太重_型风力发电增速齿轮箱有限元分析
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表1 齿轮副 第一级太阳轮 第一级内齿圈 第一级行星轮 第二级太阳轮 第二级内齿圈 各级齿轮副强度 弯曲应力 / MPa 左齿面 350. 4113 264. 6415 357. 1063 212. 025 163. 1981 右齿面 0. 0000 0. 0000 300. 88 0. 0000 0. 0000 接触应力 / MPa 左齿面 1077. 57 476. 64 1077. 57 841. 05 381. 56 右齿面 0. 0000 0. 0000 476. 64 0. 0000 0. 0000
[ 2] 4- 8、 [ 4]
我国风电发展经历了约 20 年时间, 开展研究的单位 目前主要有新疆金风、 大连华锐、 南高齿、 重齿、 郑州机械 研究所、 重庆大学等单位
[ 2] 1 - 4、 [ 3]
。太原重工股份有限公
司从 2006 年进入型、 太重 型等 3 种型号的 1. 5 MW 风电 增速齿轮箱。太重 型 1. 5MW 风电增速齿轮箱采用两级 行星一级平行轴形式, 几何模型如图 1 所示。 满足了变桨距机构的功能要求。
4
结束语
长期以来, 电动变桨距机构一直被限制在电机的领 域范围内, 国内外未见其他形式的应用于风力发电机组。 我们提出了一种新的结构应用 电作动筒变桨传动机 构, 并通过 Pro/ E 参数化建模, 结合 MA TLAB/ Simulink 进 行仿真、 分析, 得出结论, 此变桨距机构是可行的, 这为风 机以后的国内外优化设计提供了更好的基础。
图6 小齿轮弯曲与扭转变形曲线
整体进行分析的方案比较符合实际情况。为保证几何 真实性 , 在有限元建模时, 直接由箱体组件的 ug/ Para solid/ x- t 文件格式向 ANSYS 中导入其几何实体模型, 然后基于该实体模型进行网格划分。箱体组件有限元 模型及其载荷和约束加载如图 8 所示。 箱体组件应力及应变云图如图 9 所示。箱体组件 第一主应力为 137MPa, 出现在法兰盘的转角处, 由于 箱体组件采用 QT400, 其抗拉强度极限是 400 MPa, 屈
[ 5]
图4
内齿圈与行星轮接触应力分布
同时 , 理论分析表明, 在各项误差综合作用下 , 第 一级行星轮系的均载系数为 1. 130, 第二级行星轮系 的均载系数为 1. 146; 在只 考虑齿轮齿形误差的情况 下, 第一级行星轮系的均载系数为 1. 049, 第二级行星 轮系的均载系数为 1. 051。太重 型风电增速齿轮箱 利用太阳轮浮动进行均载 , 两级行星轮系的均载系数 均较小, 均载效果较好。 1. 2 高速级齿轮副接触分析及修形 当齿轮受载后, 由于轴承游隙的存在使得齿轮轴 在力的作用下产生一定的倾斜, 进而影响齿轮的接触 情况, 并且由于热源的存 在影响齿轮副的接 触情况。 因此有必要对在考虑轴承游隙以及热力耦合情况对齿 轮副的接触情况进行分析。 将输出轴与空心轴一起建模, 空心轴大齿轮与小 齿轮接触齿部分定义接触对 , 空心轴与太阳轴通过花 键与太阳轴联接 , 花键部分通过刚性耦合定义 , 最后在 太阳轴上加载转矩, 所建立的有限元模型如图 5 所示。
行星轮最大变形量为 0. 0175mm, 内齿圈最大变形 量为 0. 0139mm, 均发生在齿顶部位。最大接触应力为 416 MPa, 发生在 3 号齿的接触线顶部。根据分析结果可 知, 行星轮系和内齿圈的变形很小, 接触应力也很小, 满 足材料的刚度和强度要求。目前, 在大多数风电增速齿 轮箱的设计上不要求对行星轮和内齿圈进行修形。事 实上, 通过分析可知, 行星轮和内齿圈的最大变形发生 在齿顶部位 , 而最大的接触应力也发生在齿顶和齿根部
0
引言
风电增速齿轮箱是目前在兆瓦级风力发电机中属 易过载和损坏率较高的部件。由于机组安装在高山、 荒野、 海滩、 海岛等风口处 , 受无规律的变向变负荷的 风力作用以及强阵风的冲击 , 常年经受酷暑严寒和极 端温差的影响, 加之所处自然环境交通不便, 风电齿轮 箱安装在塔顶的狭小空间内, 一旦出现故障, 修复非常 困难 , 故对其可靠性和使用寿命都提出了比一般机械 高得多的要求
