低溫對風力發電機組偏航液壓制動系統的影響及優化

肖 旺， 趙登利， 董 營， 李肖霞

(山東中車風電有限公司， 山東 濟南 250022)

引言

偏航液壓制動系統是保證風力發電機組偏航對風和機艙錨定的重要安全系統，其在任何運行環境及工況下的響應性能和穩定性都是至關重要的。目前我國陸上風機廣泛分布在三北大基地，冬季天氣寒冷，環境惡劣，如2020年新疆布爾津地區某風電場就遭遇了持續多天-40 ℃以下的極寒天氣，對風機的運行甚至生存都帶來嚴峻考驗。低溫對液壓系統的重要危害之一是使液壓油黏度升高，導致油液流經液壓元件及管路的阻力和壓力損失增大，造成液壓系統運行故障[1-3]。

冬天風機運行發電時，齒輪箱、發電機和主軸承等部件表面可產生大量的輻射熱[4-6]，使機艙內溫度不會太低，但風機運行受自然風況和機組狀態的影響，難免會經歷長時間待機等風、未滿發或限功率運行等工況，此時機艙內與外界環境溫差逐漸減小，甚至低于環境溫度。上述情況下，風機偏航液壓制動系統的性能也隨之下降，易導致偏航啟動時因系統卸壓松閘過慢而產生偏航振動和噪聲，甚至偏航電機過載跳閘；以及偏航結束時因系統建壓制動過慢而無法及時錨定機艙，影響機組運行安全。

文獻[7]研究了常溫條件下影響風機偏航液壓制動系統響應性能和穩定性的關鍵因素，并提出了設計建議；文獻[8]對風機高速軸液壓剎車在低溫環境下的響應性能進行了試驗研究，并給出了相關解決方案；文獻[9]介紹了風機液壓制動系統的原理和設計校核計算，并對液壓站的功能回路進行了低溫動作試驗。本研究利用理論、仿真及試驗相結合的方法對低溫造成偏航液壓制動系統性能下降的問題進行了分析、驗證和優化，為風機偏航液壓制動系統的低溫適應性設計提供了建議和參考。

1 低溫對液壓油黏度的影響

液壓油黏度隨溫度的變化而變化，油溫越低，黏度越大，黏度增長速率越快。黏度指數作為反映油液黏度隨溫度變化程度的重要指標，其值越大，黏度受溫度的影響越小，黏溫特性越好，因此，低溫環境下應盡量使用傾點低并且黏度指數高的液壓油。表1為3種不同型號低溫液壓油性能參數表，其中液壓油A和B兼具良好的低溫黏度和經濟性，被廣泛用于風機液壓系統。由表1可知，當溫度高于-10 ℃時，液壓油A和B的黏度變化不大；低于-20 ℃時，黏度急劇增大，油液流動性變的極差。液壓油C是一款黏度指數高達375，具有卓越黏度控制的液壓油，其低溫性能已接近航空油[10]，但因其價格較高，國內風電行業少有應用。

2 低溫對偏航液壓制動系統的影響與分析

圖1為某兆瓦級風機的偏航液壓制動系統組成示意圖，根據文獻[7]對該系統原理、組成及結構的介紹，可知其系統特點為高壓力、小流量、多負載和長管路。為保證風機運行安全， 偏航液壓制動系統幾乎總是處于壓力(全壓或阻尼)制動狀態，故制動器及其連接管路內總是充滿油液。同時由于系統制動狀態切換所需補壓或卸壓的油量很少，導致油液循環流動性較差，即使液壓站油箱和機艙配置了加熱設備也不能有效解決制動器和管路內油溫低的問題[11]。因此，偏航液壓制動系統一旦處于低溫環境， 很難在短時間內使油溫上升恢復系統正常工作狀態。

