基于有限元法的發(fā)電機(jī)護(hù)環(huán)液壓脹形數(shù)值分析

倪洪啟 吳寶勝 宋榮發(fā) 楊 兵

基于有限元法的發(fā)電機(jī)護(hù)環(huán)液壓脹形數(shù)值分析

倪洪啟1吳寶勝1宋榮發(fā)2楊 兵2

（1. 沈陽(yáng)化工大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，沈陽(yáng) 110142； 2. 江蘇圣賢鍛造有限責(zé)任公司，江蘇 常州 213169）

應(yīng)用有限元軟件的靜態(tài)結(jié)構(gòu)分析功能，對(duì)2.5萬(wàn)kW的護(hù)環(huán)液壓脹形過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬及結(jié)果分析。首先分析護(hù)環(huán)在脹形過(guò)程中受到的應(yīng)力、應(yīng)變及外圓的尺寸變化情況，然后對(duì)比仿真與實(shí)際測(cè)量?jī)煞N情況下，發(fā)電機(jī)護(hù)環(huán)脹形過(guò)程中外徑尺寸的差別。結(jié)果表明，在仿真與實(shí)際測(cè)量?jī)煞N情況下，發(fā)電機(jī)護(hù)環(huán)脹形過(guò)程中外徑尺寸的最大誤差為8.8%，證明使用有限元法可以比較準(zhǔn)確地模擬護(hù)環(huán)液壓脹形過(guò)程，具有較高的實(shí)用性。

靜態(tài)結(jié)構(gòu)分析；發(fā)電機(jī)護(hù)環(huán)；液壓脹形；數(shù)值模擬；有限元分析

0 引言

護(hù)環(huán)是組成發(fā)電機(jī)的重要構(gòu)件之一，起到固定繞組端部徑向和軸向的作用[1]。護(hù)環(huán)在工作時(shí)高速旋轉(zhuǎn)，承受巨大的離心應(yīng)力及槽端線圈繞線對(duì)護(hù)環(huán)的迭加載荷。為避免因交變電流引起護(hù)環(huán)發(fā)熱脫落，護(hù)環(huán)材料采用奧氏體無(wú)磁鋼，所需要的超高力學(xué)性能只能采用冷變形強(qiáng)化方式達(dá)到[2-5]。

不少學(xué)者對(duì)發(fā)電機(jī)護(hù)環(huán)進(jìn)行了相關(guān)研究。李玉坤等利用有限元法對(duì)汽輪發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)子護(hù)環(huán)的應(yīng)力承受情況進(jìn)行分析[6]；柳菲等對(duì)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子護(hù)環(huán)及中心環(huán)的應(yīng)力進(jìn)行有限元分析和計(jì)算[7]；柴新華等利用有限元法模擬出工況下發(fā)電機(jī)護(hù)環(huán)的受力情況[8]。已有研究均未對(duì)護(hù)環(huán)高壓脹形時(shí)的應(yīng)力、應(yīng)變、位移等進(jìn)行有限元分析，本文研究填補(bǔ)了這方面的空白。本文利用有限元法對(duì)護(hù)環(huán)的液壓脹形過(guò)程進(jìn)行數(shù)值分析，模擬護(hù)環(huán)在高壓脹形時(shí)的應(yīng)力應(yīng)變情況。