图 10 箱 体 组件 热分 析 有限 元模型
57
小齿轮的弯曲应力均较没有考虑轴承游隙情况下有所 增加 , 但幅值不大, 均在许用齿根弯曲应力范围内。考 虑轴承游隙后, 高速级大小齿轮的扭转变形有较大变 化, 其中大齿轮 在非接触齿上扭转变形增加, 而小齿 轮在非接触齿上的扭转变形减小; 在弯曲变形上, 大齿 轮变化不是很大 , 而小齿轮在考虑轴承游隙之后弯曲 变形明显增加。
图2
内齿圈与行星轮有限元模型
为能更好的了解各个齿面的变形和接触情况, 现 将行星轮和内齿圈在某一瞬时接触的 3 个齿依次进行 编号。第一级行星轮和内齿圈接触的有限元网格划分 如图 2a、 图 2b 所示。施加载荷与约束后, 利用 ANSYS 进行分析 , 得到内齿圈与行星轮应力应变如图 3 所示; 齿轮副中 3 个齿的接触应力分布见图 4。
魏
孙 伟
摘要 风电增速齿轮箱在兆瓦级风力发电机中属易过载和损坏率较高的部件, 对其性能进行分析, 预测其性能并进行 优化是 十分必 要的 。 本文中 利用 ANSYS 软 件对太 重 型两 级行星 一级平 行轴 1. 5MW 风力发电增速齿轮箱进行有限元分析, 对太重 型风力发电增速齿轮箱各级齿轮强度进行校核, 得到了各级齿轮副的齿廓和齿向修形数据; 对行星轮系载荷均载特性 、 主箱体组件、 行星架、 花键联接等 进行分析, 得到了风力发电增速齿轮箱各级零部件强度和刚度等相关数据 , 为风电增速齿轮箱的可靠性 评估及优化设计奠定基础 。 关键词 风力发电 增速齿轮箱 有限元 性能分析
图7
齿轮副整体变形云图
服极限是 250MPa, 远小于材料的屈服极限。同时, 从 箱体组件应力云图可以看出 , 整个箱体组件的其它部 位应力水平都较低。因此 , 从静强度观点出发 , 箱体组 件结构强度是可靠的。
在考虑热力耦合之后 , 高速级齿轮副大小齿轮副 的弯曲变形影响不大。考虑热力耦合效应后 , 小齿轮 的最大扭转变形以及非接触齿上的弯 曲变形量均减 小。热力耦合效应对齿轮副接触齿上的扭转变形影响 不大 , 但对非接触齿的扭转变形影响较大。 1. 3 有限元结果与 DIN 标计算比较 为对各级齿轮有限元分析结果进行验证 , 现将利 用 DIN3990 1987 计算 的各级齿轮副强度 列于表 1 中。通过比较可知, 利用有限元法得到的各级齿轮副 的接触、 弯曲应 力均要小于按照 DIN3990 1987 得到 的接触、 弯曲应力。这主要是由于在利用有限元法进 行齿轮副接触分析时没有考虑齿轮使用系数、 应力修 正系数、 寿命系数等造成的。
第 33 卷
第6期
太重
型风力发电增速齿轮箱有限元分析
55
文章编号 : 1004- 2539( 2009) 06- 0055- 06
太重
型风力发电增速齿轮箱有限元分析
山西 太原 030024)
( 太原重工股份有限公司 齿轮传动分公司 , ( 大连理工大学 机械工程学院 ,
郭爱贵 静
范为民
辽宁 大连 116024)
第 33 卷
第6期
太重
型风力发电增速齿轮箱有限元分析
接触应力 / MPa 左齿面 第二级行星轮 第三级大齿轮 第三级小齿轮 841. 05 0. 0000 0. 0000 右齿面 381. 56 979. 57 979. 57 弯曲应力 / MPa 左齿面 215. 9074 0. 0000 0. 0000 右齿面
[ 6]
图8
箱体组件有限元模型及加载
图9
箱体组件应力及应变
2. 2
箱体组件热力耦合分析 热分析的主要目的就是计算箱体组件在各种热源
58
机械传动
2009 年
及环境温度的影响下, 达到热平衡时箱体组件各处的 温度分布。箱体组件受热主要是由于运动部件的摩擦 生热引起 , 主要有两种, 一种 是齿轮间相互啮合造成功率 损失, 一种是轴承部 件的发 热。根据各运动部件的实际 工作情况和结构, 采 取经验 公式确定各热源及热交换边 界条件。采用六面体 8 节点 的 solid70 有 限元 单 元。箱 如图 10、 图 11 所示。
