2016年11月, 国家能源局发布《风电发展“十三五”规划》, 指出到2020年底风电累计并网装机容量确保达到2.1亿kW以上, 风电年发电量确保达到4 200亿kWh。但是由新能源大规模快速集中式开发导致的“三北”地区 (西北、华北、东北) 的弃风限电问题存在已久, 为解决目前我国风资源分布和市场电力需求之间的矛盾, 风电建设的重心将逐步向中东部低风速区转移。2018年4月, 国家能源局正式下发布《分散式风电项目开发建设暂行管理办法》, 为分散式风电的发展提供了政策指引。预计未来我国中东部和南方地区大量开发的风电场会处于4.5～5.5m/s的平均风速区, 风资源条件较差且分布不均匀、道路成本与征地成本较高, 使得陆上低风速区单机容量大型化成为必然的发展趋势。

　　 针对低风速区与传统“三北”地区不同的气候、风况、地形等自然条件, 综合考虑其他经济、社会等因素, 必须使用大容量、高效率、小体积、便于运输、更加安全可靠的风塔结构, 同时提高风轮直径和风机轮毂高度, 以获取更多且更平稳的风资源, 即在不增加投资成本的情况下提高发电量、降低发电成本。

　　 目前市场上的高风塔主要有柔性塔和刚性塔两种方式。柔性塔方案主要是单管式钢塔;刚性塔主要包括钢格构塔、钢管混凝土格构塔和钢筋混凝土塔等。单管式钢塔的造型简洁美观、传力明确、构造简单, 但当设计塔高度在120m以上时, 结构的用钢量快速上升, 塔筒底部直径较大会增加加工的难度, 由此也会增加基础的造价。此外, 柔性风塔的结构基频接近或低于风机转动的卓越频率, 对控制系统可靠性的要求比较高, 而控制系统抑制共振的功耗会影响生命周期内风塔的发电效率;混凝土塔或钢-混凝土组合塔的刚度和阻尼比均较大, 能够有效避免塔身与机头的共振, 但对混凝土的预制工艺要求较高, 且混凝土基础的施工复杂;钢格构塔在受力性能、经济性等方面均有优势, 但格构式塔在叶片段存在“扫塔”问题, 且下部角钢的计算长度大、稳定问题突出, 拼装构件多, 现场安装工作复杂。

　　 为了综合不同风塔构型的优点, 本文提出一种新型的组合式预应力抗疲劳风塔, 建筑效果图如图1所示。该塔高138.8m, 底部0～68.8m标高处为四边形格构式塔架;68.8～74.3m标高处为过渡段, 高5.5m;74.3～138.8m标高处为单管式塔筒。底部0～68.8m标高处塔架的塔柱采用圆钢管, 以提高材料利用率, 降低塔架所受风荷载;每个塔柱内布置两根预应力钢绞线, 通过对钢绞线施加预拉力, 对塔柱提供初始压力, 保证塔柱在风机正常运行工况下处于全受压状态, 提高结构的疲劳寿命;格构式塔架下部3～4层采用预应力镀锌钢绞线作为柔性拉索, 上部斜杆采用双拼方钢管通过摩擦型高强螺栓连接。过渡段作为连接上部单管塔筒与下部格构式塔架的关键结构, 受力较为复杂, 易出现应力集中或平面外失稳等问题。合理的过渡段结构设计不仅对风机的正常工作至关重要, 而且与下部格构式塔架的优化设计相辅相成, 也能节省整塔的用钢量、降低工程造价。

　　 针对某轮毂高度140m的2.5MW四边形构架式预应力抗疲劳风力发电塔的实际项目进行过渡段结构设计, 主要通过有限元软件ABAQUS对过渡段进行极限承载力、抗疲劳性能和稳定性能的分析, 明确过渡段的受力特点和影响过渡段设计的主要因素, 为该种构型的过渡段在实际工程中的应用提供参考。

　　 该预应力抗疲劳塔过渡段的方案设计不仅要从力学概念上考虑节点受力合理性, 同时也需要考虑到项目施工的特点, 便于节点的加工制造以及运输和现场安装等。对于体量较小的过渡段节点, 通常可以采用焊接组合节点或者铸钢节点。焊接节点的焊缝较多, 特别是顶部圆筒和下部塔架均焊接在中间隔板上, 焊接热影响大、节点的疲劳分类较差, 严重影响过渡段的疲劳性能;铸钢节点的受力性能好, 能克服大量集中焊接造成的应力集中等, 但铸钢节点对工艺要求较高, 对疲劳缺陷敏感。本项目的格构式塔架顶部有一定锥度, 且与上部单管塔的锥度不一致。此外, 过渡段整体尺寸较大, 与下部塔柱连接的四个角部的轮廓预计达到7m左右, 整体加工及运输均存在一定困难, 若分片拼装则焊接节点和铸钢节点均会失去原本的优势。

