Turmkopfflansch Zwischenring Aussenring mit Verzahnung - GL Group

Zusammenfassung
BAUTEILE IM VERBUND MODELLIEREN – PFLICHT ODER KÜR ?
Dalhoff, P. , Frese, T. , Wacker, G.
Germanischer Lloyd, Hamburg
Leichtbau gewinnt mit zunehmender Anlagenleistung von Windenergieanlagen (WEA) immer mehr an Bedeutung,
um ein exponentielles Ansteigen von Gewicht und Kosten zu vermeiden. Gleichzeitig muss die Sicherheit
und strukturelle Integrität der WEA gewährleistet sein. Um Leichtbau und Sicherheit zu gewährleisten, sind verfeinerte
Nachweisverfahren notwendig. Die mit dem Leichtbau einhergehenden dünnwandigen Strukturen bewirken
nicht nur eine Gewichtsreduzierung und höhere Materialauslastung, sondern auch eine erhöhte Nachgiebigkeit
– die Bauteile werden „weicher“.
Am Beispiel des Windrichtungsnachführungslagers (WRNF-Lager) wird erläutert, wie wichtig die Miteinbeziehung
der angrenzenden Bauteile ist, um sowohl die Beanspruchung des Lagers selbst als auch die der Verbindungselemente
und der Anschlusskonstruktion zu erfassen. Die Auswirkungen von Konstruktionsänderungen im Bereich
der Anschlusskonstruktion auf Beanspruchung und Lebensdauer werden anhand von Ergebnissen aus
FEM- Analysen diskutiert.
1. Einleitung
Lager haben die Aufgabe, zwei Bauteile drehbar
miteinander zu verbinden. Insgesamt sind somit drei
Bauteile – das Lager und die beiden anschließenden
Bauteile – miteinander verbunden, die sich gegenseitig
beeinflussen.
Oft bildet das Lager genau die Schnittstelle zwischen
zwei Baugruppen, z.B. Rotorblatt zu Maschinenhaus
oder Maschinenhaus zu Turm. Hier kann sich folgendes
„Schnittstellenproblem“ ergeben, dass am
Beispiel des WRNF-Lagers erläutert sei:
Der Lagerhersteller dimensioniert das Lager entsprechend
der in der Spezifikation des WEA- Herstellers
angegebenen Lasten. Weiterhin geht der
Lagerhersteller von einer steifen Anschlusskonstruktion
aus, da in der Spezifikation i.d.R. hierüber keine
Angaben gemacht werden.
Der Turmbauer dimensioniert den Turmkopfflansch
ebenfalls gemäß spezifizierten Lasten. Dabei werden
Bemessungsverfahren verwendet, welche für symmetrische
L-Flansche gelten [1,2,3,4], jedoch nicht
die Besonderheiten des WRNF-Lagers berücksichtigen.
Der Maschinenbauer führt i.d.R. die Maschinenhausstruktur
im Bereich oberhalb des WRNF-Lagers
ausreichend steif aus und sieht somit seine Pflichten
als erfüllt an.
Da keine der drei Disziplinen die drei Bauteile im
Verbund betrachtet, ist eine konstruktiv unzureichende
Lösung schwer zu erkennen. Die Notwendigkeit
zur Verbundbetrachtung wird im Folgenden am Beispiel
der Windrichtungsnachführung erläutert.
2. Windrichtungsnachführungslager
WRNF-Lager können grundsätzlich als Gleitlager
oder als Wälzlager ausgebildet sein. Bei einem
Gleitlager wird das Reibmoment der Gleitbeläge
gleichzeitig als Schleifbremse genutzt, um die aerodynamischen
Giermomente (teilweise) von der Drehkranzverzahnung
fernzuhalten.
Bei Wälzlagern wird unterschieden zwischen Rollenlagern
und Kugellagern (Kugeldrehverbindung).
Für den Einsatz in WEA werden i.d.R. ein- oder
doppelreihige Kugeldrehverbindungen verwendet.
2.1 Beispiel einreihige Kugeldrehverbindung
Diese zum Übertragen großer Biegemomente geeignete
Lager haben ihren Kontaktwinkel lastabhängig
in einem Bereich von ca. 45 Grad bis ca. 60 Grad, s.
Abbildung 1.
