搜索直驅(qū)式風(fēng)電機(jī)組發(fā)電機(jī)部件強(qiáng)度研究
2017-04-21 by:CAE仿真在線 來(lái)源:互聯(lián)網(wǎng)
Strength Research on the Generator Part of Direct-driven WTGS
摘 要:為了實(shí)現(xiàn)某直驅(qū)式風(fēng)電機(jī)組發(fā)電機(jī)部件的強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求,應(yīng)用有限元軟件和疲勞分析軟件,
研究有限元方法在極限強(qiáng)度與疲勞強(qiáng)度分析中的應(yīng)用?；?Altair 公司的 HyperMesh 軟件建立了直
驅(qū)發(fā)電機(jī)的有限元模型,采用有限元軟件計(jì)算分析了發(fā)電機(jī)部件的極限強(qiáng)度?；谄谲浖?計(jì)算 分析了發(fā)電機(jī)部件的疲勞損傷,并用 HyperView
軟件進(jìn)行了結(jié)果后處理。
關(guān)鍵詞:風(fēng)電機(jī)組 直驅(qū)發(fā)電機(jī) 有限元 強(qiáng)度 疲勞損傷 HyperWorks
Abstract:In
order to realize strong designs for the generator components of direct-driven
wind turbine generator systems (WTGS), finite element and fatigue analysis
software was used to study and analyze the ultimate strength and fatigue
strength. The FE model of the direct-driven generator was established using
Altair Hyperworks, and FE software was also used to calculate the ultimate
strength of the generator components. Then, fatigue damage was obtained with
fatigue software and the results were post-processed with
HyperView.
Key words: WTGS, direct-driven
generator, FE, strength, fatigue damage, HyperWorks
1
引言
目前國(guó)內(nèi)市場(chǎng)上已經(jīng)出現(xiàn)了 2.5MW、3.0MW 和 5.0MW 等大型風(fēng)電機(jī)組。隨著風(fēng)電機(jī)組功率等
級(jí)加大,其內(nèi)部各零部件所承受的載荷明顯增大,風(fēng)電機(jī)組發(fā)電機(jī)要在各種載荷工況下安全運(yùn)行,
其重要部件必須滿足強(qiáng)度要求。發(fā)電機(jī)作為風(fēng)電機(jī)組的重要部件,其強(qiáng)度對(duì)整機(jī)的可靠性至關(guān)重要。 同時(shí),風(fēng)電機(jī)組設(shè)計(jì)須滿足 20
年的使用壽命,這使得發(fā)電機(jī)關(guān)鍵零部件的強(qiáng)度設(shè)計(jì)尤為重要。一 方面,發(fā)電機(jī)部件設(shè)計(jì)需要滿足極限強(qiáng)度要求,另一方面,還需要綜合考慮零部件疲勞強(qiáng)度對(duì)發(fā)電
機(jī)使用壽命的影響。
在此背景下,以有限元分析、動(dòng)態(tài)設(shè)計(jì)和抗疲勞設(shè)計(jì)等為主要內(nèi)容的現(xiàn)代設(shè)計(jì)方法在風(fēng)電機(jī)組
結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中日益得到重視。目前,國(guó)內(nèi)學(xué)者在強(qiáng)度研究方面較為典型的研究包括:何玉林等運(yùn)用風(fēng)
電機(jī)組空氣動(dòng)力學(xué)、結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)、強(qiáng)度分析等理論和現(xiàn)代設(shè)計(jì)方法,利用有限元分析軟件對(duì)主機(jī)架
結(jié)構(gòu)進(jìn)行了靜強(qiáng)度和疲勞壽命分析[1];杜靜等基于風(fēng)電機(jī)組主軸有限元模型,對(duì)兆瓦級(jí)風(fēng)電機(jī)組主 軸疲勞損傷進(jìn)行了研究,提出了將雨流循環(huán)計(jì)數(shù)法與
