于 周 舒立春 胡 琴 蔣興良 雷正飛

覆冰厚度對氣動脈沖除冰效果影響的數(shù)值仿真與試驗驗證

于 周 舒立春 胡 琴 蔣興良 雷正飛

（重慶大學雪峰山能源裝備安全國家野外科學觀測研究站 重慶 400044）

葉片結(jié)冰影響風力發(fā)電機的安全穩(wěn)定運行，現(xiàn)有的葉片熱力除冰、涂料防冰技術(shù)分別存在能耗高、耐候性差等問題，均無法大面積推廣應用。受飛機機翼氣囊除冰方法啟發(fā)，該文提出一種新結(jié)構(gòu)式的氣動脈沖除冰方法。利用Abaqus商業(yè)軟件對該方法的簡化模型進行除冰過程的數(shù)值仿真，對比分析了不同脈沖充氣氣壓下覆冰厚度對除冰效果的影響。同時，通過人工覆冰與除冰試驗，對仿真結(jié)果進行驗證。仿真與試驗結(jié)果表明：在低充氣氣壓下，冰層越薄越容易破碎脫落，覆冰厚度的增加有利于提升低充氣氣壓下的脫冰率；在相同充氣氣壓下，冰層厚度的增加可以降低結(jié)構(gòu)表面形變。

風力發(fā)電機 覆冰 數(shù)值仿真 氣動脈沖除冰 覆冰試驗

0 引言

風能在推進新能源及低碳社會建設中扮演著重要角色[1-5]。全球風能理事會在2021年的報告中指出，2020年全球新增風力發(fā)電裝機容量超過900 GW，相比2019年增長了53%。高寒地區(qū)氣溫低、空氣密度大，可用風能比其他地區(qū)高約10%[6]。然而，低溫帶來的覆冰問題嚴重削弱了風機的輸出功率，并影響風機的安全穩(wěn)定運行[7-8]。

目前，熱空氣技術(shù)和電熱技術(shù)是風機防/除冰的主要手段。然而，上述方法會隨著環(huán)境溫度的降低和來流風速的提升消耗更多能量，且除冰周期增加[9]。與之相比，機械式的氣動除冰方法更加直接高效，且能耗較低[10]。1980年以來，該方法被廣泛用于直升機旋翼和民用機機翼除冰方面[11]。由于風機葉片與機翼結(jié)構(gòu)相似，氣動除冰方法在風機葉片除冰方面具有較好的應用前景。

機翼上的氣動除冰方法主要依靠粘貼在表面的橡膠氣囊實現(xiàn)，如圖1所示。氣囊充氣時會產(chǎn)生6～10 mm的形變，持續(xù)時間為1～4 s，表面冰層在彎曲力的作用下破碎并在剪切力的作用下被剝離[12]。

為減少外部粘貼氣囊長時間大形變對葉片氣動性能的影響，本文提出一種新結(jié)構(gòu)式的氣動脈沖除冰方法，即將氣囊澆注于葉片內(nèi)部來減少表面形變和除冰時長。為研究該方法在不同覆冰厚度下的除冰效果，采用Abaqus商業(yè)軟件對新結(jié)構(gòu)簡化模型的除冰過程進行數(shù)值仿真；同時，設計并制作氣動脈沖除冰樣板，通過人工覆冰與除冰試驗驗證仿真結(jié)果的準確性。仿真與試驗結(jié)果證明，該方法在表面最大位移小于2 mm、氣動脈沖時間為4 ms的條件下能夠?qū)崿F(xiàn)除冰。

1 氣動脈沖除冰結(jié)構(gòu)與除冰原理

圖2為氣動脈沖除冰樣板設計示意圖，其結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。樣板采用與風機葉片相同材質(zhì)的玻璃纖維增強環(huán)氧樹脂制成；樹脂板上開有一凹槽，沿其中線粘結(jié)尼龍復合材料制成的扁平氣囊；利用聚醚胺改性的環(huán)氧樹脂將氣囊澆注于凹槽內(nèi)部，環(huán)氧樹脂固化后會形成具有良好韌性的彈性層；為保護彈性層，在其外側(cè)粘貼一層薄鋁合金蒙皮。

