葉片應(yīng)變隨側(cè)風(fēng)角度變化的特征分析

馬劍龍， 李佩林， 呂文春,3， 白葉飛， 張彥奇， 汪建文

(1．內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，呼和浩特 010051；2．風(fēng)能太陽能利用技術(shù)教育部重點實驗室，呼和浩特 010051；3．內(nèi)蒙古機電職業(yè)技術(shù)學(xué)院 冶金與材料工程系，呼和浩特 010070)

葉片應(yīng)變隨側(cè)風(fēng)角度變化的特征分析

馬劍龍1,2， 李佩林1， 呂文春1,3， 白葉飛1,2， 張彥奇1， 汪建文1,2

(1．內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，呼和浩特 010051；2．風(fēng)能太陽能利用技術(shù)教育部重點實驗室，呼和浩特 010051；3．內(nèi)蒙古機電職業(yè)技術(shù)學(xué)院 冶金與材料工程系，呼和浩特 010070)

利用TST5925裝置和PULSE19裝置構(gòu)建了葉片表面應(yīng)變與發(fā)電機、塔架、基座振動加速度的同步監(jiān)測系統(tǒng)，針對直徑1.4 m的小型水平軸風(fēng)力機側(cè)風(fēng)工況下葉片氣動中心線及葉根附近位置的應(yīng)變進行測試與分析。證實了最惡劣側(cè)風(fēng)角的存在，處于該側(cè)風(fēng)角度時葉片承受的側(cè)風(fēng)激振力最強，離心力是導(dǎo)致葉片最惡劣側(cè)風(fēng)角發(fā)生遷移的主要誘因。揭示了來流風(fēng)速及葉片轉(zhuǎn)速一定的情況下，葉片不同位置所對應(yīng)的最惡劣側(cè)風(fēng)角不盡相同，低轉(zhuǎn)速時葉根附近所對應(yīng)的最惡劣側(cè)風(fēng)角往往小于葉尖和葉中部，但其隨離心力變化的響應(yīng)速度卻較其它位置敏感。遠(yuǎn)離最惡劣側(cè)風(fēng)角時，應(yīng)變值隨轉(zhuǎn)速的變化近似成線性；逐漸靠近該側(cè)風(fēng)角時，側(cè)風(fēng)激振力對葉片應(yīng)變的影響顯著增強，并導(dǎo)致其產(chǎn)生強烈脈動。

葉片應(yīng)變；側(cè)風(fēng)角度；同步監(jiān)測；最惡劣側(cè)風(fēng)角；側(cè)風(fēng)激振力

風(fēng)力機運行在自然風(fēng)環(huán)境中，風(fēng)向頻繁變化是常態(tài)，不論是受偏航系統(tǒng)調(diào)向控制的大、中型水平軸風(fēng)力機，還是受尾舵控制調(diào)向的小型水平軸風(fēng)力機，其實際運行工況均不可避免地受到來流風(fēng)載方向變化的影響，即在運行中伴隨著頻繁變化的偏側(cè)風(fēng)導(dǎo)致的外界激勵作用。已有研究揭示，偏側(cè)風(fēng)是導(dǎo)致風(fēng)力機產(chǎn)生激振，進而發(fā)生共振、顫振最為主要的原因之一，也是風(fēng)力機發(fā)生疲勞損傷和運行失穩(wěn)的主要誘因[1]。葉片作為風(fēng)力機的主要動力部件，是風(fēng)力機發(fā)生振動的主要誘因，因此獲得葉片結(jié)構(gòu)動態(tài)參數(shù)隨工況變化的響應(yīng)特征是解決風(fēng)力機結(jié)構(gòu)安全性和運行穩(wěn)定性的基礎(chǔ)[2]，應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)作為分析葉片疲勞損傷和運行失穩(wěn)的重要基礎(chǔ)參數(shù)則更應(yīng)被深入研究，特別是隨著風(fēng)力機大型化和小型多用途化發(fā)展趨勢的加劇，諸多優(yōu)質(zhì)氣動性能風(fēng)力機由于結(jié)構(gòu)動力學(xué)特性設(shè)計失敗或運行控制方案失當(dāng)而造成產(chǎn)品夭折的事實已充分證實了這一問題的重要性。然而，側(cè)風(fēng)條件下葉片應(yīng)力應(yīng)變的動態(tài)響應(yīng)屬于典型的流固耦合問題。數(shù)值計算方面，受限于基礎(chǔ)理論發(fā)展的滯后，有效解耦合方法的開發(fā)仍處于起步階段，且缺乏實驗數(shù)據(jù)對其可靠性的驗證；實驗方面，風(fēng)力機屬旋轉(zhuǎn)機械，受限于無線遙測技術(shù)在風(fēng)力機應(yīng)用中適應(yīng)性發(fā)展的滯后，使得相關(guān)測試技術(shù)困難較多且少有突破性進展。