Palmgren-Miner 線性累積損傷理論相結(jié)合的 主軸疲勞損傷計(jì)算方法[2];王平等應(yīng)用有限元軟件對(duì)風(fēng)電機(jī)組的輪轂進(jìn)行了極限強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度分
析,模擬了疲勞載荷和材料的 S-N 曲線[3];楊兆忠等以輪轂為例,從極限強(qiáng)度和疲勞壽命兩個(gè)方面, 結(jié)合有限元軟件對(duì)鑄件強(qiáng)度進(jìn)行了校核[4];姚興佳等以
HyperWorks 作為分析平臺(tái)對(duì)輪轂結(jié)構(gòu)進(jìn)行 了優(yōu)化 [5];沃曉臨等采用有限元軟件對(duì)兆瓦級(jí)風(fēng)電機(jī)組輪轂與主軸的連接螺栓做了強(qiáng)度分析,對(duì) 連接螺栓本身,
在極限載荷與疲勞載荷下進(jìn)行了仿真計(jì)算[6];李超等采用有限元商業(yè)軟件為工具,對(duì)某兆瓦級(jí)風(fēng)電機(jī)組機(jī)艙罩的極限強(qiáng)度進(jìn)行了計(jì)算分析[7]。
上述研究集中在風(fēng)電機(jī)組主機(jī)架、主軸、輪轂和螺栓等零部件,對(duì)于直驅(qū)式風(fēng)電機(jī)組發(fā)電機(jī)部
件強(qiáng)度沒(méi)有做特定分析。發(fā)電機(jī)部件作為風(fēng)電機(jī)組的重要組成部分,在大功率化趨勢(shì)下其部件強(qiáng)度 研究對(duì)整機(jī)安全性和可靠性不可或缺。本文建立某 2.0MW
直驅(qū)式發(fā)電機(jī)的有限元模型,將綜合應(yīng) 用有限元軟件和疲勞分析軟件分析校核電機(jī)轉(zhuǎn)軸、定軸及轉(zhuǎn)子支架的極限強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度。根據(jù) GL2010
認(rèn)證規(guī)范,推導(dǎo)了電機(jī)轉(zhuǎn)軸、定軸及轉(zhuǎn)子支架的 S-N 曲線表達(dá)式。
2 發(fā)電機(jī)主軸極限強(qiáng)度分析
2.1
有限元模型建立
某 2.0MW 直驅(qū)發(fā)電機(jī)由轉(zhuǎn)軸、定軸及轉(zhuǎn)子支架等部分組成。利用三維建模軟件建立幾何模型,
在建模過(guò)程中,需對(duì)強(qiáng)度影響很小的特征,如小的倒角、凸臺(tái)等進(jìn)行簡(jiǎn)化。其后將幾何模型導(dǎo)入專
業(yè)的有限元前處理軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分,以建立分析所需的有限元模型。根據(jù)直驅(qū)發(fā)電機(jī)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn), 基于 HyperMesh
軟件對(duì)發(fā)電機(jī)的主要結(jié)構(gòu)采用實(shí)體單元離散。各部分均盡可能采用網(wǎng)格協(xié)調(diào)的方 法連接。最終的有限元模型共包含 391246 個(gè)節(jié)點(diǎn),323460
個(gè)單元,總體與零部件網(wǎng)格模型如圖 1 所示。在模擬回轉(zhuǎn)支承的端面全約束,以消除整個(gè)模型的剛體位移。根據(jù) GL2010 認(rèn)證規(guī)范設(shè)定工 況和參數(shù),由 GH
Bladed 自動(dòng)輸出極限工況和疲勞工況載荷數(shù)據(jù),其中共包含 16 個(gè)極限工況和 89 個(gè)疲勞工況。
圖 1 直驅(qū)式發(fā)電機(jī)網(wǎng)格模型
設(shè) x,y,z 坐標(biāo)系滿足 GL2010 認(rèn)證規(guī)范的輪轂坐標(biāo)系要求[11],以 FX_min 工況為例,它表示在所有計(jì)算工況中,施加載荷部位的 x 方向的代數(shù)值最小,其他工況以此類推。各極限工況下主要部件的最大應(yīng)力值如表 1 所示。
表 1 不同極限工況下主要部件最大應(yīng)力結(jié)果統(tǒng)計(jì)(單位:MPa)
| 工況 | 轉(zhuǎn)軸 | 定軸 | 轉(zhuǎn)子支架 |
| Mx_max | 44.4 | 29.3 | 152.3 |
| Mx_min | 32.7 | 28.4 | 111.1 |
| My_max | 113.9 | 70.0 | 199.9 |
| My_min | 117.2 | 93.3 | 232.3 |
| Mz_max | 84.0 | 65.1 | 185.1 |
| Mz_min | 129.5 | 93.8 | 246.0 |
| Myz_max | 115.1 | 71.9 | 200.6 |
| Myz_min | 11.6 | 16.6 | 28.6 |
| Fx_max | 45.1 | 46.3 | 152.9 |
| Fx_min | 29.6 | 34.0 | 57.4 |