圖2 氣動脈沖除冰樣板設計示意圖

表1 除冰樣板結(jié)構(gòu)參數(shù)

Tab.1 The structure parameters of the de-icing sample

氣動脈沖除冰原理如圖3所示。當鋁合金蒙皮表面開始結(jié)冰，通過充氣口向氣囊內(nèi)部通入脈沖高壓氣體，氣囊迅速膨脹并對彈性層/鋁合金蒙皮/冰層復合層產(chǎn)生極強沖擊力。由于冰層在快速加載條件下呈現(xiàn)出脆性斷裂特點，當沖擊力足夠大時，冰層會在彎曲力的作用下發(fā)生斷裂，而鋁合金蒙皮表面彎曲產(chǎn)生的橫向剪切應力可以將破碎冰層剝離。當脈沖氣體從出氣口逸出后，在彈性層的作用下，結(jié)構(gòu)表面恢復初始平整狀態(tài)。

圖3 氣動脈沖除冰原理

2 數(shù)值仿真方法

2.1 結(jié)構(gòu)的動力學運動方程

氣動脈沖除冰過程涉及結(jié)構(gòu)動力學問題，利用有限單元法，將模型離散成微小單元，并對各單元動力變化過程進行計算分析，從而獲得模型整體結(jié)構(gòu)動力響應。結(jié)構(gòu)有限元的運動方程[13]為

式中，int(t)為內(nèi)力矢量；(t)為外力矢量；為第個增量步。對應節(jié)點的速度和位移矢量表達式分別為

2.2 結(jié)構(gòu)的本構(gòu)方程

為了提高計算的效率和收斂性，假設材料均為各向同性，其本構(gòu)方程[14]可寫為

2.3 冰層的斷裂模型

當冰層最大主拉應力超過其抗拉強度時就會產(chǎn)生裂紋。冰層脆性斷裂符合朗肯準則，其主要基于Ⅰ型斷裂原理。根據(jù)彈性斷裂力學理論，Ⅰ型裂紋的裂尖應力場及其位移場的極坐標表達式[13,15]為

式中，1為應力強度因子；為裂尖區(qū)域中強度因子控制區(qū)的極半徑；為以裂尖為圓心的方位角。

2.4 幾何建模與參數(shù)設置

利用商業(yè)軟件Abaqus 6.14中的顯示動力求解方案可實現(xiàn)上述除冰過程的數(shù)值仿真研究。為提高計算效率和收斂性，且考慮到除冰過程中起主要作用的結(jié)構(gòu)為彈性層、鋁合金蒙皮和冰層，本文將仿真的幾何模型進行簡化處理，如圖4所示。圖4a中，虛線構(gòu)圖為簡化忽略部分，實線構(gòu)圖為簡化仿真幾何模型。根據(jù)表1可知氣囊外徑為8.5 mm，厚度為0.5 mm，彈性層厚度為4 mm。在考慮到氣囊厚度對簡化模型的影響后，氣壓作用區(qū)域?qū)挾仍O置為8 mm（圖4顯示藍色區(qū)域?qū)挾龋?，彈性層厚度設置為3.5 mm。簡化后的模型尺寸參數(shù)見表2。

圖4 仿真簡化幾何模型

表2 簡化模型的尺寸參數(shù)

Tab.2 Size parameters of the simplified model

由于覆冰環(huán)境參數(shù)不同，冰層的力學參數(shù)是在一定范圍內(nèi)波動的，參考文獻[16-19]，本文設定冰層的彈性模量為2 GPa，泊松比為0.30，彎曲強度為0.27 MPa，斷裂位移為5×10-5mm，冰層在鋁合金蒙皮的橫向剪切應力為0.5 MPa。彈性層彈性模量為0.8 GPa，泊松比為0.34。鋁合金蒙皮彈性模量為70 GPa，泊松比為0.33。