1 有限元原理

有限元法是隨計(jì)算機(jī)發(fā)展而逐漸興起的一門數(shù)值分析及計(jì)算技術(shù)。許多學(xué)者在解決復(fù)雜問(wèn)題時(shí)都借助了有限元算法，如胡源等采用有限元法對(duì)連續(xù)極永磁直線同步電機(jī)（permanent magnet linear synchronous motor, PMLSM）的電磁特性進(jìn)行仿真分析[9]；竇潤(rùn)田等利用有限元法對(duì)變壓器鐵心常用的取向硅鋼片進(jìn)行二維瞬態(tài)磁場(chǎng)仿真計(jì)算[10]。當(dāng)利用有限元法求解問(wèn)題時(shí)，需將物體離散化，即將整個(gè)工程結(jié)構(gòu)問(wèn)題離散為多個(gè)由各種單元組成的計(jì)算模型，離散后的單元之間通過(guò)它們的節(jié)點(diǎn)互相連接起來(lái)（根據(jù)需要設(shè)定節(jié)點(diǎn)的性質(zhì)、數(shù)目等）[11]。有限元法分析的并不是原本結(jié)構(gòu)物，而是由眾多單元連成的新離散體，因此有限元法分析的結(jié)果都是近似的。若劃分的單元越多、越合理，則有限元分析的結(jié)果就越準(zhǔn)確。由于許多復(fù)雜問(wèn)題難以得到準(zhǔn)確解，而有限元法可將誤差降到最小，所以有限元法可作為解決復(fù)雜問(wèn)題的一種行之有效的手段[12]。

有限元法常用于結(jié)構(gòu)力學(xué)、流體力學(xué)等的計(jì)算，利用有限元軟件Ansys等進(jìn)行有限元模擬及分析，在設(shè)計(jì)階段代替實(shí)際實(shí)驗(yàn)，不僅可節(jié)省成本，而且能提高研究效率。

2 護(hù)環(huán)脹形過(guò)程的有限元分析

2.1 護(hù)環(huán)脹形裝置結(jié)構(gòu)及幾何尺寸

本文將護(hù)環(huán)的脹形分為兩個(gè)步驟，第一步脹形裝置由上沖頭、護(hù)環(huán)、下沖頭組成，第二步脹形裝置由上沖頭、護(hù)環(huán)、下沖頭、減力柱組成[13]。護(hù)環(huán)脹形分為兩步的原因在于護(hù)環(huán)脹形時(shí)液體對(duì)沖頭的下壓存在一定阻力，隨著沖頭的不斷下壓，液體壓力不斷增大，隨著護(hù)環(huán)的脹形，液體與沖頭的接觸面積不斷增大，沖頭下壓到一定程度時(shí)由于阻力的原因無(wú)法繼續(xù)下壓，這時(shí)就需要使用第二步脹形裝置繼續(xù)下壓；第二步脹形裝置由于減力柱的存在使液體與沖頭的接觸面積有效減小，進(jìn)而減少了液體對(duì)沖頭的阻力。護(hù)環(huán)脹形時(shí)所承受的載荷主要由上沖頭施加的壓力及護(hù)環(huán)內(nèi)部液體的壓力組成。

本文中護(hù)環(huán)的初始尺寸為內(nèi)徑1=535mm，外徑2=708mm，護(hù)環(huán)高度=680mm，上、下沖頭的最大外徑均為=1 000mm，沖頭錐角與水平夾角均為36°。第一步、第二步脹形裝置結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖分別如圖1、圖2所示。

圖1 第一步脹形裝置結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

圖2 第二步脹形裝置結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

2.2 護(hù)環(huán)材料及其性能參數(shù)

本文采用的上、下沖頭材料為模具鋼。護(hù)環(huán)材料為50Mn18Cr5，其力學(xué)性能見表1。

表1 50Mn18Cr5的力學(xué)性能

2.3 護(hù)環(huán)脹形裝置模型及網(wǎng)格劃分

通過(guò)三維作圖軟件畫出護(hù)環(huán)脹形裝置的三維模型并將其導(dǎo)入有限元軟件中。上、下沖頭、護(hù)環(huán)均采用六面體網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸均為10mm，其余為系統(tǒng)默認(rèn)設(shè)置進(jìn)行網(wǎng)格劃分。護(hù)環(huán)脹形裝置網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖3所示，圖3中隱藏了上、下沖頭。圖4為護(hù)環(huán)網(wǎng)格劃分局部放大，其中網(wǎng)格數(shù)量為1 021 079個(gè)，節(jié)點(diǎn)數(shù)為4 182 930[14]。

