Steel Structures Part 19:Fatigue:EN 1993 19 Eurocode 3S.8 裘科一,马人乐,何敏娟.160 m 桁架式预应力钢管风电塔塔柱法兰节点抗疲劳性能研究 J.特种结构,2020,37(5):712.