根據(jù)樣板結(jié)構(gòu)特點，對圖4a紅線標記處沿軸擴展的平面設置為固定邊界條件；在保證單元節(jié)點相互連接的條件下，設定劃分網(wǎng)格大小為2.5 mm；氣壓作用區(qū)域施壓大小包括0.5、1、1.5、2、2.5 MPa，作用脈沖時長為4 ms。

3 試驗設計

3.1 試驗平臺與除冰設備

覆冰與除冰試驗在國家重點實驗室的低溫低氣壓人工氣候室展開，如圖5所示。試驗室全長3.8 m，內(nèi)徑2.0 m。利用制冷控制系統(tǒng)，控制內(nèi)部溫度在-1.1～-36℃范圍內(nèi)可調(diào)。腔體頂端安裝IEC標準噴頭，通過加壓空氣霧化水流來提供過冷卻水滴。

圖5 人工氣候室

除冰試驗設備如圖6所示。其中，集氣瓶用于存儲高壓氣體，電磁閥用于控制樣板的充氣動作，通過繼電器控制電源對電磁閥的供電開斷和供電時長，從而產(chǎn)生具有規(guī)定時長的脈沖氣壓。

圖6 除冰試驗設備

3.2 覆冰條件

雨凇質(zhì)地堅硬、粘結(jié)力強，其帶來的影響最為惡劣。根據(jù)雪峰山野外科學觀測研究站長期對風機覆冰的氣候條件記錄發(fā)現(xiàn)，葉片出現(xiàn)雨凇的溫度基本在-5℃左右，風速范圍為5～6 m/s[20]；當風機葉片覆冰厚度分別為1、2和3 mm時，其功率分別降低了10.9%、13.8%和16.8%[21]。因此，在對除冰樣板進行覆冰時，氣候室溫度控制在-5℃左右，風速設置為6 m/s，平均覆冰厚度主要包括1、2和3 mm三種工況。除冰樣板表面覆冰為均勻覆冰，覆冰期間每隔10 min利用游標卡尺分別測量樣板中間及兩邊冰層厚度，并求取平均值。當樣板平均覆冰厚度達到要求值時，關閉噴淋系統(tǒng)，將樣板繼續(xù)在-5℃條件下冷凍10 min后再進行除冰操作。

4 仿真結(jié)果分析與除冰試驗驗證

4.1 仿真結(jié)果分析

式中，i為脫落冰層單元個數(shù)；a為冰層單元總個數(shù)。

利用仿真計算獲得不同冰厚下樣板的脫冰率如圖7所示，樣板表面形變的最大位移如圖8所示。

圖7 不同冰厚下樣板的脫冰率

圖8 不同冰厚下樣板表面的最大位移

由圖7可知：

1）當冰厚為1 mm時，采用1 MPa的充氣氣壓，樣板脫冰率為65.4%；當冰厚為 2 mm和3 mm時，在1 MPa充氣氣壓下樣板無法除冰，僅在冰層出現(xiàn)裂紋，上述仿真結(jié)果如圖9所示。

圖9 充氣氣壓1 MPa仿真結(jié)果

2）當冰厚為1 mm時，隨著充氣氣壓的增加，脫冰率呈現(xiàn)遞增趨勢，當氣壓增至3 MPa時，脫冰率達到了86.8%；然而當冰厚為2 mm和3 mm時，隨著充氣氣壓從1.5 MPa開始增加，脫冰率出現(xiàn)先大幅降低后緩慢增加的趨勢。

出現(xiàn)上述結(jié)果的分析如下：

1）冰層越薄越容易斷裂。當冰厚為1 mm時，較小的充氣氣壓即可使其發(fā)生斷裂，最大位移出現(xiàn)在樣板中心線。根據(jù)彎曲梁正應力分布特點，冰層受到的橫向剪切應力也從樣板中心線向兩端逐漸遞減，因此會有中間冰層大面積脫落，而兩端依然有破碎冰層殘留的現(xiàn)象。隨著充氣氣壓增加，最大位移增大（見圖8），導致蒙皮表面橫向剪切應力也相應增大，這是1 mm冰層隨氣壓增加時脫冰率遞增的主要原因。