　　 通过方案比选, 过渡段的最终选型如图2所示。过渡段节点主要由3部分组成, 分别是锥体段、裙摆和铸钢段。锥体段与上部单管塔相连, 采用上口圆下口方的光滑过渡 (亦取“天圆地方”之意) , 由4个斜面和三角平面组成, 在空间特性上可以展开为平面;铸钢段与下部圆管塔柱相连, 通过拓扑优化进行设计, 其平台面亦作为预应力钢绞线的锚固端;裙摆衔接锥体段与铸钢件, 并与下部格构式塔架的斜撑相连。过渡段钢材强度为Q345, 螺栓采用10.9级摩擦型高强螺栓。该方案不仅受力合理, 而且可分片加工、便于运输和安装。

　　 对过渡段进行细化设计如下:过渡段底部宽度约6m, 将锥体段分片加工并采用纵向法兰连接。过渡段节点与上部塔筒采用锻造法兰连接, 下片锻造法兰分片并与过渡段对接焊。为了避免上部塔筒和过渡段连接角度突变出现在下片锻造法兰与过渡段对接焊的焊缝区域, 将下片锻造法兰加工成与锥体段锥度相同的斜法兰。铸钢件与下部塔柱用高颈法兰连接, 铸钢与法兰间采用全熔透对接焊;铸钢件平台顶通过锚头、花篮螺栓等张拉塔柱内预应力钢绞线。裙摆与锥体段及裙摆与铸钢件之间均采用对接焊连接。

　　 对过渡段分别进行极限承载力、抗疲劳性能和稳定性能的分析, 荷载工况主要考虑极限荷载工况和等效疲劳荷载工况。荷载计算过程参照欧洲规范^[1,2] (DNV-GL国际认证要求) 进行, 其中极限荷载和等效疲劳荷载取自塔74.8m标高处, 根据对四边形塔架的设计经验和试算, 对于塔柱和腹杆, 分别为0°和45° (图1) 风荷载起控制作用, 因此对于过渡段的荷载, 也分别按0°和45°两个方向施加, 具体数值见表1。

　　 在计算过渡段极限承载力、抗疲劳性能和稳定性能时, 均须首先在铸钢段平台顶面施加塔柱预应力, 而后施加不同工况的荷载步, 但不同工况的后处理步骤有所不同。具体来说:分析过渡段极限承载力时, 可直接查看最终荷载步的计算结果;分析结构抗疲劳性能时, 由于塔柱预应力可能存在非线性效应, 需要将两个荷载步的计算结果相减来得到疲劳应力幅的作用;验算稳定性能时, 在进行非线性全过程分析前需进行屈曲分析, 而由于屈曲系数对所有荷载都进行缩放, 故需保持预应力大小不变的同时不断调整过渡段顶部荷载输入值 (如放大K倍) , 屈曲系数计算值为1.0时的K即为真正的屈曲系数。

　　 挪威船级社 (与德国劳式船级社合并, 简称DNV-GL) 认证规范^[3]规定, 结构在静力极限荷载工况下的性能用von Mises应力或最大剪应力作为评价指标, 允许结构局部达到屈服应力, 但相应的屈服应变必须小于限值1.0%。

　　 目前构造分类法 (名义应力法) 为常用的评估焊接结构疲劳性能的一种方法, 多数国家规范 (如我国钢结构标准^[4]) 均采用该种方法。但该方法需在规范中找到与待评估的结构细节相对应的情况, 以确定具体使用的S-N曲线 (S为疲劳应力幅, N为疲劳寿命) 。实际结构的几何构造及承载方式往往较为复杂, 即使借助有限元方法, 也很难从局部应力的计算结果得到符合实际的名义应力。

　　 紧靠焊趾缺口或焊缝端部缺口前沿的局部最大结构应力称为热点应力, 热点是疲劳裂纹的起始部位, 具有优良焊接质量的焊接结构的热点一般位于焊趾处。热点应力法也称为几何应力法, 本文在有限元分析的基础上通过线性外推得到热点应力, 进而评估结构焊缝处的疲劳性能。

　　 过渡段的主体为空间壳体结构, 除了上部塔筒传递来的轴向压力和弯矩等, 铸钢件平台面受局部预压力作用, 受力情况复杂, 需要考虑过渡段的屈曲失稳问题。首先对过渡段进行屈曲模态的分析, 根据分析结果施加多模态叠加的初始缺陷, 然后考虑采用几何非线性 (假定材料保持为线弹性) 的有限元分析方法 (荷载-位移全过程分析) 进行计算, 确定整体稳定安全系数K。