國外相關(guān)方面的研究起步相對較早，技術(shù)相對先進且多樣化，典型的相關(guān)研究如：WATANABE等[3]揭示了側(cè)風(fēng)扭矩是導(dǎo)致風(fēng)力機疲勞損傷的重要原因之一；SCHRECK等[4]基于水平軸風(fēng)力機偏航條件下的動態(tài)失速效應(yīng)揭示了失速渦存在變形和放大效應(yīng)，會造成葉片法向受力增大。MICALLEF等[5]發(fā)現(xiàn)側(cè)風(fēng)條件下葉根和葉尖存在復(fù)雜流動區(qū)，且與葉片振動存在關(guān)聯(lián)性。VELAZQUEZ等[6-7]針對側(cè)風(fēng)狀態(tài)下的水平軸風(fēng)力機提出了非線性變化的錐形掠截面的陀螺效應(yīng)的概率分析方程，并通過實驗?zāi)B(tài)分析了葉片的動態(tài)特性。BASSETT等[8]運用小波分解分析了側(cè)風(fēng)狀態(tài)下風(fēng)力機的振動響應(yīng)。NARAYANA等[9]證實了偏航行為對風(fēng)力機結(jié)構(gòu)安全性的影響，并開發(fā)了一個考慮尾舵動態(tài)響應(yīng)的簡易模型用于小型水平軸風(fēng)力機偏航行為的描述。GHARALI等[10]針對直徑2 m帶尾舵的風(fēng)力機揭示了降低偏航力矩會增大轉(zhuǎn)子的最大橫擺率。

國內(nèi)相關(guān)方面的研究工作起步較晚，研究成果相對較少，典型研究如：柯世堂等[11]進行了偏航狀態(tài)下風(fēng)力機塔架-葉片耦合結(jié)構(gòu)氣彈響應(yīng)分析；楊軍等[12]進行了偏側(cè)風(fēng)對風(fēng)力機氣動性能影響的分析；查顧兵等[13]進行了水平軸風(fēng)力機側(cè)風(fēng)狀態(tài)下動態(tài)失速模型分析。

綜合文獻分析可知，針對葉片應(yīng)變響應(yīng)隨側(cè)風(fēng)角度變化特征方面的研究仍處于起步階段，葉片應(yīng)變響應(yīng)隨側(cè)風(fēng)角度變化的關(guān)聯(lián)性和關(guān)聯(lián)機理仍不明確。

1 測試試驗

1.1 測試對象及測試系統(tǒng)

測試對象為小型水平軸風(fēng)力機，風(fēng)輪直徑1.4 m，葉片材質(zhì)為木質(zhì)，測試系統(tǒng)如圖1所示。

1.風(fēng)洞；2.支架；3.葉片；4.導(dǎo)流罩；5.發(fā)電機；6.尾舵；7.塔架；8.基座；9.主控電腦；10.同步觸發(fā)器；11.應(yīng)變值采集控制電腦；12.無線信號接收器；13.無線信號發(fā)射器；14.加速度值采集控制電腦；15.數(shù)據(jù)采集箱；16.數(shù)據(jù)采集卡；17.數(shù)據(jù)線；18、19、20.加速度傳感器；21.側(cè)風(fēng)角調(diào)控裝置。圖1 測試系統(tǒng)Fig.1 Testsystem

