文 | 劉冬冬，劉芒種，郭振偉，齊廷中

（作者單位：焦作瑞塞爾盤式制動器有限公司）

在全球能源短缺、環(huán)境污染日益嚴重、節(jié)能減排要求不斷提高的背景下，風(fēng)能作為一種可再生能源，成為世界各國能源結(jié)構(gòu)中的重要組成部分。中國風(fēng)電產(chǎn)業(yè)發(fā)展模式已從重規(guī)模轉(zhuǎn)換為重質(zhì)量、重效益；布局也從地廣人稀的西部向中東部及沿海擴展，甚至臨近居民生活區(qū)。在此情況下，需要對風(fēng)電機組存在的共性問題進行研究，以支持其在更多樣、復(fù)雜環(huán)境中的安全穩(wěn)定運行。據(jù)世界能源理事會（World Energy Council）統(tǒng)計，偏航系統(tǒng)故障在風(fēng)電機組機械故障中居第四位。其中，偏航系統(tǒng)產(chǎn)生的異響和振動，形成原因復(fù)雜，影響廣泛。由異響和振動引發(fā)的機艙加速度故障及其他故障，不但降低了機組的可利用率，縮短摩擦片的使用壽命，還造成結(jié)構(gòu)件疲勞，從而影響整機的壽命。此外，由異響產(chǎn)生的噪音污染會影響附近居民的生活。因此，有必要對偏航系統(tǒng)異響和振動問題進行深入研究。

本文主要通過機組實際運行案例及理論相結(jié)合的方法對偏航系統(tǒng)異響和振動進行研究，希望所得結(jié)論對相關(guān)問題的解決有一定參考意義。

表1 風(fēng)電機組電機參數(shù)

表2 風(fēng)電機組檢測條件

表3 1#、2#和3#風(fēng)電機組偏航電機電流

實例分析

選取某個風(fēng)電場具有代表性的3臺風(fēng)電機組（編號為1#、2#、3#）進行現(xiàn)場測試，風(fēng)電機組偏航系統(tǒng)電機參數(shù)如表1所示，風(fēng)電機組檢測條件如表2所示。

由JB/T10425.2—2004中表1可知，偏航轉(zhuǎn)速不大于0.51°/s，因此，本測試將風(fēng)電機組的實際偏航速度設(shè)置為約0.4°/s（偏航運動半徑約為1m，則線速度約為7mm/s）。

一、偏航檢測結(jié)果

1#風(fēng)電機組（本機組摩擦片為新更換）偏航時無異響和振動，整機偏航聲音柔和。偏航電機電流如表3所示，機組電流時域波形如圖1所示。

2#風(fēng)電機組偏航時劇烈振動，并伴有類似錘擊的響聲。偏航電機電流如表3所示，機組于6秒時開始偏航，電流時域波形如圖2所示，豎直加速度幅頻譜曲線（FFT塊長為32768）如圖3所示，周向加速度幅頻譜曲線如圖4所示。

3#風(fēng)電機組偏航時有輕微異響和振動（Ⅱ號偏航電機有較大異響）。偏航電機電流如表3所示，風(fēng)電機組電流時域波形如圖5所示，豎直加速度幅頻譜曲線（FFT塊長為2048）如圖6所示，周向加速度幅頻譜曲線（FFT塊長為16384）如圖7所示。

二、偏航對比分析

對比1#、2#和3#風(fēng)電機組可知，發(fā)生異常振動機組的偏航電流比不發(fā)生異響和振動機組的偏航電流大。對比2#與3#風(fēng)電機組可知，發(fā)生劇烈異常振動機組的偏航電流比發(fā)生輕微異常振動機組的偏航電流大。

由2#和3#風(fēng)電機組的加速度幅頻譜曲線（圖3、圖4、圖6、圖7）可知，貢獻比較突出（出現(xiàn)較高幅值）的頻率成分分別為 0.3Hz左右、2.8Hz左右、8.8Hz左右、11.5Hz左右，與機艙塔筒耦合條件下偏航仿真結(jié)果的幾個典型振型頻率0.44Hz、3.02Hz、8.5Hz、12.1Hz比較接近。偏航系統(tǒng)零部件的振動頻率接近這幾個頻率值時都會引起共振，使得振動加劇。由于風(fēng)電機組零部件在制造時，質(zhì)量分布、安裝預(yù)緊力等存在誤差，故各機組的振動頻率不會完全相同。

理論分析

分析偏航系統(tǒng)的工作原理可知，制動器產(chǎn)生的摩擦力矩為主要的偏航阻力矩，偏航動作發(fā)生時，有如下公式成立：

式中，M0為偏航電機提供的偏航力矩；20為摩擦接觸面數(shù)：兩組對稱分布的制動器，每組5個，每個制動器有2片制動襯塊和制動盤相接觸；μ為摩擦系數(shù)，此時為靜摩擦系數(shù)μ1；p為制動壓力，偏航制動的正常壓力為2.4MPa；A為活塞截面圓的面積；f為活塞和缸體之間的阻力；R為制動接觸面至偏航回轉(zhuǎn)中心軸線的距離；J為塔筒頂上所有構(gòu)件繞塔筒中心軸線的轉(zhuǎn)動慣量；α為機艙、平臺等一起偏航轉(zhuǎn)動的啟動角加速度，約為0.00174rad/s2。