圖3 護(hù)環(huán)脹形裝置網(wǎng)格劃分結(jié)果

圖4 護(hù)環(huán)網(wǎng)格劃分局部放大

2.4 載荷及邊界條件的施加

為使有限元模擬更接近實(shí)際，在上沖頭與護(hù)環(huán)之間、護(hù)環(huán)與下沖頭之間施加無(wú)摩擦（frictionless）連接，在上沖頭施加一個(gè)移動(dòng)副，在下沖頭施加一個(gè)固定約束（fixed support）。在護(hù)環(huán)內(nèi)部施加一個(gè)向外的壓力（pressure），在上沖頭施加一個(gè)向下的壓力（force），施加的兩個(gè)壓力都是逐漸增加的。

3 計(jì)算結(jié)果

3.1 第一步護(hù)環(huán)脹形的計(jì)算結(jié)果

由于沖頭和液體的壓力值都較大，所以需要以多個(gè)載荷步計(jì)算出結(jié)果，且本文中皆為最終結(jié)果。

1）第一步護(hù)環(huán)脹形的應(yīng)力分析

對(duì)護(hù)環(huán)進(jìn)行應(yīng)力仿真，圖5為第一步護(hù)環(huán)脹形軸向切割1/4后的應(yīng)力云圖。從圖5可以看出，在液體壓力及沖頭壓力的共同作用下，護(hù)環(huán)承受應(yīng)力的最大值出現(xiàn)在護(hù)環(huán)的邊緣位置，護(hù)環(huán)承受的最大應(yīng)力值為530.61MPa，超出了護(hù)環(huán)材料50Mn18Cr5的屈服強(qiáng)度，產(chǎn)生了塑性變形。護(hù)環(huán)所承受應(yīng)力由內(nèi)向外逐漸減小。

圖5 第一步護(hù)環(huán)脹形軸向切割1/4后的應(yīng)力云圖

2）第一步護(hù)環(huán)脹形的應(yīng)變分析

對(duì)護(hù)環(huán)的應(yīng)變進(jìn)行仿真，圖6為第一步護(hù)環(huán)脹形軸向切割1/4后的應(yīng)變?cè)茍D。從圖6可以看出，護(hù)環(huán)應(yīng)變最大值出現(xiàn)在護(hù)環(huán)邊緣位置，護(hù)環(huán)的最大主應(yīng)變值為0.002 636 7。軸向的護(hù)環(huán)應(yīng)變值由邊緣向中間逐漸減小，整體的護(hù)環(huán)應(yīng)變值由內(nèi)向外逐漸減小。

圖6 第一步護(hù)環(huán)脹形軸向切割1/4后的應(yīng)變?cè)茍D

3）第一步護(hù)環(huán)脹形的變形分析

對(duì)護(hù)環(huán)進(jìn)行徑向的受力變形仿真，圖7為第一步護(hù)環(huán)脹形徑向的變形云圖（圖7中將護(hù)環(huán)軸向切割l/4）。從圖7可以看出，護(hù)環(huán)外徑的最大變化出現(xiàn)在護(hù)環(huán)的邊緣位置，護(hù)環(huán)半徑的最大變化值為26.45mm，經(jīng)過(guò)計(jì)算可知，此時(shí)護(hù)環(huán)外徑的最大值為760.9mm。從軸向看護(hù)環(huán)的外徑變化量由邊緣向中間逐漸減小，從整體看護(hù)環(huán)的變形量由內(nèi)向外逐漸減小。

