□陸 輝 □史偉濤

1.上海泰勝風(fēng)能裝備股份有限公司 上海 201508

2.上海電氣風(fēng)電集團(tuán)有限公司 上海 200241

1 研究背景

現(xiàn)代大型兆瓦級(jí)水平軸風(fēng)力機(jī)的塔筒一般均采用筒型薄壁結(jié)構(gòu)，高度為100 m左右，在頂端裝有較大質(zhì)量的機(jī)艙和風(fēng)輪。優(yōu)良的塔筒設(shè)計(jì)，可以保證整機(jī)動(dòng)力穩(wěn)定性，因此塔筒設(shè)計(jì)不僅要滿足空氣動(dòng)力學(xué)要求，而且要在結(jié)構(gòu)、工藝、成本、使用等方面進(jìn)行綜合分析[1]。塔筒作為風(fēng)力機(jī)的關(guān)鍵支撐部件，在整機(jī)成本中占有較大比例。

大多數(shù)塔筒材料為低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼Q345，隨著風(fēng)力機(jī)功率的提升，塔筒鋼材用量逐漸增加。Q420的屈服強(qiáng)度高于Q345，這意味著在相同載荷下，Q420鋼板可以比Q345鋼板更薄，從而降低整個(gè)塔筒的鋼材用量。與此矛盾的是，Q420比Q345的材料成本高。筆者針對(duì)這個(gè)問(wèn)題，應(yīng)用軟件設(shè)計(jì)Q345和Q420兩種不同材質(zhì)的三款塔筒，比較三款塔筒的綜合成本，分析降低塔筒成本的可行性。同時(shí)，對(duì)兩種不同材質(zhì)塔筒的加工工藝進(jìn)行分析。

2 坐標(biāo)系

建立坐標(biāo)系，如圖1所示。圖1中XT為豎直向下方向的坐標(biāo)軸；ZT與XT垂直，為指向風(fēng)力機(jī)的水平坐標(biāo)軸；YT與XT和ZT垂直，為符合右手法則的坐標(biāo)軸；T 為塔筒每個(gè)橫截面的中心原點(diǎn)；FXT、FYT、FZT為塔筒所受載荷沿相應(yīng)坐標(biāo)軸的分力；MXT、MYT、MZT為塔筒所受載荷沿相應(yīng)坐標(biāo)軸的彎矩。

圖1 坐標(biāo)系

3 材料性能

材料性能見表1[2]。

表1 材料性能

4 塔筒載荷

塔筒載荷根據(jù)某款機(jī)型的工況，應(yīng)用專業(yè)風(fēng)力機(jī)塔筒設(shè)計(jì)軟件計(jì)算得到，計(jì)算過(guò)程不再詳述。塔筒各截面載荷見表2。

5 塔筒計(jì)算

5.1 穩(wěn)定性屈曲校核

塔筒設(shè)計(jì)通常需要進(jìn)行塔筒極限強(qiáng)度校核、穩(wěn)定性屈曲校核和疲勞強(qiáng)度校核。由于此機(jī)型塔筒的極限強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度具有較大的安全余量，因此筆者僅進(jìn)行穩(wěn)定性屈曲校核。

表2 塔筒各截面載荷

穩(wěn)定性屈曲校核主要用于校核塔筒在極限載荷下的穩(wěn)定性及確定結(jié)構(gòu)失穩(wěn)的臨界載荷。筆者對(duì)塔筒進(jìn)行屈曲校核的方法主要依據(jù)文獻(xiàn)[3]，并應(yīng)用專業(yè)風(fēng)力機(jī)塔筒設(shè)計(jì)軟件進(jìn)行計(jì)算。