測試系統(tǒng)可實現(xiàn)葉片表面動態(tài)應(yīng)變值與發(fā)電機、塔架、基座振動加速度值的同步監(jiān)測，原理如下：

1)風(fēng)洞裝置通過變頻器調(diào)控洞體內(nèi)軸流式風(fēng)機的轉(zhuǎn)速控制風(fēng)力機前來流風(fēng)速的大?。?/p>

2)測試開始時，測試員通過主控電腦發(fā)出測試指令，主控電腦觸發(fā)同步觸發(fā)器同時發(fā)出測試指令給應(yīng)變值采集控制電腦和加速度值采集控制電腦；

3)應(yīng)變信號由布置于葉片表面的應(yīng)變片發(fā)出，信號通過排線(漆包線)傳遞給布置于發(fā)電機前端主軸上的無線信號發(fā)射器，無線信號被無線信號接收器捕獲，并經(jīng)網(wǎng)線傳遞給應(yīng)變值采集控制電腦進行記錄；

4)加速度信號由布置于發(fā)電機、塔架、基座上的加速度傳感器發(fā)出，信號通過數(shù)據(jù)線傳遞給數(shù)據(jù)采集卡片，數(shù)據(jù)采集卡片定位于數(shù)據(jù)采集箱內(nèi)，并經(jīng)網(wǎng)線將加速度信號傳遞給加速度值采集控制電腦。

1.2 測試裝置及測點分布

應(yīng)變值采集裝置采用旋轉(zhuǎn)機械應(yīng)力應(yīng)變遙測分析系統(tǒng)TST5925完成，測試原理如圖2所示，該系統(tǒng)為國內(nèi)首臺專門針對風(fēng)力機葉片動態(tài)應(yīng)力應(yīng)變信號采集設(shè)計的裝置。

圖2 應(yīng)變值測試系統(tǒng)測試原理Fig.2 Testing principle of strain value testing system

加速度值采集裝置采用丹麥B&K公司最新研發(fā)的PULSE19結(jié)構(gòu)振動分析系統(tǒng)，測試原理如圖3所示；同步觸發(fā)控制軟件由作者所在課題組自行編程設(shè)計。

應(yīng)變片布置如圖4所示。

圖3 加速度值測試系統(tǒng)測試原理Fig.3 Test principle of acceleration value test system

圖4 應(yīng)變測點分布Fig.4 Measuring-point distribution of strain

1～7號測點沿葉展均布于葉片氣動中心線上；1、8、9號測點分布于同一翼型面上，1號測點靠近前緣，9號測點靠近后緣，應(yīng)變片布置方向沿葉展方向，采用半橋接法，排線附著于葉片表面，為盡可能減小排線布置對葉面流場的影響，排線采用直徑0.1 mm的超細(xì)漆包線，并采用強效玻璃膠形成薄膜層固封漆包線。

加速度信號由6個加速度傳感器感知，布置位置依編號為：1.發(fā)電機側(cè)部前端；2.發(fā)電機頂端中部；3.塔架上部；4.塔架中部；5.塔架下部；6.基座邊緣。作者在之前的研究中已證實1號傳感器可較好地反映風(fēng)輪振動的強弱(相關(guān)內(nèi)容可參見作者之前刊發(fā)論文)，本文中仍以1號傳感器所捕獲的信號進行分析，用以判別當(dāng)葉片應(yīng)變值增大時，風(fēng)輪整體振動強度是否增強，進而驗證應(yīng)變值獲取的可靠性。傳感器采用B&K分司的三向加速度傳感器，可同時捕獲測點處三個空間方向上的加速度值，傳感器通過卡槽固定在墊片內(nèi)，墊片通過502膠固接在測點處。

