黄冬平

同济大学建筑设计研究院（集团）有限公司 上海200092

引言

风能作为一种清洁和可再生能源被广泛接受，凭借着其建设周期短、环境要求低、储量丰富、利用率较高等特点在世界各国得到了持续快速的发展［1］。而近年来我国的风力发电装机容量逐年提高，对风力发电机塔体的高度和性能也提出了更高的要求［2］。出于避免结构破坏或将现有塔架以更高功率风机重新发电的考虑，需要对风电塔进行加固改造［3］。现有的研究中，对风电塔基础的加固方法研究较多［4-7］，李丽霞等［4］采用增大截面法，Chen 等［5］采用环向预应力加固方法，辛宏伟［6］采用高强混凝土环梁等方法研究了风电塔基础的加固过程。而对于风机塔体，加固方法的研究则相对较少。李永亮等［8］设计抱箍与塔筒通过三排螺栓连接，对塔筒施加环向预应力进行加固。Dimopoulos 等［9，10］，Stavridou 等［11］通过为塔筒加设加劲肋，进而对薄壁塔体进行加固，这种加固方式减少了钢管塔的局部屈曲，提高了钢管塔的屈曲强度。Hu 等［12］设计通过内部加强环为单管式风电塔提供加固。以上的风电塔体加固研究，未能提供对风电塔的法兰连接这一薄弱环节进行加固的方法。而在某些工况下（如低温状况），法兰因金相组织等因素，存在破坏的危险。基于此，本文提出了一种法兰连接的加固设计，该设计采用高强度拉铆钉连接法兰处上下两侧塔筒筒壁与附加节点板，并以钢粘胶增大节点板与塔筒间的摩擦系数。经过有限元分析，得出该加固结构起到了代替法兰传递塔筒受力的作用，在承受荷载时处于安全状态，满足风机运行的要求。

1 工程概况

某风电场塔筒连接法兰由于金相组织问题，铁素体组织中有呈现不规则的块状铁素体出现，呈现个别针状组织区，在低温环境下，法兰板有发生脆性破坏的风险。因此采用高强度拉铆钉连接塔筒壁与塔筒外的附加节点板，使节点板直接传递塔筒拉力，形成额外的受力体系，以减小筒壁与锻造法兰脖颈处的应力集中效应，避免塔筒发生脆性破坏。

加固法兰由筒节板、节点板、M24 拉铆钉组成，如图1 所示。其中塔筒外壁打磨后用粘钢胶与节点粘贴，外部节点板分为24 等分，之间相距6mm。其受力形式为高强螺栓摩擦型连接，以外剪力达到板件接触面间由螺栓轴力所提供的可能最大摩擦力作为极限状态进行抗剪设计，保证连接在整个使用期间内，外剪力不超过最大摩擦力，节点板与塔筒之间不会发生相对滑移。

图1 法兰加固示意Fig.1 Reinforcement structure of flange

2 加固结构设计

该风机塔筒高86.45m，材料为Q345 钢。经过计算，中下法兰（标高21.04m）安全储备较低，且荷载较其他法兰更大，因此以该法兰为例进行加固设计。中下法兰处考虑安全系数1.35 后的静力极限荷载与等效疲劳荷载如表1 所示。其中，x方向为风机垂直风向平行于水平线的方向，y方向为顺风向，z方向为竖直方向。

表1 法兰处的静力极限荷载和等效疲劳荷载Tab.1 Static ultimate load and equivalent fatigue load at flange

该层法兰处塔筒外径为4387mm，上侧塔筒厚25mm，下侧塔筒厚26mm，法兰板厚120mm。经过设计计算，节点板厚24mm，采用Q345 钢材，加固结构竖向每侧塔筒各5 层拉铆钉，上下侧塔筒共10 层拉铆钉，每层环向为144 个拉铆钉，铆钉类型为10.9S级LMDSM-T24 环槽铆钉，拉铆钉孔孔径25.5mm。为了施工方便以及保证节点板与塔筒接触良好，节点板沿环向共分为24片，之间相距6mm。参考图2 对加固结构进行静力极限强度与疲劳强度验算。

图2 强度计算示意Fig.2 Schematic diagram of strength calculation

对于静力极限强度，参考《钢结构设计标准》（GB 50017—2017）关于摩擦型高强螺栓受拉节点计算。取每列螺栓对应的单片模型，偏保守不考虑重力的有利影响，则作用在相应筒壁宽度内的拉应力为：σ=M/W=215MPa，对应的拉力为：F=σtc=514kN，对于单列拉铆钉抗剪：对于塔筒筒壁净截面抗拉：σ=F（1 -0.5n1/n）/An1=263.8MPa≤0.7fu=329MPa，对于节点板净截面抗拉：σ=F（1 -0.5n1/n）/An2=274.7MPa≤0.7fu=329MPa。

对于疲劳强度校核，参考Eurocode 3：Design of steel structures.Part 1-9：Fatigue（DIN EN 993-1-9），对于有预拉力的单剪螺栓节点的疲劳等级为90，应力取毛截面的应力。

