兆瓦級風(fēng)電機組導(dǎo)流罩錐形支架強度分析

文 | 楊揚，張楚翔，何海建，孟令銳，晁貫良，董姝言

在風(fēng)電機組各零部件中，導(dǎo)流罩是保證風(fēng)電機組正常工作和滿足空氣動力學(xué)性能的薄殼結(jié)構(gòu)，它對風(fēng)電機組的穩(wěn)定性、發(fā)電效率、風(fēng)能利用率以及風(fēng)電機組葉片的空氣動力學(xué)性能都有著十分重要的影響。導(dǎo)流罩主要起保護作用而非傳遞載荷，其所受載荷主要是自重和風(fēng)載等外部載荷，故為降低導(dǎo)流罩自身重量，同時提高其抗壓抗變形能力，通常采用新型復(fù)合材料制作。

錐形支架是導(dǎo)流罩與輪轂之間的連接結(jié)構(gòu)，通過螺栓與彈性支撐安裝在輪轂外側(cè)，主要對導(dǎo)流罩起支撐作用，一般由合金鋼焊接而成。錐形支架在風(fēng)輪轉(zhuǎn)動過程中不斷承受動態(tài)載荷，故其內(nèi)部產(chǎn)生交變應(yīng)力，在該應(yīng)力的反復(fù)作用下，錐形支架易發(fā)生疲勞斷裂。目前對于風(fēng)電機組內(nèi)部結(jié)構(gòu)件的強度分析，大多集中于輪轂、主機架、后機架和塔筒等部件，而對錐形支架的強度分析卻很少。在風(fēng)電場實際運行中發(fā)現(xiàn)導(dǎo)流罩錐形支架在運行幾年后出現(xiàn)焊縫開裂現(xiàn)象。針對此問題，本文采用有限元分析與現(xiàn)場測試驗證相結(jié)合的方法，對錐形支架結(jié)構(gòu)開裂原因進行分析，并對其結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化設(shè)計與強度校核，以解決風(fēng)電場導(dǎo)流罩錐形支架開裂的實際問題。

本研究首先對兆瓦級風(fēng)電機組導(dǎo)流罩錐形支架原始結(jié)構(gòu)焊縫開裂問題進行研究，分別從有限元分析和風(fēng)電場應(yīng)力測試兩方面對其焊縫開裂問題進行探討，確定焊縫開裂原因；然后針對原始結(jié)構(gòu)強度不足問題，對錐形支架進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化；最后利用有限元分析軟件ANSYS對該優(yōu)化結(jié)構(gòu)進行有限元建模，并基于Miner線性累積損傷理論與材料的S/N曲線，對錐形支架優(yōu)化結(jié)構(gòu)進行疲勞強度校核，得到錐形支架的最大疲勞損傷。

錐形支架焊縫開裂問題研究

錐形支架原始結(jié)構(gòu)由加強筋板與鋼管焊接組成，如圖1所示，用于連接導(dǎo)流罩與輪轂。在風(fēng)電機組運行時，錐形支架隨輪轂轉(zhuǎn)動過程中承受著復(fù)雜的動態(tài)載荷，筋板上部與圓管焊縫處受力較大，易發(fā)生疲勞破壞。

根據(jù)某風(fēng)電場統(tǒng)計，在風(fēng)電機組運行幾年后錐形支架出現(xiàn)了焊縫開裂現(xiàn)象。在風(fēng)電機組運行過程中焊縫裂紋逐步擴展到圓管整個橫截面，最終導(dǎo)致圓管在筋板焊縫所在截面發(fā)生斷裂，如圖2所示。

圖1 錐形支架原始結(jié)構(gòu)

圖2 導(dǎo)流罩錐形支架疲勞斷裂

由于GL2010規(guī)范僅要求對風(fēng)電機組導(dǎo)流罩進行極限強度校核，對其疲勞強度未作要求，故風(fēng)電機組內(nèi)主要部件包括導(dǎo)流罩在風(fēng)電機組認(rèn)證階段已通過極限強度校核，所以從理論上分析推斷，該錐形支架焊縫開裂的主要原因是結(jié)構(gòu)疲勞強度不足。在重力頻繁作用下，加強筋板與圓管焊接處的焊縫承受的交變應(yīng)力幅過大，使得焊縫產(chǎn)生疲勞裂紋，該裂紋逐漸擴展，最終導(dǎo)致結(jié)構(gòu)發(fā)生疲勞斷裂破壞。現(xiàn)對錐形支架原始結(jié)構(gòu)進行有限元建模與疲勞強度分析，研究焊縫開裂是否由疲勞強度不足所致。