偏航開始3～6s后，機艙轉(zhuǎn)動的偏航速度通常約為0.4°/s，此時靜摩擦系數(shù)變?yōu)閯幽Σ料禂?shù)。

當(dāng)機艙實現(xiàn)勻速轉(zhuǎn)動時，滿足如下關(guān)系：

查詢廠家提供的摩擦系數(shù)表可知，靜摩擦系數(shù)μ1約為動摩擦系數(shù)μ2的2倍，這與“偏航啟動時偏航電機的電流約為偏航穩(wěn)定時電流2倍”的實際觀測結(jié)果一致。

在正常偏航工作壓力下，對于新安裝的一批摩擦片，在磨合初期階段（前3～4周），由于制動襯塊與制動盤未完全貼合，其靜摩擦系數(shù)μ1和動摩擦系數(shù)μ2都比較小，偏航電機提供的偏航力矩M0很容易滿足公式（1）、（2）。

當(dāng)磨合期過后，制動襯塊與制動盤完全貼合，其靜摩擦系數(shù)μ1'和動摩擦系數(shù)μ2'分別大于μ1和μ2。此時偏航，滿足公式（1）所需的偏航力矩M0比磨合初期的大。當(dāng)制動盤轉(zhuǎn)動起來以后，靜摩擦系數(shù)迅速減小，變?yōu)閯幽Σ料禂?shù)，偏航阻力矩變小，因而所提供的偏航力矩M0也迅速減小，減小到滿足3M0≤20μ2（p×A-f）R時，制動盤減速轉(zhuǎn)動。在減速轉(zhuǎn)動的過程中，制動盤與制動襯塊的相對速度越來越小，動摩擦系數(shù)又有向靜摩擦系數(shù)轉(zhuǎn)換的趨勢，偏航阻力矩變大。為克服偏航阻力矩，完成偏航動作，偏航力矩M0再次增大，使制動盤增速轉(zhuǎn)動，如此往復(fù)。

上述分析說明在偏航阻力矩較小時，由于電機很容易克服偏航阻力矩，故不易發(fā)生偏航系統(tǒng)的異響和振動，檢測電機電流形態(tài)平穩(wěn)。當(dāng)偏航阻力矩較大時，由于電機不容易克服偏航阻力矩，電機電流會出現(xiàn)三相不平穩(wěn)狀態(tài)，易發(fā)生偏航系統(tǒng)的異響和振動。

實例驗證

通過上文理論分析可知，當(dāng)偏航阻力矩小時，偏航系統(tǒng)的異響和振動不易發(fā)生?，F(xiàn)以2#風(fēng)電機組偏航降壓試驗對該結(jié)論進行驗證。

表4 2#風(fēng)電機組降壓試驗偏航電機電流

對2#風(fēng)電機組進行偏航降壓試驗，試驗數(shù)據(jù)如表4所示。從2#風(fēng)電機組的數(shù)據(jù)表3和表4可知，在正常偏航工作壓力下，發(fā)生較大振動時伴有較大異響的機組，其每臺偏航電機的各相電流均值相差較大，即三相電流不平衡（這也說明了電機的負載在時域里是不穩(wěn)定的）。偏航聲音柔和的機組，其每臺偏航電機的各相電流均值相差不大，即三相電流平衡（這也說明了電機的負載在時域里是穩(wěn)定的）。當(dāng)偏航壓力減?。雌阶枇販p?。r，偏航電機電流有變小的趨勢，但是當(dāng)偏航壓力為0bar時，偏航電機電流為4.27～4.76A，接近偏航壓力為10bar時的電流，這種情況可能是由部分活塞和缸體之間產(chǎn)生卡滯造成的。

通過對比2#風(fēng)電機組現(xiàn)場降壓偏航試驗數(shù)據(jù)可知，降壓后異響和振動確有減弱趨勢（現(xiàn)場直觀感受明顯），證實了理論分析結(jié)果與實測結(jié)果的一致性。

為保證在19～25m/s風(fēng)速下正常偏航的安全，實例機組采用24bar的偏航壓力，但該壓力對于內(nèi)陸較低風(fēng)速3～19m/s來說顯然是過安全的。通過理論分析和實例驗證可知，適當(dāng)降低偏航壓力能夠減少偏航系統(tǒng)異響和振動的產(chǎn)生。需要說明的是，本文沒有考慮風(fēng)力對偏航運動的影響。實際上，當(dāng)風(fēng)力對偏航起阻力作用時，偏航電流會較大，反之會較小。

結(jié)論

本文針對風(fēng)電機組偏航系統(tǒng)的異響和振動進行了現(xiàn)場實例檢測結(jié)果對比分析和偏航系統(tǒng)理論分析，得出的主要結(jié)論如下：

（1）偏航時偏航阻力矩的不平穩(wěn)是造成偏航發(fā)生異響和振動的主要原因。

（2）當(dāng)偏航系統(tǒng)零部件的自激振動頻率接近塔架幾個典型振型的頻率值時，會發(fā)生共振，使得異響和振動加劇。

（3）適當(dāng)降低偏航壓力，能夠減小偏航時產(chǎn)生的異響和振動。