MW級(jí)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組塔筒法蘭強(qiáng)度分析*

何海建，楊 揚(yáng)，孟令銳，晁貫良，董姝言

(許昌許繼風(fēng)電科技有限公司，河南 許昌 461000)

0 引 言

由于國(guó)家政策的大力支持，近幾年風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的國(guó)產(chǎn)化程度逐漸提高[1]。為了保證風(fēng)電機(jī)組設(shè)備的可靠性，需要對(duì)風(fēng)機(jī)中各部件的強(qiáng)度等性能進(jìn)行分析。

塔筒作為風(fēng)力發(fā)電機(jī)的一個(gè)重要的組成部分，它的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性直接影響著風(fēng)力發(fā)電機(jī)的運(yùn)行安全[2]。塔筒各段之間通過法蘭進(jìn)行連接，風(fēng)力發(fā)電機(jī)組運(yùn)行時(shí)，作用于葉輪和機(jī)艙的載荷通過主機(jī)架傳遞到塔筒上，同時(shí)由于風(fēng)速和風(fēng)向的不穩(wěn)定性，塔筒法蘭還要承受動(dòng)態(tài)載荷，在長(zhǎng)期載荷作用下，塔筒法蘭極易遭到破壞，如果連接法蘭出現(xiàn)問題，不僅會(huì)對(duì)風(fēng)力發(fā)電的性能造成影響，甚至?xí)l(fā)安全事故，因此為了保證風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的正常運(yùn)行，需要對(duì)風(fēng)機(jī)塔筒法蘭的極限及疲勞強(qiáng)度進(jìn)行校核[3]。塔筒法蘭的破壞方式主要為極限載荷工況下的局部塑性變形或破壞以及隨機(jī)載荷作用下的疲勞斷裂[4]。

風(fēng)機(jī)塔筒法蘭強(qiáng)度計(jì)算時(shí)最常用的是有限元分析法，晁貫良[5]采用ANSYS軟件建立了塔頂法蘭連接系統(tǒng)的有限元模型，利用子模型分析技術(shù)及工況疊加計(jì)算方法對(duì)塔頂法蘭進(jìn)行了極限強(qiáng)度校核，但計(jì)算模型中忽略了塔頂連接螺栓對(duì)法蘭極限強(qiáng)度的影響；杜靜[6]利用MSC.Marc/Mentat軟件建立了風(fēng)力機(jī)法蘭有限元分析模型，運(yùn)用雨流計(jì)數(shù)法與Palmgren-Miner線性累積損傷理論相結(jié)合的疲勞計(jì)算方法，對(duì)塔頂法蘭疲勞強(qiáng)度進(jìn)行了研究，但未考慮不同方向上的剪應(yīng)力對(duì)塔筒法蘭疲勞損傷產(chǎn)生的影響。

本研究以某大型風(fēng)力發(fā)電機(jī)為例，建立塔筒法蘭連接系統(tǒng)的有限元模型，計(jì)算中將考慮法蘭連接螺栓對(duì)法蘭強(qiáng)度的影響，同時(shí)提出將臨界平面算法與剪應(yīng)力算法相結(jié)合，進(jìn)行塔筒法蘭疲勞損傷計(jì)算。

1 塔筒法蘭的幾何模型

塔筒法蘭幾何模型如圖1所示。

圖1 塔筒法蘭幾何模型

本研究采用Solidworks軟件進(jìn)行塔筒法蘭連接系統(tǒng)創(chuàng)建，為了考慮連接螺栓對(duì)塔筒法蘭計(jì)算的影響，法蘭幾何模型中保留了連接螺栓孔。同時(shí)為了提高計(jì)算效率，模型中簡(jiǎn)化了對(duì)計(jì)算結(jié)果影響較小的塔筒平臺(tái)、爬梯等附屬設(shè)備。

2 塔筒法蘭有限元模型及載荷坐標(biāo)系

為了準(zhǔn)確模擬塔筒法蘭的真實(shí)受力狀態(tài)，本研究在有限元模型中創(chuàng)建了與塔筒法蘭相鄰的部件，主要包括上段塔筒、連接螺栓、墊圈以及下段塔筒。

