风力机叶片用复合材料的拉伸及冲蚀磨损性能

董旭旭，李新梅，董兰兰，曹祥辉

(新疆大学机械工程学院， 乌鲁木齐 830008)



风力机叶片用复合材料的拉伸及冲蚀磨损性能

董旭旭，李新梅，董兰兰，曹祥辉

(新疆大学机械工程学院， 乌鲁木齐 830008)

摘要：采用真空灌注成型工艺制备了风力机叶片用玻璃纤维增强树脂基复合材料，研究了其显微结构、拉伸性能以及在气固两相流下的冲蚀磨损性能。结果表明：复合材料的拉伸曲线呈Weibull分布，断裂前无明显的屈服现象；铺设6层纤维织物复合材料的拉伸强度为456.87 MPa，12层的拉伸强度为646.69 MPa，其弹性模量均为4 720.36 MPa；复合材料冲蚀率分别随冲蚀颗粒冲击角和冲击速度的增加而增大，随着颗粒粒径的增大成波动性下降。

关键词：风力机叶片；复合材料；真空灌注成型；力学性能；冲蚀磨损

0引言

由于独特的地理位置和地形地貌，我国的风能资源丰厚，居世界前列。风力发电因绿色、环保而得到了广泛的关注。风力发电机组最关键、最核心的部件是风力机转子叶片，其设计、质量和性能决定了风力发电机组的性能。因此，叶片的设计水平和制造质量被认为是风力发电机组的关键和核心技术[1-2]。风力发电机组在复杂而恶劣的环境下运行时，叶片所承受的载荷多为交变应力，同时高速风沙的冲蚀作用较强，导致其会过早失效。

目前商品化大型风力机叶片多采用玻璃纤维增强树脂基复合材料，与其他材料相比具有比强度高、比模量高、耐疲劳性能好等优点，复合材料的研究和应用是风力机叶片材料发展的必然趋势[3]。我国已研发了200～750 kW系列大型风力机复合材料叶片，并已实现批量生产。兆瓦级风力发电机的研究是近年来的热点，如何减轻自重是叶片选材关键。碳纤维复合材料具有轻质高强等优异性能，但是由于其价格过高在工业领域应用较少，目前兆瓦级叶片材料仍以玻璃纤维增强树脂基复合材料为主。对该叶片的研究也大多集中在结构和强度设计方面，关于高速风沙对其冲蚀磨损性能的影响研究报道较少[4]。

为此，作者制备了兆瓦级风力发电机叶片用玻璃纤维增强环氧树脂基复合材料[5]，研究了其显微结构和常温下的拉伸性能，并模拟新疆地区实际工况进行了气固两相流下的冲蚀磨损试验，研究了冲蚀颗粒粒径、冲击角和冲击速度对叶片冲蚀磨损性能的影响。

1试样制备与试验方法

1.1　试样制备

试验材料有环氧树脂，型号为MGSRIMR035C，密度为109～116 g·cm-3，动力黏度为1 100～1 600 mPa·s，环氧当量为180～200 g，耐火系数为1 555～1 565；E玻璃纤维三轴向(0°和±45°)织物，面密度为1 267 g·m-2，单层厚度为0.9 mm；固化剂，型号为MGSRIMH037，密度为0.93～0.95 g·cm-3，动力黏度为10～50 mPa·s，胺值为400～600，耐火系数为1 500～1 463，均由山东华业风能有限责任公司提供。

选择叶片上承受风沙冲蚀最严重的部位，即叶片前缘的铺层作为研究对象,采用真空灌注成型工艺[6-7]制备玻璃纤维增强环氧树脂基复合材料，玻璃纤维织物和环氧树脂的质量比为4∶6，树脂与固化剂的质量比为100∶28。将纤维织物裁剪成1 000 mm×800 mm的大小，按照逐层堆叠铺层方式铺放在模具内，铺层数分别为6层和12层；将环氧树脂和固化剂搅拌均匀，除气泡后导入模具中，模具抽真空，真空度为0.06 MPa；待树脂充满模具后，在室温下保压固化8 h，脱模后在80 ℃下后固化6 h，随炉冷却至室温后，在酒精中超声波清洗，吹干备用。

