摘要摘要 叶片是风力机最重要的部件之一也是受力最为复杂的部件。设计良好的叶片是风力机获得较高风能利用系数和较大经济效益的基础。从风机叶片的工作特性考虑，结合复合材料强度高、密度小、耐腐蚀等优点，纤维增强复合材料也就成为叶片的主要材料的不二之选。对于复合材料风机叶片的设计，就需要有强大的理论支撑，以保证结构设计的可行性、合理性及经济性。本文采用桥联模型理论，充分考虑基体材料非线性特性对结构强度所带来的 影响，并将桥联模型与有限元软件结合起来，对这种一次成型技术生产的异有三维复杂构形的复合材料风机叶片的逐次破坏过程和极限承载能力进行了分析，计算和模拟。在计算过程中只需提供纤维和基体的材料性能参数、纤维体积含量以及蒙皮和增强筋的铺层数据包括铺设角、层厚和铺层数，就可预报出复合材料复杂叶片结构的整体承载能力以及叶片破坏所处的位置，为正确评估和合理设计风机叶片结构提供了一种简便有效的分析方法。对这种确定的铺层设计方案的叶片进行了全面的分析验算。本文通过对２０ＫＷ和６６０ＫＷ的风机叶片做了详细的铺层设计方案比较，并 对这两种不同功率叶片进行了详细的强度分析、刚度分析、极限承载能力计算、破坏分析、固有频率计算以及稳定性分析。同时对大型的风机叶片如６６０ＫＷ做了两种结构设计方案：空心结构和加泡沫芯结构。对这两种结构进行了强度、刚度、固有频率计算和稳定性分析，同时采用ＮＲＥＬ开发的专门计算复合材料叶片结构性能的免费开放源码程序Ｐｒｅｃｏｍｐ计算出这两种结构叶片各个截面上的单位叶长质量、挥舞刚度、摆振刚度、扭转刚度和拉伸刚度等反映叶片结构性能的力学参数。通过这些力学参数的对比，以此来比较空心结构和泡沫芯结构的优劣性。用此方法实现了新型复合材料叶片结构的极限分析和合理设计，提高了叶片 的强度和刚度，有效降低了叶片的重量。同时也对复合材料叶片的结构设计起到了良好的指导作用。文中的方法同样适用于其它复合材料复杂结构的极限分析与强度设计。关键词：桥联模型，复合材料风机叶片，极限分析，强度设计 Ａｂａｓｔ ｉａｃｔ－￣一￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣￣．．．．．．．．，￣￣，．．．＿＿ＡＢＳＴＲＡＣＴＴｈｅ ｂｌａｄｅ ｉｓ ｏｎｅ ｏｆ ｔｈｅ ｍｏｓｔ ｉｍｐｏｒｔａｎｔ ｐａｒｔｓ ａｎｄ ｍｏｒｅ ｃｏｍｐｌｉｃａｔｅｄ ｌｏａｄ ｆｏｒ ｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅ． Ｂａｓｅｄ ｏｎ ｂｅｔｔｅｒ ｄｅｓｉｇｎｅｄ ｂｌａｄｅ， ｈｉｇｈｅｒ ｐｏｗｅｒ ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ ｉｓ ｏｂｔａｉｎｅｄ ａｎｄｂｅｔｔｅｒ ｅｃｏｎｏｍｉｃ ｐｒｏｆｉｔ ｃａｎ ｂｅ ｇａｉｎｅｄ． Ｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄ ｔｈｅ ｏｐｅｒａｔｅ ｃｈａｒａｃｔｅｒｓ ｏｆ ｔｈｅ ｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅ ａｎｄ ｔｈｅ ａｄｖａｎｔａｇｅｓ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌ ｗｉｔｈ ｈｉｇｈ ｓｔｒｅｎｇｔｈ， ｌｏｗ ｄｅｎｓｉｙｔ，ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ ｒｅｓｉｓｔａｎｔ ａｎｄ ｓｏ ｏｎ， ｉｆｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｉｓ ｔｈｅ ｍａｉｎ ｍａｔｅｒｉａｌ ｏｆ ｂｌａｄｅ．Ｈｏｗｅｖｅｒ， ｔｈｅ ｄｅｓｉｇｎ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｗｉｎｄ ｔｕｒｂｉｎｅ ｂｌａｄｅ ｍｕｓｔ ｂｅ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ｓｔｒｏｎｇ由ｅｏｒｙ ｔｏ ｅｎｓｕｒｅ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｄｅｓｉｇｎ ｉｓ ｆｅａｓｉｂｌｅ， ｒａｔｉｏｎａｌ ａｎｄ ｅｃｏｎｏｍｉｃａｌ．Ｔｈｅ ｍｉｃｒｏｍｅｃｈａｎｉｃｓ Ｂｒｉｄｇｉｎｇ Ｍｏｄｅｌ ｃｏｎｓｔｉｔｕｔｉｖｅ ｔｈｅｏｒｙ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌｓ，ｗａｓ ｆｕｌｌｙ ｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄ ｔｈｅ ｉｍｐａｃｔ ｏｆ ｔｈｅ ｎｏｎｌｉｎｅａｒ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃ ｏｆ ｍａｔｒｉｘ ｍａｔｅｒｉａｌ ｏｎｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｓｔｒｅｎｇｔｈ． Ａｎｄ ｔｈｅ ｔｈｅｏｒｙ ｗａｓ ｉｎｃｏｒｐｏｒａｔｅｄ ｗｉｔｈ ｉｆｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｓｏｆｔｗａｒｅＡＢＡＱＵＳ ｔｈｒｏｕｇｈ ａｕｓ ｅｒ ｓｕｂｒｏｕｔｉｎｅ ＵＧＥＮＳ ｔｏ ａｎａｌｙｚｅ ｔｈｅ ｐｒｏｇｒｅｓｓｉｖｅ ｆａｉｌｕｒｅｐｒｏｃｅｓｓ ａｎｄ ｕｌｔｉｍａｔｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ａ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｗｉｎｄ ｔｕｒｂｉｎｅ ｂｌａｄｅ， ｗｈｉｃｈ ｈａｓ ａｃｏｍｐｌｉｃａｔｅｄ ｔｈｒｅｅ－ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌ ｇｅｏｍｅｔｙｒ． Ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｉｎｐｕｔ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｎｓｔｉｔｕｅｎｔ ｉｆｂｅｒ ａｎｄｍａｔｒｉｘ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ， ｉｆｂｅｒ ｖｏｌｕｍｅ ｒｆａｃｔｉｏｎ， ａｎｄ ｓｋｉｎ ａｎｄ ｒｉｂ ｌａｍｉｎａｔｉｏｎ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｓｕｃｈａｓ ｌａｍｉｎａｔｉｏｎ ａｎｇｌｅ， ｔｈｉｃｋｎｅｓｓ ａｎｄ ｎｕｍｂｅｒ ｏｆ ｌａｍｉｎａｓ ｕｓｅｄ， ｔｈｅ ｓｏｆｔｗａｒｅ ｗａｓ ａｂｌｅ ｔｏｅｓｔｉｍａｔｅ ｔｈｅ ｏｖｅｒａｌｌ ｌｏａｄ－ｃａｒｒｙｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｗｉｎｄ ｔｕｒｂｉｎｅ ｂｌａｄｅ ａｎｄ ｔｏ ｌｏｃａｔｅ ｔｈｅｐｏｓｉｔｉｏｎ ｗｈｅｒｅ ｔｈｅ ｂｌａｄｅ ｕｌｔｉｍａｔｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｗｓ ａｔａｋｅｎ ｐｌａｃｅ． Ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｉｓ， ｔｈｅｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｗｉｎｄ ｂｌａｄｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｃａｎ ｂｅ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙ ｅｖａｌｕａｔｅｄ， ａｎｄ ａｎ ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ ｉｎｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｄｅｓｉｇｎ ｃａｎ ｂｅ ａｃｈｉｅｖｅｄ ｅａｓｉｌｙ．Ｔｈｅ ｔｈｕｓ ｄｅｖｅｌｏｐｅｄ ｍｅｔｈｏｄ ｈａｓ ｂｅｅｎ ａｐｐｌｉｅｄ ｔｏ ｔｈｅ ｐａｒｔｉｃｕｌａｒ ｌａｍｉｎａ ｄｅｓｉｇｎ，ｓｔｉｆｎｅｓｓ ａｎｄ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎａｌｙｓｉｓ，也。ｏｖｅｒａｌｌ ｌｏａｄ－ｃａｒｙｉｒｎｇ ｃａｐａｃｉｙ ｔｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ，山．ｕｌｔｉｍａｔｅ ｆａｉｌｕｒｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｎａｔｕｒａｌ ｒｆｅｑｕｅｎｃｙ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ａｎｄ ｓｔａｂｉｌｉｙ ｔａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ａ２０ｋＷ ａｎｄ ６６０ｋＷ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｗｉｎｄ ｔｕｒｂｉｎｅ ｂｌａｄｅ． Ｓｉｍｕｌｔａｎｅｉｔｙ， ａ ６６０ｋＷ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｗｉｎｄ ｔｕｒｂｉｎｅ ｂｌａｄｅ ｗｉｔｈ ｔｗｏ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｗａｓ ｄｅｓｉｇｎｅｄ ａｎｄ ａｎａｌｙｚｅｄ． Ｏｎｅ ｏｆ ｉｓ ｈｏｌｌｏｗｃｏｒｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ， ａｎｄ ａｎｏｔｈｅｒ ｉｓ ｆｏａｍ ｃｏｒｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ． Ｓｔｒｅｎｇｔｈ， ｒｉｇｉｄｉｙ ｔａｎｄ ｎａｔｕｒａｌｒｆｅｑｕｅｎｃｙ ａｎｄ ｓｔａｂｉｌｉｙ ｔｏｆ ｔｗｏ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｈａｄ ｂｅｅｎ ａｎａｌｙｚｅｄ， ａｎｄ ｆｏｒ ｅａｃｈ ｂｌａｄｅｃｒｏｓｓ－ｓｅｃｔｉｏｎ ｏｆ ａｂｏｖｅ ｔｗｏ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ， ｕｎｉｔ ｂｌａｄｅ ｍａｓｓ， ｌｆａｐ ｓｔｉｆｎｅｓｓ， ｌａｇ ｓｔｉｆｎｅｓｓ，ｔｏｒｓｉｏｎ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ ａｎｄ ａｘｉａｌ ｓｔｉｆｎｅｓｓ， ｒｅｆｌｅｃｔｉｎｇ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒ ｏｆ ｂｌａｄｅｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ， ｗｅｒｅ ｃａｌｃｕｌａｔｅｄ ｂｙ Ｐｒｅｃｏｍｐ ａ ｒｆｅｅ ｃｏｄｅ ｐｒｏｇｒａｍ ｗｈｉｃｈ ｗａｓｄｅｖｅｌｏｐｅｄ ｂｙ ＮＲＥＬ ｓｐｅｃｉａｌｌｙ ｆｏｒ ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｌａｄｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ． Ｃｏｍｐａｒｅｄ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ｐａｒａｍｅｔｅｒ， ｗｅ ｃａｎ ｄｉｓｔｉｎｇｕｉｓｈ ｔｈｅ ｓｔｒｏｎｇ ｐｏｉｎｔｓＡｈａｓｔ ｒａｃｔ．．．．．．