一、 錐形支架原始結(jié)構(gòu)有限元分析

（一）有限元模型

有限元分析之前需對導(dǎo)流罩及錐形支架原始結(jié)構(gòu)幾何模型進行簡化處理，刪除模型中的小倒角、小倒圓、螺栓孔等小特征（其對網(wǎng)格劃分不利且對結(jié)構(gòu)強度分析影響很?。?。由經(jīng)驗知，連接螺栓的強度足夠，在風(fēng)電機組20年壽命期間不會產(chǎn)生疲勞破壞，故不考慮螺栓的建模。由于導(dǎo)流罩為殼體結(jié)構(gòu)，故可采用2D殼單元shell181建模，也可以避免復(fù)雜實體建模容易出現(xiàn)的應(yīng)力集中、網(wǎng)格奇異等問題；而錐形支架采用3D實體單元solid187建模，有限元模型如圖3、圖4所示，坐標(biāo)系方向與GL2010規(guī)定的輪轂固定坐標(biāo)系方向一致，其中X軸沿水平方向并指向下風(fēng)向，Z軸豎直向上，Y軸位于水平方向并與X軸和Z軸組成右手坐標(biāo)系。

（二）材料性能與邊界條件

導(dǎo)流罩采用玻璃鋼增強塑性復(fù)合材料（GFRP）制作，錐形支架采用低合金結(jié)構(gòu)鋼（S355NL）焊接而成，具體材料屬性如表1所示。

導(dǎo)流罩通常由三片殼體、前板與背板組合而成，板與板之間及板與錐形支架之間均采用螺栓連接，且在ANSYS中采用點面綁定接觸來模擬連接螺栓；而錐形支架與輪轂之間、背板與輪轂支架之間同樣采用螺栓連接，但由于輪轂未考慮建模，故約束錐形支架、背板與輪轂的接觸表面上節(jié)點的3個平動自由度與3個轉(zhuǎn)動自由度，以此來模擬連接螺栓的固定約束，如圖5所示。

（三） 疲勞強度計算與結(jié)果分析

由于風(fēng)電機組正常運行時，重力載荷始終存在，隨風(fēng)輪轉(zhuǎn)動時錐形支架內(nèi)部產(chǎn)生交變應(yīng)力，最終導(dǎo)致錐形支架產(chǎn)生疲勞斷裂，故基于重力載荷對錐形支架的疲勞強度進行評估。由于錐形支架屬于焊接結(jié)構(gòu)，且危險位置為焊縫附近，故本文忽略錐形支架板邊的強度評估，僅考慮錐形支架危險焊縫的強度。根據(jù)IIW規(guī)范確定錐形支架焊縫疲勞等級為100，其S/N曲線數(shù)據(jù)如表2所示。由于本文所研究的兆瓦級風(fēng)電機組風(fēng)輪額定轉(zhuǎn)速為每分鐘14.7轉(zhuǎn)，在風(fēng)電機組20年壽命期間風(fēng)輪轉(zhuǎn)動次數(shù)根據(jù)疲勞設(shè)計工況進行計算，最終得到重力載荷累積循環(huán)次數(shù)N為9.88×107次。

圖3 整體有限元模型

圖4 錐形支架原始結(jié)構(gòu)有限元模型

圖5 導(dǎo)流罩有限元模型邊界約束

表1 各部件材料屬性

在ANSYS中對整體模型施加Z軸正方向的重力加速度，進行重力作用下的靜強度分析，得到有限元計算主應(yīng)力結(jié)果如圖6、圖7所示。由于錐形支架結(jié)構(gòu)對稱，故在重力影響下水平相對的兩個圓管與底部筋板的焊縫屬于危險位置，應(yīng)力接近，最大壓應(yīng)力分別為69.7 MPa和68.7MPa，如圖7所示。