表1 低溫液壓油性能參數Tab.1 Hydraulic oil performance parameters atlow temperature

圖1 偏航液壓制動系統組成Fig.1 Yaw hydraulic brake system composition

2.1 低溫對阻尼制動的影響與分析

風機偏航啟動時，制動器要快速從全壓制動轉為阻尼制動，為偏航運動提供一定的阻尼力。由圖1可知，阻尼制動時，制動器內的高壓油液需依次流經前面的串聯制動器、中間管路及回油管路到達液壓站背壓閥進行卸壓。當液壓油受低溫影響黏度增大時，其在制動器和管路內的流動會產生很大阻力，造成卸壓時間延長；同時，由于不同安裝位置的制動器到液壓站的管路長度不同，卸壓阻力不同，制動器的卸壓速度也明顯不一致。因此，低溫將導致阻尼制動響應變慢以及制動器松閘動作不同步等問題。

距離液壓站越遠，制動器卸壓越慢，故與進油管路連接的制動器成為決定整個偏航液壓制動系統低溫下阻尼制動響應性能的關鍵。以圖1為例，在阻尼卸壓過程中的任意時刻t，制動器Q6內的壓力p6(t)為：

(1)

式中，pB(t) ——t時刻背壓閥口前端壓力

qM(t) ——t時刻回油管路流量

μ(T) —— 油溫T時的液壓油動力黏度

D—— 管路直徑

LM—— 回油管路長度

相鄰2個制動器之間的連接管路壓差Δpn,n+1(t)

為：

(2)

式中，qn,n+1(t) ——t時刻第n和n+1個制動器間的管路流量

Ln,n+1—— 第n和n+1個制動器間的管路長度

由式(1)和式(2)可知，第n個制動器內的壓力pn(t)為：

pn(t)=pn+1(t)+Δpn,n+1(t)+Δpn+1(t)

(3)

式中， Δpn+1(t) ——t時刻油液流經第n+1個制動器內部的壓力損失，n=1，2，3，4，5

2.2 低溫對全壓制動的影響與分析

風機偏航結束時，制動器要在短時間內從阻尼制動恢復全壓制動，保持為機艙位置提供足夠的制動力。制動器進油回路通常使用小孔阻尼對制動流量進行控制，以避免主系統蓄能器瞬間釋放高壓油液對整個制動系統造成較大沖擊，實現制動器對制動盤線性平穩的抱閘剎車[12]。薄壁小孔具備沿程阻力損失小、過孔流量與黏度無關、對油溫變化不敏感等特點，是液壓系統常用的理想節流元件[13-14]。由于偏航液壓制動系統實際所需的阻尼孔直徑通常僅為0.6～1.0 mm，根據薄壁小孔的定義(長徑比小于等于0.5)，難以將其加工成薄壁小孔結構，因此液壓站廠家通常直接采用簡單廉價的細長孔阻尼，能在常溫環境使用中達到預設的效果，但往往忽視了其在低溫下的表現。

在制動建壓過程中的任意時刻t，油液流經細長孔阻尼的流量qR(t)為：

(4)

式中，DR—— 阻尼孔徑

LR—— 阻尼孔長

ΔpR(t) ——t時刻阻尼孔兩端的壓差

由式(4)可知，通過細長孔阻尼的流量受油溫、孔長及孔徑的影響較大。當低溫下液壓油黏度增大時，細長孔阻尼的通流能力下降，造成系統全壓制動緩慢，影響風機運行安全。

3 低溫仿真與試驗研究

3.1 仿真與試驗系統搭建

設計偏航液壓制動系統試驗原理如圖2所示，風機偏航時，電磁換向閥8和9.2通電，制動器試驗腔卸壓，由全壓制動轉為阻尼制動；偏航結束時，電磁換閥8和9.2斷電，蓄能器12內的高壓油液通過阻尼孔7進入制動器試驗腔，腔內由阻尼壓力升至系統壓力，實現全壓制動。