山．．．．．．．叫．．．．．甲．．．．．．．．．．．．．．．ａｎｄ ｄｉｓａｄｖａｎｔａｇｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｔｗｏ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ．Ｔｈｅ ｔｈｕｓ ｄｅｖｅｌｏｐｅｄ ｍｅｔｈｏｄ ｈａｓ ｂｅｅｎ ａｐｐｌｉｅｄ ｔｏ ｔｈｅ ｄｅｓｉｇｎ ａｎｄ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｔｈｅｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｗｉｎｄ ｔｕｒｂｉｎｅ ｂｌａｄｅ ｗｉｔｈ ａｎ ａｄｖａｎｃｅｄ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ， ａｎｄ ｆａｖｏｒａｂｌｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｗｉｔｈｉｍｐｒｏｖｅｄ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｓｔｉｆｎｅｓｓ ａｎｄ ｒｅｄｕｃｅｄ ｗｅｉｇｈｔ ｈａｖｅ ｂｅｅｎ ｏｂｔａｉｎｅｄ． Ｔｈｉｓ ｍｅｔｈｏｄｉｓ ａｌｓｏ ｗｅｌｌ ａｐｐｌｉｃａｂｌｅ ｔｏ ｔｈｅ ｕｌｔｉｍａｔｅ ｆａｉｌｕｒｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ａｎｄ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｄｅｓｉｇｎ ｏｆ ｏｔｈｅｒｃｏｍｐｌｉｃａｔｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ．Ｋｅ ｙｗｏｒｄｓ： ｂｒｉｄｇｉｎｇ ｍｏｄｅｌ， ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｗｉｎｄ ｔｕｒｂｉｎｅ ｂｌａｄｅ， ｆａｉｌｕｒｅ ａｎａｌｙｓｉｓ，ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｄｅｓｉｇｎＩｎ学位论文版权使用授权书本人完全了解同济大学关于收集、保存、使用学位论文的规定， 同意如下各项内容：按照学校要求提交学位论文的印刷本和电子版本；学校有权保存学位论文的印刷本和电子版，并采用影印、缩印、扫描、数字化或其它手段保存论文；学校有权提供目录检索以及提供本学位论文全文或者部分的阅览服务：学校有权按有关规定向国家有关部门或者机构送交论文的复印件和电子版：在不以赢利为目的的前提下，学校可以适当复制论文的部分或全部内容用于学术活动。学位论文作者签名：｛长舟Ｉ＿ Ｉ叫年３月１ ｏ日同济大学学位论文原创性声明本人郑重声明：所呈交的学位论文，是本人在导师指导下，进行 研究工作所取得的成果。除文中已经注明引用的内容外，本学位论文的研究成果不包含任何他人创作的、已公开发表或者没有公开发表的作品的内容。对本论文所涉及的研究工作做出贡献的其他个人和集体，均已在文中以明确方式标明。本学位论文原创性声明的法律责任由本人承担。学位论文作者签名：银声ｒｌ户７年考月１口日第１章绪论第１章绪论１．１引言 在全球能源紧张、注重环境保护的今天，发展可再生能源已成为无可争议的可持续发展能源的重要方面。风能是一种清洁的可再生能源。据世界气象组织（ＷＭＯ）分析，全球总风能为３ｘ１０＂ｋＷ，其中可利用的风能为２Ｘ１０＇＂ＫＷ＇＂］。因此，开发和利用风能资源，不仅可以寻找新的替代能源，而且有利于环境保护。地球接受的太阳辐射能大约有２０％转化成风能，全球风能总量如果１％用来发电，就能满足全部能源消耗。风能是地球与生俱来的资源，作为可再生的绿色能源，凭借其巨大的商业潜力和环保效益，在全球的新能源和可再生能源行业中创造了最快增速。在过去的１０年间，风电发展不断超越其预期的发展速度，而且一直保持着世界增长最快的能源的地位．２０００年以来，全球风电装机容量年平均增长率为２６．３％１７－ｓ１。根据丹麦ＢＴＭ ＣＯＮＳＵＬＴ ＡＰＳ报告，２００５年全世界新增风电装机容量１１４０７ＭＷ，比上年增加了３２５３ＭＷ，增长了４０％；新增风电总投资达１２０亿欧元至１４０亿欧元。截至２００５年底，世界风电装机容量为５９２６３ＭＷ，同比上年增长２４％｝９１．目前，已有４８个国家颁布了支持可再生能源发展的相关法律法规，政策法规对风电发展起到了至关重要的作用。欧洲仍然是风力发电市场的领导者，截至２００５年底，其装机容量为 ４１０４４ＭＷ，占全世界风电总装机的６９％，约提供了欧盟近３％的电力消费量，提前实现了到２０１０年风电装机容量达到４０００ＯＭＷ的目标。预期到２０１０年，仅风能即可实现欧盟所承担《京都议定书》二氧化碳减排义务的三分之一！１３。欧洲风能协会和绿色和平组织在近期的一份报告中，用详实的数据和精辟的分析描述了未来世界风力发电的情景，向世人展示了风力发电己经成为解决全球能源问题不可或缺的重要力量，报告指出，到２０２０年风力发电将占世界电力总量的１２％，届时世界风电的装机容量将达到１２３１０００ＭＷ，发电量约为３０００（！亿ＫＷｈ．根据丹麦国家研究实验室对安装在丹麦的风电机组进行的评估，从１９８１－２００２年间，风电成本由１５．８欧分／ＫＷｈ下降到４．０４欧分／ＫＷｈ，预计２０１０年度电成本下降至３欧分／ＫＷｈ， ２０２０年降至２．３４欧分／ＫＷｈ［９１。风电在未来２０年内将是第１章绪论世界＿Ｌ发展最快的能源。海上风力资源条件优于陆地，陆地适于安装风电机组的场址有限，以及在陆 地安装风电机组对景观造成影响，产生的噪音可能影响周围居民，将风电机组从陆地移向海面在欧洲已经成为一种新的趋势。目前海上风电场的开发大部分在欧洲的丹麦、德国、荷兰、英国、瑞典、爱尔兰等欧洲国家，１９９０年丹麦安装了第一台示范海上风电机组，单机容量为２２０ＫＷ ； １９９１年建成Ｖｉｎｄｅｂｙ风电场，由１１台Ｂｏｎｕｓ４５０ＫＷ的风电机组成［１－０１］１．到２００５年底，整个海上风电场装机容量规模达到６７９ＭＷ，这些海上风电场６０％都在浅海区。欧洲风能协会预测欧洲近海风电装机容量２０１０年达到ＩＯＧＷ， ２０２０年可达到７０ＧＶ９１。当前国外风电市场上的主力机型是１－３ＭＷ，兆瓦级的风电机组装机容量占到了总装机容量的７６％以上，单机容量逐步增大已经成为国际风电市场发展的必然趋势。随着海上风电的迅速发展，单机容量为３－５ＭＷ的风电机组已经开始进行商业化运行。ｌｏｍｗ的风力发电机组也己经开始进行概念设计，为未来更大规模的应用做前期开发【９１纵观世界风电产业技术实现和前沿技术的发展，目前全球风电制造技术发展 主要呈现如下特点：１、水平轴风电机组技术成为主流；２、风电机组单机容量持续增大：３、变浆距功率调节方式迅速发展；４、变速恒频技术快速应用；５，无齿轮箱系统的市场份额迅速扩大；６、全功率变流技术正在兴起；７、部件的性能得到提高；８、风电场建设和运营的技术水平日益提高；９、海上风电建设发展较快；１０、标准和规范逐步完善。中国风能储量很大、分布面广，中国陆地风能资源总储量约３２． ２６亿ＫＷ，其中可开发利用风能约２．５３亿千瓦，平均风能密度为１００刃平方米。而海上的风能储量有７．５亿ＫＷ，总计为１０亿ＫＷ（１２１。随着《中华人民共和国可再生能源法》的正式实施，必将对包括风能在内的可再生能源的发展起到促进作用。目前，我国的风电装机容量还不到全国电源的０．５％［；３１，根据我国能源发展规划，风电到在２０１０年和２０２０年平均每年装机约１９０万ＫＷ。据有关单位的初步预测，我国２０３０年风电装机容量将达到１亿ＫＷ， ２０５０年达到４亿ＫＷ１９１ａ ２０２０年以后，风力发电机将在能源供应和减排温室气体方面起显著作用，届时风电成本将“十分接近”常规能源。２０２０年以前发展风电的主要目的是尽快培育出本国的风电设备制造产业，以满足风电市场快速增长的需求。但遗憾的是，作为世界上的风能大国，我国尚不具备独立开发风力机尤其 第１章绪论是大型风力机的能力，迄今为止国内已投入运行的风力机绝大部分是进口风力机。设计水平是主要的制约因素，与此相关的基础研究、实验研究和新技术应用等方面与国外存在着较大的差距，有些领域国内甚至是空白。尤其是目前主流的大型风力机，我国基本上是依靠从国外引进生产技术来仿制。这不但受到成本、运输、售前售后等方面的制约，还要消耗大量的资金，而且将使我国对风力机组的研制水平日益落后于国际先进水平，从根本上来说不利于我国风电产业的发展。更何况从国外引进的风机由于在设计时针对国外的风况和有一些特殊的环保要求，并不能和国内的情况非常吻合，不能很好地达到预期的性能。因此，必须以提高我国风力机的设计和研究水平为目标来实现“国产化气我国风电产业经过“九五”“十五”两个五年计划的努力，我国对６６０ＫＷ三 叶片、定浆距、失效型、双速发电机的风电机组进行了研制，对变浆距６００ＫＷ风电机组也研制了样机。对变速恒频风电机组只研制过２０ＫＷ的风电机组。在叶型设计［１ａ－１５１、气动弹性实验［１６１结构设计［１－７１９１、动态特性分析［５，１９－２１］等方面都进行了卓有成效的工作，己成功研制出２００ｋＷ［２［， ３００ｋＶ２３１， ６００ｋＶ５）的风机叶片，并形成批量生产６００ｋＷ以下级别叶片的能力。由于大中型风机叶片研究在我国起步晚、整个风电行业发展慢，尽管比进口叶片具有价格优势（更多是国外厂商抬高售价及高运费所致），国产叶片的整体水平与世界先进水平相比，在设计与制造上存在着很大的差距。要实现风电的产业化，充分利用我国的风能资源，研究品质好、效率高、运 行稳定的大型复合材料风力机叶片及其低成本制造技术就非常必要。而掌握自主知识产权的风电设计制造技术，实现关键部件的国产化是降低成本的必要手段。其中风力发电机的风轮是接受风能的最主要部件，也是风力发电机中最基础和最关键的部件，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。因此它的设计和分析就显得举足轻重。 而风机叶片的工作特性要求其自身重量要低，在其自身的能耗上要最低，从而产生较大的风能利用率。从这方面考虑，结合复合材料强度高、密度小、耐腐蚀等优点（２４１，纤维增强复合材料也就成为叶片的主要材料的不二之选。纤维增强复合材料由增强纤维和基体组成，纤维是脆性材料，断裂应变较小；一般的聚合物基体相对于纤维来说，强度和模量要低得多，但可承受较大的应变，具有弹塑性，是韧性材料。在纤维增强复合材料中，纤维比较均匀的分散在基体当中，在纤维方向增强基体，起到主要的承载作用［［ｕ－ｚｒｌ第１章绪论复合材料风机叶片的设计，需要有强大的理论支撑，以保证结构设计的可 行性、合理性及经济性。当前有关纤维增强复合材料层合板的理论方面，缺乏关于基体材料非线性特性的研究，但是层合板在实际受力破坏的过程中，其基体材料确实有较显著的非线性表现。本文将桥联模型理论ｆｅｅｌ应用于复合材料风力机叶片中，充分考虑基体材料非线性特性对叶片结构强度所带来的影响。而且，对于复合材料层合板的破坏过程，是一个渐进破坏过程［９２１。在研究层合板强度的同时，发现层合板渐进破坏所带来的对强度的影响也是巨大的。 本文主要研究具有三维复杂构形的复合材料风机叶片的逐次破坏过程和极限承载能力。将复合材料细观力学非线性本构理论桥联模型与有限元软件ＡＢＡＱＵＳ通过用户子程序ＵＧＥＮＳ结合起来对风力发电机叶片结构进行极限强度分析。预报出复合材料复杂叶片结构的整体承载能力以及叶片破坏所处的位置，为正确评估和合理设计风机叶片结构提供了一种简便有效的分析方法。１．２国内外研究现状随着风力机的发展，叶片的研究主要是集中在叶片翼型的研制和结构分析。 其中叶轮叶片在满足空气动力学的基础上己设计出ＫＬＡＲＫ－Ｙ型、ＮＡＣＡ型、ＦＸ型、双羽型叶片。在国内，风力机翼型最有代表性的是ＮＡＣＡ系列．对新翼型的研究很少。由于缺乏风力机专用新翼型的几何参数和气动性能参数，这也直接影响了我国大型风力机气动设计水平侧。对于翼型研制方面，近十几年来，随着计算流体力学（ ＣＦＤ）水平的提高，各种叶片几何优化的方法开始出现，采用数值计算方法，各截面气动参数的准确确定。实现在一定输出功率下的最佳叶片的几何形状和气动设计。