　　 根据DNV规范^[5]的建议, 过渡段节点的锥体段和裙摆采用8节点二次四边形壳单元 (S8R) , 可考虑小应变和任意大转动;为了便于采用线性外推法计算焊缝热点应力, 网格尺寸为t×t (t为板材厚度) 。铸钢件由于形状和应力分布均较为复杂, 采用小应变、无接触条件下适应性和准确性较好的10节点二次四面体单元 (C3D10) 。塔柱和斜杆相对来说受力简单, 故塔柱采用8节点线性减缩六面体单元 (C3D8R) , 斜杆采用通用的4节点线性减缩四边形壳单元 (S4R) 。网格划分后的有限元模型如图3所示。

　　 模型中的钢材材性假定本构为理想弹塑性, 采用von Mises屈服准则和相关性流动法则。铸钢件的屈服强度为300MPa, 其他钢材的屈服强度为345MPa, 弹性模量均为2.06×10⁶MPa, 泊松比为0.3。

　　 有限元模型的荷载施加及约束情况如图4所示。由于过渡段节点的实际边界条件及受力状态复杂, 为了简化分析采用以下假定:1) 上部塔筒传递来的荷载施加在距离过渡段顶0.5m高度处的塔面中点, 消除荷载和边界条件对过渡段受力的影响, 同时将该作用点与端面所有节点耦合;2) 约束加在与铸钢件相连的塔柱段底部, 并设为铰接;3) 预应力钢绞线及锚固件等不进行精细化建模, 在铸钢件的平台面相应区域施加等效的预压力荷载。

　　 过渡段锥体段厚度t为影响加工质量和整体用钢量的重要参数, 研究锥体段厚度为32～40mm、间隔2mm情况下的过渡段极限承载性能。过渡段在0°和45°方向极限荷载工况下的von Mises应力最大值随锥体段厚度变化情况如图5所示。从图中可以看出, 过渡段在极限荷载工况下基本处于弹性阶段, von Mises应力最大值与锥体段厚度基本成线性相关, 极限荷载工况对锥体段厚度不起控制作用。

　　 图6为t=36mm时0°和45°方向极限荷载工况下过渡段的von Mises应力云图。从图中可以看出, 极限荷载工况下过渡段整体的应力水平较低, 基本在230MPa以下。此外, 过渡段在0°和45°极限荷载工况下的受力特点稍有不同, 具体来说:0°方向极限荷载工况下, 最不利位置为锥体段三角形平面顶部两侧, 次不利位置为靠近铸钢件的斜锥面底部;而45°方向极限荷载工况下, 最不利位置为水平力方向上的斜锥面顶部, 次不利位置为相邻的斜平面顶部。

　　 根据DNV规范^[5]的建议, 在距离焊接交界面0.5t和1.5t距离处提取应力并通过线性插值得到计算点的热点应力, 热点应力外推示意如图7所示。

　　 为配合使用热点应力S-N曲线, 有效热点应力Δσ_Eff的计算方法为:

　　 $\begin{array}{l}\text{Δ}\sigma {}_{\text{E}\text{f}\text{f}}=\max \{\begin{array}{c}\sqrt{\text{Δ}\sigma {}_{\perp }^2+0.81\text{Δ}\tau {}_{//}^2}\hfill \\ \alpha \left|\text{Δ}\sigma {}_1\right|\hfill \\ \alpha \left|\text{Δ}\sigma {}_2\right|\hfill \end{array}(1)\\ \text{Δ}\sigma {}_1=\frac{\text{Δ}\sigma {}_{\perp }+\text{Δ}\sigma {}_{//}}{2}+\frac{1}{2}\sqrt{(\text{Δ}\sigma {}_{\perp }-\text{Δ}\sigma {}_{//}){}^2+4\tau {}_{//}^2}(2)\\ \text{Δ}\sigma {}_2=\frac{\text{Δ}\sigma {}_{\perp }+\text{Δ}\sigma {}_{//}}{2}-\frac{1}{2}\sqrt{(\text{Δ}\sigma {}_{\perp }-\text{Δ}\sigma {}_{//}){}^2+4\tau {}_{//}^2}(3)\end{array}$

　　 式中:α为热点处平行于焊缝方向对应的构造等级, 本项目中可取为0.90;Δσ₁和Δσ₂分别为第一和第二主应力;Δσ_⊥, Δσ_//为应力分量 (图8) , 分别导致疲劳裂缝沿焊缝方向展开和沿主应力垂直方向展开。

　　 此外, 焊接的疲劳强度需要根据板厚进行修正, 应力幅循环次数为10⁷, 疲劳寿命N的计算修正方法如下:

　　 $\log {\rm N}=\log \stackrel{—}{{\displaystyle a}}-m\text{l}\text{o}\text{g}[\text{Δ}\sigma (\frac{t}{t{}_{\text{r}\text{e}\text{f}}}){}^k](4)$