对于塔筒筒壁疲劳应力：Δσ=ΔMy/W1=37.1MPa≤［σ］=46MPa，对于节点板疲劳应力：Δσ=ΔMy/W2=39.1MPa≤［σ］=46MPa。经过静力强度校核和疲劳强度校核，该设计满足安全要求。

3 节点板与塔筒抗滑移系数测定试验

3.1 试件设计

根据《钢结构设计标准》（GB 50017—2017）第11.4.2 条要求，对10.9S 级短尾拉铆钉连接的加固结构进行双摩擦面初始抗滑移试验，以测定其抗滑移系数。试件设计如图3 所示，试件厚度经过设计以使摩擦面的滑移较节点板的破坏提前发生，拉铆钉孔依据《环槽铆钉连接副技术条件》（GB/T 36993—2018）取值26mm。铆钉采用10.9S级LMDSM-T24环槽铆钉，预拉力为256.9kN，与实际加固情况相同，钢板采用Q345 钢。

图3 试件设计Fig.3 Specimen design

本工程为处理项目，塔筒外壁涂有油漆，需打磨处理，节点板为新制作板件，可喷砂处理。试验试件表面模拟了现场实际施工情况进行处理。同时，作为对比，摩擦面分为喷底漆和喷砂后表面不经任何处理、喷底漆和喷砂后打磨处理并不涂粘钢胶，以及喷底漆和喷砂后打磨处理并涂卡本粘钢胶3 组情况进行试验。每组进行3 次试验，其中涂料的老化、耐中性盐雾等技术指标，打磨和涂胶操作均符合相应的技术要求。

3.2 试验结果

采用SHT5106微机控制电液伺服万能试验机进行试验，保证轴线与试验机夹具中心严格对中，直线地施加载荷。以10mm/min 的速度平稳加载进行拉伸实验，拉伸直至试件摩擦面发生滑移，并记录试验机此时的荷载示数，之后加载至破坏。其中组别A的处理方法是对内板按塔筒涂装要求做涂层，对外板喷砂。组别B 除A 组的处理外，还对接触面进行打磨处理。组别C除B组的处理外，还对接触面涂卡本粘钢胶。3组试验测得的滑移荷载和计算得到的抗滑移系数如表2 所示。

表2 测得的滑移荷载及抗滑移系数Tab.2 Measured slip loads and anti-slip coefficients

由试验测得的对接触面进行打磨和涂卡本粘钢胶处理后，接触面的抗滑移系数为0.501，大于设计计算中所取的值0.45，因此，在对加固结构的接触面进行打磨和涂粘钢胶处理后，设计计算中关于抗滑移系数的取值是安全的。在有限元分析中，仍将抗滑移系数偏保守地考虑为0.45进行分析。

4 有限元分析

为详细分析节点板加固法兰在承受极限荷载时的受力和变形特征，采用了通用有限元软件ANSYS Mechanical进行有限元分析。

4.1 模型设置和参数选取

考虑计算成本，根据结构和荷载的对称关系，选取半结构建立法兰的1/2 实体模型。耦合法兰筒壁上端面全部自由度并施加荷载，施加静力极限载荷剪力Fxy、轴力Fz、弯矩Mxy的一半作为分析用荷载。筒壁的下端面固结，在结构的中面上添加对称边界。荷载大小如表3 所示。由于扭矩引起的荷载效应很小，为节约计算成本，模型采用半结构，未施加扭矩。

表3 施加在半结构有限元模型上的荷载Tab.3 Loads applied to semi-structure finite element models

为了消除上端加载点和下端固结边界对法兰区域受力的影响，上下法兰塔筒模型长度各取D/2（法兰处塔筒半径），取这样的长度能够基本消除荷载和边界条件对法兰区受力的影响。材料本构关系采用理想弹塑性材料模型，采用等向强化理论。法兰与节点板Q345 钢材屈服强度取345MPa，高强螺栓与M24 拉铆钉屈服强度取900MPa，弹性模量E 取为206GPa，泊松比取为0.3。

4.2 单元选取和网格划分

模型中法兰、塔壁、节点板、螺帽、拉铆钉采用ANSYS中SOLID185 实体单元进行计算，为6 面体8 节点单元，网格在塔壁处沿壁厚分为4层，锻造法兰中的螺栓采用BEAM188 梁模拟。模型中，接触面分为三类：螺帽底面和法兰、塔壁、节点板接触区域；节点板与筒壁接触区域；法兰对接接触区域。分析中接触单元分别选用Contal174 和Targel170，接触刚度取默认值1，摩擦系数经试验测定偏保守取为0.45。网格划分方法以扫略为主，如图4 所示。

