文 | 趙春雨，柳勝舉，黃文杰，倪敏

隨著全球風(fēng)電行業(yè)的快速發(fā)展，裝機量日益劇增，優(yōu)質(zhì)的風(fēng)資源趨于匱乏，因此，目前陸上風(fēng)資源開發(fā)開始向低風(fēng)速、復(fù)雜地形區(qū)域發(fā)展，這就要求風(fēng)力發(fā)電機組的風(fēng)輪直徑越來越大。海上雖然風(fēng)資源豐富，但海上的運維成本及維護難度比陸上大很多，因此海上逐步向大功率設(shè)計發(fā)展。大功率、大葉輪、更惡劣的外部環(huán)境，使機組各部分承受的載荷明顯增大，因此對機組的可靠性及低成本提出更高要求。而發(fā)電機作為風(fēng)力發(fā)電機組的重要部件，在外部條件越來越苛刻的情況下，對其進行極限和疲勞強度計算是非常必要的。目前多數(shù)大型風(fēng)力發(fā)電機組轉(zhuǎn)子支架采用鑄造或鍛造工藝，制造成本高，同時重量大，對軸承壽命產(chǎn)生很大不利影響。本文探討的發(fā)電機轉(zhuǎn)子支架采用焊接工藝，可以大幅度降低成本和部件重量，但對焊縫以及支架的強度提出了更高要求。

本文分析了轉(zhuǎn)子支架在極限工況和疲勞工況下支架的承載能力以及生命周期內(nèi)壽命情況，并基于強度結(jié)果提出了優(yōu)化建議。

有限元模型建立

發(fā)電機轉(zhuǎn)子支架的簡化結(jié)構(gòu)如圖1所示。紫色部分為磁極對，青色部分為轉(zhuǎn)子支架，二者通過螺栓連接。轉(zhuǎn)子支架內(nèi)側(cè)空心孔與中心轉(zhuǎn)軸連接。轉(zhuǎn)子支架本體為焊接件，均采用雙側(cè)開坡口熔透焊。

在發(fā)電機的運行過程中，發(fā)電機磁極對的重量產(chǎn)生離心力作用到轉(zhuǎn)子支架上。各部分連接螺栓等小部件質(zhì)量很小，因此對支架產(chǎn)生的作用可以忽略。因此將幾何模型轉(zhuǎn)化為有限元模型時，將磁極對以及螺栓等小部件通過等效質(zhì)量的方法代替，既可以減少計算量，又可以充分考慮磁極對重力的作用。螺栓連接位置以及焊縫位置采用共節(jié)點方式處理。簡化后的幾何模型如圖2所示。

圖1 發(fā)電機轉(zhuǎn)子幾何結(jié)構(gòu)圖

圖2 發(fā)電機轉(zhuǎn)子支架簡化模型

圖3 局部坐標(biāo)系

由于發(fā)電機正常工作時，轉(zhuǎn)動軸與水平面存在5夾角，便于后面重力以及扭矩加載。建立局部坐標(biāo)系，如圖3所示。

轉(zhuǎn)子支架采用Q345E材料，且為焊接結(jié)構(gòu)。焊縫采用全熔透焊，100%探傷，以保證焊縫質(zhì)量。

轉(zhuǎn)子支架彈性模量為210GPa；泊松比為0.3；強度性能如表1所示。

轉(zhuǎn)子支架所采用鋼板厚度最大為80mm，所以屈服極限為286.4MPa。

為保證計算精度，對圖2中幾何模型采用高階六面體單元進行網(wǎng)格劃分，單元大小10mm，完成后的網(wǎng)格模型如圖4所示。節(jié)點數(shù)量1071992個，單元數(shù)量288319個。

發(fā)電機轉(zhuǎn)子支架在發(fā)電機結(jié)構(gòu)中起著重要作用，它是連接中心轉(zhuǎn)軸與磁極對的中間結(jié)構(gòu)。正常運行時，發(fā)電機轉(zhuǎn)子支架需要承受的載荷形式較復(fù)雜，主要載荷形式有磁極對和轉(zhuǎn)子本身重力、電磁力矩、轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)引起的離心力、以及轉(zhuǎn)子與定子之間偏心引起的磁拉力。根據(jù)發(fā)電機轉(zhuǎn)子的受力特點，電磁力矩作用在支架外圓與磁極對結(jié)合面處，因此在轉(zhuǎn)子支架中心處建立remote point（遠場加載點），遠場點與磁極對安裝表面處建立MPC綁定約束，用于加載發(fā)電機扭矩；同時考慮到發(fā)電機工作狀態(tài)扭矩的方向，將加載點坐標(biāo)系轉(zhuǎn)化到圖3所示的局部坐標(biāo)系。

