楊文志，楊佩東

(內(nèi)蒙古科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，內(nèi)蒙古包頭014010)

風(fēng)力發(fā)電機(jī)機(jī)艙底座是風(fēng)力發(fā)電機(jī)的主要承重構(gòu)件，機(jī)艙底座上面承載著主軸、增速箱、發(fā)電機(jī)等重要部件，下面通過高強(qiáng)度螺栓與偏航軸承相連，其主要功能是將葉片及傳動鏈產(chǎn)生的載荷傳遞給偏航軸承，進(jìn)而傳遞到塔筒和地基[1,2]．機(jī)艙底座與機(jī)組、塔筒鏈接模型如圖1所示.

針對國內(nèi)某風(fēng)電場中的風(fēng)力發(fā)電機(jī)機(jī)艙底座進(jìn)行分析，該風(fēng)電場中的56臺風(fēng)力機(jī)在運(yùn)行4年后，設(shè)備維護(hù)人員在維護(hù)檢查時發(fā)現(xiàn)其中3臺風(fēng)力機(jī)機(jī)艙底座齒輪箱支座至人孔部位出現(xiàn)裂紋，5臺風(fēng)力機(jī)底座支撐立柱出現(xiàn)緊固螺栓脫落并有斷裂現(xiàn)象．由于機(jī)艙底座結(jié)構(gòu)復(fù)雜，應(yīng)用一般材料力學(xué)的方法對該問題無法進(jìn)行計算．因此，采用GH Bladed風(fēng)力機(jī)氣動載荷分析軟件、ANSYSworkbench有限元軟件與Ncode Designlife疲勞軟件對其進(jìn)行聯(lián)合仿真，研究結(jié)果對于查找機(jī)艙底座開裂原因具有一定的指導(dǎo)意義．

1 建立有限元模型

該底座為焊接形式，其材料為Q345E，彈性模量為2.06×105MPa，密度為7.85×103kg/m3，泊松比為0.3．焊接底座具有強(qiáng)度大、剛度高、重量輕、生產(chǎn)周期短以及施工簡便等優(yōu)點(diǎn)，但在焊接部位容易出現(xiàn)焊接裂紋、未焊透、夾渣、氣孔等缺陷，這些缺陷的存在容易引起應(yīng)力集中，降低底座承載能力，產(chǎn)生裂紋．

在機(jī)艙底座內(nèi)部設(shè)有兩個支撐立柱，其上部與底座焊接，下部通過8.8級高強(qiáng)度螺栓與固定盤相連．支撐立柱的作用是為了使底座受力均勻，分擔(dān)機(jī)組重量，支撐立柱與固定盤實(shí)體模型如圖2所示．

圖1 機(jī)艙底座與機(jī)組裝配圖

圖2 支撐立柱與固定盤實(shí)體模型

采用SolidWorks三維軟件進(jìn)行建模，在建模過程中對結(jié)果影響較小的結(jié)構(gòu)作了相應(yīng)的簡化，以減少計算時間．通過SolidWorks與ANSYS的無縫接口進(jìn)行數(shù)據(jù)傳輸．在AnsysWorkbench中劃分網(wǎng)格時，為了滿足計算精度與計算效率兩方面的要求，采用整體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格控制和局部網(wǎng)格控制來進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在整體網(wǎng)格控制中Relevance設(shè)置為20，Relevance Center設(shè)置為Medium，在進(jìn)行局部網(wǎng)格控制時，對螺栓與支撐立柱采用四面體網(wǎng)格劃分網(wǎng)格化的機(jī)艙底座與螺栓裝配模型如圖3所示，其中網(wǎng)格單元數(shù)為74 787，節(jié)點(diǎn)數(shù)為309 073.

圖3 網(wǎng)格化的機(jī)艙底座與螺栓裝配模型

圖4 輪轂坐標(biāo)系

2 機(jī)艙底座靜力學(xué)分析

2.1 底座受力分析

風(fēng)力發(fā)電機(jī)機(jī)艙底座作為風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的載體，受到的載荷相當(dāng)復(fù)雜．不僅受到所支撐的輪轂、主軸、增速箱、發(fā)電機(jī)等重力載荷，而且還受到主軸、發(fā)電機(jī)、增速箱所傳遞的扭矩載荷以及輪轂所受到的氣動推力等作用．根據(jù)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的設(shè)計參數(shù)，在GH Bladed風(fēng)力機(jī)氣動載荷分析軟件中以輪轂坐標(biāo)系為基準(zhǔn)，計算出風(fēng)力機(jī)在急剎、9級大風(fēng)和正常運(yùn)行三種工況的載荷．載荷坐標(biāo)系采用GL標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定的輪轂靜止坐標(biāo)系，如圖4所示．坐標(biāo)系的原點(diǎn)位于風(fēng)輪中心位置，X軸沿著主軸軸線的方向（圖中XN方向），Z軸豎直向上且垂直于XN，Y軸方向按右手定則確定；且該坐標(biāo)系不隨風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)[3,4]．