屈曲抵抗應(yīng)力特征值基本計(jì)算公式如下：

式中：σx，Rk為殼體縱向屈曲抵抗應(yīng)力特征值，MPa；χx為屈曲縮減因數(shù)；fyk為材料屈服強(qiáng)度，MPa；λx為外殼縱向屈曲細(xì)長(zhǎng)比；λx0為縱向擠壓極限細(xì)長(zhǎng)比；λxP為縱向塑性極限細(xì)長(zhǎng)比；σx，Rcr為殼體縱向屈曲抵抗應(yīng)力臨界值，MPa；α為彈性缺陷折減因數(shù)；β為塑性范圍因數(shù)；σθ,Rk為殼體環(huán)向屈曲抵抗應(yīng)力特征值，MPa；χθ為屈曲縮減因數(shù)；λθ為外殼環(huán)向屈曲細(xì)長(zhǎng)比；λθ0為環(huán)向擠壓極限細(xì)長(zhǎng)比；λθP為環(huán)向塑性極限細(xì)長(zhǎng)比；σθ,Rcr為殼體環(huán)向屈曲抵抗應(yīng)力臨界值，MPa；τxθ,Rk為殼體屈曲抵抗切應(yīng)力特征值，MPa；χτ為屈曲縮減因數(shù)；λτ為外殼剪切屈曲細(xì)長(zhǎng)比；λτ0為剪切擠壓極限細(xì)長(zhǎng)比；λτP為剪切塑性極限細(xì)長(zhǎng)比；τxθ,Rcr為殼體屈曲抵抗切應(yīng)力臨界值，MPa。

屈曲抵抗應(yīng)力如下：

式中：σx,Rd為殼體縱向屈曲抵抗應(yīng)力設(shè)計(jì)值，MPa；γM1為分項(xiàng)安全因數(shù)；σθ,Rd為殼體環(huán)向屈曲抵抗應(yīng)力設(shè)計(jì)值，MPa；τxθ,Rd為殼體屈曲抵抗切應(yīng)力設(shè)計(jì)值，MPa。

應(yīng)力評(píng)估如下：

式中：σx，Ed為殼體縱向應(yīng)力設(shè)計(jì)值，MPa；σθ，Ed為殼體環(huán)向應(yīng)力設(shè)計(jì)值，MPa；τxθ，Ed為殼體切應(yīng)力設(shè)計(jì)值，MPa；kx、kθ、kτ、ki為屈曲作用因數(shù)。

5.2 計(jì)算結(jié)果

依據(jù)相同的極限載荷分別設(shè)計(jì)三款不同材質(zhì)的塔筒，即鋼板材料全為Q345的塔筒、僅底部?jī)啥螢镼420的塔筒和鋼板材料全為Q420的塔筒[4]。根據(jù)上述公式，從塔筒底部開始對(duì)截面編號(hào)，應(yīng)用軟件進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果見表3。

5.3 結(jié)果分析

為了更加直觀體現(xiàn)三款不同塔筒的差別，將三款塔筒各塔節(jié)的壁厚和質(zhì)量做橫向比較，如圖2和圖3所示?？梢悦黠@看出，塔筒下半段的塔節(jié)壁厚和質(zhì)量變化較大，越往上差距變小，最后趨于一致。這實(shí)際上是由于鋼板壁厚的原因，壁厚較大的鋼板受材料更換的影響較大[5]。

根據(jù)最新的市場(chǎng)價(jià)格，包含原材料采購(gòu)、筒體生產(chǎn)和運(yùn)輸成本，Q345塔筒的價(jià)格約為9000元/t，Q420塔筒的價(jià)格約為9 500元/t。為了研究三款不同塔筒的經(jīng)濟(jì)性，進(jìn)行橫向比較，見表4。

表3 塔筒計(jì)算結(jié)果

圖2 塔筒塔節(jié)壁厚曲線

圖3 塔筒塔節(jié)質(zhì)量曲線

表4 塔筒經(jīng)濟(jì)性比較

由表4可知：底部?jī)啥胃鼡QQ420鋼板，可以節(jié)省6%質(zhì)量的鋼板，成本節(jié)約將近3%；整個(gè)塔筒全部更換Q420鋼板，可以節(jié)省7.23%質(zhì)量的鋼板，成本節(jié)約2.09%。為了節(jié)省塔筒材料采購(gòu)成本，在具體項(xiàng)目實(shí)施時(shí)可以采用全部更換為Q420鋼板或者底部?jī)啥胃鼡Q為Q420鋼板。需要指出的是，從表4中可以發(fā)現(xiàn)，僅將底部?jī)啥胃鼡Q為Q420鋼板，成本節(jié)約更為顯著。