图5 图3 内齿圈与行星轮变形云图
高速级齿轮副分析有限元模型
为得到大、 小齿轮的齿廓和齿向修形数据 , 需要从 有限元分析结果中提取齿轮的弯曲、 扭转以及齿轮的 总体最大变形数据, 图 6 所示为小齿轮弯曲与扭转变 形曲线, 图 7 所示为大、 小齿轮整体变形云图。将齿轮 两端面扭转变形量转化到分度圆上的扭转角即可得到 齿轮的螺旋角修形量。 本文中分析了考虑轴承游隙以及热力耦合效应影 响和不考虑轴承游隙以及热力耦合效 应影响两种情 况。根据后处理结果可知 : 考虑轴承游隙后高速级大
同程度的弹性变形 , 其中轮齿变形与传动过程中的冲 击、 振动关系非常密切, 而齿面接触应力和齿根弯曲应 力的大小又与齿轮轮齿的折断和工作齿面的点蚀、 胶合 等失效形式关联。风电齿轮箱中的齿轮工况复杂、 载荷 大, 因此对风电齿轮箱中的齿轮进行接触分析具有重要 的价值。我们除按照标准对太重 型风力发电增速齿 轮箱各级齿轮强度进行校核外, 同时运用 ANSYS 软件 对各级齿轮的接触情况进行分析 。由于篇幅有限, 本 文中我们只给出行星轮系中第一级行星轮和内齿圈以 及高速级齿轮副的接触分析的分析过程及结果。 1. 1 行星轮系有限元分析
参 [ 1] 考 文 献
刘光德 , 邢作霞 , 李科 , 等 . 风力发电 机组电 动变 桨距系 统的研 究
作者简介 : 李志梅 ( 1979- ) , 女 , 山东诸城人 , 硕士 , 讲师
56
机械传动
2009 年
1
齿轮副有限元分析
风电增速齿轮箱在传递功率时, 各零部件会产生不
位, 因此, 如果想降低行星轮和内齿圈的变形量和接触 应力, 可以考虑对行星轮和内齿圈齿形进行修形。
[ 1]
图1
齿轮箱几何模型
。
随着风力发电机组向大型化发展, 对齿轮箱寿命和 可靠性的要求也越来越高 , 对风电增速箱结构件进行计 算分析也显得越来越重要 。本文中我们以载荷 谱当量载荷为输入载荷, 从静力学角度对太原重工研制 的太重 型 1. 5 MW 风电增速齿轮箱的各级齿轮副强 度、 齿廓和齿向修形、 主箱体、 行星架等进行分析, 为齿 轮箱的可靠性评估及参数优化提供数据支持, 对大型风 电齿轮箱的高可靠性和轻量化设计具有重要意义。
齿轮副
191. 3878 451. 8079 422. 0659
注 : 表中数值为 0. 0000 表示非工作齿面。
2
2. 1
箱体组件有限元分析
箱体组件静力分析 风电齿轮箱箱体组件是整个齿轮箱的外壳 , 同时
又是齿轮轴的支承体。考虑到实际工作过程中 , 上下 箱体、 内齿圈、 法兰盘通过螺栓紧密地联接在一起, 不 允许有任何相对运动, 各体之间协调一致共同承担内 部部件的作用, 因此在有限元分析中把各体当作一个
[ J] . 电机与控制应用 , 2006, 33( 10) : 31- 34. [ 2] 林勇刚 . 大型风力机变桨距 控制技术 研究 [ D ] . 杭 州 : 浙江大 学 , 2005: 8- 9. [ 3] 叶杭冶 . 风力发电机组的控制 技术 [ M ] . 北京 : 机械 工业出版 社 , 2006: 101- 103. [ 4] 黄朝阳 . 风力发电变桨距传动及控制系统 的虚拟设计 [ D ] . 西 安 : 西安理工大学 , 2005: 11- 12. [ 5] [ 6] 勒古里雷斯 . 风力机的理论与设计 [ M] . 施 鹏飞 , 译 . 北京 : 机械 工 业出版社 , 1987: 11- 13. 徐灯锋 . Pro/ Mechanism/ M ECHANICA Wild fire 2. 0 机构 / 运动 / 结 构 / 热力分析 [ M ] . 北京 : 电子工业出版社 , 2006: 50- 55. 收稿日期 : 20090109
[ 2] 4- 8、 [ 4]
我国风电发展经历了约 20 年时间, 开展研究的单位 目前主要有新疆金风、 大连华锐、 南高齿、 重齿、 郑州机械 研究所、 重庆大学等单位
[ 2] 1 - 4、 [ 3]
。太原重工股份有限公
