敲擊錘參數對風力機葉片聲振法檢測深度的影響

劉榮梅,孫　梁，周克印

(1.南京航空航天大學 航空宇航學院， 南京 210016；2.南京機電液壓工程研究中心， 南京 210061)

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敲擊錘參數對風力機葉片聲振法檢測深度的影響

劉榮梅1,孫梁2，周克印1

(1.南京航空航天大學 航空宇航學院， 南京 210016；2.南京機電液壓工程研究中心， 南京 210061)

摘要：為提高風力機葉片聲振法的檢測深度，利用有限元軟件，對風力機葉片聲振法檢測過程進行動力學模擬，選取沖擊過程中應力波能量輻射系數為參數，分析敲擊錘參數對應力波能量輻射系數的影響，以期得到更高的應力波能量輻射系數，從而達到提高聲振法檢測缺陷深度的目的。有限元模擬結果表明，除了敲擊錘材料的泊松比外，其直徑、錘身長度、錘頭材料彈性模量以及沖擊速度均對應力波能量輻射系數產生影響。在模擬分析結果的基礎上，通過比較不同敲擊錘尺寸下的應力持續時間，得出適當選取敲擊錘參數可提高結構聲振法缺陷的檢測深度的結論。

關鍵詞：風力葉片;聲振法;無損檢測;敲擊錘參數中圖分類號： TM315；TB302.5；TG115.28

文獻標志碼：A

文章編號：1000-6656(2016)05-0005-05

葉片是風力機的關鍵部件之一，其大型化使得人們對其結構完整性和安全性的要求越來越高[1]。由于葉片長期工作在野外環境條件中，所承受的風沙載荷、雷擊損傷和環境溫差等因素極易引起其內部損傷的發生和擴展導致的失效[2]。從國內外風機的實際應用來看，葉片斷裂和損毀的情況屢見不鮮。為確保風力機的使用安全和質量，對其脫層或者內部裂紋的檢測變得尤為重要[3]。

常見的葉片無損檢測技術主要有超聲波檢測[4]、射線檢測[5-6]和紅外熱成像檢測[7]等。射線和紅外熱成像檢測成本高[8]，而超聲檢測雖然簡單，但由于需要耦合劑，且如果試件表面粗糙或有晶粒狀物質存在易產生雜亂反射波，在現場損傷檢測中并不實用。聲振法相對簡單，且可在風力機葉片較低速運行時對其進行實測，因此被廣泛采用。其原理是通過撞擊構件表面，分析撞擊產生的機械振動(或稱為聲波)數據，來判斷物體的固有頻率和阻尼是否發生了變化，進而判斷物體是否存在損傷[9]。

早在19世紀80年代，英國的研究工作者選擇敲擊所產生的力的持續信號作為判斷特征量[10]，建立了敲擊聲振法的理論模型。采用風力葉片聲振法檢測時，在沖擊錘頭受力處內置壓電薄膜傳感器，通過分析傳感器采集的碰撞持續信號，從而實現對葉片的損傷檢測[11]。

為得到較好的檢測結果，筆者采用有限元軟件，模擬分析了敲擊錘參數對葉片檢測深度的影響，通過選用葉片沖擊振動應力波能量輻射系數為參數，研究了沖擊速度及敲擊錘尺寸對該參數的影響；并對敲擊錘尺寸及沖擊速度等參數進行了設計，提高了傳感器葉片損傷的探測深度。

1基本原理

1.1聲振法檢測原理

聲振法檢測原理如圖1所示，敲擊錘以一定速度沖擊被測物，假設被測構件為瞬態激勵，忽略材料阻尼等影響因素，構件的運動可簡化為無阻尼簡諧振動。

圖1　聲振法檢測示意

當被測對象受到敲擊錘的瞬態激勵時，可由式(1)得到試件振動周期：

(1)

式中：m為被測對象的質量;k為構件的剛度,k由構件形狀、材料及約束條件確定。

敲擊錘敲擊葉片后反彈，其振動的第一個正弦波前半個周期即為傳感器檢測到的敲擊信號持續時間t，可由下式表示：

(2)

沖擊作用下的被檢測對象可簡化為彈簧模型，當其存在缺陷時，相當于在完好的結構中串聯了一個因缺陷引起的彈簧，引起結構的剛度改變，由式(1)和(2)可知，被測對象振動周期(頻率的倒數)和敲擊持續時間t將發生變化。

敲擊錘端部的壓電傳感器采集被測物的沖擊運動加速度，壓電元件表面產生的電荷q與沖擊加速度a之間滿足下式[12]:

(3)

式中:d11,KY及wn分別為壓電常數、壓電元件剛度系數及傳感器固有頻率。

由式(3)可知，傳感器采集到的壓電元件表面的電壓信號隨沖擊加速度的變化而變化。

1.2參數的選擇

為研究敲擊錘參數對應力波輻射能量的影響，采用能量輻射系數λ來表征[13]，其定義如下：

(4)

