南工程-复合材料结构设计课设-风机叶片设计说明书模板

课程设计任务书设计题目玻璃钢风机叶片设计技术参数：设计任务：工作计划与进度安排：目录TOC\o"1-3"\h\u27599一、前言 3306411.1风力机的概述 38761.2风力机叶片的特点 323121.3风力发电机叶片结构 463961.4研究目的及意义 430007二、风机叶片气动外形设计 5125322.1风力机运行风速及额定功率的设定 6282532.2风轮直径 6323682.3叶片数 6263042.4叶尖速比和设计转速 6204572.5叶片几何外形布置 711022三、叶片结构设计 107918四、叶片铺层设计 126100五、附件设计 1516963六、叶片强度校核 1629466.1叶片的空气动力计算 16323376.2气动扭矩计算 164346.3气动弯矩的计算 17199246.4离心扭转力矩计算 17270246.5应力计算 17197456.6叶片挠度计算 1862916.7叶片质量及刚度计算 18175346.8结论 19999七、参考文献 20

一、前言1.1风力机的概述风力发电机是把风能转化为机械能,由机械能转化为电能的动力机械,其实质也是以太阳为热源,以大气为工作介质的热能利用发动机。大型风力发电机组发出的电能直接并到电网上,向电网输电;小型风力发电机大多将电能用储能设备储存起来(一般用蓄电池),需要时再提供给负载。国内外风力机的结构形式繁多,根据风轮的结构及其在气流中的位置大体上可分为两大类:垂直轴风力机和水平轴风力机,如图1-1所示。图1-1垂直轴风力机和水平轴风力机1.2风力机叶片的特点大型风力机的关键技术之一是复合材料叶片的研制,它涉及到空气动力学、结构动力学、结构试验、复合材料、工艺制造、模具装备等领域,技术难度较大。目前世界上绝大多数叶片采用玻璃钢/复合材料制造,主要考虑玻璃钢/复合材料有一些优点是其它材料所不具备的。(1)它可根据风力机叶片的受力特点设计强度与刚度,利用纤维受力为主的理论,可把主要纤维安排在叶片的纵向,减少材料用量,减轻叶片的重量。(2)容易成型。叶片具有复杂的气动外形,如用金属制造相当困难,而用复合材料制造则容易得多,模具制成后,可以进行批量生产。(3)优良的力学性能。叶片使用寿命约20年,要求叶片具有良好的疲劳强度。玻璃钢的疲劳强度较高,缺口敏感性低,具有良好的疲劳性能。此外,玻璃钢的内阻尼大,抗震性能较好。(4)耐腐蚀性好。风力机安装在外,近年来又大力发展离岸风电场,风力机安装在海上,风力机组及叶片要受到各种气候环境的影响,要具有耐酸、碱、水汽的性能。而玻璃钢复合材料具有这种优良的性能,能在这种恶劣环境下较长时间的工作。1.3风力发电机叶片结构叶片是一个大型的复合材料结构，其重量的90%以上由复合材料组成，每台发电机一般有三支叶片，2MW的发电机组所需的复合材料达六吨之多。叶片是风力发电机中最基础和最键的部件，其良好的设计、可靠的质量和优越的性能是保证机组正常稳定运行的决定因素。图1-3叶片结构从结构上讲，叶片可大致分为四个部分，见1-2图：蒙皮；腹板；主梁；叶根。其中蒙皮采用夹芯结构，中间层是聚氯乙烯泡沫，上下表面层为玻璃纤维增强材料。面层由单向和±45°玻璃纤维布层组成。单向层可选用单向玻璃纤维和单向织物铺设，一般用7:1或4:1的比例进行玻璃纤维布的铺设，以承受由离心力和气动弯矩产生的轴向应力。为简化成型工艺，可不用±45°玻璃纤维布层，而采用1:1玻璃纤维布，均沿轴向铺设，以承受主要由扭矩产生的剪切应力，一般铺放在单向层外侧。腹板的结构形式也是夹芯结构。但是，在蒙皮与腹板的结合部位，即主梁处必须是实心玻璃纤维增强结构。这是因为此部分腹板与蒙皮相互作用，应力较大，必须保证蒙皮的强度和刚度。叶根位于整支叶片的根端，由上百层的三向玻璃纤维布组成，对叶片的结构同样起着至关重要的作用。