不同結構形式對風電機組塔架輕量化設計的影響研究*

宋恭杰，裘慧杰，何先照，許 斌，王克峰，湯永江

(1.浙江運達風電股份有限公司，浙江 杭州 310000；2.浙江省風力發電技術重點實驗室，浙江 杭州 310000)

0 引 言

近年來，隨著我國風力發電行業的快速發展，風力發電機組越來越趨向于大型化。塔架作為風電機組的重要承重部件，吸收機組振動的同時對機艙和葉輪起著重要的支撐作用，使葉輪等部件得以在高處平穩運行，以獲得足夠的風能驅動發電[1]。然而，塔架作為一種高聳的鋼結構，在承受著機組重量的同時，也承受著巨大的彎矩作用，這就要求塔架必須具有足夠的剛度以保障機組的安全。

隨著風電補貼政策逐步的退出，平價上網時代的來臨，市場的競爭愈加激烈，陸上風場的投資商越來越注重設備投入成本的控制。塔架作為風電機組的大部件之一，根據機組兆瓦、風輪不同，其90 m～100 m高的塔架重量一般在170 t～290 t左右，其成本大概占據了一臺風機20%～25%的投資比例。因此，在未來的風電競爭中，投資商和各主機廠商勢必在塔架輕量化方面進行研究，以降低風場投資[2]。

目前，針對塔架輕量化的設計，各大主機廠商的研究主要集中在以下幾個方面：(1)對控制策略進行研究及優化[3]；(2)對各風場進行定場址載荷計算；(3)對塔架內件的減重優化；(4)對塔門局部加強形式[4]的研究設計等，而對于塔架不同結構形式的研究較少。

據此，本文將通過在同等計算條件下，計算不同結構形式的塔架受載情況，對比研究結構形式對塔架輕量化的影響。

1 塔架輕量化的對比方法

1.1 研究對象

本文針對結構形式對塔架輕量化的影響研究，將通過兩種不同形式的對比方式展開：

(1)相同結構、不同底徑。針對3.0 MW機組，選擇兩種不同高度的塔架即90 m(風輪直徑采用140 m)和100 m(風輪直徑采用147 m)，每種高度均采用4.5 m和4.3 m的兩種塔底直徑進行建模。

相同結構、不同底徑的塔架模型如圖1所示。

圖1 相同結構、不同底徑的塔架模型圖

(2)相同底徑、不同結構。針對2.5 MW機組(風輪直徑采用140 m)，采用同一塔底直徑、4種不同結構形式的塔架進行對比研究。

相同底徑、不同結構的塔架模型如圖2所示。

圖2 相同底徑、不同結構的塔架模型圖

塔架詳細結構形式說明如表1所示。

表1 塔架詳細結構形式說明

在風場條件方面，挑選一個較典型風況條件的風場，其風場的風況基本參數如表2所示。

表2 研究風場的風況基本參數

1.2 對比方法

在同等計算參數、同一控制策略、塔架重量保持一致的條件下，筆者針對1.1節中提出的兩種對比形式的8款塔架分別進行計算，通過對比整機的固有頻率、各截面極限載荷、各截面疲勞載荷、塔架各截面余量，以及在該載荷下塔架可優化到的最輕重量，來判斷不同結構形式對塔架輕量化的影響程度。

2 塔架設計原則

塔架的設計原則是應在規定的外部條件、設計工況和載荷情況下，能穩定地支撐機艙和風輪的運行，且應具有足夠的強度、屈曲穩定性和抗疲勞性能[5-8]。

本文主要對比校核塔架的強度、屈曲穩定性和焊縫疲勞是否滿足設計要求，對比過程中不考慮塔架內附件重量和門框有限元等的影響。

塔架強度，主要指塔架靜強度計算，由正應力和切應力組成，求解得到的等效應力需滿足鋼材許用應力。

根據第四強度理論，可以得到塔架強度計算公式為：

(1)

式中：σeq,Ed—等效應力，MPa；σx,Ed—總的正應力，MPa；τxθ,Ed—總的切應力，MPa。

總的正應力由重力產生的軸向正應力和主力矩產生的彎曲正應力組合而成，如下式所示：

(2)

式中：Fz—重力，kN；Mxy—主力矩，kNm；rcan—各塔筒塔節底部位置的平均半徑，m；tcan—各塔筒塔節的塔壁厚度，m；β—各塔筒塔節的錐角。

總的切應力由剪切切應力和扭轉切應力組合而成，如下式所示：

(3)

式中：Fxy—剪切力，kN；Mz—扭轉力矩，kNm。

塔架屈曲穩定性，主要用于研究結構在特定載荷下塔架是否會產生屈曲失穩破壞，其判斷公式如下：

(4)

根據經驗，環向應力非常接近0，可以忽略不計，因此，以上公式便可簡化為：

(5)

式中：σx,Rd—正應力的抗屈曲系數；τxθ,Rd—剪應力的抗屈曲系數；kx,kτ—屈曲相互作用參數。

塔架焊縫疲勞，即當焊縫受到多次重復的載荷作用后，應力值雖沒有超過材料的強度極限，甚至比彈性極限還低的情況下就可能發生疲勞破壞。

風機塔架的焊縫疲勞損傷需按照滿足20年運行進行校核，如下式所示：

(6)