應力波能量輻射系數λ的意義在于有多少初始的碰撞能量轉化為可用于檢測的應力波能量，這些能量不但對試件產生激勵，還通過應力波的傳遞不斷與內部缺陷發生相互作用，輻射的能量越高，傳感器探測的缺陷距離也將越遠。

通過模擬小錘撞擊無損傷葉片，研究沖擊速度、敲擊錘直徑及錘身長度等參數對聲振法檢測過程的影響，以獲得較高的能量輻射系數。

1.3有限元模型

為研究不同敲擊錘參數對傳感器檢測效果的影響，采用有限元軟件，模擬敲擊錘敲擊風力葉片表面的檢測過程。

由于風機葉片尺寸巨大[14]，且敲擊過程為局部振動，為簡化問題，截取長寬高分別為1 m，75 cm及3.5 cm的板為研究對象，其邊界條件設為四邊固支。葉片材料為玻璃纖維增強復合材料層合板，其彈性模量、泊松比及密度分別為17 GPa、0.3和4 000 kg·m-3。為避免邊界效應對模擬結果的影響，沖擊位置設在板中心。

模擬的葉片沖擊模型如圖2所示，在沖擊中心5.0 cm的方形范圍內劃分為較細的網格，其余網格逐漸變稀。

在建立模型的基礎上，可以分析沖擊過程中板的振動情況。結合傳感器工作原理，選取錘頭位置在板上所對應的點為對象，研究該點在不同工作狀況下的速度，圖3所示為有限元模擬分析得到的某工況下錘頭沖擊速度。根據沖擊前后的模擬速度，由式(4)可以得到不同工況下的應力波能量輻射系數。

圖2　葉片沖擊模型

圖3　錘頭沖擊速度模擬結果

2敲擊錘參數對輻射應力波能量的影響

不考慮沖擊參數對葉片結構破壞的前提下，討論敲擊錘各設計參數對檢測結果的影響。

2.1敲擊錘尺寸的影響假定在錘頭材料為尼龍，初始沖擊速度為1 m·s-1的情形下，分別改變敲擊錘直徑及錘身長度，討論敲擊錘尺寸對沖擊應力波輻射能量的影響。

2.1.1敲擊錘直徑的影響

在錘身長度為8 cm的條件下，改變敲擊錘直徑，研究無缺陷試件板在進行垂直敲擊下的能量輻射系數λ，λ隨敲擊錘直徑變化曲線如圖4所示。

圖4　應力波輻射能量系數隨敲擊錘直徑變化曲線

由圖4 可以看出，應力波能量輻射系數λ先是隨敲擊錘直徑急劇變化，當直徑大于3 cm時，λ隨直徑的增大呈緩慢增加趨勢;當直徑大于10 cm時，λ幾乎不隨直徑變化。

2.1.2敲擊錘錘身長度的影響

假設錘頭直徑為5 cm，無缺陷試件板在垂直敲擊條件下，能量輻射系數隨錘身長度變化模擬結果如圖5所示。

圖5　應力波輻射能量系數隨錘身長度變化曲線

由圖5可以看出，應力波能量輻射系數λ隨錘身長度而變化，λ先隨錘身長度的增加而增大，當錘身長度為7 cm左右時，λ數值最大，之后，λ隨著錘身長度的增加緩慢減小。

2.2碰撞速度的影響

在敲擊錘直徑為5 cm、錘身長度為8 cm、沖擊角度為垂直沖擊、錘頭材料為尼龍的條件下，以不同初速度對無缺陷試件板進行垂直沖擊模擬，能量輻射系數λ隨碰撞速度的變化如圖6所示。

圖6　不同碰撞速度下的能量輻射系數

由圖6可知，隨著碰撞速度的增加，λ增大，并可分為三個區域。當碰撞速度小于0.8 m·s-1時，能量輻射系數基本維持在一個恒定值 0.32；當碰撞速度大于3 m·s-1時，能量輻射系數上升速率緩慢。

當碰撞速度在 0.8～3 m·s-1范圍內時，λ與初速度近似呈線性關系，這種關系與HUNTER的研究結果相類似[15]，其關系如下：

(5)