图1-3叶片结构1.4研究目的及意义复合材料在风力发电上的应用，实际上主要是在风机叶片上的应用。风机叶片是风力机的关健部件之一，承受着复杂的空气动力、惯性力和离心力。其制造成本在总成本中所占比重最大，为15%-20%。风机叶片应具有较好的捕风能力、足够的强度和刚度以及稳定性，能够承受极限风速的考验。因此它的设计和分析就显得举足轻重。风机叶片应按最佳设计点设计才能最大限度地利用风能，这对增加风机发电量，提高风电经济效益有着重要意义。二、风机叶片气动外形设计风机叶片气动外形设计内容核也包括:风机风轮的直径D的设计计算,叶片数量B的确定,选取叶片各叶素截面气动翼型,各叶片叶素截面的弦长C和安装角B的确定。风机叶片结构外形设计的基本步骤如图2-1所示。图2.1设计思路2.1风力机运行风速及额定功率的设定江苏南通市如东县海岸线西北东南走向，拥有100万亩滩涂和6000平方公里海域，风力资源丰富，年可利用小时在2000小时以上。该地区平均风速11.67m/s，设计额定功率为1MW的风机。2.2风轮直径风机功率与风轮直径、风速、风能利用系数有如下关系：由此推得风轮直径为：式中：P为风机输出功率,P=106W；V为设定额定风速，V=11.67m/s；ρ为空气密度，取1.25kg/m3；Cp为风能利用系数，Cp=0.44。经计算可得D=54m2.3叶片数和其他风机相比，3叶片风力发电机的运行和输出功率比较平稳，同时也具有很好的旋转特性及视觉效果，故采用3叶片。2.4叶尖速比和设计转速叶尖速比为叶片尖端的线速度与风速之比。对于高速风轮来说，尖速比在6-8的范围内会有较高的风能利用系数。本文取λ0=7，由叶尖速比的定义可以确定转速：其中v=11.67m/s，λ0=7，r0=27m，计算可得n0=29r/min.2.5叶片几何外形布置采用Wilson设计理论对弦长C、叶片的安装角β进行计算。Wilson理论引入了叶尖损失，考虑了叶片翼型阻力对叶片最佳性能的影响，是目前最常用的设计理论。具体公式如下：式中:F为叶尖损失；f为叶尖损失系数；a为轴向诱导系数；aˊ为切向诱导系数；ɸ为相对风速来流角；α为翼型最佳攻角;β为扭角;CL为升力系数；B为叶片数；C为叶片截面弦长；V为风速；vˊ为切向风速；λ为速比系数；λ0为速尖比；R为叶尖半径。当dCp/dλ达到最大时，Cp取值最大。风机叶片设计可归结为通过目标函数与约束条件求解最优化问题。解出α、aˊ、F，继而优化计算出各截面的安装角及弦长。通过Matlab计算，表2-1中给出了叶片几何外形具体的布置情况，包括叶片25个截面的相对位置、弦长、扭角分布以及每个截面段所用的翼型。从表2.1中可以看出，该叶片的最大弦长为3.219m，位于沿叶片展向的0.2R处，最大扭角为12.079°，同样也位于此位置。图2.2该叶片所用的不同型号翼型，由图可以看出，该叶片所用翼型包括7个标准翼型和8个过渡翼型，共计15个翼型，分布于整个叶片的不同位置。图2.2不同型号翼型为了使叶片过渡区域光滑连续，需对叶根部分做适当修型（几何曲线插值），修型后的叶片弦长、扭角沿展向位置的布置如图2.3所示。表2.1叶片几何外形布置截面号相对位置（µ=r/R）弦长/m扭角/(°)翼型102.1150圆20.0752.1150圆30.1152.3264.052过渡翼型40.1552.7048.013过渡翼型50.2003.21912.079CQUA40060.2402.97510.265过渡翼型70.2802.7568.976CQUA35080.3202.5578.053CQUA35090.3602.3767.336过渡翼型100.4002.2106.709CQUA300110.4402.0566.131CQUA300120.4801.9165.575过渡翼型130.5201.7865.033CQUA250140.5601.6684.509CQUA250150.6001.5614.006过渡翼型160.6401