1.2　试验方法

采用LED-1430VP型扫描电子显微镜(SEM)观察原始试样和冲蚀后试样的表面形貌。

在复合材料上截取拉伸试样，形状和尺寸如图1所示，按照GB/T 1447-2005,使用WDW-300D型拉伸试验机进行常温拉伸试验，拉伸速度2 mm·min-1，采用CML-1H型应变和应力综合测试仪同步绘制其应力-应变曲线。

图1　拉伸试样的形状和尺寸Fig.1　Shape and size of tensile specimen

采用西安交通大学焊接所自制的冲蚀磨损试验机进行气固两相流冲蚀磨损试验，利用压缩气体带动冲蚀颗粒冲刷试样，工作原理如图2所示。试样尺寸为60 mm×45 mm×5 mm。

图2　冲蚀磨损试验示意Fig.2 　Schematic diagram of erosion-wear test

根据新疆地区风沙的主要成分[8-10]，结合试验的可行性选取了SiO2和Al2O3作为冲蚀颗粒，两者质量比为7∶1。由文献[11]可知不同流动高度下风沙的粒径大小不同，在2 m以下以粗沙(粒径0.5～2 mm)为主，5 m以上细沙(粒径小于0.5 mm)占83%，在2～5 m，既含有粗沙也含有细沙。兆瓦级风力发电机叶片距地面高度15 m左右，因此选取了0.42～0.84，0.212～0.42，0.104～0.212，0.074～0.15 mm四种粒径范围的冲蚀颗粒，每次冲刷用量为1 kg。试样表面和入射颗粒运动轨迹之间的夹角(冲击角)分别为15°，30°，45°，60°，90°。依据新疆每年风电场的风力情况，选取了7.9，12.8，17.4 m·s-1三种风速，采用双转盘法[12]测定冲蚀颗粒平均冲击速度，通过调节压缩空气压力控制颗粒平均冲击速度与所选风速相同。

采用精度为0.1 mg的光电天平测试样在冲蚀试验前后的质量，测试前将试样置于酒精中超声波清洗,晾干。根据下式计算冲蚀率：

(1)

式中：E为试样冲蚀率，g·kg-1；m0为冲蚀前试样的质量，g；m1为冲蚀后试样的质量，g；mm为每次冲蚀时冲蚀颗粒的质量，kg。

2试验结果与讨论

2.1　原始试样表面形貌

通过肉眼观察可发现原始试样表面没有组织破坏，玻璃纤维与树脂紧紧地结合在一起，试样清澈、透明，无明显白丝。由图3可知，环氧树脂在玻璃纤维织物上逐层堆积，紧密围绕在玻璃纤维铺层周围，纤维与树脂浸润性较好，采用灰度法测试可知试样表面气孔率较低。气孔等缺陷的存在会使裂纹容易在这些部位萌生和扩展,而较低的气孔率有利于提高材料的抗冲蚀能力[13]。

图3　原始试样表面SEM形貌Fig.3　SEM morphology of raw specimen

2.2　拉伸性能

由图4可知，铺放6层和12层纤维织物的试样，其应力-应变曲线变化趋势相近，试样断裂前没有明显的屈服现象；6层纤维织物试样的拉伸强度为456.87 MPa，12层的拉伸强度为646.69 MPa，弹性模量均为4 720.36 MPa，呈现出较高的初始模量和拉伸强度。在试样拉伸过程中,玻璃纤维织物及纤维与树脂基体的结合界面处承受主要载荷，因此呈现出与普通机织复合材料类似的拉伸性能。

