李洪濱,王義進(jìn),陳朝富,張水龍

(欣達(dá)重工股份有限公司 研發(fā)部,浙江 寧波 315113)

風(fēng)電作為清潔能源,近年來(lái)發(fā)展迅速.風(fēng)機(jī)單機(jī)容量逐漸向大型化方向發(fā)展,風(fēng)機(jī)的可靠性和穩(wěn)定性越來(lái)越得到企業(yè)的重視[1].大型風(fēng)力發(fā)電機(jī)主要有永磁直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組、雙饋風(fēng)電機(jī)組和半直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組3種機(jī)組,主要區(qū)別在于不同的傳動(dòng)、發(fā)電機(jī)構(gòu).永磁直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組采用的是永磁直驅(qū)發(fā)電機(jī),風(fēng)輪直接帶動(dòng)電機(jī)轉(zhuǎn)子來(lái)發(fā)電;雙饋機(jī)組采用的是雙饋發(fā)電機(jī),需要在風(fēng)輪和發(fā)電機(jī)之間設(shè)置高速齒輪箱來(lái)增加轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速帶動(dòng)雙饋電機(jī)發(fā)電;半直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組介于兩者之間,一般采用永磁發(fā)電機(jī),并在風(fēng)輪之間設(shè)置中速齒輪箱.永磁直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組具有傳動(dòng)鏈短、安全性高、啟動(dòng)風(fēng)速低、高功率密度及維護(hù)方便等優(yōu)勢(shì)[2-3],占據(jù)的市場(chǎng)份額逐步增大.

直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組的機(jī)艙作為連接發(fā)電機(jī)和塔架的重要部件,還具有支撐偏航驅(qū)動(dòng)電機(jī)、固定偏航制動(dòng)器等作用,承受復(fù)雜的隨機(jī)氣動(dòng)載荷,所以對(duì)機(jī)艙進(jìn)行準(zhǔn)確的強(qiáng)度分析和優(yōu)化設(shè)計(jì)非常重要.直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組的機(jī)艙一般為鑄造而成的圓弧形框架結(jié)構(gòu),而機(jī)艙強(qiáng)度分析研究大多集中在雙饋機(jī)型的機(jī)艙底座結(jié)構(gòu)[4-6],直驅(qū)機(jī)型機(jī)艙的分析研究相對(duì)較少.?；塾7]進(jìn)行直驅(qū)機(jī)型機(jī)艙有限元分析時(shí),只施加了6個(gè)方向的極限載荷,忽略了偏航制動(dòng)器和偏航驅(qū)動(dòng)電機(jī)對(duì)機(jī)艙受力的影響.吳斌等[8]對(duì)動(dòng)量葉素理論進(jìn)行修正來(lái)計(jì)算非穩(wěn)態(tài)條件下風(fēng)力機(jī)的氣動(dòng)載荷.何玉林等[9]基于MSC.MARC有限元軟件對(duì)主機(jī)架進(jìn)行校核分析,但邊界條件施加時(shí),只考慮了非偏航狀態(tài)下的制動(dòng)載荷,并沒(méi)有涉及偏航驅(qū)動(dòng)電機(jī)帶來(lái)的載荷.趙海波等[10]基于Samcef軟件確定機(jī)艙載荷,在Ansys中進(jìn)行強(qiáng)度分析,僅提取了10 min仿真模擬的極限載荷,也沒(méi)有考慮偏航制動(dòng)等載荷對(duì)機(jī)艙受力的影響.孫紅梅等[11]基于Optistruct中的HyperMorph模塊對(duì)機(jī)艙進(jìn)行優(yōu)化改進(jìn),減輕了機(jī)艙質(zhì)量.

綜上可知:由于機(jī)艙結(jié)構(gòu)不規(guī)則且受力復(fù)雜,傳統(tǒng)力學(xué)方法或類比法,會(huì)產(chǎn)生較大的計(jì)算誤差和冗余強(qiáng)度,無(wú)法計(jì)算得到載荷的準(zhǔn)確結(jié)果,故目前強(qiáng)度計(jì)算主要基于數(shù)值分析軟件來(lái)提取載荷和進(jìn)行分析;在強(qiáng)度分析時(shí)提取的氣動(dòng)載荷不夠全面,且均未考慮偏航驅(qū)動(dòng)電機(jī)和偏航制動(dòng)器對(duì)機(jī)艙受力的影響.