試驗在內(nèi)蒙古自治區(qū)新能源示范基地所屬B1/K2型低速低湍流風(fēng)洞開口實驗段前，小型風(fēng)力機專用測試臺架上完成。該風(fēng)洞開口實驗段內(nèi)徑為2 m，可提供0～20 m/s的均勻來流。風(fēng)輪依實際運行工況安裝，風(fēng)輪和發(fā)電機主軸間通過螺栓連接，無線信號發(fā)射器通過螺栓和卡盤與發(fā)電機主軸固接，發(fā)電機安裝于塔架上。側(cè)風(fēng)角度調(diào)控裝置采用抱箍原理，通過抱箍松弛可實現(xiàn)風(fēng)輪與塔架相對角度的調(diào)節(jié)，即側(cè)風(fēng)角度的調(diào)節(jié)，通過抱箍的預(yù)緊可實現(xiàn)發(fā)電機下端與塔架之間的固接，進而實現(xiàn)側(cè)風(fēng)角度的固定。

發(fā)電機輸出參數(shù)的采集由美國Fluke公司研制的高精度六相功率檢測分析系統(tǒng)Norma5000完成，該裝置可快速、高效、精確地捕獲發(fā)電機的電頻率、功率、電流、電壓等多種輸出參數(shù)，設(shè)備如圖5所示。

風(fēng)洞開口實驗段風(fēng)速的標(biāo)定由熱線風(fēng)速儀完成。同一來流風(fēng)速、同一側(cè)風(fēng)角度時，風(fēng)輪轉(zhuǎn)速的調(diào)節(jié)通過調(diào)節(jié)發(fā)電機外接電耗負(fù)載的接入阻值實現(xiàn)，具體由自制RLC負(fù)載箱完成，如圖6所示。

測試前對風(fēng)輪進行動平衡處理。來流風(fēng)速選取5～10 m/s，葉尖速比選取5～7，側(cè)風(fēng)角度選取5°～30°，各工況下數(shù)據(jù)采集時長為30 s，測試現(xiàn)場如圖7所示。

圖5 Fluke Norma5000Fig.5 Fluke Norma5000

圖6 負(fù)載箱Fig.6 Load box

圖7 測試現(xiàn)場Fig.7 Test site

1.3 幾點說明

(1)圖7中(a)、(c)、(f)分圖均可見攝像機裝置，為德國LaVison公司研制的高頻PIV系統(tǒng)，每秒最多可拍攝1萬張照片，可很好地實現(xiàn)流場的動態(tài)監(jiān)測。圖7所示試驗方案涉及流場、葉片應(yīng)變、發(fā)電機/塔架/基座加速度三類信號的同步監(jiān)測，課題源于作者所承擔(dān)的國家自然科學(xué)基金項目。本文主要研究內(nèi)容為該項目的一部分，不涉及流場參數(shù)相關(guān)內(nèi)容，故未作介紹。

(2)三支葉片應(yīng)變測點分布并不相同，實際測點數(shù)要多于圖4所示。由于本文主要內(nèi)容只涉及如圖4所示9處測點，故對其它測點未作介紹。

(3)三支葉片布點后的動平衡處理由PULSE設(shè)備進行測試并借助美國Vibrant公司研制的ME’scopeVES動態(tài)特性分析軟件實現(xiàn)，由于過程較為繁雜且不為本文研究內(nèi)容主體工作，故在此不作贅述。