1.油箱 2.電機 3.齒輪泵 4.溢流閥 5.過濾器 6.單向閥7.阻尼孔 8.常閉電磁閥 9.常開電磁閥 10.截止閥11.壓力傳感器 12.蓄能器 13.偏航制動器試驗腔圖2 偏航液壓制動系統試驗原理Fig.2 Test principle of yaw hydraulic brake system

偏航制動器由上鉗體和下鉗體組成，鉗體內各有3個串聯活塞缸，上下鉗體油缸之間由管路連接，其結構如圖3a所示。為簡化制動器仿真模型，將其鉗體內的3個活塞腔簡化為1個固定容腔，上下仿真腔用鋼管連接，具體如圖3b所示。同時由于試驗系統所需的制動器數量多、重量大，為便于低溫試驗的操作，將制動器上下兩鉗體內的活塞腔簡化為1個圓柱模擬試驗腔并設計偏航制動器組試驗模擬裝置，如圖3c所示。模擬裝置有6個試驗腔，試驗腔之間用軟管連接。

圖3 偏航制動器結構與模擬Fig.3 Yaw brake structure and simulation

根據原理圖2，搭建偏航液壓制動仿真系統如圖4所示；將液壓站與制動器模擬裝置通過軟管連接并放入高低溫試驗箱如圖5所示。試驗前，對液壓站加注表1中的全新液壓油A，并更換新的濾油器濾芯。系統仿真通過設置液壓油不同黏度參數值模擬溫度對偏航液壓制動系統的影響，同時為保證仿真與試驗的一致性，將液壓油、閥件、管路等的仿真參數設置與試驗系統保持一致，具體要求見表2。

3.2 低溫對制動性能影響的仿真與試驗

1) 低溫對阻尼制動的影響

按表1中液壓油A的黏溫特性關系，將油液黏度分別設置為50，266，565，1375，3966 mm2/s， 對系統進行全壓制動轉阻尼制動的仿真，仿真腔Q1.1的卸壓曲線如圖6所示。將試驗箱溫度分別設置為30，0，-10，-20，-30 ℃，對系統進行全壓制動轉阻尼制動的試驗，試驗腔Q1的卸壓曲線如圖7所示。由圖6和圖7可知，常溫環境下，制動器模擬腔可在瞬間由全壓制動卸壓至阻尼制動，隨著溫度降低，液壓油黏度增大，卸壓時間逐漸延長。當溫度低于0 ℃時，試驗卸壓時間開始超過1.5 s；低于-10 ℃時，仿真卸壓時間達到1.5 s以上；低于-20 ℃時，仿真和試驗結果均表明此時系統已無法在短時間內卸壓至阻尼壓力。

圖4 仿真系統建模Fig.4 Simulation system modeling

圖5 低溫試驗Fig.5 Low temperature test

在30 ℃和-10 ℃下，仿真腔Q1.1和Q6.2的卸壓曲線如圖8所示，試驗腔Q1，Q4，Q6的卸壓曲線如圖9所示。由仿真和試驗結果可知，常溫環境下， 所有模擬腔內的卸壓速度幾乎同步；當溫度低于-10 ℃時，不同模擬腔的卸壓速度開始出現較大差異，距離液壓站越遠的模擬腔卸壓響應越慢，這種現象在卸壓初期尤為明顯。隨著腔內壓力逐漸降低并接近背壓閥設定值，卸壓流量逐漸減小，各制動器模擬腔內的壓力趨于穩定且一致。