本文按照GL規(guī)范[12]動(dòng)態(tài)模擬各種工況,在BLADE軟件中提取極限氣動(dòng)載荷;考慮到網(wǎng)格質(zhì)量對(duì)計(jì)算結(jié)果精度影響較大,采用強(qiáng)大的前處理軟件HYPERMESH進(jìn)行網(wǎng)格劃分;結(jié)合直驅(qū)機(jī)組運(yùn)行過(guò)程中機(jī)艙的實(shí)際受力進(jìn)行分析和載荷分配,在Ansys中進(jìn)行結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析和優(yōu)化設(shè)計(jì),并對(duì)機(jī)艙進(jìn)行模態(tài)分析,判斷機(jī)艙固有頻率是否避開(kāi)風(fēng)輪的轉(zhuǎn)動(dòng)頻率.

1 氣動(dòng)載荷提取

風(fēng)力發(fā)電機(jī)組在復(fù)雜多變的自然環(huán)境中工作,承受的載荷也比較復(fù)雜,載荷提取是風(fēng)機(jī)零部件設(shè)計(jì)研究的前提,機(jī)艙強(qiáng)度分析就是以機(jī)組所受外載荷為基礎(chǔ)進(jìn)行的研究,而BLADE軟件是專門用于水平軸風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的性能分析和載荷計(jì)算軟件.

在BLADE中建立高100 m，功率為2.5 MW風(fēng)輪模型、葉片及翼型、傳動(dòng)系統(tǒng)模型、機(jī)艙模型、控制系統(tǒng)及風(fēng)模型,按照GL規(guī)范制定的載荷工況進(jìn)行動(dòng)態(tài)模擬計(jì)算,全面模擬風(fēng)電機(jī)組在運(yùn)行過(guò)程中遇到的各種工況,包括啟動(dòng)、正常運(yùn)行、停機(jī)、緊急停機(jī)、維護(hù)模式等共46種工況,并提取了輪轂坐標(biāo)系下輪轂中心處各個(gè)工況下的極限載荷,輪轂坐標(biāo)系XN,YN,ZN方向按照GL規(guī)范定義,XN為風(fēng)輪軸線方向，ZN為向上且垂直于XN，YN為按右手定則確定,如圖1所示.提取的極限氣動(dòng)載荷如表1所示,其中FXN,FYN,FZN,FYZN,MXN,MYN,MZN,MYZN分別代表輪轂坐標(biāo)系下輪轂中心處各個(gè)方向的力和力矩,單位為kN和kN·m.FYZN表示輪轂坐標(biāo)系下輪轂中心處FYN和FZN合成的力,同理MYZN表示輪轂坐標(biāo)系下輪轂中心處MYN和MZN合成的力矩.由于Y,Z方向的載荷數(shù)值較大,對(duì)強(qiáng)度影響較大,故提取出YZ方向力最大值FYZN和力矩最大值MYZN的載荷數(shù)值.

圖1 輪轂坐標(biāo)系Fig.1 Hub coordinate system

+,-分別表示該方向正的最大值和該方向負(fù)的最小值,表格斜向數(shù)值即為該方向的極值.表1中MX+行各數(shù)值表示輪轂坐標(biāo)下繞X方向正彎矩最大時(shí)對(duì)應(yīng)的FXN,FYN,FZN和力矩MXN,MYN,MZN數(shù)值,施加載荷時(shí)施加這6個(gè)數(shù)值,不能重復(fù)施加FYZN和MYZN;MX-行各數(shù)值表示輪轂坐標(biāo)下繞X方向的負(fù)彎矩絕對(duì)值最大時(shí)對(duì)應(yīng)的FXN,FYN,FZN和力矩MXN,MYN,MZN,其余MY+,MY-等代表的意義同理.

2 強(qiáng)度分析

為計(jì)算準(zhǔn)確及便于施加載荷,基于圣維南原理,分析機(jī)艙強(qiáng)度時(shí),忽略對(duì)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度影響不大的小孔和圓角,同時(shí)建立與機(jī)艙連接的零部件模型,包括發(fā)電機(jī)定子外殼、定子支撐、偏航軸承和塔筒.由于模型復(fù)雜,不便于在有限元軟件中直接建立模型,故在三維軟件Solidwork中建立模型.模型以xt格式導(dǎo)入前處理軟件HYPERMESH中進(jìn)行網(wǎng)格劃分,確定材料屬性、網(wǎng)格單元類型,前處理完成后以cdb格式導(dǎo)入Ansys經(jīng)典界面,在經(jīng)典界面中使用文檔模型的導(dǎo)出功能,導(dǎo)入到workbench中進(jìn)行強(qiáng)度分析.