气动设计的新方法可分为两大类：一类是直接数值优化方法，简称为最优化设计方法，它将ＣＦＤ同最优化方法结合起来，通过几何形状的不断修正来寻求目标函数的极值。另一类是反设计方法，它是首先给定希望达到的气动状态（如压力分布），通过几何和流动的控制方程，逐步逼近给定的气动状态，求得满足给定流场的气动翼型，它克服了传统翼型设计方法的许多缺点。结构分析中，主要包括了动力特性的分析，稳定性分析，疲劳分析。叶片 气动特性分析计算大都采用类似直升机机翼的经典方法，考虑面外挥舞、面内摆振和扭转模态的组合．Ｈｏｕｂｏｌｔ和Ｂｒｏｏｋｓ推导了没有预锥的扭转非均匀桨叶的第１章绪论挥舞一扭转自由度祸合微分运动方程［３１１．某些非线性项对气动弹性的影响是很重要的，国内外研究者根据一定的物理假设对这个复杂的物理问题进行简化，发展了许多简化解法的工程模型，推导了含有非线性项的运动方程［３２－＂１． Ｗｅｎｄｅｌ ｌ推导了适用于风轮桨叶的气动载荷，用非祸合的非旋转模态研究了其气动弹性稳定性问题［３５１， Ｋｏｔｔａｐａｌｌｉ等用非藕合的旋转模态对该问题进行了研究，在计算过程中，忽略了叶片和塔架的祸合效应，对非线性方程进行线化处理，得出了风力机叶片的静态响应及其稳定性边界，与试验结果相比偏于保守〔３６１． Ｍｉｌｌｅｒ等用半刚性模型研究风轮的气动弹性稳定性问题［２７１． ＣｈｏｐｒａｆｐＤｕｇｕｎｄｊ ｉ用非线性半刚性模型研究了桨叶气动弹性响应和稳定性问题［｝３ｏ１．李本立和安玉华建立风力机转子叶片的非线性运动方程，采用模态法求解挥舞、摆振、扭转微分方程并应用了数值结果对风力机的气动弹性稳定性进行了分析【创．曹人靖、刘冥建立了基于压力表示法的水平轴风力机风轮气动弹性稳定性敏感性分析方法的物理与数学模型，综合考虑了风力机风轮的气动与结构参数对气动弹性稳定性的影响圈。陈佐一提出了求解风力机叶片振动时非定常气动力的新方法，即速度势振幅方程法和在失速条件下的线化Ｎ－Ｓ振幅方程法，并按照能量法的观点进行了风力机的稳定性分析圈。从制作叶片的工艺上讲，目前的大、中型风机叶片基本上采用蒙皮与主梁 的构造形式，通过多步成型工艺制备［［４３－４８１，即先分别制作叶片的上、下外壳和龙骨梁（腹板）后，再粘成一体０４－４７１。由于粘接处的强度远低于壳体本身的强度，使叶壳性能得不到充分发挥，类似开口薄壁梁远不及闭口薄壁梁的承载能力。单腹板支撑的叶壳易发生失稳破坏圈，多个梁或腹板则须增添更多模具。这无疑会增加成本，降低叶片的利用率。因此，如果采用整体一次成型制备中空叶片，可有效减轻重量，降低成本，提高叶片的整体力学性能Ｃ３．这就需要对这种新型叶片结构进行极限分析并在此基础上实现合理设计，因为传统叶片以龙骨梁（腹板）为主承力件。在目前相应的设计中，叶片的结构参数（蒙皮厚度，腹板厚度、宽度、位 置等）一般是通过有限元法（ＦＥＭ）分析后决定，直到设计的叶片满足规范。Ｓ． Ｙ． Ｏｈ，０． Ｓｏｎｇ， Ｌ． Ｌｉｂｒｅｓｃｕ等人运用复合材料梁理论结合有限元法预测了叶片的静态响应和无阻尼动态响应［５０１． Ｓａｒａｖａｎｏｓ进一步采用梁单元预测了复合材料叶片的有阻尼动态响应［５１］． Ｋｏｎｇ等运用有限元法对叶片进行静强度分析，将叶片视作蒙皮一腹板一泡沫芯结构。用壳单元对蒙皮进行离散，用１２节点三维第１章绪论“夹心”单元模拟腹板，通过对蒙皮、腹板的厚度设计使整个结构满足叶片设计规范对刚度和强度的要求圈。这些分析都是借助有限元软件基于不同的复合材料模型理论进行分析的材料线弹性本构关系进行的，或在线性本构理论基础上，在厚度方向用多项式插值或用有限元离散［５Ｊ），并且在计算过程中，层合板的刚度矩阵保持不变或随层合板的逐层破坏而线性变化。实际上，复合材料层合板在逐层破坏过程中基体材料表现出非线性特性，导致层合板的刚度矩阵呈非线性变化。从而使叶片极限承载能力的计算与实际情况存在差异。桥联模型充分考虑了基体材料的非线性特性对复合材料本构方程的影响 ［ａ），将其应用于有限元分析，应用到风机叶片的计算分析更好的解决了上述问题。本文将桥联模型理论与有限元相结合分析风机叶片的破坏与强度问题，具体是在有限元软件ＡＢＡＱＵＳ中，使用桥联模型理论定义复合材料层合板的刚度矩阵，实现对复合材料风机叶片的破坏与强度问题进行有限元模拟，使结果更加合理。１．３本文研究的主要目的和内容１．３．１研究目的 仅考虑材料的弹性特性使得研究简单很多，但实际上，材料在承载过程中，确实有非线性的机理和表现，因此，考虑基体材料的弹塑性是研究纤维增强复合材料层合板的一个重要方向。 本文将研究具有三维复杂构形的复合材料风机叶片的逐次破坏过程和极限承载能力，其中着重考虑复合材料中基体材料的非线性特性。并将复合材料细观力学非线性本构理论桥联模型与有限元软件ＡＢＡＱＵＳ通过用户子程序ＵＧＥＮＳ结合起来对风力发电机叶片结构进行极限强度分析。通过向用户子程序ＵＧＥＮＳ提供纤维和基体的材料性能参数、纤维体积含量以及蒙皮和增强筋的铺层数据包括铺设角、层厚和铺层数，就可预报出复合材料复杂叶片结构的整体承载能力以及叶片破坏所处的位置，为正确评估和合理设计风机叶片结构提供了一种简便有效的分析方法。本文以一种２０ｋＷ以及６６０ＫＷ风机叶片为例，用此方法实现了新型复合材料叶片结构的极限分析和合理设计，提高了叶片的强度和刚度，有效降低了叶片的重量。使得此方法同样适用于其它复合材料复杂结构的极限第ｔ章绪论分析与强度设计。新工艺对应新的设计，这种中空一次成型叶片在设计中，为了防止大型叶片的稳定性与刚度不够，采用泡沫填充，来满足大型风机叶片的结构设计要求。１．３．２研究内容 以复合材料细观力学理论为基础，采用细观力学本构理论桥联模型，从简单层合板有着不同种铺层方式开始分析，分别计算复合材料中纤维和基体的应力应变，编程计算，得出层合板的强度理论。再将此程序运用到几何外形复杂，铺层种类较多的复合材料风力机叶片上，对其刚度，强度及稳定性分析，并预测出其最大承载能力，具体内容如下：１）将理论程序化，编制完整合理的ＦＯＲＴＲＡＮ程序。 ２）对有限元软件ＡＢＡＱＵＳ进行二次开发，编制考虑基体材料非线性特性后ＦＯＲＴＲＡＮ程序与ＡＢＡＱＵＳ软件的接口程序。３）利用有限元技术建立模型，分析计算复杂结构在外载作用下的初始破坏、 渐进破坏过程和极限强度等问题。４）对中空叶片进行刚度、强度、固有频率及稳定性分析 ５）对加泡沫芯叶片进行刚度、强度、固有频率及稳定性分析 第ｚ章桥联模型理论第２章桥联模型理论２．１桥联模型理论概述经典层板理论中，复合材料结构第ｋ层的平面应力增量（ｄａ ｝ｆ＇和平面应变增量（ｄｅ ｆ７＇之间的关系是【ｎ：Ｉｄａ ｝，Ｇ）二［［（Ｃｏ Ｉ脉 ）４Ｇ）（２－１）其中Ｇ表示总体坐标・（Ｃｕ ）＊是该复合材料层在总体坐标系下的当前刚度矩阵・ 以往的分析都是采用初始的线弹性刚度矩阵并在整个加载过程中保持不变，因而会产生计算误差。近年提出并发展的复合材料细观力学本构理论—桥联模型１６３，为该问题的解决提供了有效途径。对于连续纤维增强复合材料，其细观力学理论的建立主要由以下三条基本 假设〔３２］１）．纤维均匀的分布在整个基体中；２）．纤维和基体的表面直接接触，并且互相靠化学的或者物理的方法粘结在一起，在复合材料破坏前都不脱开、不相对滑动； ３）复合材料中孔隙与气泡体积总和小到忽略不计，即耳＋屹＝１ （２－２）其中Ｖｉ和Ｖ分别是纤维和基体的体积含量．纤维和基体内产生的应力增量在单向复合材料受到外力增量（ ｄａ ｝｀作用时，Ｐｅｒ和（ｄａ Ｉｒ间存在一个非奇异矩阵相联系，即Ｐａ ＂卜［Ａｊｄａ ｀｝｀（２－３）其中［Ａ］称为桥联矩阵，桥联模型也由此而得。已知增量形式的复合材料基本方程为‘ ２ｅ］Ｉ ｄａ卜Ｖ，知ｆ卜Ｖ枷 ＂｝（ ｄｅ卜Ｖ，恤‘卜Ｖ ｛ｄｅ“｝（２－４ａ）（２－４ｂ）（２－４ｃ） 恤了卜［Ｓ＇枷了｝（２－４ｄ）扭・ ｝一Ｉａ ＂ｐ］－Ｓ）第ｚ章桥联模型理论｛ｄｅ卜［Ｓｌｄｏ ］（２－４ｅ）将（２－３）代入（２－４）中，经变换并对照可得单向复合材料的当前柔度矩阵［ＳＰ） ＝（Ｖ，［ＳＪｌ＋Ｖ，［Ｓ＇ＩＡＩＢ］（２－５）其中ＶＪ和Ｖ，分别是纤维和基体的体积含量，［Ｓ１｝和［Ｓ＇｝分别是纤维和基体的当前柔度矩阵，间＝仇Ｖ］＋ｖ ［Ａ犷，［ｒ］是单位矩阵・纤维可以看作直到破坏都是线弹性的，从而，复合材料的当前柔度矩阵依赖于基体的当前柔度矩阵。后者取决于基体的当前应力。复合材料层在总体坐标系下的当前刚度矩阵可由（ ２－５）经坐标变换得到Ｉｍ（ （Ｃ．Ｇ），Ｉ＝ＱＴｕｉｓｒ）ｒｌｇＴｒｌ （２－６）其中［Ｔ］．是坐标变换矩阵．假设（ ｄｏ卜沁，（ｌ｀｝Ｊ，｝，Ｉｌｌ＂由二ＪｕＪＶ ．． Ｊ７＂｝Ｖ ．｝”７７ ］ｒ为施加到单向复合材料、在局部坐标系下表示的外应力增量，则可得基体以及纤维中的内应力增量为１１．ＩＪ用刀即刀旧１２、十ｒｔｔｏ由ｄｏ由ｄＵｄａｄａｆ．刁ＵｎｌＬｐ 厂１－ｌＩＪ力ｗｅｔ，Ｉ，ｊ刀ｊ刀、！眨、！ ，Ｉ２２ 基体、纤维和单层板中的总应力按下述公式更新令・ 卜令・｝＋枷。｝、奋Ｊ卜令ｊ卜枷Ｊ｝和奋｝＝奋卜枷｝其中，初始吞卜｛０］，若不计热应力，初始幸，卜｛ｏ］＂ Ｏｆ卜（０）。由（２－８）得到的幸・｝可以进一步确定基体材料的非线性参数，由（２－８）得到的奋，卜令‘｝可以代入经典的第一强度破坏准则，来判断单层板是否达到破坏。对于目前所考虑的平面问题，桥联矩阵〔Ａ」以及〔８ｌ的表达式如下更详细内容参见参考文献〔２８１．２．２单向复合材料的强度如上节所述，单向复合材料在任意平面应力增量荷载知卜枷１ １１４＇０１７＂ｄｉ７７３ｒ作用下，纤维和基体中的内应力增量都可以由式（２－８）计算得到。我们考虑复合材ｄａｄｏｄａ由ｄｏｄａ 和（２－７） 卜 卜 －一 －－ｌｔ月（２－８）队汤１巨队汤陈沙，．．‘ｔ‘ｌｅｓ月Ｊ 和（２－９） 冈 间 －－ 一￣第２章桥联模型理论料的断裂破坏，采用第一强度理论来检测组成材料的破坏。只要以下四个条件中的任何一个得到满足，我们就认为复合材料达到了破坏ｇ＋告４。ａ ｆ‘“，’＋”“，’“丁ｆ ４９＇ｆａ ，）＇＋４（１；）＇ ＜－ａ一全何－Ｏｒ，＇， ａｔ４－Ｑ｝，，）＇＋４（１ｉ２）＇ ｝Ｙ十合（）－，．２ ２ （２－１０ａ）（２－１０ｂ）（２－１０ｃ）（２－１０ｄ）９，，４０； ２ ２（７ ｝＇ｌ －ａ ２２）＇ ＋ ４（Ｙ二 ）＇ ｓ－０二其中，７；，二和；：、，二分别是纤维和基体的拉压强度．单向复合材料强度的具体计算步骤为： １）由式（２－９）定义当前步的桥联矩阵〔Ａ］以及〔Ｂ］矩阵。由于纤维是线弹性的，［ Ａ］和〔Ｂ］的变化取决于基体的前一步计算出的应力状态；初始时，假设基体中的应力为零。 ２）．荷载以应力增量方式施加，按式（２－７）计算纤维和基体中的内应力增量。３） ．按式（２－８）更新纤维和基体中的总应力并更新总的外应力．４）将更新后的纤维和基体总应力代入式（ ２－１０），如果其中任何一个条件得到满足，则表明纤维或基体已经破坏，与此对应的总的外应力就是复合 材料在该种荷载条件下的强度，计算结束。 ５）．若式（２－１０）中的任一条件都不满足，则表明复合材料还能继续承受增加的荷载。回溯到步骤１ ），继续循环计算，直到复合材料破坏为止，得到对应的强度。 对于偏轴荷载，需分解成一系列的增量荷载，再经如下的坐标变换将总体 坐标系下的应力增量变换到局部坐标系下枷卜风］ ； ｛ｄｕ Ｇ） （２－１１）其中玲时ｌ．ｍ 尹写 １， １，１２１ｌ＝ｍ２＝ＣＯＳＢ，１２＝－ｍ，＝ｓｉｎｇ时 －｝ｎ｝２１２ｎｋ Ｌｉｎｋ十１２ｎＳ，．．．．．．．．．．Ｊ（２－１２）氏１１由 一一 第２章桥联模型理论２．３层合板的强度 单向复合材料很少直接应用于实际工程中，这是因为单向复合材料的横向承载能力很弱，满足不了工程结构的实际要求。所以复合材料普遍是以层合板的形式出现的，就是许多单层叠合在一起构成一个板结构，并且每个单层径向的排列方向都可以不一样。这样不仅增加了复合材料的厚度，而且增强了复合材料的横向承载力，以满足实际工程的需要。 层合板的力学分析要比单向复合材料复杂的多，这是因为层合板的层与层之间是静不定的。仅仅依靠平衡方程不能确定每一层所分担的载荷，必须补充变形协调条件。层合板的整体刚度是各层刚度贡献的叠加。在进行层合板的强度分析时，由于每一层的排列方式以及所承担的载荷都可能不一样，这将导致各层破坏顺序的不一致：有的层先破坏，有的层后破坏，形成渐近破坏过程。将桥联模型与经典的层板理论相结合，分析求解复合材料层合板结构的非 线性响应和极限强度。这种求解是细观力学的方法，即只需要知道纤维和基体材料的性能指标、纤维的体积含量、每一层的铺排角以及每一层的厚度等参数就可以了。