Z
t
t M
F c
Innenring
Schrauben
Aussenring mit Verzahnung
Zwischenring
Turmkopfflansch
Grundplatte
Maschinenrahmen
Radius Laufbahn
Radius Turmmantelblech
Abbildung 1: Skizze Turmkopflager mit Anschlusskonstruktion
Wirkt ein äußeres Biegemoment, so ist im Lager
zwischen der „gedrückten Seite“ und der „gezogenen
Seite“ hinsichtlich der Wirkrichtung der Kugelkontaktkraft
zu unterscheiden. Die Kontaktlinien
zwischen Zug- und Druckseite sind dabei um ca. 90
Grad versetzt.
Die Kontaktkraft FC bildet ein Krempelmoment, welches
versucht, den Lagerring in seiner Umfangsrichtung
zu tordieren oder „umzukrempeln“.

Um den Einfluss der konstruktiven Ausbildung der
Anschlusskonstruktion zu zeigen, werden verschiedene
Konstruktionsvarianten betrachtet.
2.2 Untersuchte Konstruktionsvarianten
Es werden vier Varianten a bis d untersucht, wobei
Variante a als Ursprungsvariante angesehen wird.
Bei Variante b wurde anstelle des Innenflansches ein
Außenflansch verwendet. Damit ist es möglich die
Durchmesser von Kugellaufbahn und Turmmantelblech
in Flucht zu bringen. Dies entspricht den Anforderungen
der Lagerhersteller, da hier der günstigste
Kraftfluss entsteht.
Die Varianten c und d sind Abwandlungen von a mit
c doppelter Zwischenringdicke tz und d doppelter
Mantelblechdicke tM.
2.3 Verwendetes FEM-Modell
Das FEM – Modell ist als dreidimensionales Modell
unter Verwendung von Volumenelementen (20 Knoten
– Solid) ausgebildet.
Druckstäbe
Balkenspinne M b
Schrauben
Randbedingung: Axial fest
Abbildung 2: FEM-Modell Segmentquerschnitt
In Abbildung 2 ist ein Elementplot im Querschnitt
des Modells dargestellt.
Die Verbindungsschrauben wurden vereinfacht als
Balkenelemente modelliert, wobei die Schraubenvorspannung
mittels Temperaturdehnung aufgebracht
wurde.
Die Lagerkugeln wurden vereinfacht als kreuzweise
unter 45 Grad angeordnete Druckstäbe abgebildet.
Kontaktelemente in den Trennfugen ermöglichen die
Berücksichtigung von Klaffungen.
Vom Turm wurde der Kopfflansch und das Mantelblech
mit einer Höhe von 1 m modelliert. Der untere
Rand des Mantelbleches ist in axialer Richtung fest.
Zwischen Kopfflansch und Lager befindet sich ein
versteifender Zwischenring.
Die Maschinenrahmengrundplatte wurde vereinfachend
als Ring in der Stärke der Grundplatte modelliert.
Die äußeren Lasten werden über eine Balkenspinne
in den maschinenseitigen Ring eingeleitet. Dabei
Y
Z
X
wird vereinfachend für das Beispiel nur das Biegemoment
berücksichtigt.
Der höchst beanspruchte Bereich fällt in den Übergang
vom Mantelblech zum Kopfflansch. Hier wurde
so vernetzt, dass eine Auswertung nach dem Strukturspannungskonzept
möglich ist. Alle anderen Bereiche
wurden grob vernetzt, um dass Gesamtverformungsverhalten
möglichst realitätsnah abzubilden.
Lokale Auswertungen – etwa der Spannungen
im Kugelkontakt – sind nicht zulässig.
3 Berechnungsergebnisse
3.1Verformungen
a) b) c) d)
Abbildung 3: Verformungsplot in Querschnittsdarstellung
für alle Konstruktionsvarianten
Abbildung 3 zeigt die verformte Struktur am höchst
beanspruchten Segment für alle Varianten.
a) Deutlich zu sehen ist das Aufkrempeln des Lageraußenringes.
Am Übergang vom Kopfflansch
zum Mantelblech bildet sich ein „Fließgelenk“
aus, da die Krempelsteifigkeit des Mantelbleches
die nachgiebigste Stelle des Systems darstellt.