依據(jù)IIW規(guī)范，對圖7中右邊圓管與筋板焊縫熱點進行應(yīng)力外推計算，得到焊縫熱點的準(zhǔn)確應(yīng)力為67.3MPa。再基于材料的S/N曲線，利用計算公式（1）得到錐形支架的載荷許用循環(huán)次數(shù)：

式中，Ni為許用循環(huán)次數(shù)；Δσi為重力作用下的應(yīng)力變化范圍；SRF為疲勞安全系數(shù)，取1。

經(jīng)計算得到載荷的許用循環(huán)次數(shù)為4.2×105。

根據(jù)Miner線性累積損傷理論，錐形支架的疲勞損傷采用實際載荷累積循環(huán)次數(shù)N與許用循環(huán)次數(shù)Ni之比確定，則重力工況下疲勞損傷為：

當(dāng)損傷等于1時，利用公式（1）反推得到其疲勞安全系數(shù)SRF為0.162，小于1，或根據(jù)其損傷D大于1，確定錐形支架原始結(jié)構(gòu)的疲勞強度不足，從而引起了錐形支架焊縫開裂問題。

二、錐形支架應(yīng)力測試驗證

為進一步驗證錐形支架在風(fēng)電場運行時出現(xiàn)焊縫開裂問題的原因，并與有限元分析結(jié)果作對比，本文利用應(yīng)力測試裝置對某風(fēng)電場運行的錐形支架焊縫危險位置進行動態(tài)應(yīng)力測試。由于焊縫的疲勞強度主要受到交變應(yīng)力的影響，應(yīng)力變化范圍越大，越容易發(fā)生疲勞破壞，且錐形支架的交變應(yīng)力范圍容易測量，故在風(fēng)電場通過測量焊縫危險位置的交變應(yīng)力范圍來大致評估危險焊縫的疲勞強度，同時與有限元分析得到的疲勞強度計算結(jié)果進行對比驗證。

（一）錐形支架應(yīng)力測試方法

為方便應(yīng)力測試，根據(jù)某風(fēng)電場錐形支架焊縫開裂情況，采用電阻式應(yīng)變片對危險焊縫位置附近進行應(yīng)變應(yīng)力測試，得到測點區(qū)域的應(yīng)力變化范圍，以此來評估疲勞強度。需要說明的是測試時需忽略溫度、濕度、焊縫不均勻性等不確定因素帶來的影響，并認(rèn)為主應(yīng)力方向垂直于焊縫，僅沿主應(yīng)力方向粘貼一個應(yīng)變片，通過輔助設(shè)備采集得到危險點的應(yīng)變曲線。選取風(fēng)電機組運行穩(wěn)定后得到的應(yīng)變曲線測量其應(yīng)變變化范圍，通過應(yīng)力應(yīng)變公式換算出主應(yīng)力變化范圍，并與有限元計算結(jié)果進行對比。

圖6 錐形支架有限元計算結(jié)果（S1）

圖7 錐形支架有限元計算結(jié)果（S3）

表2 錐形支架疲勞強度評估所用S/N曲線

風(fēng)電場測試時把電阻應(yīng)變片貼在錐形支架采樣點表面，通過導(dǎo)線連接到無線應(yīng)變節(jié)點的通道上，無線應(yīng)變節(jié)點固定在輪轂內(nèi)，把應(yīng)變片的電阻變化轉(zhuǎn)換為電信號并通過無線發(fā)送數(shù)據(jù)，測試人員在機艙內(nèi)通過無線網(wǎng)關(guān)接收測試數(shù)據(jù)，并通過電腦軟件處理數(shù)據(jù)得到采樣點的實時應(yīng)變曲線。

（二）錐形支架測試采樣點選取

參考上文有限元分析結(jié)果，選取有限元分析的危險點附近便于測量的點為采樣點，采樣點具體分布如圖8所示，風(fēng)電場測試時實際的采樣點應(yīng)變貼片如圖9所示，對應(yīng)計算模型中的采樣點具體分布如圖10所示。

