黃冬平

同濟(jì)大學(xué)建筑設(shè)計研究院（集團(tuán)）有限公司 上海200092

引言

風(fēng)能作為一種清潔和可再生能源被廣泛接受，憑借著其建設(shè)周期短、環(huán)境要求低、儲量豐富、利用率較高等特點(diǎn)在世界各國得到了持續(xù)快速的發(fā)展［1］。而近年來我國的風(fēng)力發(fā)電裝機(jī)容量逐年提高，對風(fēng)力發(fā)電機(jī)塔體的高度和性能也提出了更高的要求［2］。出于避免結(jié)構(gòu)破壞或?qū)F(xiàn)有塔架以更高功率風(fēng)機(jī)重新發(fā)電的考慮，需要對風(fēng)電塔進(jìn)行加固改造［3］?，F(xiàn)有的研究中，對風(fēng)電塔基礎(chǔ)的加固方法研究較多［4-7］，李麗霞等［4］采用增大截面法，Chen 等［5］采用環(huán)向預(yù)應(yīng)力加固方法，辛宏偉［6］采用高強(qiáng)混凝土環(huán)梁等方法研究了風(fēng)電塔基礎(chǔ)的加固過程。而對于風(fēng)機(jī)塔體，加固方法的研究則相對較少。李永亮等［8］設(shè)計抱箍與塔筒通過三排螺栓連接，對塔筒施加環(huán)向預(yù)應(yīng)力進(jìn)行加固。Dimopoulos 等［9，10］，Stavridou 等［11］通過為塔筒加設(shè)加勁肋，進(jìn)而對薄壁塔體進(jìn)行加固，這種加固方式減少了鋼管塔的局部屈曲，提高了鋼管塔的屈曲強(qiáng)度。Hu 等［12］設(shè)計通過內(nèi)部加強(qiáng)環(huán)為單管式風(fēng)電塔提供加固。以上的風(fēng)電塔體加固研究，未能提供對風(fēng)電塔的法蘭連接這一薄弱環(huán)節(jié)進(jìn)行加固的方法。而在某些工況下（如低溫狀況），法蘭因金相組織等因素，存在破壞的危險?；诖?，本文提出了一種法蘭連接的加固設(shè)計，該設(shè)計采用高強(qiáng)度拉鉚釘連接法蘭處上下兩側(cè)塔筒筒壁與附加節(jié)點(diǎn)板，并以鋼粘膠增大節(jié)點(diǎn)板與塔筒間的摩擦系數(shù)。經(jīng)過有限元分析，得出該加固結(jié)構(gòu)起到了代替法蘭傳遞塔筒受力的作用，在承受荷載時處于安全狀態(tài)，滿足風(fēng)機(jī)運(yùn)行的要求。

1 工程概況

某風(fēng)電場塔筒連接法蘭由于金相組織問題，鐵素體組織中有呈現(xiàn)不規(guī)則的塊狀鐵素體出現(xiàn)，呈現(xiàn)個別針狀組織區(qū)，在低溫環(huán)境下，法蘭板有發(fā)生脆性破壞的風(fēng)險。因此采用高強(qiáng)度拉鉚釘連接塔筒壁與塔筒外的附加節(jié)點(diǎn)板，使節(jié)點(diǎn)板直接傳遞塔筒拉力，形成額外的受力體系，以減小筒壁與鍛造法蘭脖頸處的應(yīng)力集中效應(yīng)，避免塔筒發(fā)生脆性破壞。

加固法蘭由筒節(jié)板、節(jié)點(diǎn)板、M24 拉鉚釘組成，如圖1 所示。其中塔筒外壁打磨后用粘鋼膠與節(jié)點(diǎn)粘貼，外部節(jié)點(diǎn)板分為24 等分，之間相距6mm。其受力形式為高強(qiáng)螺栓摩擦型連接，以外剪力達(dá)到板件接觸面間由螺栓軸力所提供的可能最大摩擦力作為極限狀態(tài)進(jìn)行抗剪設(shè)計，保證連接在整個使用期間內(nèi)，外剪力不超過最大摩擦力，節(jié)點(diǎn)板與塔筒之間不會發(fā)生相對滑移。

