風(fēng)力發(fā)電機(jī)塔筒頂部法蘭的有限元分析

/風(fēng)力發(fā)電機(jī)塔筒頂部法蘭的有限元分析李杰摘要：使用非線性有限元軟件MSC．Ｍarc／Mｅｎtat建立風(fēng)力發(fā)電機(jī)塔筒頂部法蘭聯(lián)接的有限元模型,施加合理的邊界條件和載荷后，通過(guò)非線性接觸分析得到在預(yù)緊工況和極限工況下各組件的應(yīng)力分布和變化情況，并對(duì)塔筒頂部法蘭接觸面進(jìn)行安全性校核和塔筒頂部法蘭與塔筒筒體焊縫處的疲勞壽命分析。分析結(jié)果表明,該塔筒頂部法蘭的強(qiáng)度、安全性和焊縫處的疲勞壽命均滿足設(shè)計(jì)要求，且結(jié)果為大型風(fēng)力發(fā)電機(jī)法蘭合理設(shè)計(jì)和性能強(qiáng)化提供了科學(xué)依據(jù)。關(guān)鍵詞:有限元法;塔筒頂部法蘭;非線性接觸;風(fēng)力發(fā)電機(jī)FiｎiteｅlemeｎtanalyｓｉsofwindtｕrbinetowertopflaｎｇeAbstract:UsｉngnonliｎｅaｒｆiniteｅｌementｓoftwareMSC。Mａrc/MｅntatestabliｓhaＦEAmoｄｅlofwinｄtuｒbinetopｆlangeconｎｅctｉoｎ。Ｂaseｄoｎaｐpｌyinｇaｐpｒopｒiａt(yī)ｅboundaryｃonditioｎanｄlｏads,thestresｓdｉstrｉbutｉonanｄtｈｅstrｅssvariatiｏｎｏfeachｃompoｎｅntｗereobｔａinedwiｔhtheｍethodofnonlｉｎearcｏntactaｎalｙsisundertｈｅcaｓｅｏfprｅ-tighｔeｎwｏｒkcondiｔiｏnａndthelimiｔedｃondition。Theanalysisresuｌtsｉndiｃａt(yī)ethａt(yī)thestreｎgｔhａnｄsｅcuriｔyoｆfｌangeaｎｄｔhefatiｇueliｆefｉlｌetｗeldmeeｔdesｉgｎrequiｒemenｔs。Tｈeresｕltｈasａguidingroｌeforrationalｄesｉgnandpｅrfｏrmａnceimproｖｅｍentｏflarｇｅ－sｃalewｉndturbineflａnge.Keｙwords:finiteelementmeｔｈod；ｔｏｗertoｐflaｎge;nonｌinearcontａct；windｔurbinｅ塔筒頂部法蘭是風(fēng)力發(fā)電機(jī)運(yùn)行時(shí)的主要受力部件之一，它與偏航剎車盤(pán)、偏航軸承通過(guò)螺栓聯(lián)接。在風(fēng)力發(fā)電機(jī)組工作時(shí)，作用于葉輪和機(jī)艙的載荷將通過(guò)偏航軸承傳遞到塔架上。這些載荷包括葉輪所受到的氣動(dòng)載荷,如升力、阻力、軸向推力、氣動(dòng)彎矩和氣動(dòng)轉(zhuǎn)矩等。由于風(fēng)速風(fēng)向的不穩(wěn)定性，機(jī)組運(yùn)行時(shí)塔筒頂部法蘭承受的載荷是動(dòng)態(tài)變化的,很容易遭到破壞.為提高風(fēng)力發(fā)電機(jī)運(yùn)行的可靠性,需要對(duì)塔筒頂部法蘭聯(lián)接部分進(jìn)行結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析.本文采用整體建模的思路,利用有限元理論分析塔筒頂部法蘭面的接觸應(yīng)力,并且對(duì)塔筒頂部法蘭與塔筒筒體的焊縫連接進(jìn)行疲勞壽命分析.1整體模型的接觸分析1。1幾何模型幾何模型在NX/UＧ中建立，本文重點(diǎn)分析塔筒頂部法蘭的接觸,所以簡(jiǎn)化軸承內(nèi)圈,建立偏航軸承外圈與偏航剎車盤(pán)和塔筒頂部法蘭的螺栓聯(lián)接模型。如圖１所示。1。塔筒(塔頂連接法蘭)2。偏航剎車盤(pán)3.偏航軸承外圈4。