表1 輪轂中心處極限載荷Tab.1 Ultimate load at hub center

2.1 模型處理

實(shí)際結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜,對(duì)實(shí)體模型進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化,去除不影響整體分析的小孔及小圓角.采用solid186單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格,186單元具有塑性、大變形和大應(yīng)變的功能,有任意的空間取向,適用于劃分各種CAD系統(tǒng)生成的不規(guī)則模型.劃分好的各零部件模型網(wǎng)格如圖2所示.

圖2 風(fēng)機(jī)有限元模型Fig.2 Finite element model of the wind turbine

圖2中，機(jī)艙單元尺寸20 mm,單元數(shù)量2 521 131,整個(gè)裝配體單元數(shù)量2 784 266,整體網(wǎng)格質(zhì)量達(dá)到0.86,滿足分析要求.

材料屬性如表2所示,彈性模量、密度單位分別為Pa和kg/m3.在不影響結(jié)果精度的前提下,用beam單元模擬軸承內(nèi)外圈之間的阻尼和力的傳遞,其他零部件之間均通過(guò)綁定節(jié)點(diǎn)的方式耦合在一起.

表2 材料屬性Tab.2 Material properties

2.2 載荷分析

作用在機(jī)艙上的載荷包括從風(fēng)輪-發(fā)電機(jī)傳遞過(guò)來(lái)的氣動(dòng)載荷、重力載荷,還有偏航制動(dòng)器及偏航驅(qū)動(dòng)電機(jī)作用在機(jī)艙上的載荷.其中,極限氣動(dòng)載荷從BLADE軟件中提取,重力基于結(jié)構(gòu)體積和密度可得,但偏航制動(dòng)器和偏航驅(qū)動(dòng)電機(jī)作用在機(jī)艙上的載荷需要基于機(jī)艙運(yùn)行工作原理分析獲得.

機(jī)艙在偏航驅(qū)動(dòng)電機(jī)和偏航制動(dòng)器作用下,可以繞塔架中心旋轉(zhuǎn)進(jìn)行偏航或剎車靜止,機(jī)艙坐標(biāo)系(也稱為塔筒頂部坐標(biāo)系)如圖3所示，XK為沿風(fēng)輪軸的水平方向,ZK為垂直向上,YK為按右手定則確定.

圖3 機(jī)艙坐標(biāo)系Fig.3 Tower top coordinate system

在機(jī)艙坐標(biāo)系K下,考慮FY的影響,機(jī)艙受到繞塔架中心ZK旋轉(zhuǎn)的氣動(dòng)轉(zhuǎn)矩為MZK,MZK可由MZN推導(dǎo)，得

(1)

式中:L為輪轂中心到塔架幾何中心的水平距離.

機(jī)艙在靜止剎車狀態(tài)下,偏航制動(dòng)器處于閉合工作狀態(tài);當(dāng)MZK較小時(shí),氣動(dòng)載荷MZK全部由偏航制動(dòng)器作用在機(jī)艙的制動(dòng)力矩M_Brake來(lái)抵消,從而使機(jī)艙能夠剎車制動(dòng).

在靜止剎車狀態(tài)下,當(dāng)MZK較大時(shí),偏航制動(dòng)力矩M_Brake和偏航電機(jī)的驅(qū)動(dòng)力矩M_Drive相加來(lái)抵消MZK，使機(jī)艙能夠穩(wěn)定制動(dòng).即轉(zhuǎn)矩MZK首先由制動(dòng)器制動(dòng)剎車來(lái)承擔(dān),如果制動(dòng)器制動(dòng)力矩不足,則剩余力矩由偏航驅(qū)動(dòng)電機(jī)來(lái)承擔(dān),設(shè)計(jì)時(shí)需要保證電機(jī)承擔(dān)的最大制動(dòng)力矩小于電機(jī)額定制動(dòng)力矩.