An dieser Stelle treten die höchsten
(Struktur-) Spannungen auf.
b) Die lokale Verformung am Übergang Kopfflansch
zu Mantelblech ist hier wesentlich geringer,
da durch die fluchtenden Durchmesser von
Kugellaufbahn und Mantelblech die Exzentrizität
des Kraftangriffes der Kugelkontaktkraft auf ein
Minimum verringert wird.
c) Qualitativ wie a, jedoch etwas geringere Krempelwirkung
d) Qualitativ wie a, ebenfalls etwas geringere
Krempelwirkung
Zwischen Maschinengrundplatte und Lagerinnenring
kommt es aufgrund des exzentrischen Kraftangriffes
bei Extremlast zum einseitigen Aufklaffen der Verbindung.
3.2 Spannungen
Wie in [5] für nicht tabellierte Kerbfälle vorgesehen,
erfolgt die Spannungsermittlung für die nachfolgende
Lebensdauerberechnung auf der Basis lokaler Bezugsspannungen
bzw. der „hot-spot-Spannung“.
Definitionsgemäß nach [5] ist unter lokaler Bezugsspannung
die maximale Hauptspannung im Grundmaterial
unmittelbar an der potenziellen Rissstelle

am Schweißnahtübergang einschließlich der lokalen
Spannungsspitzen aufgrund der geometrischen
Ausbildung des Bauteils, aber ohne die Kerbwirkung
infolge Nahtausbildung und Fehlstellen in Naht und
Grundmaterial zu verstehen. Abbildung 4 zeigt die
Verläufe der lokalen Bezugsspannungen σ1,max entlang
der Turmblechinnenseite für die vier untersuchten
Varianten. Neben den Maximalwerten am
Übergang zur Schweißnaht bei y=0 können die Steigungsverläufe
der einzelnen Kurven als Auswirkungen
der geometrischen Unterschiede zwischen den
Varianten interpretiert werden. Für Variante b zeigt
sich ein annähernd konstant flach ansteigender linearer
Verlauf über das gesamte Intervall, der auf nur
geringe zusätzliche lokale Biegung hindeutet. Der
Schnittpunkt der Kurven a und b liegt etwa bei
y=120mm. Alle Kurven konvergieren für größere
Werte von y gegen die jeweiligen Nennspannungen.
Unter Berücksichtigung der Empfehlungen gemäß [7]
wird der numerische Einfluss der Nahtausbildung
korrigiert. Es ergeben sich die Strukturspannungen
σS durch Extrapolation der lokalen Bezugsspannungen
σ1 bei y1=0.4*t und y2=1*t in den Übergang zur
Schweißnaht. Für die vier Varianten sind die lokalen
Bezugsspannungen, die Strukturspannungen, die
Nennspannungen und die Strukturformzahlen αKS in
Tabelle 1 angegeben. Die mathematischen Definitionen
der Nennspannung und Strukturformzahl sind
gegeben durch:
σ
S,
max
α
KS
= ;
σ
N
250,00
200,00
150,00
1 [Mpa]
100,00
50,00
σ
N
=
M
b
W
;
W =
π
4
d a
⋅
4
− di
32 d a
Variante A
Variante B
Variante C
Variante D
0,00
0,00 5,60 11,20 16,80 22,40 28,00
y [mm]
33,60 39,20 44,80 50,40 56,00
Abbildung 4: Verlauf der maximalen Hauptspannungen
auf der Turminnenseite.
Hätte man im Nachweis nicht im Verbund modelliert
und nur die Nennspannungen betrachtet (a* und b*),
so schneidet Variante b* aufgrund des geringeren
Widerstandsmomentes gegenüber a* schlechter ab.
Bei Modellierung im Verbund zeigt sich jedoch genau
der umgekehrte Trend. Variante b weist aufgrund
des günstigen Kraftflusses nur eine geringe Spannungsüberhöhung
auf, während sich bei a die hohe
Exzentrizität des Kraftangriffes auswirkt.
Variante d zeigt, dass eine Verdoppelung der Turmwanddicke
nur eine Verringerung der Spannungen
um 26 % bringt, da dessen Krempelsteifigkeit immer
noch zu klein ist, um die Verformungen aus dem
exzentrischen Kraftangriff zu verhindern.
Variante c mit Verdoppelung der Dicke des Zwischenflansches
trägt zur Erhöhung der Krempelsteifigkeit
bei, so dass hier die Spannungen gegenüber
a um 30 % absinken.