（三）錐形支架應(yīng)力測試結(jié)果分析

通過在風(fēng)電場測量錐形支架測試采樣點的應(yīng)變變化，得到采樣點的應(yīng)變變化范圍，經(jīng)過應(yīng)力應(yīng)變轉(zhuǎn)變公式（3）計算后，得到采樣點的應(yīng)力變化范圍。

式中，σ為應(yīng)力；ε為應(yīng)變；E為材料的彈性模量，取210MPa。

由于錐形支架結(jié)構(gòu)關(guān)于其中心軸對稱，故1、2、3號支架上采樣點隨輪轂轉(zhuǎn)動過程中應(yīng)變變化范圍一樣，只是應(yīng)變曲線的波峰與波谷出現(xiàn)的時間與順序有先后。由于本文所研究的錐形支架是固定在某一個位置進行強度計算的，且在此位置時有限元計算的危險位置位于支架3上，故此處為與有限元計算結(jié)果對比，列出了風(fēng)電場測試中支架3和支架4上采樣點的應(yīng)變范圍曲線，如圖11所示。由于有限元計算得到的是應(yīng)力幅值，需乘以2得到其應(yīng)力范圍，再與風(fēng)電場測量的支架3采樣點1/2與支架4采樣點a/b應(yīng)力范圍進行對比，結(jié)果如表3所示。

由圖11和表3知，風(fēng)電場采樣點的實際測試結(jié)果與有限元分析結(jié)果誤差最大為10%左右，由于應(yīng)變片無法精確貼在焊縫熱點處，導(dǎo)致實際測試點距離焊縫一定位置，且由于焊縫熱點附近的應(yīng)力梯度較大，實際測試點僅能反映應(yīng)變片測試區(qū)域主應(yīng)力方向的平均應(yīng)力，同時加上貼片誤差、人為誤差等因素，理論分析不會與實際結(jié)果完全一致，但兩者數(shù)值接近，可以從一定程度上證明用于錐形支架強度校核的有限元分析方法的準(zhǔn)確性與可靠性。

測試結(jié)果也表明，錐形支架易開裂位置的交變應(yīng)力變化幅度最大可達(dá)63.2MPa，已經(jīng)遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過焊縫S/N曲線中拐點處的應(yīng)力范圍，即錐形支架的疲勞強度不滿足設(shè)計要求，無法滿足風(fēng)電機組20年的設(shè)計壽命要求。最終通過有限元分析與風(fēng)電場應(yīng)力測試兩種方法，確定了錐形支架原始結(jié)構(gòu)焊縫開裂問題確實是由結(jié)構(gòu)疲勞強度不足引起。

圖8 應(yīng)力測試采樣點分布

圖9 風(fēng)電場錐形支架測試采樣點應(yīng)變貼片示意

圖10 實際采樣點在錐形支架有限元模型中的對應(yīng)位置

表3 焊縫熱點應(yīng)力范圍對比結(jié)果

錐形支架結(jié)構(gòu)優(yōu)化

通過對風(fēng)電場現(xiàn)有錐形支架焊縫開裂問題分析知，錐形支架原始結(jié)構(gòu)強度不足導(dǎo)致了焊縫開裂。為解決原始結(jié)構(gòu)強度不足問題，對錐形支架進行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計，優(yōu)化后的導(dǎo)流罩裝配體幾何模型與錐形支架模型如圖12、圖13所示，其中導(dǎo)流罩最大厚度為11mm，錐形支架最大厚度為20mm。

錐形支架優(yōu)化結(jié)構(gòu)強度校核

對錐形支架優(yōu)化結(jié)構(gòu)進行疲勞強度評估，校核該優(yōu)化結(jié)構(gòu)的強度是否滿足GL規(guī)范設(shè)計要求，以期徹底解決風(fēng)電場錐形支架焊縫開裂問題。

一、 錐形支架優(yōu)化結(jié)構(gòu)有限元模型

簡化導(dǎo)流罩裝配體幾何模型，在ANSYS中采用殼單元shell181對導(dǎo)流罩與錐形支架進行有限元建模，約束方法與上文所用方法相同，結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的有限元模型與邊界約束如圖14、圖15所示。