圖1 法蘭加固示意Fig.1 Reinforcement structure of flange

2 加固結(jié)構(gòu)設(shè)計

該風(fēng)機(jī)塔筒高86.45m，材料為Q345 鋼。經(jīng)過計算，中下法蘭（標(biāo)高21.04m）安全儲備較低，且荷載較其他法蘭更大，因此以該法蘭為例進(jìn)行加固設(shè)計。中下法蘭處考慮安全系數(shù)1.35 后的靜力極限荷載與等效疲勞荷載如表1 所示。其中，x方向為風(fēng)機(jī)垂直風(fēng)向平行于水平線的方向，y方向為順風(fēng)向，z方向為豎直方向。

表1 法蘭處的靜力極限荷載和等效疲勞荷載Tab.1 Static ultimate load and equivalent fatigue load at flange

該層法蘭處塔筒外徑為4387mm，上側(cè)塔筒厚25mm，下側(cè)塔筒厚26mm，法蘭板厚120mm。經(jīng)過設(shè)計計算，節(jié)點(diǎn)板厚24mm，采用Q345 鋼材，加固結(jié)構(gòu)豎向每側(cè)塔筒各5 層拉鉚釘，上下側(cè)塔筒共10 層拉鉚釘，每層環(huán)向為144 個拉鉚釘，鉚釘類型為10.9S級LMDSM-T24 環(huán)槽鉚釘，拉鉚釘孔孔徑25.5mm。為了施工方便以及保證節(jié)點(diǎn)板與塔筒接觸良好，節(jié)點(diǎn)板沿環(huán)向共分為24片，之間相距6mm。參考圖2 對加固結(jié)構(gòu)進(jìn)行靜力極限強(qiáng)度與疲勞強(qiáng)度驗算。

圖2 強(qiáng)度計算示意Fig.2 Schematic diagram of strength calculation

對于靜力極限強(qiáng)度，參考《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50017—2017）關(guān)于摩擦型高強(qiáng)螺栓受拉節(jié)點(diǎn)計算。取每列螺栓對應(yīng)的單片模型，偏保守不考慮重力的有利影響，則作用在相應(yīng)筒壁寬度內(nèi)的拉應(yīng)力為：σ=M/W=215MPa，對應(yīng)的拉力為：F=σtc=514kN，對于單列拉鉚釘抗剪：對于塔筒筒壁凈截面抗拉：σ=F（1 -0.5n1/n）/An1=263.8MPa≤0.7fu=329MPa，對于節(jié)點(diǎn)板凈截面抗拉：σ=F（1 -0.5n1/n）/An2=274.7MPa≤0.7fu=329MPa。

對于疲勞強(qiáng)度校核，參考Eurocode 3：Design of steel structures.Part 1-9：Fatigue（DIN EN 993-1-9），對于有預(yù)拉力的單剪螺栓節(jié)點(diǎn)的疲勞等級為90，應(yīng)力取毛截面的應(yīng)力。

對于塔筒筒壁疲勞應(yīng)力：Δσ=ΔMy/W1=37.1MPa≤［σ］=46MPa，對于節(jié)點(diǎn)板疲勞應(yīng)力：Δσ=ΔMy/W2=39.1MPa≤［σ］=46MPa。經(jīng)過靜力強(qiáng)度校核和疲勞強(qiáng)度校核，該設(shè)計滿足安全要求。

3 節(jié)點(diǎn)板與塔筒抗滑移系數(shù)測定試驗

3.1 試件設(shè)計

根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50017—2017）第11.4.2 條要求，對10.9S 級短尾拉鉚釘連接的加固結(jié)構(gòu)進(jìn)行雙摩擦面初始抗滑移試驗，以測定其抗滑移系數(shù)。試件設(shè)計如圖3 所示，試件厚度經(jīng)過設(shè)計以使摩擦面的滑移較節(jié)點(diǎn)板的破壞提前發(fā)生，拉鉚釘孔依據(jù)《環(huán)槽鉚釘連接副技術(shù)條件》（GB/T 36993—2018）取值26mm。鉚釘采用10.9S級LMDSM-T24環(huán)槽鉚釘，預(yù)拉力為256.9kN，與實際加固情況相同，鋼板采用Q345 鋼。