3.3 Lebensdauer
Für den höchstbeanspruchten Bereich im Übergang
vom Grundmaterial zur Schweißnaht werden die
Lebensdauern unter Anwendung der linearen Schadensakkumulationshypothese
nach Palmgren-Miner
berechnet und die Ergebnisse in Tabelle 1 gegenübergestellt.
σW N i
ΔS i
100
100
1
10
1 10 4 1
1 10 5
1 10 6
10 4 N i
1 10 7
1 10 8
1 10 9
1. 10 9
Abbildung 5: Beanspruchungskollektiv und
Wöhlerlinie nach Eurocode 3.
Dafür wurde das Lastkollektiv derart angenommen,
dass sich für die Variante b bei einer zwanzigjährigen
Betriebszeit und einer Einstufung des Konstruktionsdetails
gemäß Kerbgruppe K=71 unter Anwendung
des Nennspannungskonzepts eine Schädigung
von D=1 ergibt, s. Abbildung 5. Numerisch berechnet
sich für die gleiche Geometrie mittels des Strukturspannungskonzepts
eine Lebensdauer von 18 Jahren,
die bei einer Reduktion des Beanspruchungskollektivs
um 2% wieder auf 20 Jahre ansteigen
würde. Anbetracht dieser Ergebnisse erscheint es
gerechtfertigt, das Nennspannungskonzept für den
Betriebsfestigkeitsnachweis anzuwenden wenn die
Turmwandmittelfläche und der Laufbahndurchmesser
gleich sind, so wie es durch die Lagerhersteller
vorgegeben wird.
Var.
σ1,max σS,max σN αKS KF L.-dauer
/ Mpa
D L/a
a* - - 54 1.0 71 0.4 50
a 222 215 54 4.0 90 44.4 0.5
b* - - 66 1.0 71 1.0 20
b 86 85 66 1.3 90 1.1 18
c 161 154 54 2.9 90 13.5 1.5
d 181 170 28 6.1 90 19.4 1.0
Tabelle 1: Ergebnisse Variantenstudie,
KF=Kerbfall, D=Schädigung, L=Lebensdauer)

Für die Variante a berechnet sich mit dem Nennspannungskonzept
eine Lebensdauer von 50 Jahren.
Das Strukturspannungskonzept ergibt hier eine Lebensdauer
von 0.5 Jahren. Diese stark unterschiedlichen
Ergebnisse aus beiden Konzepten ergeben
sich aus vorhandenen lokalen Biegemomenten,
zurückzuführen auf die nicht beanspruchungsgerechte
Konstruktion, die im Nennspannungskonzept
nicht berücksichtigt werden und sich durch die
Strukturformzahl von αKS = 4 ausdrücken. Unzureichend
untersucht ist derzeitig die Genauigkeit der
Lagermodellierung und ihr Einfluss auf das Gesamtergebnis,
so dass quantitative Ergebniskorrekturen
möglich sind. Unabhängig davon kann man aber
festhalten, dass die Anwendbarkeit des Nennspannungskonzepts
ohne Berücksichtigung einer geeigneten
Strukturformzahl αKS für die Variante a nicht
zulässig ist. Gegenüber Variante b ergibt sich mit
dem Nennspannungskonzept eine mehr als doppelt
so hohe Lebensdauer, begründet durch die geringere
Beanspruchung auf Grund des größeren Wiederstandsmoments.
Gegenüber Variante a führt die Verdopplung der
Wandstärke (Variante d) auf ein etwa 21% geringeres
Strukturspannungsniveau. Die Verdopplung der
Zwischenringdicke (Variante c) reduziert hingegen
das Strukturspannungsniveau um etwa 30%. Der
Zuwachs an Lebensdauer ist als eher gering anzusehen
was bedeutet, dass Aufdickungen keine Maßnahmen
zur Lösung des Problems sind.
4. Weitere Beispiele
Beispiel Rotorblattanschluss
Der Rotorblattanschluss bei WEA mit Blattverstellung
zeigt eine ähnliche Problematik wie der Turmkopfanschluss,
da ebenfalls Momentenlager verwendet
werden, die eine steife Anschlusskonstruktion erfordern.
Beim „T-Bolt“-Anschluss wird z.B. das Laminat des
Rotorblattes mitverspannt, welches Elastizitätsmoduli
aufweist, die ca. um den Faktor 10 unter denen von
Stahl liegen. Hier wird unmittelbar deutlich, wie
„weich“ der blattseitige Anschluss ist. Dies wirkt sich
in hohen dynamischen Beanspruchungen der blattseitigen
Schraubenverbindungen aus (hohes Kraftverhältnis
φn ).