图4　不同试样的拉伸应力-应变曲线Fig.4　Tensile stress-strain curves of the specimens

有关玻璃纤维增强复合材料等脆性材料拉伸强度分布的研究较多，普遍认为其服从Weibull分布(最弱连接理论)[14]。在拉伸过程中，材料的破坏始于玻璃纤维织物中某一最弱纤维，随着载荷的增大断裂纤维的数目随之增加，当达到一定根数时，材料整体断裂。Weibull断裂理论建立在材料各向同性并且数据统计均匀、材料中的N条裂纹间无相互作用的基础上，当N足够大时其分布函数为：

(2)

式中：σ为断裂强度；σth为位置参数，脆性材料σth为0；σ0为尺寸参数；P为拉伸强度不高于σ的概率；m为Weibull模量。

图5为试样拉伸过程中的典型形貌。在拉伸载荷加载初期，试样外观没有明显变化；加载持续一段时间后出现“噼啪”的纤维断裂声；当达到极限载荷时试样断裂，玻璃纤维织物大部分被拉断，只有小部分相连，说明当纤维断裂达到一定根数时，试样整体断裂；试样断裂面为与轴线成45°的斜面，纤维断裂的位置参差不齐，说明拉伸载荷并非全部集中在纤维上，而是由玻璃纤维织物及纤维与树脂基体的结合界面处共同承担。

图5　试样拉伸过程的典型形貌Fig.5　Typical morphology of the specimen during tensile process

2.3　冲蚀磨损性能

由图6可知，当颗粒粒径在0.104～0.212 mm，冲击速度为12.8 m·s-1时，试样冲蚀率随着冲击角的增大而增加，冲蚀率的增加说明试样受到风沙冲蚀的破坏变大。当冲击角增大时冲蚀颗粒切向速度减小，垂直于试样的正向速度增大，正向速度增大导致颗粒挤压并嵌入试样，增大了切削深度，使试样产生疲劳破坏；而切向速度增大则使试样表面划痕增多，颗粒对试样产生静强度破坏。

图6　不同冲击角冲蚀时试样的冲蚀率曲线Fig.6　Erosion rate curves of the specimen after erodedat different impact angles

刘英杰等[15]认为材料的冲蚀率与冲击角的关系可表示为:

(3)

式中：α为冲击角；n,A′,B′为常数。

脆性材料冲蚀时A′为0，B′取1.2左右，代入式(3)计算得到的冲蚀率见图6。可见，理论计算结果与试验结果基本吻合。在保证颗粒粒径范围和冲击速度一定的情况下，风力机叶片用玻璃纤维增强树脂基复合材料的冲蚀率与冲击角的关系基本满足式(3)。

大冲击角冲蚀过程分为两个阶段,即颗粒直接入射造成的一次冲蚀(包括冲击颗粒的切削、凿削、犁沟挤压)和破碎粒子造成的二次冲蚀[16]。由图7可以看到，0.104～0.212 mm的颗粒在12.8 mm·s-1的冲击速度下以90°的冲击角冲蚀试样后，树脂基体与玻璃纤维发生了脱离(包括玻璃纤维的冲断和拔出)，试样出现分层并产生裂纹。

图7　90°冲蚀后试样表面SEM形貌(颗粒粒径0.104～0.212 mm，冲击速度12.8 m·s-1)Fig.7　SEM morphology of the specimen after eroded at 90° (particle size of 0.104-0.212 mm and impact velocity of 12.8 m·s-1)

由图8可知，冲蚀颗粒粒径为0.104～0.212 mm，冲击角为45°时，试样冲蚀率随着颗粒冲击速度的增大而增加。颗粒速度越大，其动能也越大，对试样的冲蚀也就越大。邵荷生等[17]认为，材料发生冲蚀磨损存在一个冲击速度的门槛值,低于这个数值不产生冲蚀磨损,只发生弹性变形；当冲击速度高于门槛值时,材料冲蚀率与颗粒冲击速度存在如下关系:

(4)