螺栓1．2有限元模型在MSＣ．Mａrc/Ｍeｎtat中建立塔筒頂部法蘭接觸的有限元模型,如圖2所示。模型均采用六面體單元?jiǎng)澐?，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，在塔筒頂部法蘭圓角處的網(wǎng)格適度加密，單元總數(shù)為７61０4,節(jié)點(diǎn)總數(shù)為１1３48６。模型包括偏航軸承外圈、偏航剎車盤(pán)、塔筒頂部法蘭和８4個(gè)螺栓等可變形接觸體,各部件所用的材料均為低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼，其彈性模量為2.06×10５MPa,泊松比為０。3，密度為7。８5×10—9t/ｍｍ３，根據(jù)實(shí)際的裝配關(guān)系，建立如表1所示的接觸關(guān)系.表1中：Ｔ為接觸(toucｈing）；G為粘接（glue）;括號(hào)中數(shù)值為接觸對(duì)的摩擦因數(shù)。螺栓與偏航軸承外圈在螺紋聯(lián)接處有５5mｍ的螺紋嚙合，本模型中通過(guò)粘接（gｌue）關(guān)系來(lái)耦合接觸雙方的自由度,以模擬螺紋聯(lián)接。圖2塔筒頂部法蘭接觸的有限元模型1.3載荷設(shè)置和邊界條件接觸分析所采用的載荷來(lái)自風(fēng)力發(fā)電機(jī)極限工況載荷數(shù)據(jù)。分析分兩種工況進(jìn)行:第一種工況中給84個(gè)螺栓施加預(yù)緊力F0(ｐreloａd_bｏlt）2５4kＮ，建立各部件間的接觸關(guān)系；第二種工況中撤掉預(yù)緊力，鎖定螺栓的長(zhǎng)度(ｌｏｃｋ_bolt)，然后施加偏航軸承極限載荷(lｏad_bｅarｉng)和偏航剎車盤(pán)的極限載荷（ｌoad_bｒａｋｅ)，分析各零／部件的應(yīng)力分布情況.為了準(zhǔn)確模擬載荷的傳遞，在偏航剎車盤(pán)中心點(diǎn)處施加極限載荷報(bào)告中此處載荷MZ的最大值為－328５kN·m,通過(guò)MSＣ.Ｍarc／Ｍentat軟件施加載荷單元ＲBＥ3,將載荷分布到偏航剎車盤(pán)上七個(gè)與剎車器接觸的區(qū)域(如圖３所示）,模擬偏航剎車。在軸承外圈中心點(diǎn)與軸承外圈內(nèi)表面建立ＲBE3連接，施加偏航軸承處的極限載荷為:ＦX=—４44.2kNFZ＝-１３５0．8kNMXY=-4570．７kN·m圖3剎車盤(pán)的結(jié)構(gòu)約束塔筒底部端面所有節(jié)點(diǎn)X、Y、Z方向的平動(dòng)自由度(ｆix＿tｏwer），以消除接觸分析時(shí)的剛體位移。同時(shí)考慮重力(ｇraviｔy)的影響。所有載荷設(shè)置和邊界條件的施加如圖４所示。圖4載荷設(shè)置和邊界條件（二分之一模型)1．4接觸分析結(jié)果螺栓預(yù)緊后,各接觸面接觸良好，各零／部件應(yīng)力值均在屈服強(qiáng)度之下.施加極限載荷后,各接觸面間仍保持很好的接觸狀態(tài),各零/部件的應(yīng)力值稍有增大，下面給出只施加預(yù)緊力和極限載荷后的各零/部件接觸應(yīng)力云圖.偏航軸承外圈的最大應(yīng)力值為191．2ＭＰａ，出現(xiàn)在螺栓聯(lián)接的第一圈螺紋處（見(jiàn)圖5),小于軸承材料的屈服極限650MPa,軸承強(qiáng)度滿足要求.圖５偏航軸承外圈的應(yīng)力云圖（極限載荷工況下)由于接觸面比較小，塔筒頂部法蘭的最大應(yīng)力值在預(yù)緊工況下為29３．２MPa(見(jiàn)圖６）；施加極限載荷后為294.7MPa（見(jiàn)圖７)，均出現(xiàn)在塔筒頂部法蘭面與螺栓接觸面周圍，且都小于塔筒頂部法蘭材料的屈服極限325MＰａ,塔筒頂部法蘭強(qiáng)度滿足要求。圖６塔筒頂部法蘭的應(yīng)力云圖（預(yù)緊工況下）圖7塔筒頂部法蘭的應(yīng)力云圖（極限載荷工況下）塔筒頂部法蘭聯(lián)接螺栓的最大應(yīng)力在預(yù)緊工況下為496.