式中：D20—風機運行20年實際損傷值；N20—風機運行20年實際循環次數；Nallowable.20—風機20年許用循環次數。

3 不同結構形式塔架的對比計算

作用在風電機組塔架的外部載荷主要由塔架本身的氣動載荷、由風輪和機艙產生的空氣動力載荷、力載荷以及塔架自重等組成。

塔架分析坐標系如圖3所示。

圖3 塔架分析坐標系

在圖3的塔架坐標系中：ZF為垂直方向，XF沿水平方向指向下風向，YF垂直于XF和YF[9-11]。

3.1 相同結構、不同底徑的塔架計算

針對1.1節中的第1種對比方式，按照圖1所示的塔架結構，筆者利用BLADED載荷仿真軟件進行建模，并加載計算。其中，3.0 MW機組90 m的兩款塔架均按照176 t(不含塔架內附件)進行建模；3.0 MW機組100 m的兩款塔架均按照290 t(不含塔架內附件)進行建模。

塔架模型參數如表3所示(因各款塔架的鋼板數量較多，表中僅挑選部分鋼板列出)。

表3 塔架模型參數

在BLADED軟件中，求解得到的相同結構、不同底徑的塔架固有頻率數據如表4所示。

表4 相同結構、不同底徑的塔架固有頻率

由表4可知：4.5 m底徑的塔架整機固有頻率比4.3 m的略大。

塔架各截面極限載荷(Mxy)和等效疲勞載荷(My)計算結果如圖所示(為便于視圖，圖中僅顯示20 m高度內的載荷狀態)。

根據圖4對比上述幾款塔架計算的實際載荷數值可以得到：極限載荷，4.5 m底徑的塔架比4.3 m的小3%左右；而等效疲勞載荷較接近，4.5 m底徑的塔架比4.3 m略小一點。

圖4 第1種對比方式各款塔架的極限載荷和等效疲勞載荷

根據計算得到的載荷，利用第2節所述的校核內容計算塔架的強度、屈曲穩定性以及20年疲勞損傷，可以得到以下結論：(1)在塔架強度校核方面，4.5 m底徑的塔架比4.3 m多8%～12%左右的余量；(2)在屈曲穩定性校核方面，4.5 m底徑的塔架比4.3 m多5%～10%左右的余量；(3)在20年疲勞損傷校核方面，4.3 m底徑塔架的損傷比4.5 m大0.15左右。

3.2 相同底徑、不同結構的塔架計算

針對1.1節中的第2種對比方式，按照圖2所示的4種塔架結構，筆者同樣利用BLADED載荷仿真軟件進行建模，并加載計算。

塔架均按照180 t(不含塔架內附件)進行建模，具體的4款塔架模型參數如表5所示。

表5 4款塔架模型參數

計算4款相同底徑、不同結構的塔架固有頻率如表6所示。

表6 相同底徑、不同結構的塔架固有頻率

由表6可知：編號2的塔架固有頻率最大，編號3略小，編號4的塔架固有頻率最小。

塔架各截面極限載荷(Mxy)和等效疲勞載荷(My)計算結果如圖5所示(為便于視圖，圖中僅顯示20 m高度內的載荷狀態)。

圖5 第2種對比方式各款塔架的極限載荷和等效疲勞載荷

根據圖5對比上述4款塔架計算的實際載荷數據可知：(1)極限載荷，編號2最小，編號3與編號2非常接近，載荷折線圖基本重合，但編號1比編號2大3%左右，編號4比編號2大10%左右；(2)等效疲勞載荷，從載荷折線圖上看，各款塔架載荷比較接近，但從實際數據上比較，編號2的等效疲勞載荷最小，編號1和編號3與之非常接近，編號4比編號2大2%左右。

3.3 塔架輕量化驗證及結果分析

在3.1節和3.2節的極限載荷、等效疲勞載荷基礎上，筆者對8款塔架做最優化壁厚處理，即運用第2節塔架設計原則中的工程計算方法，并使其同時滿足以下3個要求：強度余量>0，屈曲穩定性>5%，20年疲勞損傷<1。

最終得到8款塔架調整后的狀態如表7所示。

表7 8款塔架調整后狀態表

筆者通過工程算法對塔架重量優化后的結果進行分析，得到的結果表明：

(1)相同結構、不同底徑的塔架，塔底直徑越大，其塔架固有頻率越高、各截面極限載荷和等效疲勞載荷越小、屈曲穩定性和疲勞損傷余量越大，塔架的設計可以更輕量化；

(2)相同底徑、不同結構的塔架，在塔架設計允許的情況下，靠近塔底的直段數量越多(即保持各塔節盡可能多的大直徑狀態下)，其塔架固有頻率越高、各截面極限載荷和等效疲勞載荷越小、屈曲穩定性和疲勞損傷余量越大，塔架的設計同樣可以更輕量化。

4 結束語

本文基于塔架設計原則的相關計算理論，通過兩種不同形式的對比方式展開了研究，構建了8款不同塔架模型；同時運用BLADED仿真軟件和塔架工程算法，對所有塔架模型的固有頻率、各截面載荷、屈曲和疲勞損傷等進行了對比計算，研究了不同塔架結構形式對風電機組塔架輕量化的影響。

研究結果表明：在塔架結構尺寸設計允許的情況下，塔架底部直徑越大或靠近塔架底部的塔節直段數量越多，越有利于提高塔架的本體剛度、抗極限性能和抗疲勞性能，也就越有利于塔架的輕量化設計。