處于偏航狀態(tài)時(shí),偏航制動(dòng)器松開(kāi),偏航電機(jī)驅(qū)動(dòng)齒輪帶動(dòng)機(jī)艙偏航,偏航驅(qū)動(dòng)力矩克服氣動(dòng)力矩MZK使機(jī)艙偏航.

基于上述載荷分析,氣動(dòng)載荷使用遠(yuǎn)程載荷施加在輪轂中心點(diǎn)上,輪轂中心載荷通過(guò)剛性梁?jiǎn)卧c定子支撐連接;發(fā)電機(jī)和風(fēng)輪的重量通過(guò)質(zhì)量點(diǎn)施加在重心上,質(zhì)量單元通過(guò)剛性梁?jiǎn)卧c定子外殼耦合;施加豎直向上的加速度9.8 m/s2考慮自重;偏航制動(dòng)載荷施加在制動(dòng)器安裝凸臺(tái)面上,偏航驅(qū)動(dòng)電機(jī)載荷施加在偏航電機(jī)安裝配合面上,MY-工況下機(jī)艙極限載荷如圖4所示.圖4中,載荷力FX,FY,FZ和力矩MX,MY,MZ即為施加在輪轂中心處的力FXN,FYN,FZN和力矩MXN,MYN,MZN,且MY-工況下繞Z軸的轉(zhuǎn)矩MZK全部由偏航制動(dòng)器承受.

2.3 結(jié)果分析

機(jī)艙材料選用QT400-18,為鐵素體球墨鑄鐵,延伸率大于18%,具有較高的韌性和塑性.球墨鑄鐵含碳量較高,兼具脆性材料的性質(zhì),可以認(rèn)為是半塑性材料.第四強(qiáng)度理論認(rèn)為材料屈服的主要原因是畸變能密度達(dá)到材料拉伸狀態(tài)下的極限值,考慮了3個(gè)主應(yīng)力的影響.球墨鑄鐵受力較大發(fā)生塑性變形后再出現(xiàn)撕裂或斷裂破壞現(xiàn)象,通常按照第四強(qiáng)度理論進(jìn)行校核分析,極限載荷下的等效應(yīng)力根據(jù)第四強(qiáng)度理論得出.

圖4 MY-工況下載荷施加圖Fig.4 The loading diagram under the MY- condition

根據(jù)GL準(zhǔn)則,載荷計(jì)算提取時(shí)已考慮載荷局部安全系數(shù),且材料安全系數(shù)γ取1.1,機(jī)艙各部分的屈服極限σs與其厚度相關(guān),厚度小于30 mm的區(qū)域,屈服極限σs=240 MPa;厚度在30～60 mm區(qū)域,屈服強(qiáng)度為230 MPa;厚度在60～200 mm區(qū)域,屈服強(qiáng)度為220 MPa.各部分對(duì)應(yīng)的許用應(yīng)力根據(jù)σs/γ分別為218,209,200 MPa.

機(jī)艙在MY-極限載荷下的等效應(yīng)力與變形如圖5和圖6所示,最大等效應(yīng)力為1.17×108Pa,即117 MPa,出現(xiàn)在與發(fā)電機(jī)接觸的邊緣上;機(jī)艙頂端最大變形為6.8 mm,機(jī)艙前后晃動(dòng)造成機(jī)艙頂端位移最大符合實(shí)際情況.基于上述分析說(shuō)明,該工況下最大等效應(yīng)力小于對(duì)應(yīng)的許用應(yīng)力200 MPa,且安全系數(shù)為1.7,滿足強(qiáng)度要求,其余各工況極限載荷下的等效應(yīng)力也均小于對(duì)應(yīng)部位的極限應(yīng)力,運(yùn)行過(guò)程不會(huì)發(fā)生塑性變形或破壞.

圖5 等效應(yīng)力云圖(單位：Pa)Fig.5 The equivalent stress diagram(unit:Pa)

圖6 變形結(jié)果云圖(單位：m)Fig.6 The displacement diagram(unit:m)

3 優(yōu)化改進(jìn)

綜合各種工況下應(yīng)力云圖分析得出,機(jī)艙底部中心區(qū)域應(yīng)力均較小,安全系數(shù)較高,故去除機(jī)艙底部中心區(qū)域的材料,且底部?jī)蓚?cè)厚度各減少30 mm,在適當(dāng)減少質(zhì)量的同時(shí)使各部分受力相對(duì)均勻.