表2 仿真和試驗的主要參數Tab.2 Main parameters of simulation and test

圖6 仿真腔Q1.1的卸壓曲線Fig.6 Pressure relief curve of Q1.1

圖7 試驗腔Q1的卸壓曲線Fig.7 Pressure relief curve of Q1

圖8 仿真腔Q1.1和Q6.2的卸壓曲線Fig.8 Pressure relief curve of Q1.1 and Q6.2

圖9 試驗腔Q1，Q4，Q6的卸壓曲線Fig.9 Pressure relief curve of Q1，Q4，Q6

2) 低溫對全壓制動的影響

按上述相同的仿真和試驗條件，對系統進行阻尼制動轉全壓制動的研究與分析。圖10和圖11分別為不同溫度下仿真腔Q6.2和試驗腔Q6的建壓曲線。由仿真和試驗結果可知，常溫環境下，模擬腔可在5 s左右由阻尼壓力升至系統壓力，隨著溫度降低，液壓油黏度增大，建壓時間逐漸延長。當溫度為0 ℃時，仿真建壓時間已接近10 s，試驗建壓時間已超過15 s；0～-20 ℃時，系統建壓速度出現明顯下降且試驗比仿真結果下降更為嚴重，試驗建壓初期還出現了響應遲滯階段；-30 ℃時，由于液壓油黏度太大，阻尼孔近乎呈堵塞狀態，系統建壓制動失敗。

3.3 結果分析

仿真和試驗結果表明， 低溫可導致偏航液壓制動系統性能下降甚至失效，驗證了理論分析的正確性。另外，系統在常溫下的仿真和試驗的結果幾乎相同，但低溫下存在一定誤差，主要表現為：與仿真結果相比，當溫度低于0 ℃時，試驗的制動響應速度更慢，相同時間內所達到的制動壓力與目標壓力差值更大，以及全壓制動初期出現明顯的建壓遲滯現象。分析誤差產生原因主要為系統仿真忽略了由接頭、閥口、集成塊內孔道等引起的局部壓力損失，當油液黏度隨溫度的下降而快速增加時，上述局部阻力也隨之顯著增大，造成試驗制動響應速度和壓力不及仿真結果；同時，由于低溫下液壓油通過阻尼孔的流量很小，油液到達試驗腔Q6前還需經過較長的連接軟管和試驗腔Q1～Q5，并補充軟管和液壓油因壓力變化而產生的體積變形量，導致制動壓力傳遞滯后，動態響應緩慢，宏觀表現為試驗腔Q6的建壓開始時間滯后嚴重。以上因素通常難以理論計算或仿真模擬，可從優化集成塊設計[15-16]、提高管路剛度等方面盡量減小其影響。同時，根據理論分析過程可知，為有效提高偏航液壓制動系統的低溫性能，其關鍵還是在于提高系統低溫下的制動流量和降低卸壓阻力。

圖10 仿真腔Q6.2的建壓曲線Fig.10 Pressure build-up curve of Q6.2

圖11 試驗腔Q6的建壓曲線Fig.11 Pressure build-up curve of Q6

4 系統優化與驗證

4.1 對全壓制動的優化

為提高低溫環境下偏航液壓制動系統的建壓速度，必須提高低溫下通過制動回路阻尼孔的流量。由于直接加大孔徑會降低阻尼常溫下的節流效果，因此本研究在不改變孔徑的前提下，通過改變阻尼孔結構，使用長徑比盡可能小的短孔阻尼以提高其低溫下的通流能力。

加工制作孔徑0.6 mm，孔長0.8 mm，長徑比為1.33的短孔阻尼替換原長孔阻尼，將阻尼孔長仿真參數設置為0.8 mm，對系統進行低溫下阻尼制動轉全壓制動的仿真與試驗。仿真腔Q6.2和試驗腔Q6的建壓曲線如圖12和圖13所示，可以看出，常溫環境下短孔阻尼和長孔阻尼對制動建壓速度的控制幾乎相同，隨著溫度降低，液壓油黏度增大，使用短孔阻尼的系統建壓速度明顯快于長孔阻尼。當溫度高于-10 ℃時，短孔阻尼的建壓速度隨溫度的變化略有下降，響應無遲滯；-10～-20 ℃時，建壓逐漸變慢，但在-20 ℃時的仿真結果仍與使用長孔阻尼在-10 ℃時的仿真結果接近。實驗中短孔阻尼表現更好，其在-20 ℃時系統雖然還存在短時的響應遲滯，但整體實驗結果已與長孔阻尼在0 ℃時的實驗結果接近。以上仿真和試驗結果表明，短孔阻尼對提高系統低溫下的全壓制動性能有明顯的改善作用。