式中：C0為縱波在板中的波速。

2.3錘頭材料參數的影響

設定沖擊速度和錘頭直徑分別為1 m·s-1和5 cm，錘身長度為8 cm，改變敲擊錘錘頭的材料參數，對垂直沖擊下，板的應力波能量輻射系數進行分析。

2.3.1錘頭材料彈性模量的影響

首先假定錘頭材料泊松比為0.3,密度為7 800 kg·m-3，能量輻射系數隨著彈性模量的變化曲線如圖7所示。

圖7　能量輻射系數隨彈性模量的變化曲線

由圖7可見，錘頭的泊松比、密度不變，而彈性模量改變時，能量輻射系數隨錘頭的彈性模量E增加而增加，在E接近200 GPa時，λ逐漸趨于穩定。

2.3.2錘頭材料泊松比的影響

假定錘頭材料的彈性模量為200 GPa,密度為7 800 kg·m-3，泊松比對能量輻射系數的影響見圖8。

圖8　泊松比對能量輻射系數的影響

由圖8可見，應力波能量輻射系數隨錘頭材料泊松比增加而增大，但λ基本在0.7～0.71范圍內，可見泊松比對λ影響不大。

3參數優化算例

根據以上研究結果來設計敲擊錘，研究了兩個算例：① 選用鋼材(假設泊松比為0.3，彈性模量為200 GPa，密度為7 800 kg·m-3)作為錘頭材料，錘頭直徑為5 cm,錘身長度為8 cm，從10 cm高度垂直下落，即落錘沖擊速度為1.4 m·s-1。② 錘頭材料選用同樣的鋼材，而錘頭直徑和錘身長度分別取10 cm和7 cm，敲擊錘以1 m·s-1沖擊速度垂直敲擊含缺陷的層合板。

為對敲擊錘設計結果檢測，利用有限元軟件分析敲擊錘垂直敲擊層合板，缺陷設計為直徑8 cm、厚4 mm、水平位置在板中心的圓柱體，檢測模擬結果如圖9所示。

圖9(a)為算例①下，敲擊錘與板接觸時間隨缺陷垂直位置變化。由圖9(a)可見，隨著缺陷在板內層間位置的變化，敲擊錘與板接觸時間(即傳感元件檢測到的信號持續時間)發生變化，然而當缺陷距表面距離超過10 mm之后，沖擊信號持續時間無明顯變化，所以采用該方案可檢測缺陷的最大深度為10 mm。

圖9　不同算例下時間-深度關系曲線

根據有限元計算分析結果，進行錘頭優化設計，選取參數，即算例②，模擬結果見圖9(b)。可見，相比算例①，最大檢測深度為15 mm。因此通過改變敲擊錘參數，檢測效果可以得到較大幅度的提高。

4結語

以應力波能量輻射系數λ為評價參數，研究了聲振法檢測葉片缺陷中的敲擊錘參數的設計。有限元模擬結果表明，除了錘頭材料泊松比外，其他參數對λ也產生明顯影響。

在給定條件下，當敲擊錘直徑小于10 cm時，λ隨直徑的增大而增加；當錘身長度為7 cm左右時，λ最大；錘頭材料彈性模量E不大于200 GPa時，λ隨E的增大而增加；垂直沖擊速度v滿足1～3 m·s-1范圍時，λ隨v線性增加。

由于未曾驗算各沖擊條件下接觸點的沖擊應力，應用該方法設計敲擊錘時，應考慮實際葉片結構的強度。總之，根據參數對應力波能量輻射系數的影響研究結果，可設計敲擊錘尺寸及沖擊初速度。有限元模擬結果表明，改進參數后，采用聲振法檢測風力葉片缺陷，其檢測深度可得到提高。

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Influence of Impact Hammer on Parameter Acoustic Vibration Detecting Depth inside Wind Turbine Blade

LIU Rong-mei1, SUN Liang2, ZHOU Ke-yin1

(1.College of Aerospace Engineering, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, China;2.Nanjing Electrical and Hydraulic Engineering Research Center, Nanjing 210061, China)

Abstract：Acoustic vibration has been applied in nondestructive examination of wind turbine blade because of its simplicity and applicability. In order to detect the deep defect, the dynamic procedure during the acoustic vibration of the wind turbine blade was simulated by finite element method (FEM). The influence of the hammer size and impact velocity on the stress wave energy radiation coefficient (SWERC) during the vibration was studied. The larger the radiation coefficient was, the deeper delamination could be recognized experimentally. The FEM analysis indicated that the parameters, such as the diameter and the length of the hammer, elastic modulus of the hammerhead and original impact velocity, had obvious influence on the SWERC. Based on the simulated results, two examples considering different hammering parameters were studied. The study indicates that an appropriate hammer could be designed to expand the detection depth.

Key words:Wind blade; Acoustic vibration; Nondestructive testing; Impact hammer parameter

收稿日期：2015-09-03

基金項目：國家科技支撐項目計劃資助項目(2012BAA01B02);江蘇省博士后基金資助項目(1302071B)

作者簡介：劉榮梅(1975-)，女，博士，副教授，主要從事測試技術研究工作。通信作者: 劉榮梅, E-mail: romme@nuaa.edu.cn。

DOI:10.11973/wsjc201605002