图4 有限元模型网格Fig.4 Finite element model mesh

4.3 有限元分析结果

法兰受力状态分为两个阶段，首先是螺栓与拉铆钉预紧，全部预紧后承受上部荷载作用。有限元分析中，第一个分析步在螺栓与拉铆钉上施加预紧力；第二个分析步将施加预紧力改为保持当前长度，即螺栓与拉铆钉保持上一个分析步得到的长度，之后施加上部荷载作用。对原结构、加固结构（法兰未破坏）、加固结构（法兰已破坏）三种情况进行了有限元分析。

1.原结构有限元分析

对法兰未发生破坏时的原结构进行有限元分析，如图5 所示。塔筒整体von Mises应力（后文简称“应力”）的最大值达到屈服强度345MPa。最大塑性应变发生在塔体受拉侧的法兰板处，最大值为55.8με。德国劳埃德（GL）认证规范规定，静力极限荷载工况下结构用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0.01 的限值，原结构此时最大塑性应变小于该限值。法兰螺栓应力最大值为756.792MPa，未达到屈服强度900MPa。

图5 原结构有限元分析Fig.5 Finite element analysis of the original structure

2.加固结构（法兰未破坏）有限元分析

对采用拉铆钉连接节点板加固后的结构进行有限元分析，假定此时原法兰板与高强螺栓处于未破坏的状态，有限元分析结果如图6 所示。塔筒整体应力最大值为345MPa。最大塑性应变发生在塔筒壁受压侧的最上排拉铆钉孔处，最大值为843με，小于0.01 的塑性应变限值，法兰板与节点板的塑性应变均为0。法兰螺栓应力最大值为538.427MPa，拉铆钉应力最大值为371.966MPa，均未达到屈服强度900MPa。法兰板、节点板处的接触单元状态大多数处于“接触并具有一定相对滑动”以上，且在螺栓和拉铆钉紧固处附近基本为“接触并接触剧烈”状态，结构整体接触状态良好。

图6 加固结构（法兰未破坏）有限元分析Fig.6 Finite element analysis of reinforced structure（flange is not damaged）

3.加固结构（法兰已破坏）有限元分析

对采用拉铆钉连接节点板加固后的结构进行有限元分析。假定此时原法兰的高强螺栓已经破坏，无法承受荷载，在有限元分析中不考虑相应单元，有限元分析结果如图7 所示。塔筒整体结构应力最大值为345MPa。最大塑性应变发生在塔筒壁受压侧的最下排拉铆钉孔处，最大值为1758με。节点板的最大应力达到345MPa，最大塑性应变为699με，两者均小于0.01 的塑性应变限值，法兰板塑性应变为0。拉铆钉应力最大值为726.262MPa，未达到屈服强度900MPa。节点板处的接触单元状态大多数处于“接触并具有一定相对滑动”以上，且在拉铆钉紧固处附近基本为“接触并接触剧烈”状态，结构整体接触状态良好。

图7 加固结构（法兰已破坏）有限元分析Fig.7 Finite element analysis of reinforced structure（flange is damaged）

图8 为三种情况下半结构的弯矩与结构整体转角变形曲线。图中显示，原结构加载时整体基本处于弹性阶段。法兰未破坏状况下的加固结构则进入了塑性阶段，但总体刚度强于原结构，静力极限荷载作用下最大位移为原结构的88.5%。而法兰已破坏状况下的加固结构由于不考虑锻造法兰螺栓提供的刚度，进入塑性的程度较前两者大，刚度较前两者小，静力极限荷载作用下最大位移为原结构的173.1%。但考虑到真实破坏发生时很难遇到每个法兰螺栓均完全失效的状态，因此，这一层法兰的局部刚度是可以接受的。

图8 弯矩-转角曲线Fig.8 Bending moment-rotation curve

综合考虑上述有限元计算结果，可以看出加固结构在塔筒上布置的拉铆钉孔削弱了截面，而在法兰处补强了截面，这也与设计目标“法兰板处螺栓的失效后的加固”相符合。对于法兰未破坏的加固结构，其强度计算结果符合要求，刚度较原结构更大。而法兰螺栓完全破坏的情况下，加固结构的强度计算仍是符合要求的，刚度较原结构低。考虑到真实破坏发生时每个法兰螺栓均完全失效的可能性较小，加固结构在承受静力极限荷载时，强度和刚度计算结果都是满足要求的，起到了形成额外受力体系的作用。

5 结语

针对风力发电塔法兰因金相组织问题存在破坏危险的情况，本文提出了一种采用高强度拉铆钉连接上下两侧塔筒筒壁与附加节点板作为额外受力体系的加固结构。通过试验测定了该结构形式下节点板与塔筒壁的抗滑移系数，作为设计计算的参考。对设计的加固结构进行了静力极限强度和疲劳强度验算。通过有限元软件计算了静力极限荷载作用时，原法兰螺栓未破坏与已破坏时的加固结构的强度与刚度，以及与原结构的对比。经以上分析，得出加固结构起到了代替法兰传递塔筒受力的作用，在承受极限荷载与疲劳荷载时结构处于安全状态，满足风机运行的要求。