圖12 阻尼優化前后系統建壓仿真對比Fig.12 Simulation comparison of system pressure build-up before and after damping optimization

圖13 阻尼優化前后系統建壓試驗對比Fig.13 Test comparison of system pressure build-up before and after damping optimization

4.2 對阻尼制動的優化

為提高低溫環境下偏航液壓制動系統的卸壓速度，必須減小卸壓時油液流經串聯制動器和管路的沿程阻力。根據液阻網絡原理，將制動器和管路均視為液阻元件，并聯可減小整個系統的液阻。考慮風機偏航液壓制動系統設計的實際情況，采用一種對制動器分組，相鄰若干個制動器為一組，組內制動器串聯，組間制動器并聯來減小液阻的優化方案。這種制動器閉環串并聯的管路連接方式縮短了任意位置制動器到液壓站的距離，因此可以提高卸壓速度。

根據上述優化方案，調整系統仿真與試驗的管路連接方式，將制動器模擬腔對稱分為Q1～Q3和Q4～Q6 2組，進油管同時連接Q1和Q6，回油管連接Q3和Q4。圖14為當液壓油黏度設置為1375 mm2/s時管路優化前和優化后仿真腔Q1.1，Q3.2，Q6.2的卸壓曲線。圖15為30，-10，-20 ℃時管路優化前后試驗腔Q1的卸壓曲線。由圖14和圖15可知，優化后的管路連接方式有效提高了系統低溫下的卸壓速度，兩端及中間模擬腔卸壓也基本現實同步。試驗中系統管路優化后在-20 ℃時的卸壓速度超過了優化前在-10 ℃時的卸壓速度，并已接近仿真結果。

圖14 管路優化前后系統卸壓仿真對比Fig.14 Simulation comparison of system pressure relief before and after pipeline optimization

5 結論

本研究分析和驗證了低溫環境下偏航液壓制動系統性能下降的問題并提出了設計和優化建議，研究表明：

圖15 管路優化前后系統卸壓試驗對比Fig.15 Test comparison of system pressure relief before and after pipeline optimization

(1) 阻尼孔結構型式對偏航液壓制動系統在低溫環境下的建壓響應性能有著重要影響。長孔阻尼對油溫變化敏感，其在低溫下導致全壓制動過慢的問題不容忽視。短孔阻尼可有效降低溫度對制動流量的影響，提高系統低溫下的建壓速度，因此，風機制動液壓站設計時應使用長徑比盡可能小的短孔阻尼；

(2) 低溫對偏航阻尼制動的影響主要表現為制動器卸壓松閘響應慢以及動作同步性差。制動器數量越多，連接管路越長，低溫影響越嚴重。常用的制動器串聯方式被證明對系統在低溫環境下的卸壓非常不利，因此，合理的采用制動器閉環串并聯結構，減小低溫時的卸壓阻力是偏航液壓制動系統設計時需要著重考慮的方面；

(3) 風機運行環境溫度(機艙外)一般為-30～40 ℃，偏航液壓制動系統在機艙內溫度低于0 ℃時開始出現制動性能下降，低于-20 ℃時性能嚴重下降，低至-30 ℃時系統近乎失效。仿真和試驗表明，本研究提出并使用的優化方法可在機艙溫度-20 ℃以上時對偏航液壓制動系統的響應性能有明顯的改善效果，保障風機在絕大多數低溫工況下的運行。當機艙內低于-20 ℃時，由于液壓油黏度近乎指數型增長，給偏航液壓制動系統的低溫設計和優化帶來了更大困難，是下一步研究工作的重點。