風(fēng)機(jī)葉片夾層結(jié)構(gòu)典型失效模式分析研究

孔繁曉 周海波 鄧 航

（1.中南大學(xué)；2.株洲時(shí)代新材料科技股份有限公司）

0 引言

風(fēng)電葉片作為風(fēng)力發(fā)電機(jī)組捕獲風(fēng)能、產(chǎn)生載荷的核心部件，隨著我國(guó)風(fēng)力發(fā)電的深度推廣和發(fā)展，風(fēng)力發(fā)電平價(jià)的要求，需要更進(jìn)一步降低風(fēng)電機(jī)組成本，而葉片是整個(gè)機(jī)組價(jià)值最高的部件（約占整機(jī)成本的20%～35%），直接決定著風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的性能、成本和可靠性。但葉片不同于其它關(guān)鍵部件所采用的金屬材料，采用的是復(fù)合材料體系，由于材料體系和結(jié)構(gòu)形式的差異，存在多種復(fù)雜的失效模式。

風(fēng)電葉片的結(jié)構(gòu)形式為典型的工字梁結(jié)合殼體三明治夾層結(jié)構(gòu)，且工字梁中的腹板結(jié)構(gòu)仍采用的是夾層結(jié)構(gòu)，故在整個(gè)葉片中占比達(dá)到70%以上，因此夾層結(jié)構(gòu)的失效模式研究是保證葉片可靠性的關(guān)鍵研究項(xiàng)。國(guó)外丹麥科技大學(xué)的Philipp Ulrich Haselbach等對(duì)34m葉片進(jìn)行靜載試驗(yàn)時(shí)出現(xiàn)失效，分析原因是由于夾層結(jié)構(gòu)的芯材剪切強(qiáng)度較高[8]；國(guó)內(nèi)時(shí)代新材靳交通等詳細(xì)分析了大尺寸復(fù)合材料葉片的多數(shù)失效原因是由于屈曲失穩(wěn)[7]。

1 葉片夾層結(jié)構(gòu)

1.1 葉片結(jié)構(gòu)概述

典型的“三明治”夾層結(jié)構(gòu)由兩邊相同的樹脂纖維增強(qiáng)面板夾著較厚的芯材組成，風(fēng)電葉片除主梁、后緣梁以及粘接區(qū)域外，其余部位均采用了“三明治”夾層結(jié)構(gòu)，具體見圖1。其中大梁主要承受葉片正常發(fā)電狀態(tài)下的彎曲載荷，同時(shí)約束葉片的變形，以免與風(fēng)機(jī)塔筒干涉，出現(xiàn)掃風(fēng)機(jī)塔筒現(xiàn)象；后緣梁主要承受葉片自重和慣性力載荷；粘接區(qū)域保證葉片承受的剪力在殼體中傳遞；殼體夾層結(jié)構(gòu)區(qū)域，主要提供氣動(dòng)外型，并承擔(dān)部分彎曲荷載和部分剪切荷載，其結(jié)構(gòu)有1～2層雙向或三向蒙皮玻纖織物增強(qiáng)，夾芯材料可采用PVC、PET泡沫或Balsa木，這些芯材具有較高的剪切性能，且密度較低，在滿足局部強(qiáng)度和剛度的前提下，極大降低葉片的質(zhì)量[2-4]；剪切腹板夾層結(jié)構(gòu)，主要承受大部分葉片剪切力，保證葉片的抗屈曲承載安全[1]。

圖1 風(fēng)機(jī)葉片截面結(jié)構(gòu)布局Fig.1 Wind turbine blade section structure

1.2 失效判斷準(zhǔn)則

風(fēng)電夾層結(jié)構(gòu)根據(jù)其受力特點(diǎn)和其結(jié)構(gòu)組成材料的力學(xué)性能，主要發(fā)生圖2 所示的六種失效模式類型，參考文獻(xiàn)[8-9]都有詳盡的描述：

圖2 風(fēng)機(jī)葉片夾層結(jié)構(gòu)典型失效模式Fig.2 Wind turbine blade sandwich structure failure mode

失效模式a)夾層結(jié)構(gòu)受純彎曲載荷，面板和芯材產(chǎn)生面內(nèi)的拉伸壓縮應(yīng)力，多發(fā)生在葉片的殼體區(qū)域，采用最大應(yīng)力判別方法，如公式（1）：

