基于ANSYS ACP的風電機組復合材料機艙罩輕量化設計

杜 靜，吳 偉，王 爽，謝雙義，何 嬌

（重慶大學 機械工程學院，重慶 400044）

0 引言

隨著技術的進步和棄風限電的改善，各界關于“風火同價”的呼聲日趨高漲，亟需從風電源頭降低風電機組制造、安裝成本，實現依靠自身的良性發展模式[1]。機艙罩作為風力發電機的重要組成部分，它的功能是保護艙內齒輪箱、發電機和控制柜等重要部件免受刮風、雨雪和沙塵等復雜氣候條件的影響以維持風力發電機的正常運行，延長風機運行壽命；同時還可以在風機吊裝和維護檢修時為操作人員提供工作空間和一定的安全保護。相對于傳統材料，纖維增強復合材料具有比重小、比強度和比模量大的特點，因此成為應用最廣、用量最大的復合材料[2]。在風力發電機的制造中，玻璃纖維增強復合材料被大量使用，主要用來制造風輪葉片、導流罩和機艙罩[3]。隨著風電技術的發展，風力發電機的單機容量越來越大，從而導致機艙罩的尺寸也趨于大型化，這就造成機艙罩的制造和吊裝成本的增加。

目前國內對于復合材料機艙罩的研究多為對現有設計進行校核，鄧樹斌等對機艙罩的穩定性進行了分析[4]；宋加佳等利用ABAQUS軟件構建了一種基于ABAQUS的兆瓦級風電機組機艙罩非線性有限元分析仿真方法[5]；李超等從經典層合板理論出發，利用ANSYS對某兆瓦級風力發電機機艙罩的極限強度進行了計算分析[6]；代魯平對機艙罩進行應變校核，并基于VDI2230標準對彈性支撐與機艙罩的連接螺栓進行了抗剪與抗拉校核[7]；何玉林等利用MSC.Patran/Nastran對某MW級風電機艙罩的結構強度進行了分析[8]。對于大兆瓦級風電機組機艙罩如何實現結構輕量化設計的研究分析還鮮有報道。

本文以某5MW風電機組復合材料機艙罩為例，運用ANSYS中專業的復合材料仿真模塊ACP，從復合材料鋪層設計與結構優化的角度出發，對機艙罩進行輕量化設計。首先根據機艙罩的仿真計算結果，綜合考慮制造局限性，并以GL2010規范為依據對機艙罩提出輕量化設計方案，再通過靜強度分析與模態分析對輕量化設計進行驗證。

1 理論基礎

工程中常用的復合材料是由不同類型的單層復合材料板疊層并用樹脂粘接成的層合板，從而具備各向異性的力學特性[9]。在復合材料單層中，纖維方向是單向平行的，如圖1所示。相對于面內尺寸單層厚度微薄，應力在厚度方向上的分布可近似看作均勻，單層板處于平面應力狀態，其內部任意不為零的點有三個應力分量，如圖1所示。

圖1 復合材料單層模型

層合板是彈性薄板，其厚度遠小于板的面內尺寸，板的所有位移均小于板厚。當層合板受到外力作用時，在層合板上產生內應力，如圖2所示。

圖2 復合材料層合板模型

從宏觀力學角度來看，將復合材料看成是均勻的各向異性彈性體。各向異性的彈性體與各向同性彈性體的物理關系有較大區別，但在微小變形時，它們具有相同的力學平衡方程與幾何關系的表達形式，根據廣義胡克定律可得線彈性各向異性復合材料的應力-應變本構關系方程為：

式中：[Cij]為剛度矩陣，i，j=1，2，…，6。

假設單層板主軸位于xy平面內，并受到軸向內力，則上式可以簡化為：

上述是復合材料應變（應力）與強度的數學關系函數，可記為{σ}=[C]{ε}，[C]為剛度矩陣，為對稱陣。同理可用應力分量來表示應變分量：{ε}=[S]{σ}，其中[S]=[C]-1稱為柔度矩陣[10]。

本文采用最大應變理論與Tsai-Wu理論組合的判據方法對復合材料進行靜力學校核。根據各向異性材料最大應變理論，無論什么應力狀態，當單向層合板正軸向的任何一個應變分量達到極限應變時，材料即被認為發生破壞。GL2010規定機艙罩在極限載荷作用下，在沿纖維方向上：

—拉伸應變：εRd，t≤0.35%；

—擠壓應變：εRd，c≤|-0.25%|。

一般GFRP材料在材料的主方向上的拉壓強度不相等，為此Tsai-Wu準則提出了張量多項式失效判據，它屬于二次失效判據，同時考慮了應力之間和強度之間的影響，是目前應用最廣泛的判據之一。根據Tsai-Wu準則材料不發生失效需滿足下式要求：