圖3 試件設(shè)計Fig.3 Specimen design

本工程為處理項目，塔筒外壁涂有油漆，需打磨處理，節(jié)點(diǎn)板為新制作板件，可噴砂處理。試驗試件表面模擬了現(xiàn)場實際施工情況進(jìn)行處理。同時，作為對比，摩擦面分為噴底漆和噴砂后表面不經(jīng)任何處理、噴底漆和噴砂后打磨處理并不涂粘鋼膠，以及噴底漆和噴砂后打磨處理并涂卡本粘鋼膠3 組情況進(jìn)行試驗。每組進(jìn)行3 次試驗，其中涂料的老化、耐中性鹽霧等技術(shù)指標(biāo)，打磨和涂膠操作均符合相應(yīng)的技術(shù)要求。

3.2 試驗結(jié)果

采用SHT5106微機(jī)控制電液伺服萬能試驗機(jī)進(jìn)行試驗，保證軸線與試驗機(jī)夾具中心嚴(yán)格對中，直線地施加載荷。以10mm/min 的速度平穩(wěn)加載進(jìn)行拉伸實驗，拉伸直至試件摩擦面發(fā)生滑移，并記錄試驗機(jī)此時的荷載示數(shù)，之后加載至破壞。其中組別A的處理方法是對內(nèi)板按塔筒涂裝要求做涂層，對外板噴砂。組別B 除A 組的處理外，還對接觸面進(jìn)行打磨處理。組別C除B組的處理外，還對接觸面涂卡本粘鋼膠。3組試驗測得的滑移荷載和計算得到的抗滑移系數(shù)如表2 所示。

表2 測得的滑移荷載及抗滑移系數(shù)Tab.2 Measured slip loads and anti-slip coefficients

由試驗測得的對接觸面進(jìn)行打磨和涂卡本粘鋼膠處理后，接觸面的抗滑移系數(shù)為0.501，大于設(shè)計計算中所取的值0.45，因此，在對加固結(jié)構(gòu)的接觸面進(jìn)行打磨和涂粘鋼膠處理后，設(shè)計計算中關(guān)于抗滑移系數(shù)的取值是安全的。在有限元分析中，仍將抗滑移系數(shù)偏保守地考慮為0.45進(jìn)行分析。

4 有限元分析

為詳細(xì)分析節(jié)點(diǎn)板加固法蘭在承受極限荷載時的受力和變形特征，采用了通用有限元軟件ANSYS Mechanical進(jìn)行有限元分析。

4.1 模型設(shè)置和參數(shù)選取

考慮計算成本，根據(jù)結(jié)構(gòu)和荷載的對稱關(guān)系，選取半結(jié)構(gòu)建立法蘭的1/2 實體模型。耦合法蘭筒壁上端面全部自由度并施加荷載，施加靜力極限載荷剪力Fxy、軸力Fz、彎矩Mxy的一半作為分析用荷載。筒壁的下端面固結(jié)，在結(jié)構(gòu)的中面上添加對稱邊界。荷載大小如表3 所示。由于扭矩引起的荷載效應(yīng)很小，為節(jié)約計算成本，模型采用半結(jié)構(gòu)，未施加扭矩。

表3 施加在半結(jié)構(gòu)有限元模型上的荷載Tab.3 Loads applied to semi-structure finite element models

為了消除上端加載點(diǎn)和下端固結(jié)邊界對法蘭區(qū)域受力的影響，上下法蘭塔筒模型長度各取D/2（法蘭處塔筒半徑），取這樣的長度能夠基本消除荷載和邊界條件對法蘭區(qū)受力的影響。材料本構(gòu)關(guān)系采用理想彈塑性材料模型，采用等向強(qiáng)化理論。法蘭與節(jié)點(diǎn)板Q345 鋼材屈服強(qiáng)度取345MPa，高強(qiáng)螺栓與M24 拉鉚釘屈服強(qiáng)度取900MPa，彈性模量E 取為206GPa，泊松比取為0.3。

