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(nèi)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(chǎn)生直接影響，甚至會導致高速制動器損壞，使其制動不穩(wěn)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(xiàn)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(jù)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(nèi)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(shù)如表1所示。

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

2 殼體的網(wǎng)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(wǎng)格劃分法分別對上殼體和下殼體進行網(wǎng)格劃分，并對各拐角部位的網(wǎng)格進行細化處理。上、下殼體的網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2所示。

圖2 上殼體與下殼體的網(wǎng)格劃分結(jié)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(jié)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(jié)構發(fā)生變形。通過觀察圖3a可以發(fā)現(xiàn)，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(qū)域，而該區(qū)域的結(jié)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(jié)構突變?nèi)菀滓饝校瑥亩鴮е職んw產(chǎn)生疲勞損耗，甚至引起殼體斷裂。通過上述分析可以發(fā)現(xiàn)，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(jié)構突變處增加半徑為1 mm的圓角作為過渡，以優(yōu)化進油孔結(jié)構。進油孔結(jié)構突變處優(yōu)化前后的3D圖像對比如圖4所示。

圖4 進油孔結(jié)構突變處優(yōu)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(jié)構突變處進行優(yōu)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(jié)構突變處優(yōu)化后，上殼體的最大等效應力為286.360 MPa，相較于優(yōu)化前下降了184.270 MPa；且優(yōu)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(yōu)化合理。

由圖5b和圖5c可知，進油孔結(jié)構突變處優(yōu)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(yōu)化前相比，這2個參數(shù)的值均有所下降。

圖5 進油孔結(jié)構突變處優(yōu)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(qū)域的結(jié)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?yōu)?.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(jié)論

本文以現(xiàn)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(jié)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(jié)構突變，容易引起應力集中，可能會造成殼體結(jié)構變形；

2)通過對上殼體油缸邊緣的進油孔結(jié)構突變處進行優(yōu)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(yōu)化合理，因此可將該優(yōu)化方法應用于實際生產(chǎn)；

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(jié)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(jù)。