层合板的坐标系和铺排角定义如下图所示： 卜日劝 图２．１层合板的坐标系和铺排角由Ｎ个单层所组成的层合板中，板的中面（板厚度的一半，不一定是层和 层之间）为ｘＹ平面，ｚ为板中面的法线方向，即沿板的厚度方向，向下为正。在每个单层内，局部坐标ＸＩ（总是沿增强纤维方向）与总体坐标ｘ的夹角８以从ｘ按顺时针方向转到ｘ，所转过的角度为正。层合板的排列方式由每一层的铺排角确定，从上顶面（最小ｚ坐标值）按顺序到下底面（最大ｚ坐标值）。如上图所示的层合板，表示为［１０，！９２１８３１ａ第２章桥联模型理论为了确定每一个单层所分担的应力，必须对层合板进行静不定结构分析。 通常采用经典层板理论来分析，引入基于弹性薄板理论的基尔霍夫（Ｋｉｒｃ１１１１０句的两个基本假设： １）．沿厚度方向的应变分量忽略不计；２） ．垂直于中面的直法线变形后仍为直线．根据第二个假设，在板内任意一点（ （ｘ， Ｙ，习的位移增量都可以表示为 ｄｕ＝ｄｕ（ｘ，Ｙ， ｚ）＝ｄｕ０（ｘ，Ｙ）＋．Ｆ（ｘ，Ｙ）ｄ－ｄｖ （ｘ， ｙ， ｚ）＝，Ｗ（ｘ， ｙ）＋．Ｆ２（ｘ，Ｙ） （２－１３）ｄｗ｀ｄｗ｛ ｘ，Ｙ， ｚ） ＝ｄＷ （ｘ， Ｙ）其中，ｄｕｏ， ｄｖ０， ｄｗ０分别是板的中面沿ｘ， ｙ， ｚ方向的位移增量，Ｆ，和Ｆ２是仅与面内坐标有关的两个待定函数。从位移函数（ ２－１３）和应变位移关系式，我们得到沿厚度方向的三个应变分量为ａ（ｄｗ）ａ（ｄｗ）＝ ａ（ｄｕ） ＋＝Ｆ，（ｘ， ｙ）＋击 再根据第一个假设，得到另外的三个面内应变分量为二ａ（ｄｕ）２ｄ七。＝ａ（竺ｖ） ＋ ａ（ｄｕ），ｄＥ ａｄＥ ｎ将位移函数（２－１３）代入上式并注意到（（２＋ｚｄａ＂ｄｃ。＝ｄｃ二，ｄＥｎ＝ｄＥｎ十ｚｄＫ知其中ＺｄＥＺｄｔ气ａ（ｄ－）＝ ＿．９鲤， Ｆ，（ｘ，ｙ）Ｆ， （ｘ， ｙ）＝一即 月户改 ａ（ｄｗ）ａ（ｄｗ）＝ ｄ０ａ（） ＋＝Ｆ（ｘ，ｙ）十ｈ ａ Ｙ（２－１４）０ －ｙ＝ ａ（ｄｗ） ＝ｏ（２－１５）ａ（ｄｖ）（２－１６）我们得到增量形式的几何方程（ ２－１７）＝ ＭＥ二＋２ｚｄＫ二口乞二＝—ａ（ ｄｕ０），一 欲ｄＥ。＝ａ（心，一２气即（ａ（ｄｕ０） ａ（ｄｖ０）、．—十—Ｉａｘ）（２－１８ａ）第２章桥联模型理论口汽二＝一—ａ０ １砂，“ ａａ＇ａ＇ （，ａ砂）（２－１８ｂ）ｄａ ０ ＝＿ａ＇（ｄ些，ｄ跳二＝一—砂＇叮 ＆Ｏ－Ｙ分别是中面内的应变和曲率增量。层合板内任意一点的应力应变关系表示为 ｛ ｄａ ｒ ＝ ［Ｃａ ］｛ｄＥ Ｙｏ＇ （２－１９） 根据坐标变换公式，Ｉｑｌ可以表示为复合材料在局部坐标系下的瞬时柔度矩阵的函数，第ｋ层的刚度矩阵吹叉Ｉ可以写成其中ＩＴＩＬ是第ｋ层单向复合材料由局部坐标到总体坐标系的变换矩阵１１２时码玲叫护气毯 琳，１，＝ｍ２＝ｃｏｓ０，１２＝ －ｍ，＝ｓｉｎ（）２飞 ，ｏｎ， ＋１Ａ（２－２１）Ｉ （Ｃ； ）ｘＩ＝（ＩＴＩＩ）．ＱＳＡ）一‘（ＩＴＩＤ． （２－２０））（＝０ｋ是第ｋ层的铺排角。假定加在层合板单位长度上的内力和内力矩增量分别为代、代、ｄ Ｎｚ坐标，孜些都是已知数据，在有限元模拟中直接输入。已知增量形式的几何方程为 其中ｄｅ‘和ｄＸ‘分别是面内的应变和曲率增量，均可由对节点平动位移增量｛５ ．）微分求得。娜囚阴州． ，考虑到它们与截面上的应力合力的平衡，有！了．ｌ其中＊＝全（Ｚｔ一：－，）是层合板的厚度，Ｚｋ－，和Ｚｋ分别是第‘层的上顶面和下底面的ｄ ｅ Ａ＝ ｄ＃卜ｚｄｘａ， ｄｅ ＝ｄ＃扮ｚｄｕ奈１ｄ＃ ｎ， ＝１ｄｔ乒１ｚｄＫ ｎ ａ （２－２３）将（ （２－２３）式代入（（２－２２）式的右边并展开得氓川洲、ｄｏｄｏｄｏ纸代帐ｉｒ｝｝＝ＥＬｔ｝｝）ｌｊ‘！｝二。＿、，、ｒｄｓ ａ（２－２２）ｄａ ｉｒ｝ｚｄ ｚ ＝寿衅只）． ｚｉ ｄｅｄａｖｊ’［１ｄ＃ 和价歹树ｔ２１！ 击卜．．胜．，第２章桥联模型理论嵘叫叫衅叫叫其中系数矩阵ＩＱ］是层合板的整体刚度矩阵，为对称阵，各项系数分别为兰Ｎ｝．（乌一！．．（ＣＩ ／ｒ＼Ｚ／一、一）Ｑ＇，Ｖ Ｃ， ／ｋ ＼．ｋ一ｚｔ＿ｆ｝ （２－２５）｝ｋ＼Ｚｋ一 公Ｑｒ＝ ３２Ｖｌ１， 从方程（２－２４）解出层合板中面的应变和曲率增量后，代入（２－１乃式、继而再代入（（２－１９）式，就可以定出层合板中一点的应力增量。复合材料细观力学研究的是相对特征体元的平均应力与平均应变。显而易见，层合板中相对特征体元取平均就等价于相对每一个单层取平均。对（（２－１９）式的本构方程取平均（假定在第ｋ层内），我们有Ｉｄａ ｒｋ＝ｃ＇一上一＇ｊ｛ｄａ ｝＂＇ｄ．＝ ［（Ｃｙ ）ｋｌ ｆ（ｄｃ Ｖ－ ｄ．ｚｋ一Ｚｋ －， ，．． Ｚｋ一Ｚｋｌ ｓａａ其中，Ｉｄ０ ＇７ｉｋ为第ｋ层的（ｃｉ平均）应力增量。将（ （２－１７）式代入上式右边并完成积分运算，得到其中，第ｋ层的（平均）应变增量为、ｒ一衅十ｚ傀 ｚ＂ ， ＡＫ ｝Ｏ， ｄｅ ｎ ＋ Ｚｋ ２ｚ＂－＇ ｄＫ ｎ，２ｄＥ ｝０＋（、十 、＿，）ｄＫ二增量是在总体坐标系下表示的。 根据（（２－２７）和（２－２８）式计算的枷护，就是第ｋ层单向复合材料在层合板整体受到外载｛ｄＮ ，ｄＮＹ ｙ， ｄＮ＂ ｄＭ｝， ｄＭｙｙ， ｄＭ，．｝Ｔ作用时所分担的应力增量。该应力为了确定第ｋ层是否能够分担所加的应力，我们还需要确定该层纤维和基体 中的内应力增量。这时，首先必须将总体坐标下第ｋ层分担的应力增量｛ｄｏ ）ｋ变换到局部坐标下表示。变换公式为匹险‘除队陈ｌｌｅｓｅｓ防！Ｌ以以以酬衅哪咪碳以鳄嵘（２－２４）欲（２－２６）枷 ｔ．０＇ ＝［（Ｇ）Ｃｋ ｌ ｛ｄ－）ｔ ０｝（２－２７）（２－２８）（ ｄｏ ）。二（［ＴＩＬＴ ）ｋ （ｄａ ）ｋ （２－２９）第２章桥联模型理论变换矩阵【 Ｔ，），由（（２－１２）式给出。再将（２－２９）解出的应力增量代入（（２－７）式的右边，就可以计算出纤维和基体中的内应力增量。在外载作用下，其中某个材料层最先达到破坏。该层的破坏称为复合材料 结构的第一层破坏。第一层破坏出现后，层合板结构通常都还能继续承担不断施加的外载。于是又有第二层破坏，…，直至最后一层破坏。这种破坏过程称为渐进破坏过程。相应的，我们有第一层破坏强度、第二层破坏强度、．，，以及最后一层破坏强度。我们把对应于层合板所能承受最大载荷的破坏层称为极限破坏层。 由于铺排角、相对中面的位置等参数的不同，每一层所分担的载荷一般都不相等，因而复合材料结构的破坏也将是逐层发生的。将每一层纤维和基体的当前总应力代入破坏准则检验，当某个第ｋ层破坏之后，它就不再分担后续载荷Ｏ，但其几何构形（相对其它层的位置）依然保持不变．这相当于在随后的增量载荷平衡方程中剔去毁损层的贡献，也就是将（２－２５）式中的刚度矩阵的系数衰减为“＝全（ Ｖ４ ．：ｃｉ叉．ｚ（一；一’），浑＝要Ｎ‘诚１一哈）’罗＝喜全公灭傀戒１仅一结）（２一）０３其中｛ｋａｊ表示已经毁损的层。复合材料层和板强度的具体计算步骤为： １）．定义总体坐标：取Ｘ沿０＂方向，Ｚ沿板的厚度方向向下为正。对于只受面内载荷作用的情况，只要所有层的厚度相同，每一层的厚度无关紧要。 ２ ）．将每一层纤维和基体的初始应力赋值为零。３） ．根据（（２－１２）和（（２－２１）式，计算每一层的坐标变换矩阵【７１．和【７Ｊ＇＂４） ．选取载荷增量，｛ｄ沪）＝（ｄ，Ａ， ｄａｎ．，ｄｖ ，，）Ｔａ５ ）．计算纤维的柔度矩阵［可卜并在叠加计算中保持不变・６） ．根据每一层基体材料的当前总应力，确定其等效模量，并计算该基体材 料的当前柔度矩阵〔Ｓｙ ）＇７ ）．计算每一层的桥联矩阵［［Ａｉｊ］和【Ｂｉｊ矩阵，再计算该复合材料层在局部坐标系下的柔度矩阵：［ ｓｉｊｍｖｆｉ可卜ｖ．［邵］［Ａｉｊ）［Ｂｉｉｌ ｏ８） ．根据（（２－２４）和（２－３０）式形成层合板整体刚度方程并求解出中面上的应变和曲率增量ｄ ｅａ、 ｄｅｏ， ， ｄｅ０｝． ， ｄｘ＿、 ｄＫｏ，和ｄ心。对于只受面内载荷作用的层合板，所有的曲率增量ｄＫＱ ， ｄＫｎ和ｄＪＣ，．都可以忽略不计・第２章桥联模型理论 ９）．根据（２－２７）， （２－２９）和（（２－７）式分别计算每一层纤维和基体中的应力增量。１ ０）．根据（（２－８）式更新每一层纤维和基体中的当前总应力和层合板的外加应力以及中面内的应变｛ 吐，ＣＯ．， ｏ 弓，ＥＹＹａ ＇嵘｝Ｅ．ｙ ＮＣ戒心， Ｉ ｏ＋ Ｏ，嵘，ａｏ ， Ｅｓｙ｝十｛ｄ碟，ｄ弓，Ｊ心 ） ｏ１ １）・有选择性的输出层合板的当前应变｛嵘，嵘，心｝和当前应力｛ｏｐ）．１ ２）．将每一层纤维和基体中的当前总应力代入强度条件（（２－１０）检验。若有任何一个条件得到满足，则该层达到了破坏并记录下与之对应的层合板总 应力厦 沪），在随后的叠加步计算中剔除该层的刚度贡献。 １３）．检验是否所有层都达到了破坏。如果还存在有任何一层没破坏，则重复计算步骤６） －１２）ｏ复合材料层合板的挠度由对公式（ ２－１８ｂ）的积分得到．在只考虑梁变形的情况下，忽略其它两个方向的曲率，就有：ｄｉ ｄ＇ ＝－ Ｊ Ｊｄａ ａｄｘｄｘ＋Ｆ，（ｙ）ｘ＋Ｆ，（ｙ） （２－３１）再根据相应的边界条件，可定出积分函数。梁的总挠度从以下简单公式更新得到：ｗ０ ＝ ｗａ＋ｄｗａ （２－３２）２．４桥联模型理论的程序化 桥联模型本构理论须通过用户子程序与ＡＢＡＱＵＳ实现接口，才可用于风机叶片的极限分析。本文中使用平面壳单元模拟叶片结构，在有限元分析中运用增量理论，对壳单元的各个积分点进行计算。为表述方便，将式（２－２４）写成（ ｄＮ卜［Ｑ］（ｄｅ） （２－３３）截面内力、内力矩和广义应变按下式更新（ Ｎ） ＝ ＩＮ） ＋（ｄＮ｝， （ｅ） ＝ （ｅ）＋（ｄｓ） （２－３４） 对于一个四节点通用壳单元ＳＭ， ＡＢＡＱＵＳ程序提供３个平动和３个转动自由度．根据３个平动自由度的位移增量可得到式（２－２４）最右边一列的应变和曲率增量。在ＡＢＡＱＵＳ设计的用户子程序ＵＧＥＮＳ中，数组ＦＯＲＣＥ（６）传递壳截面单位长度的内力及内力矩增量，对应式（２－３３）中的｛ｄＡｆ）；数组ＳＴＲＡＮ（６）传递截面广义应变增量，对应式（２－３３）中的｛ｄｅ）；数组ＤＤＮＤＤＥ（６，６）传递壳截面刚度矩阵，对应式（（２－３３）中的［Ｑ］。根据施加的应力增量，由式（２－３３）求得截面内的应变和曲率增第ｚ章桥联模型理论量，进而求得层合板单元的位移，最后得到整个结构的有限元解。将每一层纤维和基体的当前总应力带入破坏准则检验， 当某个ｋＭ破坏后，它就不再承担后续荷载。上述刚度矩阵的系数衰减为以二事（｝），（＝，－ｚ，ａ）＇＝Ｚ Ｅ（），（‘ － －｝）｝ Ｑｒ＝；，Ｅ＿（．Ｃ），（，２－州ｋ） ，４失）（１３）其中道ｋｏ｝表示已经破坏的层・当检验得到每一层（或预先指定的层数）都己达到了破坏，则有限元计算终止，此即层合板的极限破坏强度。由于叶片是一个空间复杂结构，纤维铺层在截面不同位置是不一样的，这就 存在从材料坐标向单元坐标并进而向结构总体坐标变换的问题。还必须考虑结构不同铺层区的材料识别与数据传递。为此，首先定义单元（壳单元）坐标那，再通过ＡＢＡＱＵＳ中ＯＲＩＥＮＴＡＴＩＯＮ命令将材料的主方向定义为ｘ方向（即００纤维铺层沿ｘ方向），通过每层的铺设角定义该层材料的主方向。每个单元的信息参数中都有对应的铺层区编号，在ＵＧＥＮＳ子程序中为每个不同的铺层区开辟一个数据区，用于存放确定该铺层区材料性能参数的信息。ＡＢＡＱＵＳ执行每一个单元时，将铺层区编号传递给子程序。ＵＧＥＮＳ通过判断语句，调用相应铺层区的原始材料参数，再根据单元受力情况确定当前材料柔度矩阵，然后形成单元的当前刚度，回传给ＡＢＡＱＵＳ，集成得到结构的总体刚度矩阵。第ｚ章桥联模型理论２．４．１程序流程图２．２复合材料层合板强度计算的程序流程图２．４．２程序各模块的功能 使用ＦＯＲＴＲＡＮ语言进行模块化编程，上述流程图中的每个框图都有若千个子程序来实现。下面列举其中主要的几个子程序名及其功能： 子程序ＳＯＬＶＥ，用来输入所计算问题的控制参数和几何参数，同时可以调用其他子程序。子程序Ｐ ＡＲＡＭ，形成纤维和基体的材料参数。纤维是横观各向同性的线弹性材料，基体是各向同性的弹塑性材料．基体拉伸和压缩的应力一应变曲线采用相同段数的折线表示。 子程序ＥＬＡＳＣ，由材料的弹性模量和泊松比计算纤维或基体的柔度矩阵。子程序ＭＡＴＲＩ Ｘ，确定基体在当前应力水平下的等效模量和当前柔度矩阵。子程序ＥＬＡＰＳ，计算基体的弹塑性柔度矩阵。 子程序ＧＬＯＢＡＬ，计算层合板中每一层的坐标变换矩阵【 划，和［翻，子程序Ｉ ＮＶＥＲ，求正定矩阵的逆矩阵。