(4)風(fēng)輪轉(zhuǎn)速由發(fā)電機電頻率及電極數(shù)間接獲得。

2 測試結(jié)果分析

2.1 最惡劣側(cè)風(fēng)角

定義：應(yīng)變值用με表示，側(cè)風(fēng)角用β表示。

以來流風(fēng)速為8 m/s，風(fēng)輪葉尖速比為5～7為例，葉片表面9處測點30 s內(nèi)應(yīng)變值的均值如圖8所示。

圖8 應(yīng)變值隨側(cè)風(fēng)角度的變化Fig.8 Strain changing along with crosswind angle

由圖8中各分圖可發(fā)現(xiàn)如下特征：

1)來流風(fēng)速及葉片轉(zhuǎn)速一定的情況下，存在最惡劣側(cè)風(fēng)(偏航)角，其應(yīng)變值明顯高于其它側(cè)風(fēng)角度，如圖8中各曲線均有峰值出現(xiàn)。理論分析可知，側(cè)風(fēng)角為0°或90°兩個極限值時，三支葉片關(guān)于來流風(fēng)向呈對稱或平行分布，風(fēng)輪所承受的有效氣動力關(guān)于來流風(fēng)向?qū)ΨQ或不承受氣動力，故三葉片間不存在不平衡氣動力；側(cè)風(fēng)角度不為0°或90°時，不平衡氣動載荷將誘發(fā)風(fēng)輪產(chǎn)生振動激勵，考慮到風(fēng)輪在兩個極限側(cè)風(fēng)角間的偏轉(zhuǎn)受力可視為一個連續(xù)受力過程，在兩個極限值間必然存在某個側(cè)風(fēng)角度會使葉片所承受的不平衡氣動力達到峰值，將該側(cè)風(fēng)角定義為“最惡劣側(cè)風(fēng)(偏航)角”，同時將各側(cè)風(fēng)角下的不平衡氣動力定義為“側(cè)風(fēng)(偏航)激振力”，葉片處于最惡劣側(cè)風(fēng)角時所承載的側(cè)風(fēng)激振力達到極值。

2)來流風(fēng)速及葉片轉(zhuǎn)速一定的情況下，葉片不同位置所對應(yīng)的最惡劣側(cè)風(fēng)角存在差異，低轉(zhuǎn)速時葉根附近最惡劣側(cè)風(fēng)角小于葉尖和葉中部。如圖8(a)所示，葉尖速比為5時葉根處1、8、9號測點的最惡劣側(cè)風(fēng)角為10°，明顯小于葉中及葉尖處2、3、4、5、6、7號測點所對應(yīng)的最惡劣側(cè)風(fēng)角度15°。

3)離心力是造成葉片各處最惡劣側(cè)風(fēng)變化的主要誘因，葉根處最惡劣側(cè)風(fēng)角隨離心力的變化較葉尖和葉中部敏感。葉片轉(zhuǎn)速增加時，如圖8(b)～8(e)所示，1～9號測點的最惡劣側(cè)風(fēng)角度值均有所增大，并在高轉(zhuǎn)速變?yōu)橐恢?，即葉根處所對應(yīng)最惡劣側(cè)風(fēng)角隨葉片轉(zhuǎn)速的變化相對敏感。由圖8可知，隨葉尖速比增大，各曲線峰值不僅發(fā)生右移，同時相應(yīng)增大，即葉片的受力增加?，F(xiàn)對葉片受力作如下分析：如圖9所示，葉片動態(tài)受力主要為氣動力和離心力，氣動力可分解為周向力和彎曲力，周向力驅(qū)動葉片旋轉(zhuǎn)并使葉片沿周向產(chǎn)生變形，彎曲力誘發(fā)彎曲變形，離心力導(dǎo)致拉伸變形，三類變形均會影響應(yīng)變值的獲取。理論上分析可知，來流風(fēng)速和側(cè)風(fēng)角度一定的情況下，葉片轉(zhuǎn)速增加將促使氣動力減小、離心力增大，即由氣動力所導(dǎo)致的應(yīng)變相應(yīng)減小、離心力所導(dǎo)致的應(yīng)變相應(yīng)增大。測試中也應(yīng)證了這一分析，因來流風(fēng)速和側(cè)風(fēng)角度一定時，葉片轉(zhuǎn)速的增加需通過調(diào)節(jié)發(fā)電機外接電耗負(fù)載減小電磁轉(zhuǎn)矩實現(xiàn)。由此可見，葉片應(yīng)變增大的主要誘因為離心力，這也正好解釋了為何葉根處最惡劣側(cè)風(fēng)角隨離心力的變化較葉尖和葉中部敏感。

2.2 側(cè)風(fēng)狀態(tài)下葉片的應(yīng)變特征

由圖8可發(fā)現(xiàn)如下特征：

1)最大應(yīng)變(應(yīng)力集中區(qū))總出現(xiàn)在葉片中部附近，而非人們慣性思維中的葉根部，這一發(fā)現(xiàn)可更正部分研究人員往往以葉根處作為應(yīng)力集中區(qū)的做法。