由于轉(zhuǎn)子與定子偏心的存在，作用在轉(zhuǎn)子各部分的磁拉力不同，磁拉力法向背離圓心，且沿圓周方向呈非線性分布，為保守考慮，假定轉(zhuǎn)子最大磁拉力處為總磁拉力的一半，且每處均承受最大磁拉力，有限元模型中以均布載荷方式加載。

由于轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)特性，轉(zhuǎn)子承受±g的交變重力加速度影響，所以假定轉(zhuǎn)子承受的重力幅值為二倍轉(zhuǎn)子重量。重力載荷通過對各結(jié)構(gòu)設(shè)定相應(yīng)材料密度，并施加重力加速度實現(xiàn)。

旋轉(zhuǎn)離心力通過施加轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)速度實現(xiàn)。轉(zhuǎn)速方向為發(fā)電機旋轉(zhuǎn)方向，即基于圖3的局部坐標(biāo)系。

靜強度分析

發(fā)電機轉(zhuǎn)子支座起著連接中心軸與磁極對的作用，如果支座極限強度不滿足要求，在工作中轉(zhuǎn)子支架發(fā)生極限破壞或者過大的塑性變形將導(dǎo)致發(fā)電機的損壞，引起重大事故，因此對支架進行極限強度分析是非常必要的。

一、邊界加載

轉(zhuǎn)子支架在發(fā)電機運行過程中，主要承受的載荷為轉(zhuǎn)子自重、電磁轉(zhuǎn)矩、離心力、磁拉力，按照上面介紹的加載方式及位置對轉(zhuǎn)子進行邊界條件加載，載荷如表2所示，完成加載后的模型如圖5所示。

二、極限結(jié)果

圖4 有限元模型

表1 材料性能參數(shù)

表2 極限載荷表

從圖6可以看出，在極限載荷下，發(fā)電機轉(zhuǎn)子的最大應(yīng)力為87.95MPa，發(fā)生在磁極安裝面之間的凹槽內(nèi)，此處尖銳直角邊存在一定的應(yīng)力奇異，結(jié)果偏大，即使如此仍小于材料屈服極限286MPa，所以滿足極限強度要求。

疲勞強度分析

發(fā)電機轉(zhuǎn)子支架在整個生命周期內(nèi)處于高速旋轉(zhuǎn)狀態(tài)下，使轉(zhuǎn)子支架長期承受交變載荷作用，對發(fā)電機轉(zhuǎn)子支架的疲勞性能是個很大的考驗。如果支架疲勞強度不滿足要求，將會對整個風(fēng)電機組產(chǎn)生破壞性的影響，即使及時發(fā)現(xiàn)問題進行更換也將產(chǎn)生巨額費用，因此必須保證轉(zhuǎn)子支架在20年內(nèi)滿足疲勞性能要求。

一、載荷工況

發(fā)電機在風(fēng)電機組的生命周期內(nèi)，電磁轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)速并非恒定不變，而是隨著外界風(fēng)速以及槳距角的變化而變化。根據(jù)GL2010規(guī)范，焊接件采用S-N曲線進行疲勞分析，而S-N曲線不考慮平均應(yīng)力的影響，所以通過Bladed軟件模擬，將轉(zhuǎn)子支架在風(fēng)力發(fā)電機組整個生命周期中承受時序變化的轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速，按照1.0E+08次循環(huán)壽命進行等效，得到基于該循環(huán)的等效疲勞載荷。

重力對疲勞壽命的影響為隨著轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)角度的變化，對支架產(chǎn)生交變作用，為保守考慮，假定重力下的交變載荷為二倍重力。磁拉力對支架的疲勞影響為上下兩側(cè)磁拉力差值對支架的交變作用。具體載荷細節(jié)如表3所示。