第２章桥联模型理论子程序ＧＡＵＳＳ，用Ｇａｕｓｓ法求解线性代数方程组。子程序ＭＥＣＨＦ，计算层合板由于外力导致的等效荷载，即单位长度上的内力和内力矩。子程序ＬＡＭＩＮＡＴＥ，计算层合板中面内的应变和曲率增量。子程序ＳＴＲＥＳＳ，计算层合板中的各层在总体坐标下的应力增量。子程序ＩＮＩＴＴＬＯ，给应力应变赋零初值。子程序Ｂ ＩＤＧ，计算当前荷载步桥联矩阵【ＡｑＩｌ＂ ［Ｂｕ］和当前柔度矩阵［［ｓｏ＇］．子程序ＵＢＤＡＴＥ，更新纤维和基体材料的总应力。子程序ＯＶＥＲＳＴＩＦ，求层合板中的每一层在总体坐标系下的当前刚度矩阵。子程序ＵＤＴＡＰＥ，调用子程序ＢＲＩＤＧ，确定层合板中每一个单向复合材料层的桥联矩阵［［Ａｉｊ］＂ ［Ｂ｝｝］和当前柔度矩阵［［Ｓ９１－子程序ＰＲＯＳＳ，调用其他子程序，完成一种荷载工况下的求解过程。子程序ＷＲＴＥ，控制计算结果的输出。子程序ＳＴＲＴＨ，应力强度检验。２．４．３程序输入数据程序中各物理量的单位分别为： 长度：ｍｍ，单位长度上的力矩：Ｎ，应力、强度：ＭＰａ，应变：％，角度： 度。按照输入的先后次序，输入数据依次为： ＮＱ，选择应力强度理论。 ＢＥＴＡ， ＡＬＦＡ，ｐ、ａ．ＮＬ，层合板的层数；ＮＳＴＰ，最大叠代步数；Ｊ ＰＲＩＮＴ，打印状态的控制；ＪＳＴＰ，打印的间隔步数。 Ｚ，层合板各层上下表面坐标值和层合板的宽度。ＡＮＧＬＥ，层合板各层由上至下的铺排角。 Ｔ，考虑温度应力时输入零应力温度和加载时的温度。ＮＴＳＵＢ，温度区间个数。 ＳＳＭＡＸ－ＳＳＭＩＮ，加在层合板上的总应力和弯矩值。Ｉ ＤＦＩＢ， ＩＤＭＡＸ，与温度无关时输入０．第２章桥联模型理论ＦＩＢＥＲ输入纤维的材料属性。ＭＳＥＧ， ＮＥＭ，基体应力一应变曲线的分段数．ＲＥＳＩＮ．输入基体的材料属性。Ｆ，层合板中每一层的纤维体积比。Ｖ２．５算例为验证该程序的可靠性，计算了两种铺层情况：（１）简单几何模型单一铺 层情况；（２）空间几何模型。同时将调用ＵＧＥＮＳ子程序后运行得到的结果（以下简称为ＵＧＥＮＳ结果）与调用ＡＢＡＱＵＳ的复合材料材料库模型所得到的计算结果（以下简称为ＡＢＡＱＵＳ结果）加以对比。２．５．１简单几何结构分析 层合板的几何尺寸为８４ ｍｍｘ１５．１ ｍｍｘ２．７６ｍｍ，铺层［［００／ｔ４５０／００／９００／００］，．共１２层，每层具有相同的厚度。约束和受力方式为两短边简支、两长边自由，跨中受集中力作用，即三点弯曲问题。层合板中纤维和基体的力学参数如表２．１所示，纤维体积比测得为０．４４，基体弹塑性参数如表２．２所示。表２． １纤维和基体的力学性能表２．２双线性基体的弹塑性参数Ｓｅｇｍｅｎｔａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ１ｌｌ３０．５Ｔｅｎｓｉｏｎ２４８．９２．７８｝Ｃｏｍｂｐｒｅｓｓｍａ１２１３３１．６２Ｌｉｍｉｔ ｓｔｒｅｓｓ （ｏ－久／ ＭＰａ８９．５２．５３６Ｍｏｄｕｌｕｓ（二），／ＧＰ。一｝３．６８５ 选用ＡＢＡＱＵＳ中的Ｓ４Ｒ壳单元，即４节点通用壳单元，每个节点有６个自由度。ＵＧＥＮＳ只需输入表２．１和表２．２的材料性能参数，ＡＢＡＱＵＳ的材料库模型则须输入单层板的等效弹性模量．应用桥联模型并基于表２．１和表２．２的数据，计算得到：Ｅｌｌ＝９４．４６ＧＰａ， ｔ－ｉｉ＝０．２８４． Ｅ２２＝６．９８１ ＧＰａ， Ｇｉ２＝ＧＩ３＝２．９４５ＧＰａ，Ｇ２３＝６．０３８ＧＰａｏ第３章基于桥联模型对风机叶片的变形、破坏与强度分析第３章基于桥联模型对风机叶片的变形、破坏与强度分析３．１有限元理论概述在力学和物理学领域，对于许多工程实际问题，虽然得到其基本方程和定 解条件，但由于边界的几何形状或问题本身一些特性十分复杂，很难用经典理论的解析方法求出精确解。多年来人们寻求和发展了一种求解途径和方法￣一数值解法。特别是近四十多年来，随着电子计算机的飞速发展和广泛利用，数值分析方法己经成为求解科学技术问题必不可少的一项工具。 Ｆｉ有限单元法（ｎｉｔｅ Ｅｌｅｍｅｎｔ Ｍｅｔｈｏｄ）就是为了对某些工程问题求得近似解的一种数值分析方法。其基本思想可从两个方向去理解国。一种是从工程结构的观点去理解。即把一个连续体或结构，离散为若干单 元或构件组成的等效组合体。单元之间仅靠结点连接，单元内部的待求量可由单元结点量通过选定的函数关系插值求得。由于单元形状简单，易于由平衡关系或能量关系建立结点量之间的方程式。然后将各个单元方程“组集”在一起而形成总体代数方程组。计入边界条件后即可对方程组求解。这种离散化的好处有： 一、这种单元或构件是人们所熟悉的，其力学性质极易明白，且可用有限个参数（如单元轴力、弯矩、位移、转角等）描述。二、就整个结构而言，它又是由离散的有限个单元组合而成的，当然也可由有限个参数加以描述。这种离散化体系，其基本方程将是代数方程。较之真实连续体的微分方程，其求解自然十分有利。故这种离散化方法，从本质上讲，是将原来的无限个自由度问题简化为有 限个自由度问题；将原来用微分方程描述的问题转换为用线性方程来处理的问题。另一种是从数学的角度去理解。有限元法是求解数学物理方程的一种数值 方法。它和各种经典的数值方法没有本质的区别，只是一种新的形式。有限元法与卜述方法的基本区别，在于对试函数的选取卜。在经典方法中，试函数是在整个求解域上选取，并要求该函数在域内和域边界上都要满足一定的条件，比如位移协调或应力平衡条件等。在有限元法中，试函数是“分片地”选取。就是说，首先把整个求解域划分为若千子域（单元），然后分别在子域上选取试第３章基于桥联模型对风机叶片的变形、破坏与强度分析函数，井要求这些试函数在各个子域内部、子域之间的分界面上（内部边界），以及子域与外界的分界面上（外部边界），都满足一定的条件（如位移协调或应力平衡）。３．２ ＡＢＡＱＵＳ软件简介 ＡＢＡＱＵＳ是一套功能强大的基于有限元方法的工程模拟软件，它可以解决从相对简单的线性分析到极富挑战的非线性模拟等问题。ＡＢＡＱＵＳ由两个主要的分析模块组成：ＡＢＡＱＵＳ／Ｓｔａｎｄａｒｄ和ＡＢＡＱＵＳ／Ｅｘｐｌｉｃｉｔ．ＡＢＡＱＵＳ／ Ｓｔａｎｄａｒｄ是一个通用分析模块，它能够求解领域广泛的线性和非线性问题，包括静力、动力、构件的热和电响应问题。本论文就主要采用此模块进行结构分析。ＡＢＡＱＵＳ／ Ｅｘｐｌｉｃｉｔ是一个具有专门用途的分析模块，采用显式动态有限元格式，它适用于模拟短暂、瞬时的动态事件，如冲击和爆炸问题，此外，它在处理包括改变接触条件高度非线性问题时也非常有效，例如模拟成型问题。一个完整的ＡＢＡＱＵＳ／ Ｓｔａｎｄａｒｄ或ＡＢＡＱＵＳ／Ｅｘｐｌｉｃｉｔ分析过程，通常由三个明确的步骤组成：前处理、模拟计算和后处理。其中前处理阶段需要定义物理问题的模型，并生成一个ＡＢＡＱＵＳ输入文件。模拟阶段使用ＡＢＡＱＵＳ／Ｓｔａｎｄａｒｄ或ＡＢＡＱＵＳ／Ｅｘｐｌｉｃｉｔ求解输入文件中定义的数值模型，它通常以后台方式运行。一旦完成了模拟计算并得到了位移、应力或其他基本变量后，就可以对计算结果进行评估。评估可以通过ＡＢＡＱＵＳ／ＣＡＥ的可视化模块或其他后处理软件在图形环境瞎交互式进行．可视化模块可以将读入的二进制数据库中的数据结果以多种方式显示出来，包括等直线图、动画、变形图和Ｘ－Ｙ曲线图等．３．３风机叶片有限元分析概述ＡＢＡＱＵＳ的分析方法主要由三个步骤组成：创建有限元模型、施加载荷进 行求解、查看结果。其中创建有限元模型是很关键的一步，也叫前处理。它是由创建或读入几何模型、定义材料属性、划分单元（节点及单元）三个步骤组成的。３．３．１风机叶片有限元几何模型的建立 有限元模型的生成是指狭义上的节点和单元表示空间体域及实际系统连接的生成过程，即模型的节点和单元的几何模型。一般构造有限元模型的方法有第３章基于桥联模型对风机叶片的变形、破坏与强度分析以下三种。１直接建模 直接生成有限元模型是一种利用有限元程序直接定义节点和单元的方法。 这种方法对于小型或简单模型的生成比较方便，并且能够对几何形状以及每个节点和单元的编号完全控制。由于简单零件直接建模所需的计算量少，因而对机器的配置要求不高。但是对于复杂或者庞大的零件，不仅操作起来非常乏味，而且有时候几乎不可能实现准确的计算。而且生成的模型严格按照节点和单元的顺序定义组集而成，即使节点和单元生成操作可交替进行，单元必须在其节点全部生成后才能定义。这种建模方式不能用有限元程序中的自适应网格划分功能，而且进一步改进网格划分十分困难，使优化设计变的很不方便。２实体建模 实体建模方法可以使用户能够直接描述模型的几何边界、形状和几何尺寸等几何特性。在有限元程序中通过创建点、线、面、体的方式，生成实体模型，然后建立单元属性，控制网格，生成有限元网格模型。在有限元程序中创建实体模型时，可以采用自底向上、自顶向下或者混合的建模方法，并且能够使用布尔运算、拖拉或者旋转、移动和复制等对模型进行操作，从而使得实体模型一般比直接生成有限元模型的工作量大大减少，效率提高，是一般建立有限模型的首选方法。实体建模对于庞大但形状规则的模型，尤其对于三维实体模型更加合适，相对需要处理的数据较少，允许对节点和单元进行几何操作（如拖拉和旋转），可以使用面、体素和布尔运算建立模型；而且在有限元程序中生成的实体模型适合采用自适应划分网格，便于加载后进行局部网格细化，单元类型的改变不受分析模型的限制，便于几何上的改进和优化设计。但是在有限元程序中建立实体模型时需要大量的ＣＰＵ处理时间。实体建模有许多优点，但是有时直接生成有限元模型更为方便。一般情况允许用户在直接生成有限元模型与实体建模之间方便的转换，对模型的不同部分采用适当的建模技术。３． 输入实体模型输入实体模型是将在ＣＡＤ系统中创建好的实体模型通过数据接口转换过 滤器引入到有限元分析程序中去进行分析的一种方式。这种方式适用于那些形状复杂难以在有限元程序进行造型的构件以及己经建立好ＣＡＤ模型的构件。主要通过以下方式实现：在ＣＡＤ系统中建立模型，将它们保存为Ｉ ＧＥＳ格式的文件，然后输入到第３章基于桥联模型对风机叶片的变形、破坏与强度分析ＡＢＡＱＵＳ中。利用诸如ＡＢＡＱＵＳ Ｃｏｍｉｅｃｔｉｏｎ ｆｏｒ ＳＡＴ这样的ＡＢＡＱＵＳ接口产品，在ＡＢＡＱＵＳ接口产品中列出了一些ＣＡＤ／ＣＡＥ格式的文件，再利用ＡＢＡＱＵＳ接口产品将ＣＡＤ实体模型输入到ＡＢＡＱＵＳ系统中．使用输入实体模型可以精确的将在ＣＡＤ系统下生成的几何数据传入有限元分析程序中去，而后准确的在该模型上划分网格并求解，这样用户能更方便地分析新产品和部件，而不必因为在有限元分析系统中重新建模而费时耗力。但是从ＣＡＤ系统中引入实体模型如果不适于网格划分，则需要大量地修补工作。在建立和引入实体模型时，由于模型中的细节将限制细节处及其附近的网格大小，影响整个结构地网格分布，增加网格数量，使模型过于复杂。因此，通常对于实体模型的细节进行一定地几何简化，尽量忽略一些不必要的细节，例如在静力分析中，处于结构低应力区的细节一般可以忽略：在动力计算中，由于结构固有频率和振型主要取决于结构的质量分布和刚度，因此细节一般可以忽略：有些微不足道的细节破坏了结构对称，忽略这些细节有利于更小的对称模型。风机叶片的几何外形是一个复杂的三维空间结构，由一些特征翼型曲线所 构成截面，每个界面相对于轴心有一定的扭转角度。这样直接运用ＡＢＡＱＵＳ建模比较困难，我们采用第三种方法，引入模型法，通过其他三维建模软件如Ｐｒｏ／ｅ中用＊Ｏｐｅｎ Ａｒｃｌｅｎｇｔｈ命令导入翼型截面的数据点，建立起它的特征截面，截面与截面之间采用线性插值的方式生成过渡截面，最后由面与面之间形成整个叶片的外形空间曲壳。这样就实现其几何外形的模型构建反映出了叶片的实际几何形状。对这样一个有效的几何模型保存生成ＩＧＥＳ格式，利用数据接口，导入ＡＢＡＱＵＳ中进行后续的有限元分析。３．３．２定义单元类型 定义单元类型，即指定所分析对象的特征。对于同一种结构的有限元分析，针对不同的分析类型所采用的单元类型和单元属性不尽相同。要根据分析问题的物理性质和要求以及对计算机的配置来选择单元。单元一旦选定，则分析问题的物理环境随之确定。要尽量选择维数低的单元获得预期的效果。在静态分析中对于风机叶片，根据其主要力学特性，可采用板单元或壳单元。但是从理论上讲，板单元的变形为弯曲变形，而壳单元除了弯曲变形外还有中面的变形，而且壳体的弯曲内力和中面内力相互联系、相互影响。因此分析风机叶片采用壳单元更为合理。