圖7 第一步護(hù)環(huán)脹形徑向變形云圖

3.2 第二步護(hù)環(huán)脹形的計(jì)算結(jié)果

由于護(hù)環(huán)脹形需要沖頭的向下壓力及液體的向外壓力共同作用，而沖頭下壓時(shí)會(huì)受到液體的阻力，且液體的阻力會(huì)隨沖頭的下壓不斷增大，因此當(dāng)沖頭下壓到一定程度時(shí)，護(hù)環(huán)停止脹形，此時(shí)就需要在脹形裝置中加入減力柱，減力柱可以有效減少液體與沖頭之間的接觸面積，進(jìn)而減小液體對(duì)沖頭的阻力，之后再繼續(xù)對(duì)護(hù)環(huán)進(jìn)行脹形。

利用有限元法模擬時(shí)需要將第一步護(hù)環(huán)脹形的模擬結(jié)果保存下來(lái)，然后將無(wú)減力柱模型更換為有減力柱模型，再將第一步護(hù)環(huán)脹形的模擬結(jié)果導(dǎo)入第二步的有減力柱模型中作為模擬的初始條件，并繼續(xù)進(jìn)行護(hù)環(huán)的應(yīng)力應(yīng)變分析。

1）第二步護(hù)環(huán)脹形的應(yīng)力分析

圖8為第二步護(hù)環(huán)脹形軸向切割1/4后的應(yīng)力云圖。此時(shí)，護(hù)環(huán)完成最終脹形，護(hù)環(huán)最終的外徑尺寸為867.97mm。從圖8可知，護(hù)環(huán)承受的最大主應(yīng)力為890.86MPa，護(hù)環(huán)所承受應(yīng)力由內(nèi)向外逐漸減小、由邊緣向中間逐漸減小，且從軸向看，護(hù)環(huán)所承受應(yīng)力由中間向上下兩個(gè)邊緣的變化是對(duì)稱的。

圖8 第二步護(hù)環(huán)脹形軸向切割1/4后的應(yīng)力云圖

2）第二步護(hù)環(huán)脹形的應(yīng)變分析

圖9為第二步護(hù)環(huán)脹形軸向切割1/4后的應(yīng)變?cè)茍D。從圖9可知，護(hù)環(huán)的最大主應(yīng)變出現(xiàn)在護(hù)環(huán)的邊緣位置，最大主應(yīng)變值為0.004 447 1，護(hù)環(huán)的應(yīng)變值由內(nèi)向外逐漸減小、由中間向邊緣逐漸增大且呈現(xiàn)出鏡像對(duì)稱的變化趨勢(shì)。

圖9 第二步護(hù)環(huán)脹形軸向切割1/4后的應(yīng)變?cè)茍D

3）第二步護(hù)環(huán)脹形的變形分析

圖10為第二步護(hù)環(huán)脹形的徑向變形云圖，此時(shí)護(hù)環(huán)已經(jīng)完成了最終脹形。從圖10可以看出，護(hù)環(huán)半徑的最大變化出現(xiàn)在護(hù)環(huán)的邊緣位置，護(hù)環(huán)半徑的最大變化量為79.985mm，經(jīng)過(guò)計(jì)算可知此時(shí)護(hù)環(huán)的最大外徑為867.97mm。圖10中護(hù)環(huán)的外徑變化值雖然由中間向邊緣逐漸增大，但是可以看出邊緣位置護(hù)環(huán)外徑的變化量與中間位置護(hù)環(huán)外徑的變化量差值不大，在誤差允許范圍內(nèi)，因此護(hù)環(huán)形狀依然滿足工程需要。

圖10 第二步護(hù)環(huán)脹形徑向變形云圖

3.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果對(duì)比

護(hù)環(huán)液壓脹形現(xiàn)場(chǎng)如圖11所示，本實(shí)驗(yàn)通過(guò)水壓機(jī)與外設(shè)超高壓泵聯(lián)動(dòng)裝置將護(hù)環(huán)脹形。通過(guò)圖12所示的位移傳感器測(cè)量護(hù)環(huán)的尺寸變動(dòng)，位移傳感器的測(cè)量結(jié)果通過(guò)圖13所示的位移測(cè)量結(jié)果顯示器顯示出來(lái)。