４MPa(見(jiàn)圖8),施加極限載荷后為49９.9MPa（見(jiàn)圖9），均出現(xiàn)在螺栓的中段，且都小于螺栓的屈服極限900MPａ(該螺栓為１０.9級(jí)），所以螺栓是安全的.圖8螺栓的應(yīng)力云圖（預(yù)緊工況下）圖９螺栓的應(yīng)力云圖（極限載荷工況下）由于塔筒頂部法蘭圓角處通常會(huì)出現(xiàn)應(yīng)力集中，所以對(duì)圓角進(jìn)行安全校核。塔筒頂部法蘭圓角處最大等效應(yīng)力值為102.８MPa，如圖10所示。圖１0塔筒頂部法蘭圓角處的應(yīng)力云圖塔筒頂部法蘭圓角處安全裕度Msult為：Ｍsulｔ＝[σ］/σm-1（１)[σ］=σs/n（2）式中:σm為極限載荷下塔筒頂部法蘭圓角處的等效應(yīng)力,σm=1０２。8MPａ;σs為塔筒頂部法蘭材料屈服極限,σs=3２5MPa；ｎ為安全系數(shù)，n取1.１.則:Msult=1。８741塔筒頂部法蘭圓角處的安全裕度大于零,因此塔筒頂部法蘭圓角處?kù)o強(qiáng)度符合要求。2塔筒頂部法蘭接觸面的安全性校核由于受彎矩作用，除了要求靜強(qiáng)度足夠外,還應(yīng)保證接合面間不出現(xiàn)縫隙和接觸面不被壓潰.由于預(yù)緊力作用,接觸面上產(chǎn)生的壓應(yīng)力σF0為：σF０=ｚＦ０／A=8４×25４/０．８６7×10—3=24.6２ＭPａ式中：z為螺栓個(gè)數(shù)；A為接觸面的面積；F０為螺栓預(yù)緊力。由于彎矩的作用，接觸面上產(chǎn)生的彎應(yīng)力σM為：σM=MXＹ／W=45７0．7／0。5997×10－3=７.62１MＰa式中：MXY為接觸面處的彎矩；Ｗ為抗彎截面系數(shù).壓力FＺ在接觸面上產(chǎn)生的壓應(yīng)力σＺ為:σZ=FZ/A＝-１350。８／０。８6７×1０-3=－1．559MPa接觸面受拉側(cè)不出現(xiàn)縫隙的條件為:σl=σF0-σM+σZ≥０(3)式中：σl為接觸面所受拉應(yīng)力。接觸面受壓側(cè)不被壓潰的條件為:σY＝σF0+σM+σZ≤［σp］(4）式中:σＹ為接觸面所受壓應(yīng)力；［σp］為被連接材料的許用擠壓應(yīng)力，[σp]=0.8σｓ＝276MPa。由此可得:σｌ＝15。４4MPaσＹ=30.6８ＭPa〈［σｐ]σl大于零，塔筒頂部法蘭接觸面不會(huì)產(chǎn)生縫隙。σＹ小于被連接材料的許用擠壓應(yīng)力，所以塔筒頂部法蘭不會(huì)被壓潰.３塔筒頂部法蘭焊縫疲勞壽命計(jì)算塔筒頂部法蘭和塔筒筒體通過(guò)焊接連接，是結(jié)構(gòu)中比較薄弱的環(huán)節(jié)，焊接結(jié)構(gòu)的耐久性很大程度上由焊縫的疲勞強(qiáng)度所決定。所以,如果能在設(shè)計(jì)初期對(duì)焊縫的疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測(cè),以了解整個(gè)焊接結(jié)構(gòu)上焊縫疲勞強(qiáng)度的分布情況,就可以對(duì)實(shí)際中焊縫的處理方式進(jìn)行合理地調(diào)整，以提高產(chǎn)品的整體疲勞性能。3.1焊縫等效疲勞應(yīng)力計(jì)算法蘭與塔筒筒體之間采用等厚度焊接,因此計(jì)算時(shí)不考慮焊縫應(yīng)力集中系數(shù)的影響.焊縫等效疲勞應(yīng)力采用有限元方法通過(guò)加載相應(yīng)位置的等效疲勞載荷而獲得。具體有限元計(jì)算過(guò)程如下。3.1.1模型描述使用接觸分析的模型.第二種工況(載荷施加工況)的載荷由極限載荷改為等效疲勞載荷Fx＝-1４2.62kN，F(xiàn)z=38kＮ,Mｙ=—1592kN·m,Mz=1４59ｋＮ·ｍ。3。1。2有限元計(jì)算結(jié)果計(jì)算得到法蘭焊縫處最大等效應(yīng)力為22.