　　 式中:m为D类S-N曲线的负斜率;$\log \stackrel{—}{{\displaystyle a}}$为S-N曲线在logN轴的截距;t_ref为基准厚度, 对于板件间的焊接取值为25mm;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;Δσ为容许疲劳应力幅。

　　 疲劳性能的校核尚应考虑局部安全系数γ_m, 通常可以取γ_m=1.1×1.15=1.265, 即疲劳强度[σ]=52.63/1.265=41.6MPa。板厚修正因子k取0.20。当N≤10⁷时, m取3.0, $\log \stackrel{—}{{\displaystyle a}}$取12.164;当N>10⁷时, m取5.0, $\log \stackrel{—}{{\displaystyle a}}$取15.606。

　　 对比分析过渡段在不同锥体段厚度t时的疲劳性能, 由于对接焊缝C (图2) 处的热点应力较低不用特别考虑, 重点关注过渡段对接焊缝A, B (图2) 两处对接焊缝的热点应力。图9为t=32mm时过渡段在0°和45°等效疲劳荷载工况下的最大主应力云图, 对接焊缝A, B处的热点应力随厚度t变化的曲线如图10所示。需要注意的是, 主应力云图的作用为从直观上初步判断疲劳裂缝的最不利位置, 热点应力的具体数值则需严格按照式 (1) ～ (3) 计算。

　　 从图9中可知, 在同方向等效疲劳荷载工况下, 锥体段与裙摆的对接焊缝热点应力大于锻造法兰焊缝的热点应力;对相同的焊缝位置, 45°方向等效疲劳荷载工况下的焊缝热点应力大于0°方向等效疲劳荷载工况下的热点应力。当锥体段厚度t<34mm时, 45°方向等效疲劳荷载工况下的B处焊缝热点应力超过了容许值39.1MPa。可以认为, 45°方向等效疲劳荷载工况下的锥体段与裙摆对接焊缝疲劳性能对锥体段厚度起控制作用。

　　 过渡段从结构上属于复杂空间薄壁壳体, 很难对其稳定性问题进行简单归类, 需要通过有限元分析进行稳定性能的校核。设置加劲肋能够有效提高过渡段节点的稳定性, 但加劲肋的焊缝对结构抗疲劳性能稍有不利, 考虑加劲和不加劲两种情况分析过渡段节点的稳定承载力, 为后期优化设计提供充分依据。

　　 图11 (a) , (b) 分别为t=36mm时过渡段节点在加劲和非加劲情况下的前四阶屈曲模态。从图11中可以看出, 在增加了环形加劲后, 前几阶失稳模态主要表现为塔柱节点板的屈曲以及斜杆的屈曲;而未加劲的过渡段失稳模态主要表现为锥台段的鼓曲。

　　 对于屈曲后的非线性全过程分析, 通常均需对结构施加一定的初始缺陷。对于加劲的过渡段节点, 初始缺陷以整体屈曲的模态为主, 缺陷幅值可定为板厚的1/300;而对于无加劲的过渡段节点, 由于前几阶的特征值较为接近, 且屈曲模态包含不同板面不同方向的鼓曲, 则应对前几阶屈曲模态中较为不利的缺陷叠加后进行稳定性能的分析, 缺陷幅值与加劲的过渡段节点相同。

　　 图12为带初始缺陷的加劲结构和非加劲结构的荷载比例系数LPF曲线 (荷载比例系数LPF为模型实际荷载值与初始设定荷载值的比值) 。

　　 从图12中可以看出, 无加劲过渡段节点的荷载比例系数, 即稳定安全系数为2.0左右, 且节点在达到荷载峰值后承载能力开始快速下降;而加劲的过渡段节点的稳定安全系数在3.0以上, 且节点在达到荷载峰值后基本保持稳定, 甚至有承载能力继续上升的趋势。由此可以认为, 无加劲的过渡段节点具有缺陷敏感性, 且易发生不稳定失稳;通过加劲能够有效提高过渡段节点的稳定安全系数, 且加劲节点对初始缺陷或局部屈曲不敏感, 具有较高的屈曲后强度。

　　 本文介绍了一种新型的140m高四边形构架式预应力抗疲劳风力发电塔过渡段的结构设计, 并采用通用有限元软件ABAQUS全面分析了过渡段的极限承载力、疲劳性能和稳定承载力, 得到结论如下:

　　 (1) 过渡段作为该种新型组合塔架的关键节点, 设计巧妙、传力合理, 此外可以分片加工后在现场采用竖向法兰连接, 运输便利。

　　 (2) 通过对比分析发现, 过渡段板厚主要受45°的等效疲劳荷载工况控制。满足等效疲劳荷载工况下的过渡段节点在极限荷载工况下基本处于弹性, 设计安全。

　　 (3) 过渡段的稳定安全系数大于3, 且稳定承载力对初始缺陷不敏感。加劲后过渡段局部刚度有较大提高, 可结合焊接疲劳性能综合考虑。