司从 2006 年进入型、 太重 型等 3 种型号的 1. 5 MW 风电 增速齿轮箱。太重 型 1. 5MW 风电增速齿轮箱采用两级 行星一级平行轴形式, 几何模型如图 1 所示。 满足了变桨距机构的功能要求。
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结束语
长期以来, 电动变桨距机构一直被限制在电机的领 域范围内, 国内外未见其他形式的应用于风力发电机组。 我们提出了一种新的结构应用 电作动筒变桨传动机 构, 并通过 Pro/ E 参数化建模, 结合 MA TLAB/ Simulink 进 行仿真、 分析, 得出结论, 此变桨距机构是可行的, 这为风 机以后的国内外优化设计提供了更好的基础。
图6 小齿轮弯曲与扭转变形曲线
整体进行分析的方案比较符合实际情况。为保证几何 真实性 , 在有限元建模时, 直接由箱体组件的 ug/ Para solid/ x- t 文件格式向 ANSYS 中导入其几何实体模型, 然后基于该实体模型进行网格划分。箱体组件有限元 模型及其载荷和约束加载如图 8 所示。 箱体组件应力及应变云图如图 9 所示。箱体组件 第一主应力为 137MPa, 出现在法兰盘的转角处, 由于 箱体组件采用 QT400, 其抗拉强度极限是 400 MPa, 屈
[ 5]
图4
内齿圈与行星轮接触应力分布
同时 , 理论分析表明, 在各项误差综合作用下 , 第 一级行星轮系的均载系数为 1. 130, 第二级行星轮系 的均载系数为 1. 146; 在只 考虑齿轮齿形误差的情况 下, 第一级行星轮系的均载系数为 1. 049, 第二级行星 轮系的均载系数为 1. 051。太重 型风电增速齿轮箱 利用太阳轮浮动进行均载 , 两级行星轮系的均载系数 均较小, 均载效果较好。 1. 2 高速级齿轮副接触分析及修形 当齿轮受载后, 由于轴承游隙的存在使得齿轮轴 在力的作用下产生一定的倾斜, 进而影响齿轮的接触 情况, 并且由于热源的存 在影响齿轮副的接 触情况。 因此有必要对在考虑轴承游隙以及热力耦合情况对齿 轮副的接触情况进行分析。 将输出轴与空心轴一起建模, 空心轴大齿轮与小 齿轮接触齿部分定义接触对 , 空心轴与太阳轴通过花 键与太阳轴联接 , 花键部分通过刚性耦合定义 , 最后在 太阳轴上加载转矩, 所建立的有限元模型如图 5 所示。
行星轮最大变形量为 0. 0175mm, 内齿圈最大变形 量为 0. 0139mm, 均发生在齿顶部位。最大接触应力为 416 MPa, 发生在 3 号齿的接触线顶部。根据分析结果可 知, 行星轮系和内齿圈的变形很小, 接触应力也很小, 满 足材料的刚度和强度要求。目前, 在大多数风电增速齿 轮箱的设计上不要求对行星轮和内齿圈进行修形。事 实上, 通过分析可知, 行星轮和内齿圈的最大变形发生 在齿顶部位 , 而最大的接触应力也发生在齿顶和齿根部
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引言
风电增速齿轮箱是目前在兆瓦级风力发电机中属 易过载和损坏率较高的部件。由于机组安装在高山、 荒野、 海滩、 海岛等风口处 , 受无规律的变向变负荷的 风力作用以及强阵风的冲击 , 常年经受酷暑严寒和极 端温差的影响, 加之所处自然环境交通不便, 风电齿轮 箱安装在塔顶的狭小空间内, 一旦出现故障, 修复非常 困难 , 故对其可靠性和使用寿命都提出了比一般机械 高得多的要求
图 10 箱 体 组件 热分 析 有限 元模型
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小齿轮的弯曲应力均较没有考虑轴承游隙情况下有所 增加 , 但幅值不大, 均在许用齿根弯曲应力范围内。考 虑轴承游隙后, 高速级大小齿轮的扭转变形有较大变 化, 其中大齿轮 在非接触齿上扭转变形增加, 而小齿 轮在非接触齿上的扭转变形减小; 在弯曲变形上, 大齿 轮变化不是很大 , 而小齿轮在考虑轴承游隙之后弯曲 变形明显增加。
图2
内齿圈与行星轮有限元模型