| Fy_max | 16.2 | 23.7 | 41.5 |
| Fy_min | 18.6 | 24.3 | 42.3 |
| Fz_max | 7.8 | 8.5 | 14.6 |
| Fz_min | 89.2 | 73.9 | 194.1 |
| Fyz_max | 89.2 | 73.9 | 194.1 |
| Fyz_min | 7.8 | 8.5 | 14.6 |
根據(jù) GL2010 認(rèn)證規(guī)范,選擇材料局部安全系數(shù) γ m = 1.15 。發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)軸和定軸材料為鑄鋼,
屈服極限值隨結(jié)構(gòu)尺寸增大而減小,這里取值為 300MPa。轉(zhuǎn)子支架為鍛件,屈服極限值取為235MPa。各極限工況下轉(zhuǎn)軸、定軸及轉(zhuǎn)子支架的安全系數(shù)如表 2
所示。
表 2 不同極限工況下主要部件安全系數(shù)
| 工況 | 轉(zhuǎn)軸安全系數(shù) | 定軸安全系數(shù) | 轉(zhuǎn)子支架安全系數(shù) |
| Mx_max | 5.9 | 8.9 | 1.3 |
| Mx_min | 8.0 | 9.2 | 1.8 |
| My_max | 2.3 | 3.7 | 1.0 |
| My_min | 2.2 | 2.8 | 0.9 |
| Mz_max | 3.1 | 4.0 | 1.1 |
| Mz_min | 2.0 | 2.8 | 0.8 |
| Myz_max | 2.3 | 3.6 | 1.0 |
| Myz_min | 22.5 | 15.7 | 7.1 |
| Fx_max | 5.8 | 5.6 | 1.3 |
| Fx_min | 8.8 | 7.7 | 3.6 |
| Fy_max | 16.1 | 11.0 | 4.9 |
| Fy_min | 14.0 | 10.7 | 4.8 |
| Fz_max | 33.4 | 30.7 | 14.0 |
| Fz_min | 2.9 | 3.5 | 1.1 |
| Fyz_max | 2.9 | 3.5 | 1.1 |
| Fyz_min | 33.4 | 30.7 | 14.0 |
2.2.1 轉(zhuǎn)子支架結(jié)構(gòu)改進(jìn)
發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子支架不滿足結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求,故需進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化以滿足設(shè)計(jì)要求。加厚加強(qiáng)筋輪 轂側(cè)厚度,由現(xiàn)在的 17mm 加厚至 40mm。只考察轉(zhuǎn)子支架在不同極限工況下應(yīng)力大小及分布情況。
表 3 不同極限工況下轉(zhuǎn)子支架分析結(jié)果
在轉(zhuǎn)子支架加強(qiáng)筋加厚的條件下,轉(zhuǎn)子支架所受的最大應(yīng)力小于材料屈服強(qiáng)度,結(jié)構(gòu)安全系數(shù)
大于
1,初步滿足發(fā)電機(jī)部件極限強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。
3 發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)軸、定軸及轉(zhuǎn)子支架的疲勞強(qiáng)度分析
3.1 發(fā)電機(jī)部件的
S-N 曲線
根據(jù) GL2010 認(rèn)證規(guī)范 5.B.2.1 所述,材料的典型 S-N
曲線應(yīng)作為疲勞分析的基礎(chǔ)。但通常情 況下,材料的 S-N 曲線都是用小尺寸光滑圓柱試件在實(shí)驗(yàn)室中獲得的[10]。在風(fēng)電機(jī)組大型化發(fā)展
的趨勢(shì)下,利用小試件試驗(yàn)得到的 S-N 曲線不能為疲勞壽命的估算提供合理的依據(jù)。
在 GL2010
認(rèn)證規(guī)范中,材料的零件部件設(shè)計(jì) S-N 曲線由三條線段組成,第一段是循環(huán)次數(shù)小 于 N1 的低周疲勞直線段;第二段是指數(shù)斜率為 m1,終止于 ND
的斜線段;第三段是指數(shù)斜率為 m2 的高周疲勞斜線段。
本節(jié)將根據(jù) GL2010
認(rèn)證規(guī)范第五章附錄內(nèi)容給出的風(fēng)電機(jī)組鍛造鑄鋼材料和鍛造材料的設(shè)計(jì)
S-N 曲線合成方法,通過(guò)計(jì)算得到發(fā)電機(jī)各部件的 S-N 曲線如圖 2
所示。