2)最惡劣側(cè)風(fēng)角附近，應(yīng)變值并非總是隨側(cè)風(fēng)角度的漸遠(yuǎn)呈單調(diào)下降，在部分轉(zhuǎn)速下應(yīng)變值會出現(xiàn)跳躍。如圖8(a)，峰值附近應(yīng)變值呈單調(diào)下降，圖8(b)峰值兩側(cè)出現(xiàn)了微弱的應(yīng)變值跳躍，圖8(c)出現(xiàn)了顯著的應(yīng)變值跳躍；圖8(d)中跳躍趨變小，圖8(e)中恢復(fù)單調(diào)下降形式。以圖8(c)為例，各測點最大應(yīng)變值相對于最小值應(yīng)變值的變化為13%～25.88%，由此可知，在來流風(fēng)速和葉片轉(zhuǎn)速一定(或變化不大)條件下的偏航行為可能誘發(fā)嚴(yán)重的應(yīng)變(應(yīng)力)波動，大幅度的應(yīng)力變化對葉片的疲勞損傷存在嚴(yán)重影響。

2.3 側(cè)風(fēng)激振力對葉片應(yīng)變影響的敏感性

為分析側(cè)風(fēng)激振力(氣動力)與離心力對葉片應(yīng)變影響的敏感性，構(gòu)建數(shù)據(jù)圖如圖10所示。

由圖10分析可知，側(cè)風(fēng)角較小(5°)時，側(cè)風(fēng)激振力較小，離心力(葉尖速比)對應(yīng)變值的影響相對顯著，各測點應(yīng)變值隨尖速比的變化近似成線性，這與經(jīng)典力學(xué)公式F=mv2/r看似矛盾，實則不然。其原因為：葉片為非規(guī)則體，各翼型面扭角不同，隨葉片轉(zhuǎn)速變化，各翼型面攻角將發(fā)生相應(yīng)變化，葉片所受氣動力不僅存在大小的變化，更存在方向的改變，在氣動力和離心力復(fù)合作用下，葉片將發(fā)生復(fù)雜的彈性變形(為葉片與流場間的流固耦合問題，是學(xué)界至今仍未解決的難點問題)，進而導(dǎo)致其有效離心半徑r值產(chǎn)生動態(tài)變化；另一方面，氣動力對葉片應(yīng)變值也存在一定程度上的影響，故上述結(jié)論并無原理性錯誤。這一結(jié)論也佐證了當(dāng)前部分研究人員在研究葉片結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng)時，為簡化計算難度而對存在翼型扭角的葉片采用懸臂梁理論進行受力分析的方法并不適合。

圖10 測點應(yīng)變值隨尖速比的變化Fig.10 Strain changing along with tip speed ratio

另一方面，隨側(cè)風(fēng)角增大，側(cè)風(fēng)激振力顯著增強，離心力對應(yīng)變值的影響優(yōu)勢下降，應(yīng)變值隨離心力變化產(chǎn)生明顯的波動，且葉根處應(yīng)變值受側(cè)風(fēng)激振力影響的惰性較葉尖和葉中部大。

2.3 試驗結(jié)果的可靠性分析

1)應(yīng)變值的采樣頻率為500 Hz，采集時長為30 s，對每一測試工況所獲的1.5萬個數(shù)據(jù)均采用萊依特準(zhǔn)則和狄克遜準(zhǔn)則交叉判別的方法進行了數(shù)據(jù)的可靠性分析，去除了測量壞值。

2)上述結(jié)論均以來流風(fēng)速為8 m/s為例獲得，考慮到來流風(fēng)況的特殊性及葉片結(jié)構(gòu)特征的特殊性，實際測試中來流風(fēng)速選取了5～10 m/s，并更換了如圖11所示的2號葉片(2號葉片為NACA4415翼型葉片，與1號葉片翼型結(jié)構(gòu)及葉根連接方式上存在較大的差異性)進行相同的試驗，測試值雖與本文所述葉片存在差異性，但卻可獲取相同的規(guī)律性結(jié)論。