９５MPａ,如圖１１所示，最大等效應(yīng)力位置的節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)為（-1460.95，－54。42,-１90。３２４）.圖1１塔筒頂部法蘭焊縫處的應(yīng)力云圖3.2確定焊縫材料的疲勞壽命S—Ｎ曲線焊縫材料S-N曲線如圖12所示。圖12S－N曲線S—N曲線(以循環(huán)基數(shù)ND為界):Ｎ=NＤ（σD/σw)3(Ｎ<ND，σw>σD）(5）N=ND(σＤ/σw)4（N≥NＤ，σｗ≤σD）（6）式中：N為循環(huán)次數(shù)；σD為循環(huán)基數(shù)ND對(duì)應(yīng)的疲勞應(yīng)力；σｗ為計(jì)算所得應(yīng)力.3.3焊縫疲勞應(yīng)力循環(huán)次數(shù)計(jì)算有限元方法計(jì)算得到的焊逢處最大等效疲勞應(yīng)力σｐh=2２。95MPａ。因此焊逢處等效疲勞應(yīng)力σ′pｈ為：σ′pｈ=γmσｐｈ（7)式中：γm為材料偏安全系數(shù),取1．１。計(jì)算得:σ′ph為２５.245ＭPa。已知塔筒筒體材料的屈服極限σ′s=4７0MＰａ，強(qiáng)度極限σｂ=345ＭPa,故由疲勞極限估算公式得焊縫疲勞極限σA為:σA=0.23（σｂ+σ′s)（8)可求出焊縫疲勞極限σA=１87MPa,對(duì)應(yīng)的循環(huán)次數(shù)ＮA為１×1０7。已知循環(huán)基數(shù)ND=5E６,循環(huán)次數(shù)大于ＮD時(shí)用式（9)計(jì)算σw為：σw＝σＡ(NA／N)1/４(９)所以：σD＝σA（ＮＡ/NＤ)1/４=1．１9σA根據(jù)GＬ規(guī)范,存活率大于97。7％的S－N曲線需要進(jìn)行修正,縮減為原來(lái)的2／3.因此修正循環(huán)基數(shù)σ′D為:σ′D=２／3σD=14８MＰa由式（6)可得到σ′ph對(duì)應(yīng)的循環(huán)次數(shù)N′ph=５.９×１0９?？梢?jiàn)塔筒頂部法蘭焊縫處的循環(huán)次數(shù)能夠滿足風(fēng)力發(fā)電機(jī)組循環(huán)107次的壽命要求。4結(jié)語(yǔ)（1）在接觸分析中，施加極限載荷時(shí),各零/部件的應(yīng)力值比在預(yù)緊工況下稍有增大（如圖6與圖７，圖8與圖9所示)，說(shuō)明極限載荷對(duì)接觸應(yīng)力的貢獻(xiàn)不大，所以選用適當(dāng)?shù)念A(yù)緊力可提高螺栓聯(lián)接的可靠性以及被聯(lián)接件的強(qiáng)度。(2）偏航軸承外圈的最大應(yīng)力發(fā)生在螺栓聯(lián)接的第一圈螺紋處，這與實(shí)際相符合;螺紋聯(lián)接受載時(shí)，螺紋間的載荷約有1／３集中在第一圈上。所以建議對(duì)偏航軸承螺孔的第一圈螺紋周圍進(jìn)行強(qiáng)化,或進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化,如增加沉孔的倒角，如圖１3所示，從而減小應(yīng)力集中.(A）方法1（Ｂ）方法２圖１3結(jié)構(gòu)優(yōu)化示意圖（3)塔筒頂部法蘭聯(lián)接有限元法的分析結(jié)果為塔筒頂部法蘭的設(shè)計(jì)計(jì)算和校核提供了必要的依據(jù).同時(shí)此分析思路可應(yīng)用到其他結(jié)構(gòu)的法蘭聯(lián)接中,具有實(shí)際指導(dǎo)意義。參考文獻(xiàn)：[1]托尼，伯頓.風(fēng)能技術(shù)［Ｍ］．武鑫譯。北京：科學(xué)出版社，2007.［2］陳火紅．新編Mａrc有限元實(shí)例教程[M］。北京：機(jī)械工業(yè)出版社，２0０７。［３]彼得·艾伯哈特，胡斌?，F(xiàn)代接觸動(dòng)力學(xué)[M］.南京:東南大學(xué)出版社