摘 要：風電機組鋼塔筒門框式門洞是塔筒結構的相對復雜與薄弱區(qū)域，對該處筒壁進行合理的應力計算是鋼塔筒設計和評估的重要內容。鑒于此，針對鋼塔筒門框式門洞筒壁的應力計算要求，采用有限元分析軟件ANSYS對鋼塔筒門框式門洞筒壁應力進行了計算，并對比了不同計算方法下的應力，最后提出了針對鋼塔筒門框式門洞筒壁應力計算的一種簡便替代方法。

關鍵詞：風電機組；鋼塔筒；門框式門洞；筒壁應力

中圖分類號：TM315" " 文獻標志碼：A" " 文章編號：1671-0797（2023）14-0009-05

DOI：10.19514/j.cnki.cn32-1628/tm.2023.14.002

0" " 引言

塔架是風電機組的主要支撐結構和受力部件，機組葉輪的氣動載荷、慣性載荷等，都通過塔架傳遞到機組基礎[1]。鋼塔筒因其結構和形狀簡單規(guī)整、易于制造和運輸、現場吊裝與組裝快捷方便等優(yōu)勢，仍然是多年來風電機組（陸上機組、海上機組）塔架的主要結構形式。為了實現風電機組電氣設備及整個機組的安裝、調試、運維等，鋼塔筒下段都留有門洞，作為人員和設備進出通道。門洞會削弱鋼塔筒筒壁，因此，當前大多數鋼塔筒仍采用門框式門洞（圖1）去補強門洞[2-3]。

門框雖然對鋼塔筒門洞有一定加強，但由于門洞及門框等引起的結構突變，且門洞筒壁仍是整個塔筒結構強度的相對薄弱區(qū)域，合理地對門洞區(qū)域筒壁進行應力計算和強度評估，是塔筒結構設計的主要內容[4-6]。當前，隨著風電機組塔筒定制化、追求高發(fā)電量的塔筒高大化、追求綜合成本的塔筒輕量化等設計應用需求，鋼塔筒門框式門洞的結構設計，需保證塔筒筒壁在風電機組各種服役條件下的強度及承載能力，避免出現該區(qū)域因強度不足引起的塔筒開裂甚至倒塔等嚴重事故。董姝言等人[7]運用有限元分析軟件ANSYS建立某兆瓦級風力發(fā)電機塔筒門框的有限元模型，分析了其在極限載荷下的靜強度。龍凱等人[8]應用有限元軟件MSC.Nastran和疲勞分析軟件DesignLife，針對一個2.0 MW直驅型風電機組塔筒門洞，研究有限元方法在帶門框塔筒門洞焊點極限與疲勞強度分析中的應用。

一般地，鋼塔筒門框式門洞為門框（鍛壓件或鋼板卷制件）、筒壁（軋制鋼板）等組焊而成的復雜結構，焊縫區(qū)域及細節(jié)對筒壁應力有很大影響，因此需要建立帶焊縫細節(jié)的有限元計算模型對筒壁進行應力計算及強度評估。而計算模型中包含焊縫細節(jié)，往往費時費力甚至不易實現，嚴重影響計算模型建立、計算分析、結構設計等效率。本文采用有限元分析軟件ANSYS，結合鋼塔筒門框式門洞筒壁應力的計算要求，建立有限元模型進行筒壁應力計算，比較不同計算方法的筒壁應力，提出一種簡便可行的計算方法。

1" " 應力計算與分析

1.1" " 結構與參數

針對某機型鋼塔筒門框式門洞筒壁進行應力計算分析。如圖2所示，該門洞上下兩端為對稱橢圓，結構參數如下：

1）塔筒：外直徑D_t、壁厚t；

2）門洞：長度D_l、寬度D_w、平行段長度D_p；

3）門框：厚度F_t、沿塔筒徑向高度F_w、門框上端或下端伸出塔筒外壁的高度（外伸量）F_o；

4）門框與門洞筒壁之間為帶鈍邊K形焊縫，取焊腳寬度W_l=20 mm。

門框、塔筒筒壁材料牌號均為S355，彈性模量E=2.1×10⁵ MPa、泊松比ν=0.3、密度ρ=7.83×10^-9 t/mm³。

1.2" " 有限元計算模型

采用圖3所示熱點應力（hot spot stress）法[9]來建立鋼塔筒門框式門洞筒壁的應力計算有限元模型。一般地，鋼塔筒門框式門洞的筒壁厚t比門框厚度Ft小，因此熱點（焊縫焊趾）應力由筒壁上距熱點一定位置（參考點）的應力插值得到。