6 加工工藝對(duì)比分析

塔筒筒節(jié)采用鋼板卷圓以后拼焊而成，母材特性、焊接工藝等均會(huì)對(duì)焊接質(zhì)量造成影響[6]。通常在焊接過(guò)程中對(duì)焊接性影響最大的是母材的含碳量，因此常將鋼中含碳量作為判別鋼材焊接性的主要標(biāo)志，含碳量越高，其焊接性就越差[7]。合金元素對(duì)焊接性也將產(chǎn)生一定的影響，所以合金鋼的焊接性比非合金鋼差[8]。為了綜合衡量母材中元素對(duì)焊接性的影響，引入了碳當(dāng)量這個(gè)概念，根據(jù)GB/T 1591—2008《低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼》，Q345和Q420的碳當(dāng)量對(duì)比見表5[9]。

表5 碳當(dāng)量對(duì)比

塔筒設(shè)計(jì)時(shí)所選用的鋼板厚度通常都不超過(guò)63 mm，從表5可以看出，Q345與Q420碳當(dāng)量是非常接近的，因此可以采用相同的焊接工藝施焊[10-12]。

7 結(jié)論

通過(guò)比較采用不同材質(zhì)的三款塔筒，確認(rèn)當(dāng)塔筒受極限載荷影響時(shí)，可以采用整體將塔筒鋼板材質(zhì)由Q345換為Q420，也可以采用部分筒節(jié)由Q345換為Q420。無(wú)論采用何種方案，都不會(huì)增大塔筒的制造難度，最終方案取決于經(jīng)濟(jì)性對(duì)比分析，因此使用高強(qiáng)度鋼板降低風(fēng)力機(jī)塔筒成本是可行的。

[1]HAU E.Wind Turbines：Fundamentals，Technologies，Application，Economics[M].3 rd Edition.Berlin:Springer，2013:496-499.

[2]低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼:GB/T 1591—2008[S].

[3]Design of Steel Structures-Part 1-6：Strength and Stability of Shell Structures:EN 1993-1-6:2007[S].

[4]卓高柱，劉刃，李林，等.大型風(fēng)力發(fā)電機(jī)塔筒計(jì)算設(shè)計(jì)[J].發(fā)電設(shè)備，2011（5）:310-313.

[5]陳俊嶺，陽(yáng)榮昌，馬人樂(lè).大型風(fēng)電機(jī)組組合式塔架結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)[J].湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2015（5）:29-35.

[6]田東旭.對(duì)風(fēng)電塔筒焊接工藝的技術(shù)研究[J].中國(guó)機(jī)械，2015（17）:28-29.

[7]姚欽.低合金高強(qiáng)鋼的延遲裂紋和應(yīng)力腐蝕裂紋[J].質(zhì)量技術(shù)監(jiān)督研究，2009（1）:15-18.

[8]崔厚路.TOFD檢測(cè)技術(shù)在風(fēng)電塔筒焊縫檢測(cè)中的應(yīng)用[J].山東電力技術(shù)，2015（6）:75-77.

[9]韓鈺，徐德錄，陳玉成，等.輸電鐵塔用Q420高強(qiáng)鋼及焊接材料的性能評(píng)價(jià)[J].熱加工工藝，2007，36（3）:43-45.

[10]司薪圣.淺談海洋石油平臺(tái)鋼結(jié)構(gòu)焊接質(zhì)量控制[J].建筑工程技術(shù)與設(shè)計(jì),2017（22）:489-493.

[11]周晶，江新，徐東建.新型太陽(yáng)能電池板超聲波焊接機(jī)設(shè)計(jì)[J].機(jī)械制造，2014,52（4）:65-66.

[12]史玉哲，紀(jì)淑霞.HG785D高速度鋼板的焊接工藝及力學(xué)性能研究[J].機(jī)械制造，2016，54（6）:60-61，65.