Beispiel Hauptlager
Die Umgebung des Hauptlagers besteht aus der
Rotorwelle und dem Lagergehäuse. Je nach Ausführung
des Lagergehäuses und dessen Anbindung an
den Maschinenrahmen ergeben sich unterschiedliche
Pressungsverteilungen auf den Lagerlaufbahnen.
Steifigkeitssprünge im Gehäuse wirken sich
ungünstig aus, führen zu ungleichmäßigen Pressungsverteilungen
und reduzieren die Lagerlebensdauer
[6].
Beispiel Getriebe
Die zunehmende Anzahl von Getriebeschäden zeigt,
dass bezüglich deren Auslegung und Betrieb noch
einige Unbekannte existieren.
Dazu zählt die Verbundbetrachtung des Getriebes im
Triebstrang zusammen mit Hautplager, Welle, Generator
und Getriebeaufhängung. V.a. bei der Triebstrangdynamik
und dem Kraftfluss besteht Untersuchungsbedarf.
Bisher werden Getriebe als „isolierte
Komponente“ unabhängig von den angrenzenden
Bauteilen ausgelegt.
5. Schlussbemerkungen
Mit dem zunehmenden Trend zu Leichtbau und den
damit einhergehenden nachgiebigeren Strukturen
entstehen neue Anforderungen an die Nachweisführung,
um die Sicherheit und Lebensdauer der WEA
zu gewährleisten.
Dies bedeutet für den Konstrukteur / Entwickler die
Notwendigkeit zu einer integrierten Betrachtungsweise,
um Bereiche mit ungünstigem Kraftfluss und /
oder hohen Verformungen vor allem beim Übergang
von Komponenten, zu erkennen.
Bei einer reinen Nennspannungsbetrachtung konnte
beispielhaft gezeigt werden, dass die damit verbundene
Vernachlässigung lokaler Verformungen zu
völlig falschen Ergebnissen führt. Erst die Betrachtung
im Verbund zeigt, welche Konstruktion Schwächen
aufweist.
Wünschenswert ist eine experimentelle Absicherung
durch Bauteilversuche und Beanspruchungsmessungen
an WEA. Dabei sollten Beanspruchungsmessungen
nicht mehr nur der Verifizierung der
simulierten Schnittlasten dienen, sondern vielmehr
auch die direkte Messung von Beanspruchungen in
den kritischen Komponentenbereichen beinhalten.
Die hier vorgestellten Ergebnisse sind im Rahmen
des Forschungsvorhabens „ELA – Erweiterte Lebensdaueranalyse
für WEA“ erarbeitet worden. Dieses
Projekt wird vom Bundesministerium für Wirtschaft
und Technologie BMWi gefördert. Das Projekt
wird vom Germanischen Lloyd geleitet. Projektpartner
ist die Universität Siegen, Institut f. Konstruktion,
Prof. Idelberger.
Literatur
[1] Schmidt, H., Neuper, M.: Zum elastostatischen
Tragverhalten exzentrisch gezogener L-Stöße
mit vorgespannten Schrauben. Stahlbau 66, Heft
3, (1997)
[2] Petersen, Ch.: Stahlbau. Vieweg & Sohn Verlagsgesellschaft,
(1993)
[3] Dalhoff, P., Dombrowski, A., Lehmann,D.: Berechnung
großer Flanschverbindungen von
Windenergieanlagen. VDI-Bericht 1426, VDI
Verlag Düsseldorf, (1998)
[4] Lehmann, D.: Berechnung des nichtlinearen
Tragverhaltens gezogener vorgespannter L-
Flansche. Stahlbau 69, Heft 1, (2000)
[5] N.N.: Eurocode 3, Abschnitt 9: Genzzustand der
Betriebsfestigkeit. Stahlbau-Verlagsgesellschaft
mbH, Köln
[6] Rahlf,U., Osthorst,R., Göbel,W.: Lagerüberlastung
durch ungenaue Erfassung der
Anschlusssteifgkeiten. Tagungsband DEWEK ‚
98, (1998)
[7] Hobbacher A., Schwingfestigkeit geschweißter
Bauteile, IIW-Schwingfstigkeits-Empfehlungen
XIII-1539-96/XV-845-96, Juli 1996