式(4)中：F.I.（Failure Index）為失效因子。F為主應力強度張量系數。強度張量系數計算如下：

式(5)中：Xt、Yt與Xc、Yc分別為材料面內主方向上的拉伸強度與壓縮強度，S為剪切強度[11]。

2 復合材料機艙罩有限元模型的建立

2.1 機艙罩有限元模型

機艙罩包括機艙罩主體部分、前罩和散熱板，一共分為9塊，機艙罩尺寸參數如表1所示。

表1 5MW機艙罩外形尺寸參數

機艙罩為大型殼體結構，采用2D單元進行建模，Ansys中SHELL181是一種具有線性位移特性的有限應變殼單元，每個單元由4個6自由度節點定義，該單元適用于復合材料殼體結構分析，且具有良好的收斂性[12]。CONTACT174與TARGET170單元適用于模擬柔性體-柔性體之間、剛性體-柔性體的接觸，因此用來定義不同罩體之間、罩體與鋼結構之間的接觸對，接觸狀態均設為綁定接觸（bonded always）[13,14]。機艙罩模型如圖3所示。

圖3 機艙罩模型

2.2 材料性能

工程層合復合材料的定義比較復雜，包括鋪層層數、材料、厚度、順序和方向等。ANSYS中的ACP模塊以Workbench仿真平臺為支撐提供了完善的復合材料產品分析功能，可以實現復合材料從產品設計到最終產品的信息展示[12]。本文借助ANSYS ACP模塊對機艙罩材料進行鋪層。機艙罩主體材料鋪層主要由短切氈300、多軸向縫編氈1250、閉模氈1380、多軸向布800等鋪設而成，它們各自的性能參數如表2所示。

表2 鋪層組織物性能參數

以這些組織物材料為基礎，通過控制鋪層角度、鋪層厚度和鋪層順序來保證層合板在面內主方向（x、y方向）上的強度。機艙罩蒙版主體材料和加強筋材料層合板的鋪層順序按照表3中所示順序從上到下依次鋪設，為保證層合板在面內兩個主方向上具有足夠并且相當的強度，鋪設角度按照0/90°交叉鋪設，這種鋪設方法與復合材料在實際中的生產流程一致，從而也保證了仿真分析的準確性。最后得到的綜合材料屬性如圖4所示（外圈為兩個面內主方向上的彈性模量E1、E2，內圈為面內主方向上的剪切模量G12）。

表3 機艙罩鋪層細節

圖4 層合板綜合材料屬性

2.3 邊界條件與載荷

根據GL 2010 規范和德國風載荷規范（DIN-1055-4），機艙罩載荷參考坐標系為偏航軸承坐標系如圖5所示。XK軸沿風輪軸的水平方向固定于機艙，ZK軸垂直向上，YK軸按照右手定則確定。

圖5 機艙罩載荷坐標系

機艙罩通過左右兩側主加強筋上的十個固定支撐和后部安裝鋼架固定于機架上，故需要限制十個加強筋掛件與后部鋼架的底部面上6個自由度。

根據GL2010規范，機艙罩的計算分析中需要考慮的主要載荷包括：靜載荷、活載荷、冰雪載荷和風載荷。靜載荷是機艙罩自重載荷，通過定義重力加速度和材料密度實現；活載是模擬操作人員在機艙罩頂部或內部行走時的載荷，本文在頂部和底部行走區域施加3KN/m2的載荷；風載計算如式(6)所示：

式中，ρ為空氣密度，取1.225kg/m3；vwind為風速，Ⅲ類風區50年一遇極限風速為52.5m/s；cw為載荷分布系數，機艙罩風載荷的計算中需要考慮不同面板相對于風載的位置的不同選取不同的載荷分布系數，如圖所示。

圖6 機艙罩不同位置的風載荷分布系數

3 分析及優化

按照GL2010規范要求，對機艙罩施加多工況載荷組合進行分析，得到機艙罩主體包括加強筋的拉伸應變與壓縮應變計算結果。部分關鍵工況計算結果如表4所示。

表4 5MW機艙罩靜力分析結果

由計算結果可見，拉伸應變和擠壓應變都比較小，機艙罩整體安全裕度過大；側向風時，機艙罩側面剛度相對較低，環向輔加強筋鋪設不合理且過于密集，且對機艙罩整體剛度的貢獻并不明顯，需要對其進行整體結構輕量化設計。考慮到生產加工過程中的模具成本、時間成本和風機內部空間的保證，機艙罩的主體關鍵結構（如：主加強筋、機艙罩蒙版的結構、開口位置）需與主機架上相關結構配合不宜變動，將輔加強筋的布局、加強筋拐角處的圓角半徑和各部位的鋪層厚度與鋪層方法作為設計變量對機艙罩進行輕量化設計[15]。輕量化思路為：