.4623.527CQUA210170.6801.3753.070CQUA210180.7201.2992.631过渡翼型190.7601.2352.207CQUA180200.8001.1801.796CQUA180210.8401.1181.397CQUA180220.8801.0351.012过渡翼型230.9200.9140.640CQUA150240.9600.7410.283CQUA150251.0000.5120CQUA150图2.3叶片弦长及扭角分布三、叶片结构设计如图3.1所示，1MW风力机叶片整体示意图。采用2个剪切梁截面形式，材料为复合材料玻璃纤维环氧树脂，如图3.2所示。该构造形式通过腹板将叶片内部分成三个部分，从左至右大致可分为翼型前缘、主梁及后缘部分。连接主梁的两个腹板由“三明治”夹心材料组成，如图3.3。叶片里外层为蒙皮，主要由胶衣布和双向复合材料层组成。胶衣布提供光滑的外表面，减少由于生产制造而造成的粗糙度问题。叶片主梁是主要承载件，主要承受挥舞方向的载荷，而腹板则主要承受拍打方向的载荷，图3.11MW风机叶片整体示意图图3.2叶片主梁铺层示意图图3.3叶片腹板铺层示意图在初始的剪切腹板设计中，叶片前缘抗剪切腹板一般位于各个叶片截面最大弦长附近，而后缘抗剪切腹板位于后缘附近。叶片主梁的宽度沿叶片展向方向逐渐变小，同时，叶片主梁的厚度也沿叶片展向方向逐渐减小。这样，叶片主梁与抗剪切腹板就组成了变截面的“箱型梁”结构。为了避免在叶片截面沿环向方向出现大的铺层厚度降，翼面的厚度应与主梁的厚度相当。叶片主梁结构主要影响叶片截面挥舞方向的刚度，也要承受大部分的载荷。叶片前缘及后缘部分混合了增强材料，这样为了提高叶片拍打方向的刚度。前缘铺层厚度及后缘铺层厚度沿叶片展向方向同样是逐渐下降的。同时，叶片截面的吸力面和压力面（包括翼型前缘、主梁、翼面及翼型后缘）采用复合材料层合板对称铺层设计原则。图3.4给出了叶片截面结构关键参数及材料示意图。填充材料采用有机物泡沫，翼型前缘及后缘均采用无填充材料的加强层合板铺层材料，主梁采用较厚的加强层合板材料，该部分的材料主要由单向层合板材料制作而成，单向层合板具有优良的抗拉伸和压缩性能，作为叶片主要结构承载构件承担了叶片大部分弯曲载荷。同时，为了使叶片表面光滑连续，叶片外表层需要贴上一层厚0.6mm的胶衣，在整个叶片的内表面及外表面还需要贴上厚0.4mm的短纤维材料及厚1.2mm的双向层合板材料。图3.4叶片截面内部结构四、叶片铺层设计在叶片结构设计时，选用玻璃钢环氧树脂基复合材料，叶片内部结构铺层采用单向铺层、双向铺层和三向铺层的铺设形式，三种铺设类型如图4.1所示。表4.1给出了复合材料层合板主要性能数据，该数据源于DOE/MSU复合材料疲劳数据分析。单向层合板材料采用E-LT-5500型复合材料，双向层合板采用玻璃钢增强材料（EP-3）。由于各种材料纤维体积含量不一样，其密度也会不同。单向层合板的密度为1920kg/m3，双向层合板的密度为1780kg/m3，三向层合板的密度为1850kg/m3。图4.1材料铺层类型表4.1复合材料叶片材料性能材料类型VF/%E1/GPaE2/GPa泊松比Gxy/GPa单轴向玻璃布5441.814.000.282.63双轴向玻璃布4413.613.300.5111.80三轴向玻璃布—27.713.650.397.20然而复合材料风机叶片除了上述这些主要的材料性能，还有一些其他的结构材料特性，如胶衣布材料、泡沫填充材料及其他加强材料等。表4.2给出了其他材料的力学性能。表4.2其他材料的力学性能材料类型E1/GPaE2/GPa泊松比Gxy/GPa密度/(kg/m3)胶衣布3.4403.4400.31.3801235加强材料3.5003.5000.31.4001100泡沫填充物0.2560.2560.30.022200这样，叶片所用的详细材料性能参数已经给出。