圖11 護(hù)環(huán)液壓脹形現(xiàn)場(chǎng)

圖12 位移傳感器

圖13 位移測(cè)量結(jié)果顯示器

無(wú)、有減力柱時(shí)實(shí)驗(yàn)與仿真外徑變化量對(duì)比分別見表2、表3，護(hù)環(huán)受力后外徑變化曲線如圖14所示。通過(guò)Origin軟件將仿真得到的護(hù)環(huán)（材料為50Mn18Cr5）受力后外徑的變化量曲線與實(shí)驗(yàn)得到的護(hù)環(huán)受力后外徑的變化量曲線進(jìn)行比較，可以看出仿真時(shí)護(hù)環(huán)受力后外徑的變化量與實(shí)驗(yàn)時(shí)護(hù)環(huán)受力后外徑的變化量大小與變化規(guī)律基本一致。通過(guò)有限元軟件仿真與實(shí)驗(yàn)得到的護(hù)環(huán)受力后外徑變化曲線相比，最大誤差為8.8%，滿足工程需要。誤差產(chǎn)生的原因主要為有限元法無(wú)法完全模擬出護(hù)環(huán)脹形的過(guò)程，忽略了液體對(duì)水壓機(jī)的部分阻力。

表2 無(wú)減力柱時(shí)實(shí)驗(yàn)與仿真外徑變化量對(duì)比

表3 有減力柱時(shí)實(shí)驗(yàn)與仿真外徑變化量對(duì)比

圖14 護(hù)環(huán)受力后外徑變化曲線

4 結(jié)論

本文通過(guò)對(duì)材料為50Mn18Cr5的發(fā)電機(jī)護(hù)環(huán)進(jìn)行液壓脹形時(shí)的應(yīng)力應(yīng)變分析，得出以下結(jié)論：

1）使用有限元軟件對(duì)護(hù)環(huán)的液壓脹形過(guò)程進(jìn)行仿真分析，得到了護(hù)環(huán)脹形過(guò)程中的應(yīng)力、應(yīng)變和位移的變化規(guī)律：隨著應(yīng)力的不斷增大，護(hù)環(huán)的徑向位移及應(yīng)變值逐漸增大，且軸向的護(hù)環(huán)應(yīng)變值及位移值由邊緣向中間逐漸減小，整體的護(hù)環(huán)應(yīng)變值及位移值由內(nèi)向外逐漸減小。

2）通過(guò)有限元軟件模擬得到的護(hù)環(huán)脹形過(guò)程中外徑的變化曲線與實(shí)驗(yàn)得到的護(hù)環(huán)脹形過(guò)程中外徑的變化曲線相近，最大誤差為8.8%，分析結(jié)果滿足工程需要。

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Numerical analysis of hydraulic bulging of generator retaining ring based on finite element method

NI Hongqi1WU Baosheng1SONG Rongfa2YANG Bing2

(1. School of Mechanical and Power Engineering, Shenyang University of Chemical Technology, Shenyang 110142; 2. Jiangsu Shengxian Forging Co., Ltd, Changzhou, Jiangsu 213169)

The static structure analysis function of the finite element software is used to carry out numerical simulation and result analysis for the hydraulic bulging process of the 25 000 kilowatt retaining ring. The stress, strain and the size change of the outer circle of the retaining ring in the bulging process are analyzed, and the difference of the outer diameter between the simulation and actual measurement is analyzed. The results show that the maximum error of the outer diameter during the bulging process of the generator retaining ring is 8.8% under the two conditions of simulation and actual measurement. Therefore, the hydraulic bulging process of the retaining ring can be accurately simulated by using the finite element method, which has high practicability.

static structure analysis; generator retaining ring; hydraulic bulging; numerical simulation; finite element analysis

2023-04-19

2023-05-23

倪洪啟（1967—），男，博士，副教授，研究方向?yàn)闄C(jī)電一體化技術(shù)。