1）對機艙罩蒙版主體部位以及加強筋鋪層進行重新設計。綜合考慮材料性能因素，減少多軸向縫編氈1250的鋪層數實現減厚效果，仍然按照0/90°的角度交替鋪設，如表5所示，對于機艙罩出口翻邊與安全護欄安裝平臺等需要保證局部剛度的部位厚度維持不變。鋪層設計之后，機艙罩各個部位鋪層材料面內主方向上的綜合材料屬性如圖7所示。

表5 機艙罩厚度輕量化對比

圖7 對鋪層輕量化設計之后層合板綜合材料屬性

2）刪除部分環向輔加強筋，在機艙罩側面和底面增設沿x方向的輔加強筋，如圖8所示（粗的為主加強筋，細的為輔加強筋）。合理利用主加強筋對機艙罩側面和底部局部剛度進行提升，可以減少輔加強筋的使用；

圖8 加強筋輕量化前后對比

3）加強筋拐角處的圓角半徑由150mm增加到300mm，如圖9所示。

圖9 加強筋輕量化前后對比

經過測算，輕量化設計之后的機艙罩整體結構重量由7t減至5.5t，減重效果明顯。

4 靜強度與模態分析

4.1 靜強度分析

對輕量化之后的機艙罩有限元模型進行靜力學分析計算，得到各工況下機艙罩拉伸和壓縮應變云圖如圖10所示。

由有限元計算應變結果云圖可以看出，輕量化之后的機艙罩在極限載荷作用下應變分布良好，沒有出現局部應變過大的現象。各工況計算結果匯總如表6所示，可以看出輕量化之后機艙罩靜力分析結果安全裕度降低，但是仍滿足要求。根據Tsai-Wu準則計算得出各工況下失效因子最大值為0.83（小于1），表明對機艙罩進行輕量化設計之后，GFRP材料單層纖維板內不會發生失效，滿足靜強度要求。

圖10 輕量化后機艙罩應變云圖

表6 輕量化后機艙罩靜力分析結果

4.2 模態分析

機艙罩的設計中需要進行模態分析，通過有限元計算得出機艙罩結構的固有頻率以確保風機內部其他零部件如風輪、散熱風扇、冷凝器的旋轉頻率不會與機艙罩固有頻率產生共振，避免機艙罩結構發生破壞。

機艙罩模態分析，需要在機艙罩的有限元模型上設置材料密度以模擬機艙罩結構質量特征、在ANSYS Workbench中添加邊界條件。通過模態分析得到機艙罩的各階固有頻率如表7所示。

表7 機艙罩輕量化后固有頻率

5MW風力發電機組輕量化之后的機艙罩1至6階固有頻率范圍為3.714Hz～7.711Hz，本文所研究的5MW風力發電機組風輪的激振頻率為0.605Hz；發電機極對數p=6，轉動速度為500r/min，轉動頻率為8.333Hz；機艙罩后部風扇轉動頻率為46.670Hz；安裝在后部鋼架上的散熱器轉動頻率為12.5Hz～24Hz。模態分析結果表明：輕量化之后的機艙罩不會因為風力發電機的正常運轉而產生共振破壞。

5 結語

論文以5MW風力發電機GFRP材料機艙罩為研究對象，建立有限元模型，根據仿真結果完成了輕量化設計并通過靜力學分析、失效分析與模態分析對該設計進行了校核。該設計得到企業認可，已經生產裝機，較以往同級別產品具有質量輕、加強筋布置合理加工時長短、生產吊裝成本低等優點，為大兆瓦級風力發電機復合材料機艙罩的設計提供一定的指導意義。本文得出的結論如下：

1）基于有限元方法，綜合考慮生產實際中材料力學性能、制造加工限制等因素，對機艙罩整體進行輕量化設計，更加符合工程要求。經測算：機艙罩輕量化設計之后減重21.4%，有效達到降本減重的設計目標。

2）為了探究輕量化之后的機艙罩在風機運行過程中是否會發生共振破壞，對機艙罩進行模態分析。結果表明：輕量化之后的機艙罩其各階固有頻率均避開風機運行時的激振頻率，不會產生共振破壞。