機(jī)艙底座承載的主要機(jī)組質(zhì)量與三種工況下所受載荷分別如表1、表2所示．

表1 主要機(jī)組質(zhì)量

2.2 計算螺栓預(yù)緊力

支撐立柱中螺栓為8.8級碳素鋼螺栓，其預(yù)緊力確定如下[5]

式中：σS為螺栓材料的屈服極限，A1為螺栓危險截面的面積，A1≈πd21/4，d1為螺栓小徑，經(jīng)計算取螺栓預(yù)緊力為52 KN．

表2 三種工況下底座所受載荷

2.3 仿真設(shè)置與計算分析

由于機(jī)艙底座通過高強(qiáng)度螺栓與偏航軸承內(nèi)圈相連，所以對機(jī)艙底座底端進(jìn)行固定約束（Fixed Support）．在ANSYSworkbench中施加扭矩時用Moment．采用standard Earth Gravity來模擬底座自身受到的重力，且方向向下（即-Y方向）．在施加螺栓預(yù)緊力時，需要指定一個已定義好的坐標(biāo)系，預(yù)緊載荷作用在該坐標(biāo)系的原點(diǎn)且方向與坐標(biāo)系的Z軸方向一致[6]，施加預(yù)緊載荷時用Bolt Pretension．其中螺栓底端與固定盤設(shè)置為固定接觸（Bonded），螺桿表面與螺栓孔內(nèi)表面設(shè)置為無摩擦接觸（Frictionless），螺帽與支撐立柱上表面設(shè)置為不分離接觸（No Separation）．

2.3.1 急剎工況下受力分析

剎車分為正常剎車與緊急剎車．在正常剎車時，首先由氣動剎車系統(tǒng)進(jìn)行制動，當(dāng)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速降到額定轉(zhuǎn)速的四分之三時，投入機(jī)械剎車系統(tǒng)進(jìn)行最后制動，直到風(fēng)力發(fā)電機(jī)完全停下．在緊急剎車工況下，一般要求機(jī)組在10 s左右停機(jī)，氣動剎車系統(tǒng)與機(jī)械剎車系統(tǒng)幾乎同時工作，此時增速箱、發(fā)電機(jī)會對底座產(chǎn)生巨大的扭矩載荷[7]，所以對急剎這種危險工況進(jìn)行分析．急剎工況下所得應(yīng)力云圖與安全系數(shù)云圖如圖5所示．

圖5 急剎工況下應(yīng)力云圖與安全系數(shù)云圖

從應(yīng)力云圖中可知機(jī)艙底座最大應(yīng)力為331MPa，螺栓最大應(yīng)力為626MPa．底座材料屈服強(qiáng)度σs為370～380 MPa，當(dāng)安全系數(shù)S取1.5時，其許用應(yīng)力為螺栓材料屈服強(qiáng)度σs為640 MPa，其許用應(yīng)力為427 MPa．底座與螺栓出現(xiàn)的最大應(yīng)力雖然都在材料的屈服強(qiáng)度范圍內(nèi)，但均已超出材料的許用應(yīng)力范圍．安全系數(shù)云圖顯示：齒輪箱支座至人孔部位以及螺栓根部都出現(xiàn)較低的安全系數(shù)，與實(shí)際出現(xiàn)裂紋部位相同，最小安全系數(shù)已達(dá)到1.02，表明容易產(chǎn)生裂紋破壞．

2.3.2 9級大風(fēng)工況下受力分析

由于該風(fēng)電場全年風(fēng)速范圍在3～19 m/s，19 m/s及以上的風(fēng)速占全年總時間不到百分之一．在進(jìn)行強(qiáng)度校核時一般選取風(fēng)速較大的極端工況，故選取風(fēng)速為23 m/s的9級大風(fēng)工況進(jìn)行計算分析．計算所得應(yīng)力云圖與安全系數(shù)云圖如圖6所示