为了方便地进行下面的初始铺层设计，用字母定义材料性能如下:A：单轴向玻璃布[0]2,厚度为1.2mm。B：双轴向玻璃布[±45]4，厚度为2.4mm。C：三轴向玻璃布：[±45]2[0]2，厚度为1.8mm。D：胶衣布，厚度为0.6mm。E：加强材料[0]2，厚度为1.2mm。F：泡沫填充物，对于前缘翼面及后缘翼面最大厚度为30mm，对于腹板，最大厚度为35mm，在沿叶片展向方向递减值均为1.2mm。表4.3列出了沿叶片展向27个截面铺层厚度数据明细表。此表定义了叶根厚度及每个叶片截面的四个主要部分的厚度（主梁厚度、后缘加强材料厚度、前缘翼面厚度及后缘翼面的厚度）。表4.3叶片铺层厚度明细表序号叶片展向r/R叶根/mm主梁/mm前缘加强/mm后缘加强/mm前缘翼面/mm后缘翼面/mm1098.6—————20.02562.6—————30.05042.6—————40.07522.6184.84.8101050.115—247.27.2151560.155—3612.012.0151570.200—4818.018.0202080.240—5418.018.0303090.280—4812.012.03030100.320—4212.012.02828110.360—369.69.62525120.400—306.06.02020130.440—306.06.02020140.480—306.06.02020150.520—274.84.81818160.560—274.84.81818170.600—274.84.81818180.640—274.84.81818190.680—244.84.81414200.720—184.84.81212210.760—183.63.61010220.800—153.63.688230.840—123.63.666240.880—44250.920—6.02.42.422260.960—22271.000—1.21.2经查阅相关文献，基于复合材料结构设计中等代设计法及机械设计学中的类比法，初步确定整个叶片的铺层设计方案，如表4.4所示。结合图3.4和表4.3和4.4，现对叶片各个部位的初步铺层设计方案进行如下说明。叶根部分由三轴向层合板材料C组成。叶根部分最大厚度为96.8mm，沿叶片展向逐渐减少。主梁主要由单轴向层合板材料A组成。主梁的厚度沿叶片展向开始增加而后减少，在叶片展向位置24%处厚度最大为58mm，最小厚度接近叶尖。叶片前缘翼面及后缘翼面主要由单轴向层合板A及泡漠填充物F组成组成“三明治夹心”材料。为了避免与主梁连接时产生不连续现象，此部位的厚度应与主梁厚度相当。叶片前缘及后缘部位主要由单轴向层合板A及加强材料E组成。此部位厚度相对翼面厚度较薄。靠近叶根附近最大厚度约为20mm，此外，为了避免叶片后缘部位因气动载荷的作用而产生较大的变形，在叶片后缘处添加实体填充材料F。两根抗剪切腹板主要由双轴向层合板B及泡沫填充物F组成。布置在沿叶片展向1-27m处，初始设计分别位于截面弦长0.24c和0.54c处，抗剪切腹板在接近叶根处最大厚度为35mm，然后沿叶片展向逐渐减少。此外叶片内部和外表面都铺有厚度为1.2mm的三向加强层合板材料，叶片内部还包括1.2mm厚的额外加强材料。叶片的外表面还包括厚度为0.6mm的胶衣布材料。考虑到这些额外的加强材料及表面粘贴物使得叶片更加真实。总体来说，整个叶片的厚度分布沿叶片展向是递减的。五、附件设计叶片与轮毂连接，使叶片成为悬臂梁的形式。作用在叶片上的各种载荷通过叶片根端连接传递到轮毂上去，因此叶片最大应力与应变均发生在叶根处。选择和设计好叶根的连接形式，是复合材料叶片设计成败的关键。叶根连接大多靠复合材料的剪切强度、挤压强度或胶层剪切强度来传递载荷。目前用于大中型风机复合材料叶片的根端连接主要有复合材料翻边法兰、金属法兰、预埋金属螺杆和T型螺栓等方式。本次设计采用预埋金属杆的根端形式。