4.2 單元選取和網(wǎng)格劃分

模型中法蘭、塔壁、節(jié)點(diǎn)板、螺帽、拉鉚釘采用ANSYS中SOLID185 實體單元進(jìn)行計算，為6 面體8 節(jié)點(diǎn)單元，網(wǎng)格在塔壁處沿壁厚分為4層，鍛造法蘭中的螺栓采用BEAM188 梁模擬。模型中，接觸面分為三類：螺帽底面和法蘭、塔壁、節(jié)點(diǎn)板接觸區(qū)域；節(jié)點(diǎn)板與筒壁接觸區(qū)域；法蘭對接接觸區(qū)域。分析中接觸單元分別選用Contal174 和Targel170，接觸剛度取默認(rèn)值1，摩擦系數(shù)經(jīng)試驗測定偏保守取為0.45。網(wǎng)格劃分方法以掃略為主，如圖4 所示。

圖4 有限元模型網(wǎng)格Fig.4 Finite element model mesh

4.3 有限元分析結(jié)果

法蘭受力狀態(tài)分為兩個階段，首先是螺栓與拉鉚釘預(yù)緊，全部預(yù)緊后承受上部荷載作用。有限元分析中，第一個分析步在螺栓與拉鉚釘上施加預(yù)緊力；第二個分析步將施加預(yù)緊力改為保持當(dāng)前長度，即螺栓與拉鉚釘保持上一個分析步得到的長度，之后施加上部荷載作用。對原結(jié)構(gòu)、加固結(jié)構(gòu)（法蘭未破壞）、加固結(jié)構(gòu)（法蘭已破壞）三種情況進(jìn)行了有限元分析。

1.原結(jié)構(gòu)有限元分析

對法蘭未發(fā)生破壞時的原結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元分析，如圖5 所示。塔筒整體von Mises應(yīng)力（后文簡稱“應(yīng)力”）的最大值達(dá)到屈服強(qiáng)度345MPa。最大塑性應(yīng)變發(fā)生在塔體受拉側(cè)的法蘭板處，最大值為55.8με。德國勞埃德（GL）認(rèn)證規(guī)范規(guī)定，靜力極限荷載工況下結(jié)構(gòu)用應(yīng)力或最大剪應(yīng)力做評價指標(biāo)，允許結(jié)構(gòu)局部達(dá)到屈服應(yīng)力，但必須滿足該區(qū)域的塑性應(yīng)變值小于0.01 的限值，原結(jié)構(gòu)此時最大塑性應(yīng)變小于該限值。法蘭螺栓應(yīng)力最大值為756.792MPa，未達(dá)到屈服強(qiáng)度900MPa。

圖5 原結(jié)構(gòu)有限元分析Fig.5 Finite element analysis of the original structure

2.加固結(jié)構(gòu)（法蘭未破壞）有限元分析

對采用拉鉚釘連接節(jié)點(diǎn)板加固后的結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元分析，假定此時原法蘭板與高強(qiáng)螺栓處于未破壞的狀態(tài)，有限元分析結(jié)果如圖6 所示。塔筒整體應(yīng)力最大值為345MPa。最大塑性應(yīng)變發(fā)生在塔筒壁受壓側(cè)的最上排拉鉚釘孔處，最大值為843με，小于0.01 的塑性應(yīng)變限值，法蘭板與節(jié)點(diǎn)板的塑性應(yīng)變均為0。法蘭螺栓應(yīng)力最大值為538.427MPa，拉鉚釘應(yīng)力最大值為371.966MPa，均未達(dá)到屈服強(qiáng)度900MPa。法蘭板、節(jié)點(diǎn)板處的接觸單元狀態(tài)大多數(shù)處于“接觸并具有一定相對滑動”以上，且在螺栓和拉鉚釘緊固處附近基本為“接觸并接觸劇烈”狀態(tài)，結(jié)構(gòu)整體接觸狀態(tài)良好。

圖6 加固結(jié)構(gòu)（法蘭未破壞）有限元分析Fig.6 Finite element analysis of reinforced structure（flange is not damaged）