第３章基于桥联模型对风机叶片的变形、破坏与强度分析在ＡＢＡＱＵＳ壳单元库中壳单元有不同形式，而每种又有不同的应用范围， 因此我们结合风机叶片的实际情况，要防止弯曲模式的沙漏问题，希望得到更精确的解，同时针对ＡＢＡＱＵＳ给ＵＧＥＮＳ子程序预留口的单元选则种类，这几方面因素考虑，我们采用减缩积分四边形壳单元Ｓ４Ｒ作为叶片的单元类型。３．３．３材料属性一般的有限元分析都需要输入材料的属性，例如在结构静力学中至少要输 入材料的弹性模量和泊松比，动力学分析中要输入材料的弹性模量和密度，而且一般分析中，一个构件要采用几种不同的材料属性。本文在材料属性这一块主要通过子程序ＵＧＥＮＳ来实现。在子程序ＰＡＲＡＭ中，形成纤维和基体的材料参数。纤维是横观各向同性的线弹性材料，基体是各向同性的弹塑性材料。基体拉伸和压缩的应力一应变曲线采用相同段数的折线表示。通过ＵＧＥＮＳ与ＡＢＡＱＵＳ的接口实现材料属性的赋予。３．３．４网格的划分实体模型建好后，就需要将其进行网格划分，生成有限元单元网格，为施 加边界条件、载荷和求解做好准备。网格可分为自由网格和映射网格，自由网格对实体模型无特殊要求，对任何几何模型（规则的或不规则的），都可以进行网格化分，没有特定的规则，可以由四边形单元组成也可以只由三角形单元组成，或由两者混合组成，或者是四面体单元。映射网格化分要求面或体是有规则的形状，而且必须遵循一定的准则，只包含四边形、三角形或六面体单元。划分网格是建立有限元模型的一个重要环节，所划分的网格形式和大小直接 影响着计算精度和计算规模。为了建立正确、合理的有限元模型，必须考虑网格数量、网格密度、单元属性、网格质量、网格的分界面分界点以及网格布局等众多因素。本文针对叶片的形状和考虑它的铺层设计，主要从叶片的径向和环向进行网 格划分。径向方向主要考虑叶片纵向加强筋的梯度的变化点为网格划分的控制点。环向考虑叶片加强筋的范围在０．１５Ｃ－０．５Ｃ的分界点为其主要的控制点以及从叶片整体考虑一些关键性部位为控制点来进行网格划分。同时对其需要严格控制的截面区域可以进行加密网格数量来提高整体分析精度，对叶尖这些区域可采用粗网格划分降低ＣＰＵ的能耗，节约资源空间。第３章基于桥联模型对风机叶片的变形、破坏与强度分析３．３．５施加约束和载荷 一般有限元分析中的载荷包括边界条件和内外环境对物体的作用，可以分为：自由度、集中载荷、面载荷、体载荷和惯性载荷。载荷可以在实体模型上或者有限元模型上直接加载。直接在实体模型上加载，独立于有限元网格的划分，重新划分网格或者局部网格修改不影响加载；而且加载操作方便，可以在图形中直接拾取。两种方法的最终结果都是有限元分析程序在求解前都将载荷转化到有限元模型上，因此，加在实体上的载荷将自动转化到节点或单元上。 考虑叶片的实际情况，叶片根部采用预埋金属螺杆，便于与轮毅连接。这样的叶片根部连接被认为是刚性的，根部所在节点的６个自由度被固定，整个叶片简化为悬臂梁模型。风机叶片运行中所受的载荷包括：（ １）极限载荷工况，包括具有５０年一遇的台风（极限风载，风机处于停止状态），极端风向变化情况下对应于５０年一遇的极端运行阵风，每年一遇的极端运行阵风；（２）正常运行状态载荷工况．其中，极限载荷工况用于叶片的极限强度设计，正常载荷工况用于叶片的疲劳强度校核。在进行结构设计时，通常采用静强度条件控制．叶片荷载工况取为：极限 工况ｖ＝５０ｍ／ｓ，转速为Ｏｒ／ｍｉｎ．。此时叶片迎风面受到的均布载荷Ｘ５６－５８］为Ｐ ＝ ０．５ｐｖ＇ （３－１）其中：ｐ为空气密度，ｖ为对应极限风速，其中ｐ ＝１．２２５ｋｇ／ｍ３。３．４风机叶片变形、破坏及强度分析在叶片的有限元模型完全建立起来以后，针对叶片铺层分区的不同在子程 序ＵＧＥＮＳ中为每个不同铺层区域开辟一个数据区，在该数据区存放该种铺层的材料参数，铺层层数，铺排角等参数。当ＡＢＡＱＵＳ执行到每个单元时，通过ＵＧＥＮＳ的判断语句，来确定该单元的铺层区域，调出该单元的所有材料参数，再根据单元受力情况确定当前材料柔度矩阵，然后形成单元的当前刚度，用户子程序ＵＧＥＮＳ中，数组ＦＯＲＣＥ（６）传递壳截面单位长度的内力及内力矩增量，数组ＳＴＲＡＮ（６）传递截面广义应变增量，数组ＤＤＮＤＤＥ（６，６）＊递壳截面刚度矩阵，根据施加的应力增量，求得截面内的应变和曲率增量，此时就可以求出每一单层所分担的应力增量，基于桥联模型的单层分析，确定纤维和基体中的应力增量与第３章基于桥联模型对风机叶片的变形、破坏与强度分析当前柔度矩阵，再更新纤维和基体的总应力，通过判断语句来判断该单层是否破坏，如果该层破坏则记录该单元的编号及相应的破坏层数，如果没有则更新该单元的整体刚度矩阵，重复计算，直到计算到我们所设定的允许破坏层数时，程序终止。此时将输出对应单元的破坏层数和此时纤维和基体的应力；同时可以在ＡＢＡＱＵＳ的位移云图显示出此时该单元节点的绕度变形。表明此单元已经达到我们所设定的极限破坏，也就是该叶片所能承受的极限荷载。 因此我们可以非常方便的通过桥联模型的程序化来对整个叶片进行变形、破坏和强度分析，以此来知道风机叶片的设计使其满足设计要求的同时能使质量最小。３． ５ ２０ＫＷ中空叶片的变形、破坏与强度分析采用整体一次成型技术制备中空叶片，可有效减轻重量，降低成本，提高 叶片的整体力学性能闭。这就需要对这种新型叶片结构进行极限分析并在此基础上实现合理设计，因为传统叶片以龙骨梁（腹板）为主承力件。因此本文采用桥联模型理论对这种整体一次成型技术制备的中空叶片进行变形、破坏与强度分析。叶片的基本参数见表３． １，外型参数在表３．２中列出，扭角分布如图３．１．翼型截面如图３．２所示。表３．１叶片基本参数表叶长额定输出功率叶片翼型额定转速最大转速额定风速起动风速表３２外型截面参数 Ｒａｄｎｉｓ／ｍ４．８８５米２０千瓦ＳＧ６０５０７８ｒ／ｍｉｎ１０５ｒ／ｍｉｎ１１１１１／３４－４．５ｍ／ｓ４一Ｏｎｍ／ｓ５Ｏｍ／ｓＣｈｏｒｄ Ｔｗｉｓｔｌｅｎｇｔｈ／ｍ ａｎｇｌｅ／（＇１２３４５６７８９１０１１１２１３１４１５１６１７０．２４４０．３０００．４０００．５０００．６３２０．８００１．０００１．１００１．５００２．０００２．５００３．０００３．３００３．５００４．０００４．３６８４．８８５ ０．３１０ ２５．４００． ３４０ ２５．８００． ３８０ ２６．３００． ４２０ ２６．８０ ０．４８０ ２７．４００． ４６０ ２３．０００． ４５０ １７．５００． ４４０ １５．０００． ４１０ １０．０００． ３７０ ５．６０ ０．３３０ ２．６００． ２８０ ０．７６０． ２６０ ０．０００． ２４０ －０．４５０． ２００ －１．２００． １７０ －１．７８０． １６８ －２．００运行风速范围最大抗风能力第３章基于桥联模型对风机叶片的变形、破坏与强度分析髻５涯０，１０ ７５ ２０Ｒａｄ１ Ｕ３／ｍ图３．１６ ５８２６翼型截面图３．１７叶片扭角分布图 ３．６．１叶片构造设计 风机叶片的设计应根据我国的标准进行，故我们在制定荷载工况、极限强度校核、频率计算、稳定性分析等方面均参照了国家标准，同时也参考了国际标准。 叶根过渡段由圆截面逐渐过渡到翼型剖面，过渡段在满足精度和设计加工要求下采用三维模型软件插值计算获得。同时采用预埋金属杆的根端形式，叶片采用蒙皮加筋的构造形式。叶片的蒙皮主要满足气动性能要求，同时承受弯曲与剪切荷载；加强筋承受大部分荷载。内部为中空结构，具体的结构形式同图３．４。叶片采用ＮＲＥＬ的５８１８， Ｓ８２５， Ｓ８２６三种翼型。３．６．２铺层设计 结构设计必须与工艺相辅相成，为了适合叶片的一次成型，叶片采用空腔薄壁结构，腔内无任何填充物．根据截面受力特点，为了提高叶片总体刚度，增加承载能力，防止局部失稳，在截面０．１５Ｃ ０．５Ｃ处（Ｃ为截面弦长）布置加第３章基于桥联模型对风机叶片的变形、破坏与强度分析３．６．３叶片在荷载下的端部反力通过有限元的计算可以得到端部各个节点的反力，其中沿叶片长度方向为１ 方向，叶片径向为２方向，并遵循右手法则。根据这些反力向叶片端部圆心做力的简化，可以计算得到端部所受的力和弯矩值。计算得到在极限风速下叶片端部和在２倍极限风速下叶片端部的反力和弯矩值见表３．１１所示。表３．ｎ叶端反力和弯矩 ＩＲ３／Ｎ｝｝Ｍ１／Ｎ．ｍ｝Ｌｏａｄ ／ＫＰａ！Ｒ１／Ｎ！Ｒ２／Ｎ｝｝Ｍ２／Ｎ． ｍ｝Ｍ３／Ｎ． ｍ４４Ｅ４－４．１５Ｅ５｝｝４． ９３Ｅ４－１． ｝－８． ６７Ｅ３２．５８８！７２５！－６． ４３Ｅ３｝２．８７Ｅ４｝｝９． ８７Ｅ４－｝－８．２９Ｅ５｝５． １７５！１． ４５Ｅ３！－１． ２９Ｅ４｝１一；．７３Ｅ４｝３．６．４小结 该铺层叶片总重量为８３３Ｋｇ，从它的蒙皮和加强筋的厚度铺层图３．２１可以看出，该铺层加强筋在纵向是呈递减趋势，沿其长度分段比较多，根据前面的计算结果可以知道，叶片所受荷载主要分布在叶根部分，最容易发生破坏的也是出现在根部，而叶尖所受荷载比较小，因此采用这种阶梯似的铺层方式，在根部的加强筋厚度比较大，然后从２２．４ｍｍ逐渐递减到叶尖的厚度为２．４ｍｍ，这样不仅可以满足工艺上的要求，更重要的是减少了叶片的重量，提高了能量利用率。同时该铺层满足了刚度、强度要求，是一种比较合理的铺层方案．５０肠一一一蒙皮—加强筋们书３０２５２０侣１０ＥＥ认苗ＯＵ名０一‘卜仆一—一—一￣－一１５ ２０Ｒａｄｉ ｕｍ）角图３．２１叶片厚度分布图第３章基于桥联模型对风机叶片的变形、破坏与强度分析３．７ ６６０ＫＷ加泡沫芯叶片的变形、破坏和强度分析 为了防止这种大型空心叶片任何可能的失稳破坏，我们考虑添加泡沫芯来增强叶片的整体稳定性，同时也提高叶片的刚度。不言而喻添加泡沫芯必然会增加叶片的总体重量，因此泡沫芯材料的选取就非常重要．我们选取泡沫芯材料的主要参数取决于其密度，因为在增加强度，刚度，稳定性的同时要控制质量的增长，而要控制质量的增长只能选取低密度的泡沫材料。本文对６６０ＫＷ加泡沫芯叶片同中空叶片在同等荷载和边界条件下，同样铺层情况下进行变形、破坏和强度分析以此来比较两种不同结构叶片的优劣。泡沫材料为蜂窝状的网络结构，具有较高的孔隙率，但其压缩模量仍然表 现为致密材料的变化规律。泡沫的压缩模量随密度的升高而增加．原因在于随着泡沫密度的增加，材料孔隙率降低，具有更加完整的结构［５９）。工程物理研究院杜凯等人用实验方法对聚苯乙烯泡沫材料性能研究，通过对实验数据的拟合，得出多孔材料与致密材料的物理性质之间的关系为【网：Ｐｏ／Ｐ＝（ ＰＯ／Ｐ）＂ （３．２）式中：ｐ与Ｐｏ分别是泡沫材料与致密材料的物理性质（如模量、强度、电导率等，此处为材料的模量）；Ｐ为泡沫材料的密度，Ｐｏ为致密材料的密度；ｎ为定标指数。对（３．２）两边取对数得ｌ ｇ（Ｐｏ ／ Ｐ） ＝ ｎ Ｉｇ（Ｐｏ ／ Ｐ） （３．３）取凡＝２．Ｏｘ１０９Ｎ／ｍ＂ｅ＇＇． Ｐｏ＝１．０５ｇ／ｃｍ３（为非晶态聚苯乙烯泡沫材料ＰＳ的密度），ｎ ＝ ２．０２（根据常温下，实验数据作１Ｐ ／ （９Ｐ）一Ｉｇ（Ｐｏ ／ Ｐ）图得到一直线，该直线的斜率即为ｎ）．通过计算当选取密度为５０Ｋｇ／ｍ３时，泡沫材料的弹性模量为４．５Ｍｐａ：当密度为３０ Ｋｇ／ｍ３时，泡沫材料的弹性模量为１．５Ｍｐａｏ３．７．１壳单元与实体单元的接触 许多工程中都涉及两个或者多个部件之间的接触。这些问题中，当两个物体彼此接触时，垂直于接触面的力作用在两个物体上。接触模拟的一般目的是确定表面上发生接触的面积和计算所产生的接触压力。而接触条件是一类特殊的不连续约束，它允许力从模型的一部分传递到另一部分。因此只有当两个表面发生接触时才会有约束产生，而当两个接触面分开时，就不存在约束作用了，所以这种约束是不连续的。在ＡＢＡＱＵＳ／ Ｓｔａｎｄａｒｄ中的接触模拟是基于表面或者是基于接触单元的。因第３章基于桥联模型对风机叶片的变形、破坏与强度分析３．Ｓ结论研究表明，非线性的桥联模型本构理论与ＡＢＡＱＵＳ结合能有效指导复合材 料风机叶片的结构设计，准确给出材料破坏区域和破坏状况。这样就避免了传统设计的盲目性和经验性，提高了设计的准确性，有效地降低叶片重量，减少成本，达到经济优化的目的。对于大型的风机叶片中空结构的叶片考虑到有可能局部失稳，整体刚度不 够，可以用低密度泡沫进行填充，当考虑用密度为３０ Ｋｇ／ｍ３的泡沫进行填充时，叶片的质量比中空叶片的质量增加了１４．５％，但是它的其它性能参数也有明显的提高（见第６章）。因此对中空叶片进行泡沫填充可以提高叶片的整体刚度、强度和稳定性。第４章风机叶片固有频率计算第４章风机叶片固有频率计算 风力机运行于开放的大气环境中，气流有随机性、风剪等影响，其叶片为了获得较好的气动特性而形成不对称的形状，风力机叶片的结构动力学特性分析相对于一般的工程机械更为复杂。因此我们必须要对风机叶片进行稳定性分析，这就包括模态分析和屈曲分析。