其中，σn為面板或芯材方向的應(yīng)力，而為其方向應(yīng)力的許用值；

失效模式b)承受面外剪切載荷，由于芯材的面外剪切性能遠(yuǎn)低于面板，故芯材出現(xiàn)了面外剪切強(qiáng)度失效，裂口與面板成45°夾角，其也主要在葉片殼體區(qū)域產(chǎn)生，判斷準(zhǔn)則采用最大剪切應(yīng)力判別準(zhǔn)則，如公式（2）：

其中，τop為夾層結(jié)構(gòu)中芯材的面外剪切應(yīng)力，而該種芯材的面外許用剪切強(qiáng)度值；

失效模式c)承受軸向和彎曲載荷，芯材厚度方向強(qiáng)度無法滿足設(shè)計(jì)要求，面板出現(xiàn)了局部凹陷的屈曲失穩(wěn)，計(jì)算見公式（3）：

失效模式d)同樣承受軸向和彎曲載荷，但芯材與面板界面強(qiáng)度無法滿足設(shè)計(jì)要求，面板與芯材之間出現(xiàn)了剝離，計(jì)算見公式（4）：

失效模式e)和f)主要受到面內(nèi)壓縮載荷，夾層結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了整體屈曲以及卷曲起皺失效形式，這與風(fēng)電葉片中腹板夾層結(jié)構(gòu)的受力形式完全一致，整體屈曲判斷準(zhǔn)則見公式（5）：

式中：

卷曲起皺的判斷準(zhǔn)則如公式（6）：

其中σcrimping見公式（7）：

其中，h為上下面板的中心面距離，t1，t2和tc為上下面板以及夾芯的厚度；Gxz為夾芯的面外剪切模量（x為軸向力方向，z為夾層板法向厚度方向）。

本文后續(xù)針對(duì)葉片較典型普遍的兩種失效模式，即殼體夾層結(jié)構(gòu)的面外剪切強(qiáng)度失效模式和腹板整體屈曲進(jìn)行詳細(xì)的試驗(yàn)驗(yàn)證和計(jì)算分析。

2 腹板夾層結(jié)構(gòu)失效研究

2.1 試驗(yàn)方案及結(jié)果

為研究風(fēng)電葉片腹板夾層結(jié)構(gòu)的典型失效模式，按某型號(hào)風(fēng)電葉片局部工字梁主承力結(jié)構(gòu)制作試驗(yàn)樣件，其中主梁鋪層結(jié)構(gòu)見表1，腹板鋪層結(jié)構(gòu)見表2，而各結(jié)構(gòu)中使用的材料力學(xué)性能見表3。

表1 主梁鋪層信息Tab.1 Main Spar lamination

表2 腹板鋪層信息Tab.2 Shear web lamination

表3 材料力學(xué)性能Tab.3 Material property

工字梁尺寸如如圖3 所示。工字梁的長(zhǎng)度為2000mm，腹板高度為200mm，主梁寬度為540mm，且腹板置于主梁的中部。本試驗(yàn)參考GB/T 3356-2014 標(biāo)準(zhǔn)，采用三點(diǎn)彎曲的方式對(duì)試樣進(jìn)行受力加載，三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)的跨距為1750mm。

圖3 工字梁尺寸示意圖Fig.3 T-beam geometry

圖4 為樣件試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)圖，加載過程中同步記錄載荷，位移及應(yīng)變數(shù)據(jù)；當(dāng)加載載荷達(dá)到48.68kN時(shí)，試樣發(fā)生破壞。失效破壞的模式和切割截面分別如圖5 和圖6 所示。由圖可見，試樣的失效模式為屈曲，在加載區(qū)域下側(cè)的腹板發(fā)生屈曲失效，其中PET泡沫成剝裂狀且擴(kuò)展區(qū)域較寬，展向擴(kuò)展長(zhǎng)度達(dá)1m以上。

圖4 試驗(yàn)加載現(xiàn)場(chǎng)圖Fig.4 T-beam test scene

圖5 試樣破壞模式圖Fig.5 Failure mode scene of T-beam

圖6 解剖截面失效圖Fig.6 Dissection failure of section

2.2 有限元模擬計(jì)算

以試驗(yàn)樣件的鋪層和幾何尺寸，建立了一致的有限元模型，有限元網(wǎng)格模型如圖7所示。加載和約束條件也與試驗(yàn)條件等同。分別對(duì)試樣的穩(wěn)定性和靜力進(jìn)行了分析。

圖7 樣件有限元模型Fig.7 FEA model

有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)失效模式與有限元計(jì)算吻合較好，失效位置發(fā)生在腹板靠加載上主梁區(qū)域，屈曲失效位置基本一致，如圖8 所示。通過屈曲因子轉(zhuǎn)換計(jì)算得到試樣發(fā)生屈曲的臨界載荷值約為53kN，其中試驗(yàn)測(cè)試發(fā)生屈曲的載荷為48.68kN，兩者差異為8.87%。