圖4為建立的有限元模型。主要內容為：采用SOLID186單元進行六面體網格劃分以保證計算精度；對門框及附近區(qū)域采用映射網格劃分以便于數據提??；門框及附近區(qū)域網格細化、其余區(qū)域網格粗化，粗、細網格區(qū)域之間采用CONTA174及TARGE170單元進行連接，以提高計算效率；采用CONTA174及TARGE170單元在模型底部（塔筒底法蘭底面）、模型上部（對應帶門洞塔筒段的上法蘭頂面）之間建立加載點（加載點位于模型底部中心），用于施加所受載荷；采用ANSYS軟件的參數化設計語言（APDL）進行幾何建模、網格劃分、加載求解、數據提取等，便于快速實現不同設計方案、不同方式等的建模與計算分析；門框附近筒壁上與門框弧線垂直方向的單元大小不超過1.0t，適合將參考點1、參考點2分別選擇在0.4t、1.0t等。

分析用各計算方法如表1所示。表中方法1為當前行業(yè)廣泛使用、模型帶焊縫細節(jié)的熱點應力法，建模與計算復雜度較高；其余建模與計算方法則不帶焊縫細節(jié)，利于模型建立與計算分析，其中方法4為消除焊趾影響采用的近似方法。

模型的約束、載荷等施加參照圖4進行：在模型底部施加全約束；在加載點上施加沿坐標系方向的塔底載荷Fx、Fy、Fz、Mx、My、Mz等。

1.3" " 應力集中系數分析

2" " 一般性分析

上述計算分析中，門洞筒壁的焊腳寬度為Wl=20 mm。為了驗證方法3替代方法1的可行性，針對更大范圍的焊腳寬度情況進行了計算分析與對比。

鋼塔筒門框式門洞處的筒壁與門框間焊縫坡口形式如圖6所示，坡口角度β、間隙b、鈍邊c的要求范圍為：30°≤β≤50°，0 mm≤b≤4 mm，4 mm≤c≤10 mm[11]。

隨機型、風資源、塔架高度的不同，風電機組鋼塔筒門框式門洞筒壁的典型厚度為20 mm≤t≤70 mm。

因此，鋼塔筒門框式門洞處門框-筒壁間焊腳寬度Wl如表3所示。

針對典型筒壁厚度t、焊腳寬度Wl的門洞筒壁，采用方法1、方法3計算的應力集中系數如表4所示。表中所用結構參數如塔筒外直徑、門洞尺寸、門框尺寸等，與1.1節(jié)描述相同；另外，計算施加的載荷My、約束方式等，也與前文描述相同。

從表4可以看出，采用方法3計算的應力集中系數與方法1計算的應力集中系數非常接近。兩種方法的應力集中系數大部分偏差在3%內，極個別的偏差在5%內；另外，實際應用項目的焊腳寬度Wl約20 mm，結合表4的計算結果可知，實際應用項目采用方法1、方法3計算的應力集中系數會更加符合要求。

3" " 應用案例

本文選擇一些實際應用項目的門框式門洞設計方案（含筒壁外直徑、筒壁厚度、門框尺寸、門洞尺寸、塔架極限載荷等），分別采用方法1、方法3進行了極限應力計算，相關結果如表5所示。表中的設計參數，只列出了塔筒壁厚、門框尺寸等，略去了塔筒直徑、門框尺寸。

4" " 結論

鋼塔筒門框式門洞的筒壁應力計算模型可不含焊縫細節(jié)，用距離焊根0.4t、1.0t等參考點的應力，插值到焊根位置得到應力集中系數、極限應力；另外，該方法也適用于基于應力法的疲勞壽命、疲勞損傷等計算與評估。該方法不含焊縫細節(jié)，建模與計算以及結構優(yōu)化等都相對便捷、高效。

門框式門洞處筒壁的應力過大，會降低門框式門洞處筒壁的極限承載能力、抗疲勞能力，高效地實現門框式門洞筒壁應力的合理計算與評估，有助于結構方案的合理化、輕量化、降成本等設計。

門框式門洞作為鋼塔筒的關鍵部位，為提高該部位的極限承載能力、抗疲勞承載能力，實現精細化設計等，當前行業(yè)里對門框式門洞的筒壁采取了局部加厚、基于全扇區(qū)風玫瑰載荷評估等多種方式。但本文描述的計算方法，仍然可在這些設計與評估方法中進行應用。

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收稿日期：2023-03-29

作者簡介：馬武福（1970—），男，四川資陽人，高級工程師，研究方向：風電機組結構設計及仿真分析。

通信作者：萬雄斌（1994—），男，甘肅莊浪人，助理工程師，研究方向：風電塔架結構設計及仿真分析。