为此世界各国多年来发展了一系列的研究方法，主要为两大类一实验的方法和计算的方法＋） 考虑到作用在风机叶片上载荷的交变形和随机性，其本身又是弹性结构，因此叶片的振动是不可避免的。当叶片运行的旋转频率接近其固有频率时就会产生较大的动应力，发生共振。振动带来的疲劳会降低材料的强度，缩短叶片的使用寿命。因而非常有必要对叶片的结构动力特征进行分析。模态分析是近年来进行结构动力学研究的主要手段，本文通过有限元法来实现模态分析和固有频率的计算。４．１叶片有限元动力特征方程 对叶片的模态分析就是有限元方法在本征值方面的应用。叶片由有限元离散化处理后，应用瞬时最小势能原理可导出结构运动微分方程［５５１．［Ｍｊ｛ａ｝＋［Ｃ］｛ａ｝＋［Ｋｊ（ａ，一‘Ｆ）（今１）式中【ＭＩ， ［Ｃ］． ［Ｋ〕分别为叶片结构的整体质量、阻尼和刚度矩阵。扣｝和｛Ｆ｝分别表示有限元节点加速度、速度、位移及所作用的外力端｛玛＝｛。｝，在非零的初始条件下，方程（４１）有非零解，这时叶片处于自由振动状态。由于没有外载作用，方程的解反应了结构本身固有的特性即频率与振型。而在工程上，一般在讨论叶片的这种固有动力特性时，不计阻尼作用（５５１于是方程（４１）可变为：［ Ｋ］｛０卜兄恤】｛，Ｄ｝ （４２）这就是叶片结构动力问题的广义特征值方程。式中求解的未知量又＝ Ｗ２和ｌＤ－｝分别为叶片结构的特征值和特征矢量。第５章风机叶片稳定性分析第５章风机叶片稳定性分析５．１叶片稳定性分析有限元理论屈曲分析是一种确定结构开始变得不稳定时的临界荷载和屈曲模态（结构 发生屈曲响应时的特征形状）的技术。屈曲现象可以用Ｌａｇｒａｎｇｅ式（或更改的Ｌａｇｒａｎｇｅ）来表示【均：［ＫＩＴ ［Ａａ卜（０）（５－１）［ＫＩＴ ＝［Ｋ］， ＋［Ｋ］０ ＋［Ｋ］‘一［ＫＬ（５一）其中【ＫＩ：切线刚度矩阵；［Ｋ石常规有限元刚度矩阵：［Ｋ］，初应力刚度阵或几何刚度阵；［Ｋ］ｆ，初位移刚度阵或大位移刚度阵；［Ｋｌｇ载荷刚度阵。（Ａｑ｝节点位移增量。式（５－１）中的｛匆｝不为零向量，那么按代数方程组的理论［Ｋ升行列式必须为零，即屈曲的判断准则为：本文采用ＡＢＡＱＵＳ提供的分析结构静力屈曲荷载和屈曲模态的技术：特征值（或线性）屈胜 ＫＩｒ１＝０ （５－３）曲分析方法。在线性屈曲情况下，按小挠度线性理论假设，在结构受载变形过程中，忽略了结构的构形变化，即屈曲前结构处十初始构形线性平衡状态，因此式（（５－２）中的［Ｋｌ，应为零，同时轴载荷由于构形变化产生的刚度贡献「Ｋ几也应为零，所以式（（５－１）可以写为：】 ［Ｋ］ｏ＋［Ｋｌｏ卜０ （５４）在小变形情况下，该矩阵与应力水平成正比，多数情况下，应力与外载也为线性关系，所以令某一参考载荷Ｆ＇对应的初应力刚度阵为［Ｋ＇Ｌ，令屈曲载荷极值载荷为Ｆ｀，与参考载荷有Ｆ‘二．１｀Ｆ＇关系，Ａ称载荷比例因子，Ａ‘为极限载荷的比例因子，极限载荷时的初应力刚度阵为：｝‘・Ｌ一“（Ｋｒｌｏ（５一）代入（５礴）中有ｋＫ‘十Ａ＇［ＫＬ卜“（５－６）式（（５－６）是一个广义特征值方程，求解式（５－６）．解得最低几阶特征值考及对应的特征模态，取最低的分叉载荷作为临界载荷，即Ｆｃ． ＝弋，．Ｆ＇ （５－７）第６章讨论第ｓ章讨论通过前面对一次成型技术中空叶片和加泡沫芯叶片的变形、破坏与强度分 析以及稳定性分析我们可以做出以下数据类比，来比较两种结构的优劣性。根据梁理论可以计算出叶片截面的弯曲刚度，扭转刚度，其中弯曲刚度包 括拍打方向刚度和弦向方向刚度。弯曲刚度是截面所受弯矩与单位长度扭转角的比率即是：二Ｅｌ（６－１）ｄＯ／ｄｚ其中Ｅ表示有效弹性模量，Ｉ表示惯性矩。对于各向同性材料而言，弯曲刚度（Ｅｌｌ能很容易确定，而对于多种截面有不同铺层的各向异性材料，弯曲刚度的表达式就不容易确定了。然而通过有限元模型，可以通过节点力和节点位移进行近似估算。因此作用在给定截面的弯矩（Ｍ）可以通过作用在有限元模型截面上节点力来确定。同时曲率（ｄ Ｂ／ｄｚ）可以通过节点在荷载作用下偏离平衡位置的位移来确定。扭转刚度是指截面所受扭矩（Ｔ）与单位长度扭转角的比率，其数学表达式 如下：＝ ＪＧｄ倒ｄｚ（６－２）其中Ｇ表示有效剪切模量，Ｊ表示有效惯性积。６．１ Ｐｒｅｃｏｍｐ程序介绍 Ｐｒｅｃｏｍｐ是ＮＲＥＬ（美国国家可再生能源实验室）开发的应用铺层分析理论来专门计算复合材料叶片结构力学属性的程序。这个程序能计算出叶片各截面上的单位叶长质量、转动惯量、挥舞刚度、摆振刚度、扭转刚度和拉伸刚度等反映叶片结构性能的力学属性．该程序是ＤＯＳ界面的文本交互程序，其执行时需要预先建立好输入文件：叶片主输入文件（＃＃＃．Ｐｉｃ ）、材料属性文件（ｍａｔｅｒｉａｌ．ｉｎｐ ）、铺层工艺文件（＊＊＊．ｉｎｐ）和翼形几何坐标数据文件。然后调用Ｐｒｅｃｏｍｐ主程序计算出叶片力学属性，得到分析报告文件（＃＃＃．ｇｅｎ）ｏ第６章讨论６．３ ６６０ＫＷ加泡沫芯叶片截面特性计算 对空心叶片进行泡沫填充，用这种结构来增加整个叶片的截面刚度特性等，提高叶片总体刚度，增加承载能力，同时防止局部失稳。泡沫芯结构在这些方面的提高程度可以通过对加泡沫芯这种结构的计算来定量或定性的比较出这两种不同结构的优劣性，或者哪种结构某一方面的优越性能。 利用程序ｐｒｅｃｏｍｐ对密度为５０Ｋｇ／ｍ＇，弹性模量为４． ５ＭＰａ的泡沫芯叶片截面的弯曲刚度和扭转刚度进行计算，得到结果见表６．２．ｓｐａｎ＿ｌｏｃｃｈｏｒｄｔｗ＿ａｅｒｏ表６． ２截面参数（）－００．０２４０．０２７０．０３３０．０３９０．０４０．１１４０．２１８０．３２３０．４２７０．５３１．）（０．６６４０．６６４０．６６４０．６６４０．６６４０．６６４１．０９５１．６８１．５３９（ｄｅｇ）００００００２０．３９１６．０２１１．６５６．９６１．９８－１．８８－３．３７－３．４１－３．４５－３．４６－３．４７ｅｉ ｆｌ即（Ｎ．２）５．６９Ｅ＋０７５．６９Ｅ＋０７ｅｉ＿ｌａｇ（Ｎｍ－２）２． ７７Ｅ＋０７ｇｉ口ａｓｓ（Ｎｍ＇２）９．６１Ｅ＋０６９． ６１Ｅ＋０６９．６１Ｅ＋０６９． ６１Ｅ＋０６９． ６１ Ｅ＋０６（Ｋｇ／ｍ）５５．５９５５．５９５５．５９５５．５９５５．５９２． ７７Ｅ＋０７７７Ｅ＋０７５． ６９Ｅ＋０７２． ５．６９Ｅ＋０７２． ７７Ｅ＋０７５．６９Ｅ＋０７５．６９Ｅ＋０７２． ７７Ｅ＋０７２． ７７Ｅ＋０７７． ３５Ｅ＋０７９．６１Ｅ＋０６１． ８１Ｅ＋０７５５．５９８３．５１１２．８８８．５５６７．７４３．８３０．９１７．０１０．７５．１７Ｅ＋０７３．９９Ｅ＋０７２． ７２Ｅ＋０７１．１３Ｅ＋０７３．７１Ｅ＋０６２． ０３Ｅ＋０８１． ５３Ｅ＋０８７．８８Ｅ＋０７２．６３Ｅ＋０７１． ９５Ｅ＋０７１．２５４０．９９０．７９０．６１０．４５５０．４５４０．４５４０．４５３８．２２Ｅ＋０６２．９１Ｅ＋０６３． ２５Ｅ＋０７１．５７Ｅ＋０７０．６３５０．７３９０．８４４０．９４８０．９８３１１． ２７Ｅ＋０６１． １１Ｅ＋０６３． ３３Ｅ＋０５１． ０８Ｅ＋０５３． ２７Ｅ＋０５４．４５Ｅ＋０６８．９１Ｅ＋０４６． １６Ｅ＋０４４． ４３Ｅ＋０４２． ７２Ｅ＋０４１． ７３Ｅ＋０６１．６１Ｅ＋０６９．０４Ｅ＋０４８． ７３Ｅ＋０４８． ５７Ｅ＋０４８．８６．５５．１１． ２７Ｅ＋０６１． １１Ｅ＋０６ 利用程序ｐｒｅｃｏｍｐ对密度为３０Ｋｇ／ｍ＇，弹性模量为１． ５ＭＰａ的泡沫芯叶片截面的弯曲刚度和扭转刚度进行计算，得到结果见表６．３．ｓｐａｎ－ｌｏｃ（）－００．０２４０．０２７ｃｈｏｒｄｔ百ａｅｒｏ表６． ３截面参数ｅｉ＿ ｆｌａｐ（Ｎｏ－２）５．４１Ｅ＋０７５．４１Ｅ＋０７５．４１Ｅ＋０７７４ｅｉ－ｌａｇｇｉ口ａＳＳ（ｍ）０．６６４０．６６４０．６６４（ｄｅｇ）０００（Ｎ口２）２． ４９Ｅ＋０７２． ４９Ｅ＋０７（Ｎｍ－２）６．８２Ｅ＋０６６．８２Ｅ＋０６６．８２Ｅ＋０６（Ｈｇ／ｍ）５．２８Ｅ＋０１５． ２８Ｅ＋０１５． ２８Ｅ＋０１２． ４９Ｅ＋０７第６章讨论０．０３３０．０３９０．０４０．１１４０．２１８０．３２３０．４２７０． ５３１０．６３５０．７３９０．８４４０．９４８０．９８３１０．６６４０．６６４０．６６４１．０９５１．６８１．５３９１．２５４０．９９０．７９０．６１０．４５５０．４５４０．４５４０．４５３０００２０．３９１６．０２１１．６５６．９６１．９８－１．８８－３．３７－３．４１－３．４５－３．４６－３．４７５． ４１Ｅ＋０７５． ４１Ｅ＋０７５． ４１Ｅ＋０７４． ８７Ｅ＋０７２。４９Ｅ＋０７６．８２Ｅ＋０６５．２８Ｅ＋０１２． ４９Ｅ＋０７２． ４９Ｅ＋０７６．８２Ｅ＋０６６．８２Ｅ＋０６９．８８Ｅ＋０６１．１３Ｅ＋０７５． ２８Ｅ＋０１５． ２８Ｅ＋０１７． ４９Ｅ＋０１６． ５４Ｅ＋０７１． ８７Ｅ＋０８１． ４１Ｅ＋０８３．６７Ｅ＋０７２． ５５Ｅ＋０７１． ０８Ｅ＋０７３． ６０Ｅ＋０６１． ２４Ｅ＋０６３． ２０Ｅ＋０５８．６８Ｅ＋０４１． ０２Ｅ＋０２８．２３Ｅ＋０１８．４２Ｅ＋０６７． ３７Ｅ＋０７３．０６Ｅ＋０７１． ５０Ｅ＋０７３．６４Ｅ＋０６６．２８Ｅ＋０１１． ２８Ｅ＋０６４． １０Ｅ＋０１４．９５Ｅ＋０５１．４１Ｅ＋０５２． ９３Ｅ＋０１４． ２２Ｅ＋０６１． ６６Ｅ＋０６１． ５４Ｅ＋０６１． ２０Ｅ＋０６１． ６１Ｅ＋０１４．６４Ｅ＋０４３． ９５Ｅ＋０４１．０２Ｅ＋０１８． ５５Ｅ＋００６．２０Ｅ＋００４． ８０Ｅ＋００５．９７Ｅ＋０４４． ２４Ｅ＋０４３．６５Ｅ＋０４３．４９Ｅ＋０４２． ５３Ｅ＋０４１． ０４Ｅ＋０６６．４叶片参数比较将加泡沫芯和空心叶片的截面参数进行对比（见图６．７， ６．８， ６．９， ６．１０），可以看出加泡沫芯的叶片在刚度上均有所提高，同时质量也有大幅度增加。６．１０＇怡２＼含洲』！叫９５．１０＇泡沫芯密度为５０Ｋｇ／ｍ３泡沫芯密度为３０Ｋｇ／ａ＇叙１ｕ＇３．１０＇２．１０＇１ｘ１４０．００．２０．ａ０． ６ ０．８ １刀ＣＯＩ－ｎａｐＳ 图６．７挥舞刚度分布图７５第６章讨论 一￣— 一一１ｗｏ耳二二二二二二二二二二二二二二二二二二二二二二二二二二二、ＩｌＺ护２洛，加１ｄ月ｔ血１ｄ一一中空叶片１侣，月．１ｄ一＊一泡沫芯密度为５０Ｋｇ／ｍ＇一‘一泡沫芯密度为３０Ｋｇ／ｍ＇ｔ翻１０＇勺加１ｄ．加１０＇．加１ｄ４．ｆｆｏ＇盆刃圈１０＇０．０ ０．Ｌ０氏２ＯＡ０月０刀ｔｏｓｐａｎ一 ｌｏｃ３加ｌ０图６．８摆振刚度分布图２月．Ｗ一一空心叶片一＊一泡沫芯密度为５０Ｋｇ／ｍ＇２．加ｍ＇一一泡沫芯密度为３０Ｋｇ／ｍ＇，．翻１０＇１．０１０＇厂一人＼５．ＯｉＷ０．００．００．２ ０．ｓ ０．８０． ８ １乃ｓｐａｎ＿ｌｏｃ图６． ７扭转刚度分布伪空心叶片（曰谧仙泡沫芯密度为５０Ｋｇ／ｍ＇泡沫芯密度为３０Ｋｇ／ｍ＇思ｓｏ／５５留ｍ们匆０｝ＯＡ０．２氏月０月ｓｐａｎｌ０ｏ．８ｃ１力图６．８质量分布图７６飞／５仍。ｕ妇如叫尸ＳｕＱ叫功』召第６章讨论表６．３叶片参数对比６６０空心叶片安全系数２６６０加泡沫芯泡沫芯密度为３０Ｋｇ／ｍ＇泡沫芯密度为５０ Ｋｇ／ｍ＇２２叶尖位移／绕度固有挥舞振动频率摆振／Ｈｚ扭转振动屈曲荷载因子２，８１３ｍ／１４％０．９５ ／１．８８ ／２．３２６．０１／７．２０１１．３６ ／１２．５９１．２１２．６５５ ｍ／１３．瑞０．９４／２．００／２．４６６．３５／７．７８１５．６８／１６．２５２．５７６ｍ／１２．既０．９３／１．９８／２．４３６．２１／７．６９１５．６１／１６．３７在安全系数内不发生９５４在安全系数内不发生１０３５质量／Ｋｇ８３３ 从表６．３的两种不同结构的叶片参数对比可以明显看出，在安全系数均为２．０时，空心叶片的叶尖绕度变形为１４／ｏ，密度为３０Ｋｇ／ｍ＇泡沫芯叶片在极限荷载下叶尖的绕度变形为１３．２％，泡沫芯叶片在刚度上提高０．８％，密度为５０Ｋｇ／ｍ＇泡沫芯叶片在极限荷载下叶尖的绕度变形为１２．８％，泡沫芯叶片在刚度上提高了１．２％。在固有频率方面，都很好的避免了共振现象，泡沫芯叶片的高阶频率比空心叶片的高阶频率都有着提高。在局部稳定性分析中，泡沫芯叶片在安全系数２．０内并不发生失稳。同时通过扭转刚度图６．７可以计算出３０Ｋｇ／ｍ＇泡沫芯叶片比空心叶片的扭转刚度提高了１．３倍，５０Ｋｇ／ｍ＇泡沫芯叶片比空心叶片的扭转刚度提高了４．０倍。从这些分析对比我们可以看出在满足设计的强度、刚度和稳定性时，实心叶片的整体刚度和稳定性比空心叶片有所提高，从质量上分析，密度为５０Ｋｇ／ｍ＇泡沫芯叶片比空心叶片质量增加了２４％，密度为３０Ｋｇ／ｍ＇泡沫芯叶片比空心叶片质量增加了１４０／ａ。