圖8 有限元計(jì)算屈曲云圖Fig.8 FEA buckling contour

2.3 試樣結(jié)構(gòu)對(duì)屈曲性能影響的研究

2.3.1 層數(shù)對(duì)屈曲性能的影響

腹板鋪層逐漸增加，其余結(jié)構(gòu)形式保持不變，加載載荷仍為53 kN，對(duì)樣件進(jìn)行屈曲特征值分析，屈曲失效位置不變，但失效的特征值，即失效載荷逐步增加，但趨勢(shì)較為平緩，布層層數(shù)與失效的特征值關(guān)系如圖9所示。

圖9 腹板兩側(cè)鋪層數(shù)對(duì)模態(tài)值的影響Fig.9 Eigenvalue effection of shear web layers number

2.3.2 夾芯厚度對(duì)屈曲性能的影響

圖10 腹板夾心厚度對(duì)模態(tài)值的影響Fig.10 Eigenvalue effection of shear web core thickness

腹板鋪層結(jié)構(gòu)中的PET厚度作為變量，以53KN作為施加載荷，分析了腹板夾芯厚度對(duì)試樣屈曲特征值的影響，結(jié)果表明腹板夾心厚度對(duì)特征值的影響呈明顯正比例相關(guān)。當(dāng)夾芯厚度由10mm 增加至20mm（即厚度值增加1 倍），理論屈曲特征值從1 增加到1.81，增長(zhǎng)率為81%，由此可得屈曲強(qiáng)度對(duì)腹板厚度值的變化較敏感，可通過增加夾芯的厚度達(dá)到有效提升腹板屈曲性能的目的。

3 殼體夾層結(jié)構(gòu)失效試驗(yàn)研究

3.1 試驗(yàn)方案

為驗(yàn)證殼體夾層結(jié)構(gòu)在極限和疲勞載荷下承載能力，制備長(zhǎng)方形平板夾層結(jié)構(gòu)，進(jìn)行四點(diǎn)彎曲試驗(yàn)，試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)如下圖11所示。

圖11 平板夾層結(jié)構(gòu)四點(diǎn)彎曲試驗(yàn)Fig.11 Four point bending test

四點(diǎn)彎曲的剪力分布如下圖12 所示，而芯材的面外剪切強(qiáng)度計(jì)算見公式（8），其中P為加載載荷，d為平板厚度，c為芯材厚度，b為平板寬度。

圖12 四點(diǎn)彎曲試驗(yàn)剪力分布Fig.12 Shear force distribution of four points bending

3.2 試驗(yàn)結(jié)果及結(jié)論

四點(diǎn)彎曲的靜態(tài)極限及疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)分別如下表4 及表5 所示。靜載失效如圖13 所示，剪切強(qiáng)度大于0.8MPa，芯材失效呈斜45°典型剪切失效形態(tài)。疲勞失效如圖14所示，疲勞強(qiáng)度大于0.4MPa，失效模式與靜態(tài)試驗(yàn)失效一致，極限和疲勞試驗(yàn)得到的剪切強(qiáng)度值對(duì)葉片設(shè)計(jì)過程中評(píng)估芯材面外強(qiáng)度具有極大的參考價(jià)值。

表4 靜態(tài)極限試驗(yàn)數(shù)據(jù)Tab.4 Ultimate test data of static

表5 等效疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)(N=200萬)Tab.5 Test data of equivalent fatigue

圖13 平板夾層結(jié)構(gòu)靜載失效圖Fig.13 Failure of static test

圖14 平板夾層結(jié)構(gòu)疲勞失效圖Fig.14 Failure of fatigue test

4 結(jié)論

1）通過對(duì)簡(jiǎn)化工字梁的三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)，驗(yàn)證了腹板的夾層結(jié)構(gòu)的失效模式主要為屈曲失穩(wěn)；

2）另通過試驗(yàn)和有限元計(jì)算的對(duì)比一致后，得到夾心厚度的增加，可提高截面的慣性矩，對(duì)腹板的抗屈曲失穩(wěn)有極大提高；

3）平板夾層結(jié)構(gòu)的四點(diǎn)彎曲的極限及疲勞試驗(yàn)，得到極限和疲勞載荷下的芯材面外剪切強(qiáng)度許用值，在葉片設(shè)計(jì)評(píng)估芯材強(qiáng)度時(shí)具有參考價(jià)值。