海上风电升压站平台设计及有限元计算分析

徐志伟

（扬州浩辰电力设计有限公司，江苏 扬州 225000）

0 引言

近年来，我国海上风电产业得到了快速发展。海上风电以其资源丰富、不占用土地、发电利用小时数高等特点，成为推动风电技术进步、促进能源结构调整的重要发展方向。海上风电升压站是海上风机与电网连接的关键设施，风电经升压站汇集升压后，由海缆输送至陆地电网，其技术水平决定了我国海上风电的发展速度，也影响着我国碳减排目标的实现[1]。

目前，已有设计单位开展海上风电升压站的设计和研究工作[2-3]。本文根据某海上风电升压站所处的海洋环境工况，对海上风电升压站平台进行了结构设计，并对平台结构进行数值模拟[3-10]，为海上风电升压站平台结构的优化设计与应用提供依据。

1 工程概况及运行环境介绍

某海上风电升压站工程项目规划建设面积约58 km2，规划装机容量为201MW，布置67台风机，单机容量3MW，平均距陆地约14 km。海上设升压站1座，升压站主变压器选用2台容量为110MVA的三相双绕组有载调压变压器，配置2套126 kV GIS，采用线变组接线，经双回110 kV海底电缆与陆上升压站连接。

海上风电升压站运行环境十分恶劣，常年受大风、海浪和洋流的影响，还面临着台风、地震和巨浪等极端条件的威胁，这些都对海上升压站的建造和运行带来了巨大风险[11-12]。该海上升压站所在区域风参数如表1所示。

表1 风参数Tab.1 Parameters of the wind

2 海上风电升压站平台设计

根据海上风电升压站的功能需求，该升压站上部平台采用钢制桁架结构，设备安装部分设计为四层甲板，分别是底层甲板、底部甲板、中间甲板和顶部甲板，如图1所示。底层甲板层高3m，布置2台主变压器的事故油箱，并作为中、高压电缆敷设层。一层甲板和二层甲板为全封闭结构，底层甲板和顶部甲板均为敞开式结构。

图1 海上风电升压站上部平台设计示意图Fig.1 Diagram of offshore wind power booster station platform design

2.1 底部甲板

底部甲板布置主变压器、GIS、备用发电机、站用变压器、接地变压器、低压配电柜、中性点设备室等[13-14]，设计层高5m，尺寸为31m×34m，其中主变室层高10m，布置主变压器、各电压等级配电装置和应急发电机组，如图2所示。底部甲板主要布置电气一次设备，设计时需综合考虑设备间的电气连接、安全距离和散热等因素。

图2 底部甲板设计Fig.2 Design of bottom deck

2.2 中间甲板

中间甲板布置主变压器、二次设备、休息间、会议室、空调机房、消防设施、仓库等，设计层高5m，尺寸为31m×34m，如图3所示。中间甲板的主变压器室上部留空设计，与底部甲板形成一体，方便主变压器安装与检修；办公区和生活区均设置通道，并在通道尽头设置户外楼梯。

图3 中间甲板设计Fig.3 Design of middle deck

2.3 顶部甲板

顶部甲板设计时，需综合考虑海工吊机、停机坪、变压器检修孔、避雷设施的布置位置，并设计警示灯光，如图4所示。顶部甲板尺寸初步设计为31m×34m，停机坪尺寸为22.7m×17.3m。

图4 顶部甲板设计Fig.4 Design of top deck

3 有限元建模分析

3.1 有限元建模

根据海上风电升压站钢结构的设计参数，将该升压站上、中、下三层钢结构整体建模，包括上、中、下三层结构的甲板、主梁、次梁、边梁、主立柱、次立柱、斜柱等，如图5所示。甲板采用Shell63单元，主梁、次梁、边梁采用Beam188单元，主立柱、次立柱、斜柱采用Pipe59单元。

图5 有限元模型Fig.5 Finite element model

3.1.1 材料性能

由于海上风电升压站基础以钢结构作为支承，因此对整机质量有着严格的限制。为减轻海上风电平台整体质量，同时综合考虑钢结构的使用要求[15-16]，钢的性能参数如表2所示。