通过比较可以看出密度为３０Ｋｇ／ｍ＇泡沫芯叶片在挥舞刚度、摆振刚度、扭转刚度等整体性能上比空心叶片要优良得多。因此在进行大型叶片结构设计时可以适当的选取填充低密度泡沫芯材料来增加其整体性能，这样也比较经济，能适当的降低成本，是一种比较可行的方法。第７章结论与展望第７章结论与展望７．１结论本文将复合材料细观力学非线性本构理论桥联模型与有限元软件ＡＢＡＱＵＳ通 过用户子程序ＵＧＥＮＳ结合起来对一次成型技术所制备的风力发电机叶片进行极限强度分析。研究了这种具有三维复杂构形的复合材料风机叶片的逐次破坏过程和极限承载能力的预测。预报出了复合材料复杂叶片结构的整体承载能力及叶片破坏所处的位置，为正确评估和合理设计风机叶片结构提供了一种简便有效的分析方法。并针对不同型号的风机叶片如小型风机叶片２０ＫＷ和大型风机叶片６６０ＫＷ做了全面的分析计算，同时针对空心结构叶片和加泡沫芯两种结构的叶片进行了对比分析。本文得到了以下几点结论：１．本文所引入的桥联模型本构理论很好的反映了层合板的刚度衰减，体现了 材料的非线性特性，同时在线弹性范围内ＵＧＥＮＳ和ＡＢＡＱＵＳ的计算结果是一致的。２．将桥联模型与有限元软件ＡＢＡＱＵＳ通过用户子程序ＵＧＥＮＳ结合起来对风力 发电机叶片结构进行极限强度分析。只需提供纤维和基体的材料性能参数、纤维体积含量以及蒙皮和增强筋的铺层数据包括铺设角、层厚和铺层数，就可预报出复合材料复杂叶片结构的整体承载能力以及叶片破坏所处的位置，为正确评估和合理设计风机叶片结构提供了一种简便有效的分析方法．３．这种分析方法通过对２０ＫＷ叶片和６６０ＫＷ叶片的全面计算分析实现了对新 型复合材料叶片结构的极限分析和合理设计，提高了叶片的强度和刚度，有效降低了叶片的重量。４．一次成型技术明显优于传统的多步分段成型技术，这有利于风力机的国 产化和批量生产，具有很高的经济价值。７．２展望由于国内在风力机自主开发工作并不是非常成熟，加上作者缺乏风力机的实 际设计经验，而且受到时间限制，可参考的资料不足，所以在本研究中难免存在缺陷和不足．根据本课题研究时发现的问题提出以下建议，以便能够开展后继工作。第７章结论与展望本文主要是将非线性本构理论引入ＡＢＡＱＵＳ来进行叶片的结构设计和极限强 度分析，而现实中的叶片设计所考虑的因素有很多。但是有时为了能够更加精确的计算出极限荷载，就需要考虑不同工况下的承载能力，由于风力发电机组运行情况十分复杂，如果要对风机叶片进行详细的设计和认证，就需要对上百种荷载情况分别计算其在叶片上的影响和破坏，其计算工作是相当巨大的。因此，开发用于设计和预测极限承载能力的计算方法和工具是一件基础性工作．本文为这项工作做了有益的前期基础性工作，但限于时间和本人的水平，所作的工作远远不够。在本课题的研究过程中，还有许多地方有待进一步深入研究和完善。本文论 述的方法也有待于实验的检验，需要进一步的充实和完善。总之，如果要真正实现风机叶片的国产化、自主开发，还有很多工作要做。致谢致谢 弹指一挥间，两年半的研究生生活已接近尾声了．回顾这两年多的求学路，所有的学习研究都凝聚成这么薄薄的一本，高兴和欣慰之余，不禁感慨良多：“路漫漫其修远兮，吾将上下而求索”．在这条求学路上，导师黄争鸣教授给与了我莫大的鼓励、关怀和指导．从师两年多，老师渊博的学识、过人的睿智、敏捷的才恩、严谨求实的科研 态度无一不令人倾倒；您多年来在学术上矢志不渝、孜孜以求的钻研精神，高屋建饭、独树一帜的学术思想以及诲人不倦、虚怀若谷的处世风格都令我获益匪浅．言语难以表达对导师的感激之情，我将在以后的工作和学习中以不懈的努力作为对一位严爱有加的导师的回报．在此，向导师致以深深的谢意和崇高的敬意！感谢课题组的老师和兄弟姐妹，每一声关切的问候、每一次慷慨的帮助都令 我铭记于心，使我倍感温暖和欣慰！衷心感谢董国华老师、刘玲老师给予的热心指导；感谢张华山、韩晓建、潘胜强、刘强等师兄给予的关心和帮助；感谢同窗朱平、陈英、杨田甜、李亭等给予的关注和支持；感谢徐贵营、梁燕民、周烨听等师弟师妹在论文工作中给予的协助和建议！衷心地感谢课题组的每一位成员！感谢２００４级硕士全班同学，我们一起愉快的生活、学习、品味人生，能和你们一起是我人生中一笔可贵的财富．感谢长期以来对我默默支持无私奉献的家人：感谢我的父母，让我放飞理想， 追寻未来，实现自我价值，没有慈母手中线就没有我今天的一切，浓浓的亲情伴着我走到天涯海角．感谢所有那些给过我支持和帮助的人们！感谢同济，我匆匆行路上的释站！我静静停留过的港清！摊未有２００７年２月参考文献参考文献Ｉｌｌ薛析，朱瑞兆，扬振斌，袁春红．中国风能资源贮量估算太阳能学报，２００１， Ｖｏｌ． ２２（２）二１６７－１７０ ［２ｌ施鹏飞．从世界发展趋势展望我国风力发电前景中国电力，２００３， Ｖｏｌ． ３６（９）： ５４－６２［３］陈宗器．风力发电综述与我国的开发设想工程建设与设计，１９９９， Ｖｏｌ． １（３）： １９８－２０１［４１宋恩来．全球的风力发电发展情况．东北电力技术，２００４， Ｖｏｌ． ６（１０）：５－６［５］钱咏虹，刘军．风力发电的产业化之困．瞪望新闻周刊，２００４， Ｖｏｌ． ９（３７）． ８－１０间陈宗器．风力发电综述与我国的开发设想．工程建设与设计，１９９７， Ｖｏｌ． １（３）－ １９８－２０１叨Ｊ． Ｄｒｉｌｌｉｓｃｈ ，Ｒ． Ｐｏｓｏｒｓｋｉ． Ｃｈａｎｃｅｓ ａｎｄ Ｒｉｓｋｓ ｏｆ Ｗｉｎｄ Ｅｎｅｒｇｙ ｉｎ Ｄｅｖｅｌｏｐｉｎｇ Ｃｏｕｎｔｒｉｅｓ ａｎｄＥｍｅ ｒｇｉｎｇ Ｍａｒｋｅｔｓ ｗｉｔｈ Ｓｐｅｃｉａｌ Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｔ ｏ Ｃｈｉｎａ．中国太阳能协会会议，２００４［８］ Ｚｅｒｖｏｓ凡Ｔｈｅ ｆｕｔｕｒｅ ｏｆ ｗｉｎｄ 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Ｎｏｎｌｉｎｅａｒ Ａｅｒｏｅｌａｓｔｉｃ Ｅｑｕａｔｉｏｎｓ ｏｆ Ｍｏｔｉｏｎ ｏｆ Ｔｗｉｓｔｅｄ， Ｎｏｎ－ｕｎｉｆｏｒｍ， ＦｌｅｘｉｂｌｅＨｏｒ ｉｚｏｎｔａｌ－Ａｘｉｓ Ｗｉｎｄ Ｔｕｒｂｉｎｅ Ｂｌａｄｅｓ． ＮＡＳＡ－ＣＲ－Ｉ５９５０２，ＤＯＥＪＮＡＳＡ／３１３９－１， １９７９［３５］ Ｗｅｎｄｅｌｌ Ｊ Ｈ． Ａｅｒｏｅｌａｓｔｉｃ Ｓｔａｂｉｉｌｙｔｏ ｆ Ｗｉｎｄ Ｔｕｒｂｉｎｅ Ｒｏｔｏｒ Ｂｌａｄｅ． Ｗｉｎｄ Ｅｎｅｒｇｙ Ｃｏｎｖｅｒｓｉｏｎ，Ｖｏｌ ．Ｘ， ＡＳＲＬ ＴＲ－１８４－１６，１９７８［３６］ ＫｏｔｔａｐａｌｉｌＳ Ｂ凡Ｆｒｉｅｄｍａｎｎ Ｐ， Ｒｏｓｅｎ Ａ． Ａｅｒｏｅｌａｓｔｉｃ Ｓｔａｉｂｌｉｙｔａ ｎｄ Ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆＨｏｒ ｉｚｏｎｔａｌ－Ａｘｉｓ Ｗｉｎｄ Ｔｕｒｂｉｎｅ Ｂｌａｄｅｓ． ＡＩＡＡＪｏｕｒｎａｌ， １９７９，１７（１２）：１３８１－１３８９［３７］ ＭｉｌｌｒｅＲ Ｈ， Ｄｕｇｕｎｄｊｉ Ｊ， Ｃｈｏｐｒａ Ｉ， Ｓｈｅａ Ｄ． Ｄｙｍａｎｉｃｓ ｏｆ Ｈｏｒｉｚｏｎｔａｌ Ａｘｉｓ Ｗｉｎｄ Ｔｕｒｂｉｎｅｓ．Ｗｉ ｎｄ Ｅｎｅｒｇｙ Ｃｏｎｖｅｒｓｉｏｎ， Ｖｏｌ． ＩＩＩ， ＭＩＴＡＳＲＬＴＲ－１８４－９， １９７８［３８］ Ｃｈｏｐｒａ １． Ｆｌａｐ－Ｌａｇ－Ｔｏｒｓｉｏｎ Ｆｌｕｔｔｅｒ Ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ａ Ｃｏｎｓｔａｎｔ ＬｉｔｆＲｏｔ ｏｒ． ＮＡＳＡＣＲ－１ ５２２４４，１９７９［３９］ Ｃｈｏｐｒａ １． Ｎｏｎｌｉｎｅａｒ Ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆ Ｗｉｎｄ Ｔｕｒｂｉｎｅ Ｒｏｔｏｒ． Ｗｉｎｄ Ｅｎｅｒｇｙ Ｃｏｎｖｅｒｓｉｏｎ，Ｖｏｌ． ＶＩ，ＭＩＴＡＳＲＬＴＲ－１８４－１２， １９７８［４０］李本立，安玉华．风力机气动弹性稳定性的研究．太阳能学报，１９９６，１７（４）（４１］曹人靖，刘冥．基于压力表示法的水平轴风力机风轮气动弹性稳定性模型及应用．太阳能学报，２００３， ２４（２）： ２２７－２３１［４２］陈佐一，魏芳．作用在风力机振荡叶片上的二维非定常气动力．空气动力学学，１９８７， ５（１）：１１一１［４３］章伟星，许发彦，陈有芳等．６００ｋＷ风力发电机叶片计算评估田．风力发电，２００１， （２）：３７－４２ 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ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｗｉｎｄ ｔｕｒｂｉｎｅ ｂｌａｄｅ ｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇｖａ ｒｉｏｕｓ ｌｏａｄ ｃａｓｅｓ ａｎｄ ｆａｉｔｇｕｅ ｌｉｆｅ． Ｅｎｅｒｇｙ ， ２００５， ３０（１１）： ２１０１－２１１４［５３］ Ｒａｏ，ＫＰｒａｂｈａｋａｒａ． Ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｔｈｅ ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍ， ｐｌａｔｅ ａｎｄ ｓｈｅｌｌｓ ｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｕｓｉｎｇ ｓｏｍｅ ｓｐｅｃｉｉｆｃａｌｙ ｅｄｖｅｌｏｐｅｄ ｆｎｉｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔｓ． Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ ｓｐａｃｅｃｒａｆｔｔ ｅｃｈｎｏｌｏｇｙ， ２０００，１０（２）：１－１３［５４１ Ｂｏｇｄａｎｏｖｉｃｈ， Ａ． Ｅ． ａｎｄ Ｐａｓｔｏｒｅ， Ｃ． Ｍ． Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ｏｆ ｔｅｘｔｉｌｅ ａｎｄ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｗｉｔｈ即ｐｌ ｉｃａｉｔｏｎｓ ｔｏ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ａｎａｌｙｓｉｓ． Ｃｈａｐｍａｎ违Ｈａ从Ｌｏｎｄｏｎ，１９９６［５５１王Ｗｌ成．有限单元法清华大学出版社，２００５（５６］ ＬａｄｅａｎＲ， ＭｃＫｉｔｔｒｉｃｋ． Ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ａ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｂｌａｄｅ Ｄｅｓｉｇｎ ｆｏｒ ｔｈｅ ＡＯＣ１５１５０ Ｗｉｎｄ ｔｕｒｂｉｎｅ ｕｓｎｉｇａ ｉｆｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ． ＳＡＮＤＩＡ， Ｍａｙ，２００１： １４４１－２００１［５７］ ＰＧ．ｉｃｅｎｔＶｅ，Ａ．ｖｅｄｍａ ａｎｄ ＲＨｏｍ．Ｏｓｃｉｌｌａｔｉｎｇ ｔｕｒｂｕｌｅｎｔ ｌｆｏｗ ｏｖｅｒ ｄｉｆｅｒｅｎｔ ＮＡＣＡ ｐｒｏｆｉｌｅｓ：ａ ｉｆｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ａｐｐｒｏａｃｈ ｔｏ ｄｙｎａｍｉｃ ｓｔａｌｌ．Ｅｕｒｏｐｅａｎ Ｗｉｎｄ Ｅｎｅｒｇｙ Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ ，１ ９９９［５８］ Ｗｉｎｄ Ｅｎｅｒｇｙ Ｃｏｖｅｒｓｉｏｎ Ｓｙｓｔｅｍｓ Ｌ．Ｌ．Ｆｒｅｒｉｓ ， １９８９［５９］ Ｓａｃｋｓ ＡＤ－１吨Ｄ Ｈ． Ｄｉｒｅｃｔ ｄｒｉｖｅ ｃｒｙｏｇｅｎｉｃ １ＣＦ ｃａｐｓｕｌｅｓ ｅｍｐｌｏｙｉｎｇ Ｄ－Ｔ ｗｅｔｔｅｄ ｆｏａｍ．Ｎｕｃｔ ｅａｒＦｕｓｉｏｎ，１９８７， 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