圖69 級風(fēng)速下應(yīng)力云圖與安全系數(shù)云圖

從底座應(yīng)力云圖可以看出，主軸支座處出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，該處最大應(yīng)力為242 MPa，小于底座材料的許用應(yīng)力．其中最大應(yīng)力出現(xiàn)在螺帽處，其值為372 MPa，同樣在螺栓材料許用應(yīng)力范圍之內(nèi)，表明在9級大風(fēng)工況下底座結(jié)構(gòu)滿足強(qiáng)度要求．急剎與9級大風(fēng)兩種極端工況分析對比得知，急剎工況對實(shí)際出現(xiàn)裂紋影響較大[8]．

3 機(jī)艙底座疲勞分析

在風(fēng)力發(fā)電機(jī)正常運(yùn)行時，即使機(jī)艙底座所受最大應(yīng)力小于許用應(yīng)力，但由于長期承受機(jī)組運(yùn)行中所產(chǎn)生的非恒定振幅載荷（交變載荷），仍有可能在使用壽命周期內(nèi)發(fā)生疲勞破壞，所以需要對底座進(jìn)行疲勞分析．在進(jìn)行疲勞分析時選取年平均風(fēng)速為7m/s風(fēng)力發(fā)電機(jī)正常運(yùn)行工況進(jìn)行分析．

根據(jù)實(shí)際情況可知底座屬于高周疲勞，故使用名義應(yīng)力法進(jìn)行疲勞分析（S—N法），使用Goodman進(jìn)行平均應(yīng)力修正，采用Miner線性疲勞累計損傷理論進(jìn)行計算，即

式中ni為某級應(yīng)力水平施加的循環(huán)數(shù)目，Ni為該級應(yīng)力水平下直至發(fā)生破壞時所需的循環(huán)數(shù)目．

圖7 Ncode疲勞分析流程圖

將正常運(yùn)行工況下的靜力學(xué)分析結(jié)果rst文件導(dǎo)入Ncode Designlife疲勞分析軟件中，建立疲勞分析流程圖如圖7所示，計算所得底座與螺栓壽命云圖如圖8所示[9]．

圖8 機(jī)艙底座與螺栓壽命云圖

從壽命云圖中可知，螺栓最小循環(huán)壽命次數(shù)為2.636×105，底座最小循環(huán)壽命次數(shù)為4.018×105．所施加的載荷譜時間為600 s，則可計算出螺栓最小壽命時間為2.636×105×600=1.58×108s，底座最小壽命時間為4.018×105×600=2.4×108s，經(jīng)計算可知螺栓與底座分別在5年與7.6年后出現(xiàn)裂紋，與實(shí)際出現(xiàn)裂紋的時間接近，且最小壽命出現(xiàn)的位置與實(shí)際出現(xiàn)裂紋部位相同，表明該研究方法合理．查閱該風(fēng)電場風(fēng)力發(fā)電機(jī)運(yùn)行的歷史記錄，發(fā)現(xiàn)操作人員經(jīng)常性對某些機(jī)組進(jìn)行急剎，加重了底座疲勞損傷，致使某些機(jī)組底座提前出現(xiàn)裂紋．

4 結(jié)論

（1）通過對機(jī)艙底座在兩種極端工況下進(jìn)行靜力學(xué)分析，得出相應(yīng)的應(yīng)力云圖與安全系數(shù)云圖，結(jié)果表明：在急剎工況下底座與螺栓的最大應(yīng)力均超出了材料的許用應(yīng)力，最大應(yīng)力出現(xiàn)的位置與實(shí)際出現(xiàn)裂紋部位相同，在9級大風(fēng)工況下底座與螺栓均滿足強(qiáng)度要求，表明急剎工況對實(shí)際出現(xiàn)裂紋影響較大．

（2）通過對機(jī)艙底座進(jìn)行疲勞分析，得出底座與螺栓的壽命云圖，結(jié)果表明底座與螺栓的最小壽命均未達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的壽命要求，出現(xiàn)的最小壽命部位與實(shí)際出現(xiàn)裂紋部位相同，可知實(shí)際出現(xiàn)的裂紋主要是由于底座結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度不夠，并且在急剎工況下加速了疲勞裂紋的產(chǎn)生．

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