圖11 被測葉片F(xiàn)ig.11 Measured blades

3 結(jié) 論

(1)提出了葉片應(yīng)變信號與發(fā)電機、塔架、基座振動加速度信號同步監(jiān)測的方法，填補了相關(guān)測試方面的技術(shù)空白。

(2)側(cè)風(fēng)(偏航)過程中存在最惡劣側(cè)風(fēng)角，風(fēng)速及葉片轉(zhuǎn)速一定時，葉片偏側(cè)至該角度時所承受的側(cè)風(fēng)激振力最強，葉片受迫振動響應(yīng)最為激烈。離心力是促使最惡劣側(cè)風(fēng)角變化的主要誘因，故葉根處最惡劣側(cè)風(fēng)角隨離心力的變化較葉尖和葉中部敏感。

(3)風(fēng)速及葉片轉(zhuǎn)速一定時，葉片不同位置點所對應(yīng)的最惡劣側(cè)風(fēng)角不盡相同，低轉(zhuǎn)速時葉根附近的最惡劣側(cè)風(fēng)角往往小于葉尖和葉中部。

(4)側(cè)風(fēng)角度較小時，側(cè)風(fēng)激振力相應(yīng)較小，離心力對應(yīng)變值的影響相對顯著，葉片氣動中心線及葉根附近應(yīng)變值隨葉片轉(zhuǎn)速的變化近似成線性；當(dāng)靠近最惡劣側(cè)風(fēng)角時，側(cè)風(fēng)激振力顯著增強，離心力對應(yīng)變值的影響優(yōu)勢下降，應(yīng)變值隨離心力變化產(chǎn)生明顯的波動，且葉根處應(yīng)變值受側(cè)風(fēng)激振力影響的惰性較葉尖和葉中部大，由常識可知應(yīng)變值的強烈脈動對葉片的疲勞損失存在嚴(yán)重的影響。

相關(guān)研究成果有可能為很多風(fēng)力機葉片及主軸在遠(yuǎn)短于設(shè)計壽命期內(nèi)頻繁發(fā)生疲勞損傷事故提供新的解釋，為風(fēng)力機結(jié)構(gòu)安全性設(shè)計、偏航控制方案的制定提供理論支撐，同時可為風(fēng)力機流固耦合問題解耦方法的建立提供可靠的實驗數(shù)據(jù)支持。

[ 1 ] MALCOLM D J. Response of stall-controlled, teetered, gree-yaw downwind turbines[J]. Wind Energy, 1999, 2: 79-98.[ 2 ] STUBKIER S, PEDERSEN H C. Design, optimization and analysis of hydraulic soft yaw system for 5 MW wind turbine[J]. Wind Engineering, 2011, 35(5): 529-550.

[ 3 ] WATANABE F, TAKAHASHI T, TOKUYAMA H, et al. Modelling passive yawing motion of horizontal axis small wind turbine: derivation of new simplified equation for maximum yaw rate[J]. Wind Engineering, 2012, 36(4):433-442.

[ 4 ] SCHRECK S, ROBINSON M, HAND M, et al. HAWT dynamic stall response asymmetries under yawed flow conditions[J]. Wind Energy, 2000, 3: 215-232.

[ 5 ] MICALLEF D, VAN BUSSEL G, FERREIRA C S, et al. An investigation of radial velocities for a horizontal axis wind turbine in axial and yawed flows[J]. Wind Energy, 2013, 16(4): 529-544.

[ 6 ] VELAZQUEZ A, SWARTZ R A. Gyroscopic effects of horizontal axis wind turbines using stochastic aeroelasticity via spinning finite elements[C]. ASME 2012 Conference on Smart Materials, Adaptive Structures and Intelligent Systems, 2012, 1: 823-831.