二、材料疲勞特性

鋼板以及焊縫的疲勞性能通過S-N曲線描述，根據(jù)GL2010規(guī)定，對于機械結(jié)構(gòu)部件DC值選取按照IIW原則。采用機械熱切割的鋼板，去除銳邊并檢測沒有裂紋時，DC值取125MPa，此時循環(huán)次數(shù)為2.0E+06，考慮材料安全系數(shù)1.265后應(yīng)力幅值為98.8MPa，斜率為3；拐點處循環(huán)次數(shù)為1.0E+07，應(yīng)力幅值為41.61MPa。焊縫要求開坡口熔透焊且100%探傷，因此焊縫DC取90MPa，考慮材料安全系數(shù)1.265后，為71.1MPa，對應(yīng)循環(huán)次數(shù)為2.0E+06，斜率為3；拐點處循環(huán)次數(shù)1.0E+07，應(yīng)力幅值為41.6MPa。S-N曲線如圖7、圖8所示。

三、疲勞結(jié)果

根據(jù)以上載荷數(shù)據(jù)以及材料S-N曲線，對發(fā)電機轉(zhuǎn)子進行疲勞計算。疲勞損傷云圖如圖9、圖10所示。

可以看出，焊縫位置疲勞損傷最大為0.082，鋼板疲勞損傷最大為0.002。因此在20年生命周期內(nèi)均滿足疲勞強度要求。

優(yōu)化方案設(shè)計

經(jīng)過以上分析可以發(fā)現(xiàn)，發(fā)電機轉(zhuǎn)子支座的極限以及疲勞強度均有足夠大的安全裕度，考慮到制造成本以及整機重量等因素，在滿足強度要求的前提下，對支架進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化。

原始設(shè)計，安裝磁極對的外環(huán)厚度40mm，腹板厚度40mm，加強筋厚度30mm，轉(zhuǎn)子支架總重1248kg。在保證連接接口尺寸不變的前提下，經(jīng)過多次優(yōu)化調(diào)整結(jié)構(gòu)尺寸并進行強度校核，最終定為外環(huán)厚度30mm，腹板厚度30mm，加強筋厚度20mm，此時轉(zhuǎn)子支架重量為940kg。降重25%，大幅降低了成本。

圖5 極限工況加載

圖6 極限應(yīng)力云圖

表3 疲勞載荷表

圖7 焊縫S-N曲線

圖8 鋼板S-N曲線

圖9 焊縫疲勞損傷云圖

圖10 鋼板疲勞損傷云圖

如圖11所示，采用相同載荷條件，對優(yōu)化后結(jié)構(gòu)進行計算，極限強度為115.7MPa，小于許用極限286MPa。如圖12所示，焊縫處疲勞損傷為0.11，滿足GL2010中規(guī)定的焊縫疲勞損傷小于0.5的要求。如圖13所示，鋼板處疲勞損傷為0.07，滿足要求（小于1）。

圖11 優(yōu)化后極限應(yīng)力云圖

圖12 優(yōu)化后焊縫疲勞損傷云圖

圖13 優(yōu)化后鋼板疲勞損傷云圖

結(jié)論

經(jīng)過以上分析可以看出，優(yōu)化前后發(fā)電機轉(zhuǎn)子支架均能滿足強度要求，但經(jīng)過優(yōu)化，使支架重量降低25%，無論是制造材料成本，還是對于整機的運輸?shù)跹b成本，都大幅度降低。本文對轉(zhuǎn)子支架的分析不僅為可靠性提供了依據(jù)，還為降成本優(yōu)化提供了方向，可以很好地應(yīng)對目前風(fēng)電行業(yè)競爭激烈的現(xiàn)狀。

從極限載荷和等效疲勞載荷可以看出，對發(fā)電機轉(zhuǎn)子支架強度影響最大的為磁拉力，而磁拉力是由于定子與轉(zhuǎn)子之間的偏心引起不均勻氣隙導(dǎo)致的。因此，發(fā)電機轉(zhuǎn)子支架的設(shè)計，對發(fā)電機定子及轉(zhuǎn)子的加工精度和安裝誤差，以及中心軸系的剛度提出更高的要求。