風電機組高速制動器殼體的應力分析

張晨佳，崔雙雙，蔡 軍*，王沿東

(1. 華北電力大學核科學與工程學院，北京 102206；2. 北京科技大學國家新金屬材料重點實驗室，北京 100083)

0 引言

高速制動器是風電機組機艙部件的關鍵部件，其主要作用是在輪轂維護期間或緊急停機時對主軸進行鎖緊，以達到保護風電機組和人員安全的目的[1-2]。在制動工況下，高速制動器上殼體油缸中的液壓油通過活塞擠壓制動片對主軸制動，制動片的反作用力會作用在上殼體的工作表面，即油缸的內表面[3-4]，這樣易引起缸體失效。而缸體失效會對高速制動器殼體的使用年限產生直接影響，甚至會導致高速制動器損壞，使其制動不穩定或風電機組停機，從而造成嚴重損失。此外，雖然高速制動器下殼體中無油缸，但在制動工況下，下殼體中制動片的反作用力與上殼體一樣，同樣會作用在下殼體的工作表面上。基于此，有必要對高速制動器的殼體進行應力分析。本文以現代化的某型號風電機組為例，利用ANSYS Workbench軟件中的Static-Structural模塊，對該風電機組高速制動器殼體進行了應力分析。

1 計算模型

本風電機組的高速制動器主要由上殼體、下殼體、制動片及各類輔助部件組成，其中：上殼體中含有油缸，該油缸是底面積為44.2 cm2、高為7.6 cm的圓柱筒；下殼體中無油缸。上殼體和下殼體之間由6根螺栓及滑動柱連接并固定。根據上殼體和下殼體的實物，可建立其3D模型，如圖1所示。

圖1 上殼體與下殼體的3D模型Fig. 1 3D model of upper shell and lower shell

在制動過程中，上殼體中制動片的反作用力直接作用在油缸的內表面；而下殼體中不含有油缸，但在制動片底部有一個圓形的突起，該突起的面積為44.2 cm2，高度僅有幾毫米，因此在制動過程中，下殼體中制動片的反作用力直接作用在該圓形突起部位。

選用QT500-7球墨鑄鐵作為高速制動器上殼體和下殼體材料，該材料的具體參數如表1所示。

表1 QT500-7球墨鑄鐵的參數[5]Table1 Parameters of QT500-7 spheroidal graphite cast iron[5]

2 殼體的網格劃分及邊界條件

由于3D模型的構造復雜，因此采用四面體網格劃分法分別對上殼體和下殼體進行網格劃分，并對各拐角部位的網格進行細化處理。上、下殼體的網格劃分結果如圖2所示。

圖2 上殼體與下殼體的網格劃分結果Fig. 2 Meshing results of upper shell and lower shell

邊界條件的設定為：本文在計算中對殼體工作表面施加的壓力荷載為12.5 MPa；并分別對上殼體的6個螺栓孔和下殼體的6個螺栓孔進行固定約束。

3 結果與討論

在上述邊界條件下，下文分別進行上殼體和下殼體的應力分析。

3.1 上殼體的應力分析

采用ANSYS Workbench軟件中的Static-Structural模塊[6]對高速制動器的上殼體進行應力分析，可得到其等效應力、等效應變及總位移的分布云圖，具體如圖3所示。

圖3 上殼體的等效應力、等效應變及總位移的分布云圖Fig. 3 Distribution cloud diagram of equivalent stress，equivalent strain and total displacement of upper shell

由圖3a可知，上殼體的最大等效應力為470.630 MPa，高于殼體材料QT500-7的屈服強度(355 MPa)，因此容易使上殼體結構發生變形。通過觀察圖3a可以發現，上殼體中的油缸邊緣的進油孔附近為最大等效應力分布區域，而該區域的結構突變明顯，容易使應力集中。此外，在油缸頂面中心及螺栓孔附近，上殼體的等效應力也較大。

由圖3b和圖3c可知，油缸邊緣的進油孔附近的等效應變最大，為3.4163×10-3；而最大總位移位于油缸上部的中心位置，其值為0.3383 mm。

明顯的結構突變容易引起應力集中，從而導致殼體產生疲勞損耗，甚至引起殼體斷裂。通過上述分析可以發現，上殼體的最大等效應力和最大等效應變均在油缸邊緣的進油孔附近，因此，為減弱應力集中對上殼體造成的不良影響，在進油孔結構突變處增加半徑為1 mm的圓角作為過渡，以優化進油孔結構。進油孔結構突變處優化前后的3D圖像對比如圖4所示。

圖4 進油孔結構突變處優化前后的3D圖像對比Fig. 4 Comparison of 3D images before and after optimization at the sudden change of oil inlet hole structure

對進油孔結構突變處進行優化后，再次對高速制動器的上殼體進行應力分析，可得到其等效應力、等效應變及總位移的分布云圖，具體如圖5所示。

由圖5a可知，進油孔結構突變處優化后，上殼體的最大等效應力為286.360 MPa，相較于優化前下降了184.270 MPa；且優化后上殼體的最大等效應力低于其殼體材料的屈服強度，表明此次優化合理。

由圖5b和圖5c可知，進油孔結構突變處優化后，上殼體的最大等效應變和最大總位移分別為2.0253×10-3和0.2218 mm；與優化前相比，這2個參數的值均有所下降。

圖5 進油孔結構突變處優化后上殼體的等效應力、等效應變及總位移分布云圖Fig. 5 Distribution cloud diagram of equivalent stress，equivalent strain and total displacement of upper shell after optimization at the sudden change of oil inlet hole structure

3.2 下殼體的應力分析

利用Static-Structural模塊對高速制動器的下殼體進行應力分析，可得到其等效應力、等效應變及總位移的分布云圖，具體如圖6所示。

由圖6a可知，下殼體的最大等效應力處于螺栓孔邊緣附近，其值為335.470 MPa，低于該殼體材料的屈服強度，符合下殼體的設計要求；而最大等效應力位于螺栓孔邊緣附近，主要是因為該區域的結構突出明顯，且螺栓孔是固定住的，因此應力較為集中。

圖6 下殼體的等效應力、等效應變及總位移的分布云圖Fig. 6 Distribution cloud diagram of equivalent stress，equivalent strain and total displacement of lower shell

由圖6b和圖6c可知，下殼體的最大等效應變為2.6921×10-3，其分布與最大等效應力的分布一致；最大總位移為0.6203 mm，其分布在下殼體下表面邊緣。

4 結論

本文以現代化的某型號風電機組為例，利用ANSYS Workbench軟件中的Static-Structural模塊對其高速制動器的殼體進行了應力分析，得到以下結論：

1)高速制動器的上殼體的最大等效應力為470.630 MPa，位于油缸邊緣的進油孔附近，這主要是由于進油孔附近有明顯的結構突變，容易引起應力集中，可能會造成殼體結構變形；

2)通過對上殼體油缸邊緣的進油孔結構突變處進行優化，增加圓角作為過渡，使上殼體的最大等效應力下降了184.270 MPa，這表明優化合理，因此可將該優化方法應用于實際生產；

3)高速制動器的下殼體的最大等效應力為335.470 MPa，低于其殼體材料的屈服強度，說明下殼體的設計符合要求。

本文研究結果可為某型號風電機組高速制動器殼體的設計提供有力依據。