2）當冰厚為2 mm或3 mm時，由彈性層、蒙皮和冰層組成的整體，其結(jié)構(gòu)剛度增大，因此在 1 MPa氣壓作用下最大位移較?。ㄒ妶D8），這是導致2 mm或3 mm冰層在1 MPa氣壓下無法脫落的主要原因。

3）當氣壓增至1.5 MPa時，在冰厚2 mm和 3 mm的工況下，蒙皮最大位移分別增至1.285 mm和1.184 mm（見圖8）。在增大的橫向剪切應力作用下，冰層由中間裂紋處逐漸向兩端被剝離。然而由于沖擊壓力較小，結(jié)構(gòu)剛度較大，冰層上產(chǎn)生的裂紋數(shù)目較少，雖然靠近兩端的冰層受到被剝離的剪切應力很小，但是它們會在已被剝離冰層的帶動下脫落，如圖10所示。這是導致2 mm和3 mm冰層在1.5 MPa氣壓下除冰率很高的主要原因。

圖10 充氣氣壓1.5 MPa仿真結(jié)果

4）當氣壓增至2 MPa時，2 mm和3 mm冰層裂紋增多，兩端冰層無法在被剝離冰層的帶動下脫離蒙皮表面，如圖11所示，這將導致2 mm和3 mm冰層脫冰率明顯降低。當氣壓繼續(xù)增加，兩端破碎冰層受到的剪切應力不斷提升，使得2 mm和3 mm冰層脫冰率開始增加，如圖12所示。

圖11 充氣氣壓2 MPa仿真結(jié)果

圖12 充氣氣壓3 MPa仿真結(jié)果

4.2 除冰試驗驗證

根據(jù)表1中的結(jié)構(gòu)參數(shù)，設計制作了除冰樣板，樣板的除冰效果如圖13～圖15所示。

圖13 充氣壓力1 MPa的脫冰效果

圖15 充氣壓力3 MPa的脫冰效果

1）由圖13可知，當充氣壓力為1 MPa時， 2 mm和3 mm冰層均未脫落。其中，通過增加圖像對比度可以發(fā)現(xiàn)，2 mm冰層上的裂紋明顯多于 3 mm冰層，這說明在相同充氣氣壓下，冰層越厚，產(chǎn)生的裂紋越少，與仿真結(jié)果相吻合。

2）由圖14可知，當充氣壓力為1.5 MPa時，2 mm和3 mm冰層發(fā)生大面積脫落，且脫冰面積明顯大于1 mm冰層，與仿真結(jié)論一致。其中，2 mm冰層存在一小塊未斷裂并粘結(jié)在蒙皮表面，它是由于充氣接口設計位置導致氣體只能向單側(cè)傳遞造成。

3）由圖15可知，當充氣壓力為3 MPa時，1 mm冰層脫冰面積明顯提升，2 mm和3 mm冰層脫冰面積相比1 MPa作用氣壓有所降低，該試驗結(jié)果符合仿真規(guī)律。

5 結(jié)論

本文提出一種將氣囊澆注于葉片內(nèi)部的新結(jié)構(gòu)式的氣動脈沖除冰方法，通過仿真模擬和試驗驗證得出結(jié)論如下：

1）與粘貼在翼型表面的氣囊除冰方法相比，新結(jié)構(gòu)式的氣動脈沖除冰方法能夠在減小表面形變位移和形變時長的條件下實現(xiàn)除冰目的，其中，表面形變最大位移不超過2 mm，形變時長為4 ms。