预埋金属件的根端连接形式是用n根金属杆与叶根壳体胶接，叶片的载荷通过金属杆与叶根壳体的胶接强度传到轮毂上，因此金属杆与壳体的结合是关键。由于叶片的根部承受的载荷最大，而金属与复合材料的胶接强度相对来说不是很高，为确定金属杆与复合材料壳体的胶接强度，可进行单根金属杆与复合材料壳体胶接强度的模拟拉伸试验，拉伸试验件尽量模拟实际边界条件，以得到客观真实的数据。六、叶片强度校核6.1叶片的空气动力计算空气动力，即轴向推力和切向阻力，抽向推力由进出口压力差来计算，切向阻力由发动机功率来估算，假定轴向推力在叶片上呈梯形分布，切向阻力在叶片上作均匀分布。当极限风速为50m/s时，风机处于停机状态，叶片转速为0时，在该风速下的风机全压由P=0.5×V2=1225pa进行估算。叶尖轴向推力集度qyk的计算公式为其中p0—风机全压，Pa；Rk—叶尖半径，m；Z—叶片数。经计算：叶根轴向推力集度qy0计算公式为：切向阻力集度qx的计算公式：6.2气动扭矩计算由于叶片上的气体压力中心一般不与截面的扭转中心重合，从而产生了气动扭矩。其计算公式为：其中q-空气动力合力，计算公式为：h-空气动力与扭转中心间的距离：h=16.2m进计算可得MKR=14065N/m6.3气动弯矩的计算作用在叶片单位长度上的轴向推力和切向阻力分别对叶片产生推力弯矩和阻力弯矩，在R截面上的弯矩为：所以MxR=10254.3（N·m）所以MyR=64815.5（N·m）6.4离心扭转力矩计算离心力的横向分力绕叶展轴线作用，使叶片产生了离心扭矩，它顺着叶片的自然扭转方向作用，有将叶弦扭向旋转平面的趋势，使叶片攻角α减小，而与气动扭矩方向正好相反。其计算公式为：其中Jxy-惯性积，J≈0.034b3c=0.034×273×2.975=1991N·m经计算M=-2.2×1012N·m6.5应力计算知道叶剖面的几何特征后，就可用一般材料力学的方法计算出叶片强度。截面上的正应力为式中σc-离心力引起的应力；σb-弯矩引起的应力。其中离心力引起应力为：弯曲应力为：6.6叶片挠度计算由于Jζ较大，而Jζ方向的弯矩Mζ又较小，所以在计算中可以不计Jζ方向的挠度。叶尖在x、y方向的挠度分别为经计算：叶尖处挠度为1.377m，为叶长的5.1%。6.7叶片质量及刚度计算采用美国国家可再生能源实验室编写的PreComp软件计算叶片质量及刚度，图6.1-6.4为叶片挥舞刚度、拍打刚度及扭转刚度沿叶片展向位置的分布情况。图6.1叶片挥舞方向刚度分布图6.2叶片拍打方向刚度分布图6.3叶片扭转方向刚度分布图6.4叶片沿展向位置质量分布6.8结论除了拍打方向刚度在叶根0.2R附近处刚度最大，其他两个方向在叶根处刚度最大。从整体上看，整个刚度在叶片展向方向是减少的。图6.4为叶片展向位置的质量分布，总的趋势由叶根到叶尖递减。叶根处质量及刚度最大，这是因为叶根附近处为叶片结构中弯矩最大的地方，其应力也较大；叶片通过叶根与轮毂连接，部分削弱了叶片根部截面的有效承载面积，从这俩方面考虑，叶根附近一般需要较厚的铺层来提高刚度和强度。当极限风速为50m/s时，风机处于停机状态，叶片转速为0时，在该风速下的荷载由P=0.5×V2=1225pa进行估算。失效准则采用最大应力失效准则。依据设计规范GB/T25383-2010，安全系数不小于1.5倍，其叶片的最大挠度不大于叶长的15%。在极限风速下，叶尖挠度是1.377m，为叶长的5.1%，在安全系数为1.5的时候，叶片并未遭到破坏，还有很大的安全裕度。所以所设计的叶片符合条件。