二、疲勞強度計算與結(jié)果分析

對錐形支架的疲勞強度評估是基于重力載荷進行的。故在ANSYS中對整體有限元模型施加Z向重力加速度，進行重力工況下的靜強度分析，得到的有限元計算結(jié)果分別如圖16、圖17所示。

由圖16、圖17知，焊縫熱點的最大主應(yīng)力為8.67MPa。根據(jù)IIW規(guī)范，由于焊縫應(yīng)力奇異導(dǎo)致焊縫處應(yīng)力不準(zhǔn)確，需采用熱點應(yīng)力法對焊縫應(yīng)力進行外推計算得到其準(zhǔn)確應(yīng)力。由于從有限元分析結(jié)果直接提取得到的應(yīng)力遠(yuǎn)小于焊縫S/N曲線拐點處應(yīng)力范圍的一半，且有限元計算結(jié)果應(yīng)力提取值大于熱點應(yīng)力法外推得到的焊縫應(yīng)力，故可采用有限元結(jié)果應(yīng)力提取值簡要評估錐形支架焊縫的疲勞強度，同時使得強度評估結(jié)果偏保守。根據(jù)材料的S/N曲線，利用公式（1）計算得到載荷許用循環(huán)次數(shù)：

則重力工況下錐形支架優(yōu)化結(jié)構(gòu)的疲勞損傷為0.069（<1）。

圖11 測試采樣點應(yīng)變曲線

圖12 導(dǎo)流罩裝配體幾何模型

圖13 錐形支架優(yōu)化模型

圖14 導(dǎo)流罩與錐形支架有限元模型

圖15 有限元模型邊界約束示意

圖16 錐形支架第一主應(yīng)力（S1）

圖17 錐形支架第三主應(yīng)力（S3）

圖18 用于實際生產(chǎn)的錐形支架優(yōu)化結(jié)構(gòu)

當(dāng)損傷等于1時，利用公式（4）反推得到其疲勞安全系數(shù)SRF為1.71，大于1，或根據(jù)損傷D小于1可知，錐形支架優(yōu)化結(jié)構(gòu)的疲勞強度滿足設(shè)計要求，在風(fēng)電機組20年壽命期間錐形支架不會發(fā)生疲勞斷裂破壞。故可將該優(yōu)化結(jié)構(gòu)應(yīng)用于風(fēng)電場導(dǎo)流罩錐形支架的設(shè)計與運用，如圖18所示，可有效解決錐形支架焊縫開裂問題。

根據(jù)風(fēng)電場反饋結(jié)果顯示，該錐形支架優(yōu)化結(jié)構(gòu)在風(fēng)電場風(fēng)電機組運行數(shù)年后未出現(xiàn)焊縫開裂問題，能夠保證風(fēng)電機組安全穩(wěn)定運行。

結(jié)論

本研究首先針對風(fēng)電場現(xiàn)有導(dǎo)流罩錐形支架的原始結(jié)構(gòu)進行了焊縫開裂問題研究，一方面采用有限元分析軟件ANSYS對原始結(jié)構(gòu)進行有限元建模與強度評估，另一方面通過對某風(fēng)電場錐形支架貼應(yīng)變片進行應(yīng)力測試，研究結(jié)果表明風(fēng)電場錐形支架焊縫開裂是由疲勞強度不足引起；然后為提高錐形支架的強度性能，對其進行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計；最后對優(yōu)化結(jié)構(gòu)進行疲勞強度校核，分析結(jié)果表明導(dǎo)流罩錐形支架優(yōu)化結(jié)構(gòu)的疲勞損傷小于1，強度滿足GL2010規(guī)范設(shè)計要求，即在風(fēng)電機組壽命期間錐形支架不會產(chǎn)生疲勞斷裂破壞，從而可將此優(yōu)化結(jié)構(gòu)用于風(fēng)電機組錐形支架的結(jié)構(gòu)設(shè)計與生產(chǎn)中。該分析方法有效解決了原有錐形支架焊縫疲勞開裂問題，并為錐形支架的結(jié)構(gòu)設(shè)計和優(yōu)化提供了一種參考依據(jù)。