3.加固結(jié)構(gòu)（法蘭已破壞）有限元分析

對采用拉鉚釘連接節(jié)點(diǎn)板加固后的結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元分析。假定此時原法蘭的高強(qiáng)螺栓已經(jīng)破壞，無法承受荷載，在有限元分析中不考慮相應(yīng)單元，有限元分析結(jié)果如圖7 所示。塔筒整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力最大值為345MPa。最大塑性應(yīng)變發(fā)生在塔筒壁受壓側(cè)的最下排拉鉚釘孔處，最大值為1758με。節(jié)點(diǎn)板的最大應(yīng)力達(dá)到345MPa，最大塑性應(yīng)變?yōu)?99με，兩者均小于0.01 的塑性應(yīng)變限值，法蘭板塑性應(yīng)變?yōu)?。拉鉚釘應(yīng)力最大值為726.262MPa，未達(dá)到屈服強(qiáng)度900MPa。節(jié)點(diǎn)板處的接觸單元狀態(tài)大多數(shù)處于“接觸并具有一定相對滑動”以上，且在拉鉚釘緊固處附近基本為“接觸并接觸劇烈”狀態(tài)，結(jié)構(gòu)整體接觸狀態(tài)良好。

圖7 加固結(jié)構(gòu)（法蘭已破壞）有限元分析Fig.7 Finite element analysis of reinforced structure（flange is damaged）

圖8 為三種情況下半結(jié)構(gòu)的彎矩與結(jié)構(gòu)整體轉(zhuǎn)角變形曲線。圖中顯示，原結(jié)構(gòu)加載時整體基本處于彈性階段。法蘭未破壞狀況下的加固結(jié)構(gòu)則進(jìn)入了塑性階段，但總體剛度強(qiáng)于原結(jié)構(gòu)，靜力極限荷載作用下最大位移為原結(jié)構(gòu)的88.5%。而法蘭已破壞狀況下的加固結(jié)構(gòu)由于不考慮鍛造法蘭螺栓提供的剛度，進(jìn)入塑性的程度較前兩者大，剛度較前兩者小，靜力極限荷載作用下最大位移為原結(jié)構(gòu)的173.1%。但考慮到真實破壞發(fā)生時很難遇到每個法蘭螺栓均完全失效的狀態(tài)，因此，這一層法蘭的局部剛度是可以接受的。

圖8 彎矩-轉(zhuǎn)角曲線Fig.8 Bending moment-rotation curve

綜合考慮上述有限元計算結(jié)果，可以看出加固結(jié)構(gòu)在塔筒上布置的拉鉚釘孔削弱了截面，而在法蘭處補(bǔ)強(qiáng)了截面，這也與設(shè)計目標(biāo)“法蘭板處螺栓的失效后的加固”相符合。對于法蘭未破壞的加固結(jié)構(gòu)，其強(qiáng)度計算結(jié)果符合要求，剛度較原結(jié)構(gòu)更大。而法蘭螺栓完全破壞的情況下，加固結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度計算仍是符合要求的，剛度較原結(jié)構(gòu)低。考慮到真實破壞發(fā)生時每個法蘭螺栓均完全失效的可能性較小，加固結(jié)構(gòu)在承受靜力極限荷載時，強(qiáng)度和剛度計算結(jié)果都是滿足要求的，起到了形成額外受力體系的作用。

5 結(jié)語

針對風(fēng)力發(fā)電塔法蘭因金相組織問題存在破壞危險的情況，本文提出了一種采用高強(qiáng)度拉鉚釘連接上下兩側(cè)塔筒筒壁與附加節(jié)點(diǎn)板作為額外受力體系的加固結(jié)構(gòu)。通過試驗測定了該結(jié)構(gòu)形式下節(jié)點(diǎn)板與塔筒壁的抗滑移系數(shù)，作為設(shè)計計算的參考。對設(shè)計的加固結(jié)構(gòu)進(jìn)行了靜力極限強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度驗算。通過有限元軟件計算了靜力極限荷載作用時，原法蘭螺栓未破壞與已破壞時的加固結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度與剛度，以及與原結(jié)構(gòu)的對比。經(jīng)以上分析，得出加固結(jié)構(gòu)起到了代替法蘭傳遞塔筒受力的作用，在承受極限荷載與疲勞荷載時結(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài)，滿足風(fēng)機(jī)運(yùn)行的要求。