其中,轉(zhuǎn)軸及定軸均為鑄鋼材料,其基本參數(shù)包括:轉(zhuǎn)軸壁厚 t=150mm,定軸壁厚 t=220mm,最小抗拉強(qiáng)度 500MPa,屈服強(qiáng)度 300MPa,表面粗糙度 Rz= 50μm ,應(yīng)力比 R=-1。由于基于有限元法計(jì)算應(yīng)力值,應(yīng)力集中系數(shù) α k= 1.0 ,缺口敏度系數(shù) n=1.0。
轉(zhuǎn)子支架為鍛造件,其基本參數(shù)包括最大壁厚 t=100mm,最小抗拉強(qiáng)度 370MPa,屈服強(qiáng)度
235MPa,表面粗糙度 Rz = 50μm ,應(yīng)力比 R=-1。由于基于有限元法獲得應(yīng)力值,應(yīng)力集中系數(shù)
α k = 1.0 ,缺口敏度系數(shù) n=1.0。
3.2 發(fā)電機(jī)部件的疲勞強(qiáng)度
在風(fēng)電機(jī)組零部件結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度校核中,通?；跓狳c(diǎn)(hotspot)法計(jì)算疲勞損傷,由于極限工
況下的最大應(yīng)力值點(diǎn)未必是最大累積損傷點(diǎn),逐點(diǎn)計(jì)算難以確定結(jié)構(gòu)的最大損傷位置,從而難以對(duì)
疲勞分析結(jié)果做出合理評(píng)價(jià)。本節(jié)基于疲勞分析軟件進(jìn)行發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)的全域損傷值計(jì)算,得到全域
的損傷分布狀況,進(jìn)而可以合理地對(duì)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)價(jià)。由軟件自動(dòng)進(jìn)行雨流計(jì)數(shù)和線性損傷累積, 基于 HyperView 進(jìn)行結(jié)果后處理,得到如圖 3
所示的部件的累積損傷分布圖。
從圖 3
可知,直驅(qū)發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)軸、定軸及轉(zhuǎn)子支架在時(shí)序疲勞載荷作用下最大累積損傷值分別0.02847、9.349×10-6、0.05505,數(shù)值均小于 1。根據(jù)
Miner 線性累積損傷理論可知,轉(zhuǎn)軸、定軸 及轉(zhuǎn)子支架滿足疲勞強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。
4 結(jié)論
本文研究了某直驅(qū)式風(fēng)電機(jī)組發(fā)電機(jī)部件的強(qiáng)度分析方法。首先應(yīng)用三維建模軟件建立了直驅(qū) 式發(fā)電機(jī)的幾何模型,其后應(yīng)用 HyperMesh
軟件對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,得到有限元模型。在此基 礎(chǔ)上,應(yīng)用有限元軟件分析了直驅(qū)式發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)軸、定軸及轉(zhuǎn)子支架的極限強(qiáng)度。在上述基礎(chǔ)上,對(duì)
不滿足極限強(qiáng)度條件的轉(zhuǎn)子支架給出了結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案。參考風(fēng)電行業(yè)的 GL2010 認(rèn)證規(guī)范計(jì)算得到 了發(fā)電機(jī)部件的 S-N
曲線?；谄诜治鲕浖?得到了發(fā)電機(jī)部件的累積損傷值,并用 HyperView
軟件進(jìn)行結(jié)果后處理。最終得到優(yōu)化后的發(fā)電機(jī)部件設(shè)計(jì)滿足強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。
研究中,Altair 公司的 HyperMesh 軟件和
HyperView 軟件為研究分析提供了極大的方便。其中, HyperMesh 軟件提高了直驅(qū)式發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格劃分的效率和質(zhì)量。HyperMesh
在計(jì)算單元質(zhì)量 時(shí),針對(duì)不同的求解器,有不同的要求和方法,這為得到高質(zhì)量的網(wǎng)格單元提供了可能。HyperView
能快捷有效地進(jìn)行極限強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度結(jié)果后處理,基于 HyperView 軟件,對(duì)其它軟件的有限元后處理計(jì)算結(jié)果進(jìn)行方便查看而不需要任何設(shè)定,由此看出
HyperView 軟件與其它有限元軟件有較好
的接口。
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