式中：v0为冲蚀颗粒冲击速度；k,n为常数。

图8　不同冲击速度冲蚀后试样的冲蚀率曲线Fig.8　Erosion rate curves of the specimen erodedunder different impact velocities

试样为脆性材料，n取3，k取0.000 4，代入式(4)计算所得冲蚀率见图8。可见，理论计算结果与试验结果基本吻合。在颗粒粒径和冲击角一定时，风力机叶片用玻璃纤维增强树脂基复合材料的冲蚀率与冲击速度的关系基本满足式(4)。

由图9可知，试样在17.4 m·s-1的冲击速度下冲蚀后，玻璃纤维被拔出，在树脂基体中留下凹坑；大面积的玻璃纤维被冲断从而形成了表面断层现象。这是因为树脂基体的硬度比冲蚀颗粒的低，颗粒冲刷后在试样表面产生微切削、犁沟，随后产生脆性片状脱离，出现玻璃纤维的冲断和拔出现象。

图9　17.4 m·s-1冲击速度冲蚀后试样表面SEM形貌(颗粒粒径0.104～0.212 mm，冲击角45°)Fig.9　SEM morphology of the specimen eroded under impact velocity of 17.4 m·s-1 (particle size of 0.104-0.212 mm 　　　　　　and impact angle of 45°)

由表1可知，当冲击速度为12.8 m·s-1，冲击角为45°时，试样冲蚀率随着颗粒粒径的增大呈现上下波动；当颗粒粒径为0.212～0.42 mm时，冲蚀率最大，为0.850 7 g·kg-1，粒径为0.42～0.84 mm时最低，为0.691 5 g·kg-1；颗粒粒径对试样冲蚀率的影响相对较小。当颗粒粒径为0.104～0.212 mm时，颗粒间的冲击和反弹过程发生相互干扰的概率大大提高[18]，导致颗粒冲击能量降低，使冲蚀率下降；但颗粒粒径继续增大时，与试样的接触面积也随之增大，导致试样表面微切削和犁沟增多增大，冲蚀率又随之上升；但粒径增大的同时颗粒质量也相应增大，当粒径为0.42～0.84 mm时空气挟带到达试样表面的颗粒数量大量减少，又导致了冲蚀率的下降。

表1　不同粒径颗粒冲蚀后试样的冲蚀率Tab.1　Erosion rates of the specimen eroded with particlesof different sizes

由图10可知，在粒径为0.212～0.42 mm的颗粒冲蚀后，玻璃纤维与树脂基体出现了剥离、脱落。

图10　粒径为0.212~0.42 mm的颗粒冲蚀后试样表面SEM形貌(冲击角45°，冲击速度12.8 m·s-1)Fig.10　SEM morphology of the specimen eroded with the particle size of 0.212-0.42 mm (impact angle of 45° and impact velocity of 12.8 m·s-1)

3结论

(1) 玻璃纤维增强环氧树脂基复合材料的拉伸强度服从Weibull分布，断裂前没有明显的屈服；铺放6层纤维织物复合材料的拉伸强度为456.87 MPa，12层的拉伸强度为646.69 MPa，弹性模量均为4 720.36 MPa;拉伸载荷由玻璃纤维织物及纤维与基体的结合界面处共同承担，拉伸断裂面与轴线成45°。

(2) 玻璃纤维增强环氧树脂基复合材料冲蚀率随颗粒冲击角的增加而增大，表现出明显的脆性冲蚀特征；同时也随着颗粒冲击速度的增大而增加，两者基本呈指数关系。

(3) 玻璃纤维增强环氧树脂基复合材料的冲蚀率随颗粒粒径的增大呈现出先减小再增大再减小的波动趋势，但粒径大小对冲蚀率的影响相对较小。

(4) 玻璃纤维增强环氧树脂基复合材料在气固两相流下冲蚀后的破坏形式主要有玻璃纤维与树脂基体剥离、玻璃纤维断裂、树脂基体脆性片状脱离等。

参考文献：

[1]李巨峰,张云华.风力发电与我国复合材料叶片产业的发展[C]//第十五届玻璃钢/复合材料学术年会论文集.北京：北京玻璃钢研究设计院, 2003.