2）在較低的充氣氣壓下，覆冰厚度越薄，冰層越容易破碎和脫落，但是脫冰率偏低，可以通過增大充氣氣壓來提升冰層受到的橫向剪切應力，從而達到提升脫冰率的目的。

3）當充氣氣壓相同時，冰層厚度的增加有利于減小表面形變，同時冰層變厚有利于提升低充氣氣壓下的脫冰率。在工程應用時，可以考慮在覆冰達到一定厚度時，利用合適的低充氣氣壓實現(xiàn)大面積除冰操作，其主要原理是利用被剝離冰層帶動兩端冰層一起脫落。

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Numerical Simulation and Experimental Verification of the Influences of Icing Thicknesses on Pneumatic Impulse De-Icing Effects

Yu Zhou Shu Lichun Hu Qin Jiang Xingliang Lei Zhengfei

（Xuefeng Mountain Energy Equipment Safety National Observation and Research Station Chongqing University Chongqing 400044 China）

With the expansion of wind farm construction in cold regions around the world, more and more attention has been paid to anti-/de-icing technologies used on wind turbine blades. The common ice protection methods for wind turbine blades mainly include super-hydrophobic coating (SHC) anti-icing method and thermal anti-/de-icing methods. However, the hydrophobic property of SHC will be weakened as the number of icing increases and the thermal methods will consume a lot of time and energy with the ambient temperature goes down.Compared withthe methods mentioned above, mechanical de-icing method has better de-icing performances with lower energy consumption. Inspired by the airfoil de-icing boot, a new structured pneumatic impulse de-icing method suitable for wind turbine blade is proposed. This method uses the modified epoxy resin to pour the inflatable tube inside the protected structure. By applying an impulse of high pressure gas to produce a rapid impact force, the ice accumulated on the protected structure surface will be crushed and removed. Compared with the de-icing boot used on airfoil, the new structured pneumatic impulse de-icing method has shorter operation time and smaller surface deformation displacement.

For identifying the de-icing effects of the new structured pneumatic impulse de-icing method under different icing thicknesses, the dynamic simulation of de-icing process based on the simplified model of this new method was carried out by the commercial software Abaqus. The simulation adopted inflation pressures include 1 MPa, 1.5 MPa, 2MPa, 2.5 MPa and 3 MPa with the impulse duration is 4 ms. To verify the accuracy of simulation results, the pneumatic impulse de-icing samples were manufactured, and the icing and de-icing tests were carried out in the artificial climate chamber. The icing temperature in the climate chamber is controlled at 5℃, the wind velocity is set at 6 m/s, and the average icing thicknesses mainly include 1 mm, 2 mm and 3 mm.

The simulation and tests results show that: (1) With the increase of inflation pressure, the de-icing ratio of sample with 1 mm ice layer shows an increasing trend, and this is caused by the enhancement of transverse shear stress working at the ice/metal interface. (2) When the inflation pressure increases from 1.5 MPa to 3 MPa, the de-icing ratio of sample with 2 mm or 3 mm ice layer decreases firstly and then increases. The reason for the better performance using 1.5 MPa inflation pressure is that there is less cracks on the ice layer and the ice layer near the sample sides will be dragged off by the middle shed ice layer. When the inflation pressure is 2 MPa, more cracks appears, which makes it impossible to pull the ice off near the sample sides. With the inflation pressure further rises, the increase of transverse shear stress contributes more to the improvement of de-icing ratio. (3) The increase of ice thickness could reduce the surface deformation displacement and increase the de-icing ratio under low inflation pressure. This indicates that the new structured pneumatic impulse de-icing method has better de-icing effects by increasing the ice thickness during de-icing operation properly.

Wind turbine, icing, numerical simulation, pneumatic impulse de-icing, icing test

TM315

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.222097

國家自然科學基金資助項目（52077020, 51977016）。

2022-11-06

2022-11-30

于 周 男，1994年生，博士研究生，研究方向為風力發(fā)電機覆冰及防護。E-mail：yuzhoucqu@163.com

舒立春 男，1964年生，博士，教授，博士生導師，研究方向為高電壓與絕緣技術(shù)、輸電線路和風力發(fā)電機覆冰及防護。E-mail：lcshu@cqu.edu.cn（通信作者）

（編輯 李 冰）