参考文献JonkmanJ,ButterfieldS,MusialW,etal.Definitionofa5-MWreferencewindturbineforoffshoresystemdevelopment[J].NationalRenewableEnergyLaboratory,Golden,CO,TechnicalReportNo.NREL/TP-500-38060,2009.AndersonPM,BoseA.Stabilitysimulationofwindturbinesystems[J].IEEETransactionsonpowerapparatusandsystems,1983(12):3791-3795.TapiaA,TapiaG,OstolazaJX,etal.Modelingandcontrolofawindturbinedrivendoublyfedinductiongenerator[J].IEEETransactionsonenergyconversion,2003,18(2):194-204.TanK,IslamS.OptimumcontrolstrategiesinenergyconversionofPMSGwindturbinesystemwithoutmechanicalsensors[J].IEEETransactionsonEnergyConversion,2004,19(2):392-399.LeiY,MullaneA,LightbodyG,etal.Modelingofthewindturbinewithadoublyfedinductiongeneratorforgridintegrationstudies[J].IEEEtransactionsonenergyconversion,2006,21(1):257-264.AbdinES,XuW.Controldesignanddynamicperformanceanalysisofawindturbine-inductiongeneratorunit[J].IEEETransactionsonenergyconversion,2000,15(1):91-96.WangQ,ChangL.Anintelligentmaximumpowerextractionalgorithmforinverter-basedvariablespeedwindturbinesystems[J].IEEETransactionsonpowerelectronics,2004,19(5):1242-1249.TemplinRJ.AerodynamicperformancetheoryfortheNRCvertical-axiswindturbine[R].NationalAeronauticalEstablishment,Ottawa,Ontario(Canada),1974.LiserreM,TeodorescuR,BlaabjergF.Stabilityofphotovoltaicandwindturbinegrid-connectedinvertersforalargesetofgridimpedancevalues[J].IEEEtransactionsonpowerelectronics,2006,21(1):263-272.CiangCC,LeeJR,BangHJ.Structuralhealthmonitoringforawindturbinesystem:areviewofdamagedetectionmethods[J].MeasurementScienceandTechnology,2008,19(12):122001.NichitaC,LucaD,DakyoB,etal.Largebandsimulationofthewindspeedforrealtimewindturbinesimulators[J].IEEETransactionsonenergyconversion,2002,17(4):523-529.LavassasI,NikolaidisG,ZervasP,etal.Analysisanddesignoftheprototypeofasteel1-MWwin