[2]姚建忠,寇生中.风力发电机组叶片关键技术的发展概述[J].机械制造, 2012,50(8):45-49.

[3]吴人洁.复合材料的未来发展[J].机械工程材料, 1994,18(1):16-20.

[4]李新梅，孙文磊.浅析风力发电机叶片关键技术[J].机械制造, 2009,47(1):45-47.

[5]董晓峰.气固两相流下风力发电机叶片材料冲刷磨损行为研究[D].乌鲁木齐：新疆大学,2013:12-13.

[6]陈宗来,陈余岳.大型风力机复合材料叶片技术及进展[J].玻璃钢/复合材料, 2005(3):53-56.

[7]贺鹏飞,刘建萍,戴瑛,等.纤维分布不均匀对单向纤维增强复合材料横向拉伸强度的影响[J].机械工程材料,2000,24(1):8-10.

[8]RUFF A W, IVES L K. Measurement of solid particle velocity in erosive wear[J]. Wear, 1975,35(1):195-199.

[9]呼津华,王相明.风电场不同高度的50年一遇最大和极大风速估算[J].应用气象学报, 2009，20(1):108-113.

[10]李志忠,武胜利,李万娟,等.最近10年来新疆风沙地貌研究进展[J].干旱区研究,2008, 25(2)：295-303.

[11]包能胜,刘军峰,倪维斗,等.新疆达坂城风电场风能资源特性分析[J].太阳能学报, 2006，27(11):1073-1077.

[12]张锦春，赵明，方峨天，等.民勤近地面沙尘暴气溶胶浓度变化特征初探[J].环境科学学报, 2009,29(3)：496-504.

[13]CHO S J, HOCKEY B J, LAWN B R, et al. Grain-size and R-curve effects in the abrasive wear of alumina [J].J Am Ceram Soc,1989,72(7):1249-1252.

[14]FOK S L, MITCHELL B C, SMART J, et al. A numerical study on the application of the Weibull theory to brittle materials[J].Engineering Fracture Mechanics, 2001,68(1):1171-1179.

[15]刘英杰,成克强.磨损失效分析基础[M].北京:机械工业出版社, 1991.

[16]TILLY G P. A two stage mechanism of ductile erosion[J]. Wear,1973,23(1):87-96.

[17]邵荷生,曲敬信.摩擦与磨损[M].北京:煤炭工业出版社, 1992.

[18]蔡峰,柳伟,樊学华,等.流体喷射条件下金属材料冲刷腐蚀的研究进展[J].摩擦学学报, 2011,31(5):524-525.

Tensile and Erosion-wear Properties of Composite Material

for Wind Turbine Blade

DONG Xu-xu, LI Xin-mei, DONG Lan-lan, CAO Xiang-hui

(College of Mechanical Engineering, Xinjiang University, Urumqi 830008, China)

Abstract:The glass fiber reinforced resin composite material for wind turbine blade was prepared by vacuum infusion method and the microstructure, mechanical and erosion-wear properties under gas-solid two phase flow were also studied. The results show that the tensile curve of the composite material was in accordance with Weibull distribution and no obvious yield point was observed before fracture. The tensile strength of the composite material with 6 fiber layers was 456.87 MPa and of 12 fiber layers was 646.69 MPa. The elastic modulus of the composite material was 4 720.36 MPa. The erosion rate of the composite material increased with the increase of impact angle and velocity of the erosion particles, and showed a decreased fluctuation with the increase of the particle size.

Key words:wind turbine blade; composite material; vacuum infusion; mechanical property; erosion-wear

中图分类号：V258.3

文献标志码：A

文章编号：1000-3738(2015)12-0025-05