本研究將風(fēng)機(jī)塔筒法蘭的幾何裝配模型導(dǎo)入有限元分析軟件ANSYS中進(jìn)行網(wǎng)格劃分，有限元模型剖視圖如圖2所示。

圖2 塔筒法蘭連接有限元模型

上段塔筒、連接法蘭、墊圈以及下段塔筒均采用高階六面體單元進(jìn)行網(wǎng)絡(luò)劃分，為了減小結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵部位對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，本研究對(duì)上、下法蘭圓角位置的網(wǎng)格進(jìn)行了適度加密[7]，同時(shí)為了提高塔筒法蘭疲勞強(qiáng)度計(jì)算效率以及采用臨界平面方法進(jìn)行疲勞計(jì)算，在上、下法蘭的圓角位置創(chuàng)建了一層厚度較薄的殼單元，殼單元與下覆實(shí)體單元之間通過共節(jié)點(diǎn)的方式進(jìn)行連接。此外，連接螺栓采用梁?jiǎn)卧M(jìn)行模擬，單元截面積與螺栓應(yīng)力面積相同。上、下法蘭之間通過標(biāo)準(zhǔn)摩擦接觸方式進(jìn)行連接，摩擦系數(shù)為0.2。塔筒法蘭有限元模型共包含167 040個(gè)單元，722 305個(gè)節(jié)點(diǎn)。

為了準(zhǔn)確模擬載荷的傳遞，本研究在塔筒上、下法蘭接合面中心位置建立節(jié)點(diǎn)并施加外載荷，并將該中心節(jié)點(diǎn)通過MPC剛性梁?jiǎn)卧c上段塔筒頂部位置進(jìn)行連接，以便模擬載荷的傳遞，根據(jù)塔筒實(shí)際的受力狀態(tài)，需要對(duì)下段塔筒底部端面所有節(jié)點(diǎn)的平動(dòng)自由度進(jìn)行約束。

塔筒法蘭各部件所用材料均為低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼，其彈性模量為2.1×1011Pa，泊松比為0.3，密度為7 850 kg/m3。塔筒法蘭由Q345鍛造而成，其最大壁厚為150 mm，根據(jù)《GB/T1591-2008低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼》塔筒法蘭抗拉強(qiáng)度為470 MPa，屈服強(qiáng)度為285 MPa。

風(fēng)力發(fā)電機(jī)組運(yùn)行時(shí)，葉片產(chǎn)生的氣動(dòng)載荷以及由于風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)和機(jī)艙對(duì)風(fēng)引起的離心力、慣性力通過主機(jī)架傳遞到塔筒上，這些載荷和塔筒自身的重力構(gòu)成了塔筒法蘭載荷[8]。塔筒法蘭所承受的載荷通過GH Bladed軟件根據(jù)GL規(guī)范計(jì)算仿真得到，載荷方向與GL規(guī)定的塔筒載荷坐標(biāo)系方向一致，坐標(biāo)系如圖3所示。坐標(biāo)系原點(diǎn)位于塔筒中心位置，XF沿水平方向并指向下風(fēng)向，ZF豎直向上，YF位于水平方向并與XF和ZF組成右手坐標(biāo)系。

圖3 塔筒載荷坐標(biāo)系

3 塔筒法蘭靜強(qiáng)度分析

以某MW級(jí)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組為例，其塔筒法蘭中心位置的極限工況載荷如表1所示。

塔筒法蘭靜強(qiáng)度計(jì)算分兩個(gè)載荷步進(jìn)行，第一個(gè)載荷步，對(duì)連接螺栓組施加預(yù)緊力載荷；第二個(gè)載荷步，鎖定第一步施加的螺栓預(yù)緊力，并施加表1中的極限工況載荷[9]。由于上、下法蘭之間采用標(biāo)準(zhǔn)摩擦接觸方式進(jìn)行連接，有限元模型采用隱式非線性牛頓-拉斐遜迭代算法進(jìn)行求解。根據(jù)GL規(guī)范，為了保證載荷與材料的安全設(shè)計(jì)值，塔筒法蘭靜強(qiáng)度安全系數(shù)應(yīng)通過下式進(jìn)行計(jì)算：

表1 塔筒法蘭極限工況載荷表

(1)

式中：γf—載荷安全系數(shù)，取1.0；γm—材料安全系數(shù)，取1.1；σeqv，max—塔筒法蘭最大等效應(yīng)力，MPa；Re—塔筒法蘭屈服強(qiáng)度，MPa。

塔筒法蘭危險(xiǎn)工況下等效應(yīng)力云圖如圖4所示。

圖4 塔筒法蘭等效應(yīng)力云圖

從該云圖可以看出：塔筒法蘭靜強(qiáng)度危險(xiǎn)位置發(fā)生在圓角過渡處，最大應(yīng)力值為235.4 MPa，對(duì)應(yīng)靜強(qiáng)度安全系數(shù)為1.1，大于1，因此，塔筒法蘭在極限工況下運(yùn)行能夠滿足靜強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。