在MZ+,MZ-,MY-工況下,制動(dòng)器安裝凸臺(tái)根部應(yīng)力較大,故凸臺(tái)側(cè)面增加3°的斜度,在保證強(qiáng)度的同時(shí),便于鑄造脫模.

優(yōu)化后機(jī)艙在MY-極限載荷下的等效應(yīng)力與變形如圖7和圖8所示,最大應(yīng)力和變形有所增大,最大應(yīng)力出現(xiàn)的位置為制動(dòng)器安裝凸臺(tái)根部,安全系數(shù)為1.5,滿足使用要求,且質(zhì)量減少1.41 t.優(yōu)化改進(jìn)后的機(jī)艙在其他各工況下,安全系數(shù)大于1,均滿足要求.

圖7 優(yōu)化后等效應(yīng)力云圖Fig.7 The equivalent stress diagram after optimization

4 模態(tài)分析

影響機(jī)艙模態(tài)分析的主要因素是結(jié)構(gòu)的質(zhì)量和剛度,分析時(shí)需要考慮各零部件質(zhì)量,為便于施加質(zhì)量屬性,增加與機(jī)艙連接的定子外殼、定子支架;且為減少直接約束機(jī)艙底部對(duì)機(jī)艙模態(tài)分析的影響,增加與機(jī)艙連接的軸承、塔筒模型.

圖8 優(yōu)化后變形結(jié)果云圖Fig.8 The displacement diagram after optimization

在輪轂中心處建立集中質(zhì)量單元,集中質(zhì)量單元與定子支撐通過(guò)剛性梁?jiǎn)卧B接模擬風(fēng)輪質(zhì)量,分別在發(fā)電機(jī)、偏航電機(jī)、控制柜等各零部件質(zhì)心處建立質(zhì)量單元模擬各自質(zhì)量.

固定約束塔架底部平面的6個(gè)自由度,分析結(jié)果顯示機(jī)艙1階頻率14.099 Hz,2階頻率14.230 Hz,3階頻率37.534 Hz,1階振型如圖9所示.而風(fēng)輪轉(zhuǎn)速為9～20 r/min,風(fēng)輪轉(zhuǎn)動(dòng)的1P頻率為0.15～0.34 Hz,3P頻率為0.45～0.92 Hz,可知機(jī)艙頻率遠(yuǎn)離風(fēng)輪的1P,3P頻率,不會(huì)與風(fēng)輪出現(xiàn)共振現(xiàn)象.

圖9 機(jī)艙1階模態(tài)振型Fig.9 The first modal shape of nacelle

5 結(jié)論

在BLADE軟件中提取各個(gè)工況下的氣動(dòng)載荷,并充分利用HYPERMESH強(qiáng)大的前處理功能和Ansys中方便操作的優(yōu)勢(shì),可以方便準(zhǔn)確地將輪轂中心的氣動(dòng)載荷傳遞給機(jī)艙,提高了計(jì)算精度和效率,對(duì)2.5 MW永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組機(jī)艙進(jìn)行優(yōu)化分析和模態(tài)分析,得到如下結(jié)論:

(1) 載荷分析得出氣動(dòng)轉(zhuǎn)矩MZK的大小影響偏航電機(jī)和偏航制動(dòng)器對(duì)機(jī)艙的作用力,并得到偏航電機(jī)和偏航制動(dòng)器作用在機(jī)艙上的具體載荷,施加其他載荷后強(qiáng)度分析結(jié)果顯示機(jī)艙整體安全余量較大,機(jī)艙底部中間區(qū)域應(yīng)力較小,制動(dòng)器安裝凸臺(tái)根部應(yīng)力略大.

(2) 優(yōu)化結(jié)果:去除機(jī)艙底部中間區(qū)域的材料,剩余底面兩側(cè)厚度各減少30 mm,制動(dòng)器安裝凸臺(tái)增加3°的斜度,在減輕質(zhì)量、優(yōu)化結(jié)構(gòu)受力的同時(shí)便于零件的鑄造成形.優(yōu)化后的機(jī)艙質(zhì)量減輕7.46%,安全系數(shù)為1.5,滿足使用要求.

(3) 機(jī)艙前3階固有頻率,避開(kāi)了風(fēng)輪的基頻和三倍基頻,機(jī)艙與風(fēng)輪不會(huì)發(fā)生共振,滿足風(fēng)機(jī)運(yùn)行的動(dòng)態(tài)特性.