表2 钢的性能参数Tab.2 Performance parameters of steel

3.1.2 荷载条件

3.1.2.1 永久荷载

海上风电升压站永久荷载主要包括电气设备、辅助设备、结构件以及附属构件的质量，在计算时需考虑一定的裕度系数，如表3所示。

表3 海上风电升压站平台主要设备质量Tab.3 Main equipments quality of offshore wind power booster station platform t

3.1.2.2 活荷载

海上风电升压站活荷载主要包括人引起的荷载、设备运行和检修荷载、雨雪冰雹荷载等，设计时需针对不同的功能区域进行荷载取值，具体取值如表4所示。

表4 活荷载取值Tab.4 Live load value kN/m2

3.1.2.3 风荷载

风荷载按式（1）进行计算[17]。

式中：F—风荷载；

V—持续风速；

CS—形状系数，根据海上风电升压站平台的结构确定不同受力区域的形状系数；

A—投影面积。

3.1.2.4 直升机平台为提高直升机起降平台的适应性，本文按C级直升机临时起降平台设计，只考虑直升机的静荷载，保证直升机停后不陷入和失稳。直升机尺寸8m×8m（机翼长度），重160 kN，轮胎接触压力取内压力0.7MPa，按主起落架50%承重，尾轮20%承重，整体富裕承重20%，故C级直升机作用在轮胎上的最大荷载为80 kN。将轮胎荷载简化成圆形均布荷载，计算当量圆的直径为0.381m，即轮胎对地作用当量圆直径为0.381m，在有限元分析中将直升机荷载简化为作用在0.4m×0.4m的面荷载。

3.1.2.5 荷载组合

计算时，采用的荷载组合系数如表5所示。

表5 荷载组合系数Tab.5 Load combination factor

3.1.3 边界条件

升压站模型位移边界条件：约束底部4个钢管架的3个方向的位移。为了适应海上风电升压站钢结构的计算，冲剪计算中若钢管连接部分发生冲剪破坏，当钢管夹角为90°时，冲剪承载力F2为：

式中：d1—管径较小的钢管外径；

t1—壁厚；

f—抗剪强度。

当钢管夹角小于90°时，钢管连接部分的相贯线为马鞍线，此时冲剪承载力计算公式为[18]：

式中：θ—钢管夹角。

3.2 有限元分析结果

3.2.1 钢结构应力分析

利用ANSYS有限元软件对不同荷载组合下海上风电升压站结构进行计算分析，计算结果表明极限工况下的应力较大，如图6所示。由图6可以看出，最大应力发生在基础钢结构与底部甲板连接处，应力值为165MPa，小于钢材的屈服强度355MPa，满足使用要求。

图6 有限元分析结果Fig.6 Analysis results of finite element

3.2.2 疲劳分析

基于S-N曲线的线性疲劳损伤理论开展海上风电升压站平台钢结构疲劳分析。

其中，Δσ为循环应力；m为S-N曲线斜率；lgaˉ为S-N曲线对对数N轴的截距；N为钢结构在断裂损伤时抵抗循环应力Δσ作用时的次数，N的影响因素包括钢结构设计、焊接质量、应力大小等。

本文采用DNV规范推荐的S-N曲线，该曲线包括不同影响因素下的S-N曲线簇[19]。根据该海域环境条件，计算出海上风电升压站结构运行工况下的第一主应力，得到最大应力在导管架与升压站平台连接环形焊缝边缘，单元长度约48mm，取单元的平均应力值为137MPa，根据公式（4）计算得到循环次数为4.53×107次，满足API规范中对疲劳寿命的要求[7]。

图7 DNV规范钢结构S-N曲线簇Fig.7 Steel structure curve cluster based on DNV standard

4 结语

根据海上风电升压站的功能需求，在考虑设备布置紧凑性的基础上，设计了海上风电升压站平台钢结构；采用ANSYS有限元软件对不同荷载组合条件下的海上风电升压站平台钢结构进行分析模拟，结果表明，该海上风电升压站结构应力满足要求。考虑到极限工况下海上风电升压站的基础钢结构与底部甲板连接处的应力集中情况，建议通过增加相互接触面积和焊接肋板来改善局部应力，并辅以疲劳强度分析进一步优化局部薄弱结果。