[ 7 ] VELAZQUEZ A, SWARTZ R A. Damped gyroscopic effects and axial-flexural-torsional coupling using spinning finite elements for wind-turbine blades characterization[C]. Proceedings of SPIE-the International Society for Optical Engineering, 2013, 8692.

[ 8 ] BASSETT K, CARRIVEAU R, TING D S K. Vibration response of a 2.3 MW wind turbine to yaw motion and shut down events[J]. Wind Energy, 2011, 14(8):939-952.

[ 9 ] NARAYANA M, PUTRUS G A, LEUNG P S, et al. Development of a model to investigate the yaw behaviour of small horizontal axis wind turbines[J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part A: Journal of Power and Energy, 2012, 226(1): 86-97.

[10] GHARALI K, JOHNSON D A. Effects of nonuniform incident velocity on a dynamic wind turbine airfoil[J]. Wind Energy, 2014, 18(2): 237-251.

[11] 柯世堂，王同光．偏航狀態(tài)下風(fēng)力機塔架-葉片耦合結(jié)構(gòu)氣彈響應(yīng)分析[J]．振動與沖擊，2015，34(18)：33-38. KE Shitang, WANG Tongguang. Aero-elastic vibration analysis based on a tower-blade coupled model of wind turbine in yaw condition [J]. Journal of Vibration and Shock, 2015, 34(18): 33-38.

[12] 楊軍，秦大同．偏側(cè)風(fēng)對風(fēng)力機氣動性能的影響[J]．太陽能學(xué)報，2011，32(4):537-542. YANG Jun, QIN Datong. Influence of side wind on aerodynamic performance of wind turbine[J]. Acta Energiae Solaris Sinica, 2011, 32(4): 537-542.

[13] 查顧兵，竺曉程，沈昕，等．水平軸風(fēng)力機在偏航情況下動態(tài)失速模型分析[J]．太陽能學(xué)報，2009，30(9):1297-1300. ZHA Gubing, ZHU Xiaocheng, SHEN Xin, et al. Dynamic stall modelling of horizontal axis wind turbine in yaw condition[J]. Acta Energiae Solaris Sinica, 2009, 30(9): 1297-1300.

Feature analysis of blade strain variation with crosswind angle

MA Jianlong1,2, LI Peilin1, Lü Wenchun1,3, BAI Yefei1,2, ZHANG Yanqi1, WANG Jianwen1,2

(1．School of Energy and Power Engineering, Inner Mongolia University of Technology，Hohhot 010051，China；2．Ministry of Education Key Laboratory of Wind Energy and Solar Energy Utilization Technology，Hohhot 010051，China；3.Metallurgical and Material Engineering Department，Inner Mongolia Technical College of Mechanics and Electrics，Hohhot 010070，China)

The simultaneous monitoring system of blade surface strains and vibration accelerations of a generator, its tower and base was constructed by using a TST5925 device and a PULSE19 device. The strain values at the blade root and the pneumatic centerline of a 1.4 m diameter horizontal axis wind turbine were measured and analyzed under crosswind conditions. The results showed that there is the worst crosswind angle, at this angle the blades withstand the strongest crosswind exciting force and the centrifugal force is the primary cause leading to blades’ shift; the worst crosswind angles corresponding to different blade positions are not the same under fixed wind speed and blade rotating speed; at lower rotating speeds, the worst crosswind angles near the blade root are often smaller than those at the tip and middle of the blade, but their responding speeds variations with the centrifugal force are more sensitive than those at other locations; strain value changings with blade rotating speed are approximately linear while for away from the worst crosswind angles, the impact of the crosswind exciting force on the blade strain significantly increases and causes a strong pulsation of strain values while close to the worst crosswind angles.

blade strain；crosswind angle；simultaneous monitor；worst crosswind angle；crosswind exciting force

國家自然科學(xué)基金項目(51466012)；內(nèi)蒙古自然科學(xué)基金項目(2016MS0509)

2016-03-10 修改稿收到日期：2016-07-09

馬劍龍 男，博士，副教授，1981年11月生

呂文春 女，博士生，講師，1981年3月生

TK83

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.01.017