4 塔筒法蘭疲勞強(qiáng)度分析

工程實(shí)踐表明：部件的初始裂紋通常首先出現(xiàn)在應(yīng)力較大位置，對(duì)于塔筒法蘭，倒圓角區(qū)域?yàn)槠鋺?yīng)力集中位置，為了提高計(jì)算效率，本研究?jī)H計(jì)算塔筒法蘭圓角位置的疲勞強(qiáng)度。塔筒法蘭疲勞強(qiáng)度計(jì)算流程如圖5所示。

由于塔筒法蘭疲勞強(qiáng)度主要受到My載荷分量的影響，本研究首先在塔筒法蘭接合面中心位置施加正、負(fù)兩個(gè)方向上的疲勞極限載荷(+Mymax、-Mymin)，并在這兩個(gè)疲勞極限工況下，對(duì)風(fēng)機(jī)塔筒法蘭的有限元模型進(jìn)行非線性求解。為了考慮法蘭連接螺栓的預(yù)緊力效應(yīng)，本研究對(duì)這兩個(gè)疲勞極限工況進(jìn)行非線性求解時(shí)，分兩個(gè)載荷步進(jìn)行計(jì)算，第一個(gè)載荷步施加連接螺栓預(yù)緊力載荷，第二個(gè)載荷步施加疲勞極限外載荷，施加疲勞極限外載荷時(shí)分為5個(gè)子步進(jìn)行，根據(jù)各載荷步的計(jì)算結(jié)果，能夠得到當(dāng)疲勞載荷由負(fù)向極值變化到正向極值時(shí)，塔筒法蘭倒圓位置載荷與各臨界平面剪應(yīng)力的關(guān)系曲線。以法蘭某個(gè)熱點(diǎn)位置為例，其載荷與危險(xiǎn)臨界平面剪應(yīng)力關(guān)系曲線如圖6所示。

圖5 塔筒法蘭疲勞強(qiáng)度計(jì)算流程

圖6 法蘭某熱點(diǎn)位置載荷與危險(xiǎn)臨界平面剪應(yīng)力關(guān)系曲線

其次，根據(jù)載荷與臨界平面剪應(yīng)力關(guān)系曲線以及疲勞時(shí)序載荷譜，通過GH-Bladed軟件可計(jì)算得到法蘭圓角位置各臨界平面下的剪應(yīng)力譜。最后，本研究將法蘭各臨界平面下的剪應(yīng)力譜、應(yīng)力譜循環(huán)次數(shù)以及法蘭S-N曲線數(shù)據(jù)輸入至疲勞分析軟件，基于Miner線性累積損傷理論[10]，采用Goodman平均應(yīng)力修正方法計(jì)算塔筒法蘭疲勞損傷及安全系數(shù)。

根據(jù)GL規(guī)范，塔筒法蘭作為鍛造件，其S-N曲線可由相關(guān)材料參數(shù)擬合得到，用于擬合塔筒法蘭S-N曲線的輸入?yún)?shù)如表2所示。

表2 塔筒法蘭相關(guān)輸入?yún)?shù)

由于在疲勞分析軟件中使用了Goodman平均應(yīng)力修正方法，表2中平均應(yīng)力修正系數(shù)Fm=1，即S-N曲線中未考慮平均應(yīng)力的影響。根據(jù)表2中的輸入?yún)?shù)，可得到塔筒法蘭S-N曲線如圖7所示。

圖7 塔筒法蘭S-N曲線

計(jì)算結(jié)果顯示：在疲勞載荷作用下，塔筒法蘭圓角位置的疲勞強(qiáng)度安全系數(shù)為5.163，因此，在20年的設(shè)計(jì)壽命周期內(nèi)，該機(jī)組塔筒法蘭能夠滿足疲勞強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。

5 結(jié)束語

本研究介紹了MW級(jí)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組塔筒法蘭極限強(qiáng)度及疲勞強(qiáng)度計(jì)算方法。提出了進(jìn)行塔筒法蘭疲勞計(jì)算時(shí)采用臨界平面算法與剪應(yīng)力算法相結(jié)合的疲勞損傷計(jì)算方法，該方法能夠更為準(zhǔn)確地考慮到塔筒法蘭的真實(shí)疲勞應(yīng)力歷程。

計(jì)算結(jié)果表明：塔筒法蘭的極限強(qiáng)度及疲勞強(qiáng)度安全系數(shù)均大于1，能夠滿足強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求，同時(shí)塔筒法蘭的危險(xiǎn)位置與工程實(shí)際較為吻合，說明提出的計(jì)算方法是可靠實(shí)用的，能夠?yàn)轱L(fēng)力發(fā)電機(jī)組塔筒法蘭的設(shè)計(jì)提供必要的依據(jù)，具有一定的工程實(shí)用價(jià)值。

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