为能更好的了解各个齿面的变形和接触情况, 现 将行星轮和内齿圈在某一瞬时接触的 3 个齿依次进行 编号。第一级行星轮和内齿圈接触的有限元网格划分 如图 2a、 图 2b 所示。施加载荷与约束后, 利用 ANSYS 进行分析 , 得到内齿圈与行星轮应力应变如图 3 所示; 齿轮副中 3 个齿的接触应力分布见图 4。
魏
孙 伟
摘要 风电增速齿轮箱在兆瓦级风力发电机中属易过载和损坏率较高的部件, 对其性能进行分析, 预测其性能并进行 优化是 十分必 要的 。 本文中 利用 ANSYS 软 件对太 重 型两 级行星 一级平 行轴 1. 5MW 风力发电增速齿轮箱进行有限元分析, 对太重 型风力发电增速齿轮箱各级齿轮强度进行校核, 得到了各级齿轮副的齿廓和齿向修形数据; 对行星轮系载荷均载特性 、 主箱体组件、 行星架、 花键联接等 进行分析, 得到了风力发电增速齿轮箱各级零部件强度和刚度等相关数据 , 为风电增速齿轮箱的可靠性 评估及优化设计奠定基础 。 关键词 风力发电 增速齿轮箱 有限元 性能分析
图7
齿轮副整体变形云图
服极限是 250MPa, 远小于材料的屈服极限。同时, 从 箱体组件应力云图可以看出 , 整个箱体组件的其它部 位应力水平都较低。因此 , 从静强度观点出发 , 箱体组 件结构强度是可靠的。
在考虑热力耦合之后 , 高速级齿轮副大小齿轮副 的弯曲变形影响不大。考虑热力耦合效应后 , 小齿轮 的最大扭转变形以及非接触齿上的弯 曲变形量均减 小。热力耦合效应对齿轮副接触齿上的扭转变形影响 不大 , 但对非接触齿的扭转变形影响较大。 1. 3 有限元结果与 DIN 标计算比较 为对各级齿轮有限元分析结果进行验证 , 现将利 用 DIN3990 1987 计算 的各级齿轮副强度 列于表 1 中。通过比较可知, 利用有限元法得到的各级齿轮副 的接触、 弯曲应 力均要小于按照 DIN3990 1987 得到 的接触、 弯曲应力。这主要是由于在利用有限元法进 行齿轮副接触分析时没有考虑齿轮使用系数、 应力修 正系数、 寿命系数等造成的。
第 33 卷
第6期
太重
型风力发电增速齿轮箱有限元分析
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文章编号 : 1004- 2539( 2009) 06- 0055- 06
太重
型风力发电增速齿轮箱有限元分析
山西 太原 030024)
( 太原重工股份有限公司 齿轮传动分公司 , ( 大连理工大学 机械工程学院 ,
郭爱贵 静
范为民
辽宁 大连 116024)
第 33 卷
第6期
太重
型风力发电增速齿轮箱有限元分析
接触应力 / MPa 左齿面 第二级行星轮 第三级大齿轮 第三级小齿轮 841. 05 0. 0000 0. 0000 右齿面 381. 56 979. 57 979. 57 弯曲应力 / MPa 左齿面 215. 9074 0. 0000 0. 0000 右齿面
[ 6]
图8
箱体组件有限元模型及加载
图9
箱体组件应力及应变
2. 2
箱体组件热力耦合分析 热分析的主要目的就是计算箱体组件在各种热源
58
机械传动
2009 年
及环境温度的影响下, 达到热平衡时箱体组件各处的 温度分布。箱体组件受热主要是由于运动部件的摩擦 生热引起 , 主要有两种, 一种 是齿轮间相互啮合造成功率 损失, 一种是轴承部 件的发 热。根据各运动部件的实际 工作情况和结构, 采 取经验 公式确定各热源及热交换边 界条件。采用六面体 8 节点 的 solid70 有 限元 单 元。箱 如图 10、 图 11 所示。
图5 图3 内齿圈与行星轮变形云图
高速级齿轮副分析有限元模型
为得到大、 小齿轮的齿廓和齿向修形数据 , 需要从 有限元分析结果中提取齿轮的弯曲、 扭转以及齿轮的 总体最大变形数据, 图 6 所示为小齿轮弯曲与扭转变 形曲线, 图 7 所示为大、 小齿轮整体变形云图。将齿轮 两端面扭转变形量转化到分度圆上的扭转角即可得到 齿轮的螺旋角修形量。 本文中分析了考虑轴承游隙以及热力耦合效应影 响和不考虑轴承游隙以及热力耦合效 应影响两种情 况。根据后处理结果可知 : 考虑轴承游隙后高速级大
同程度的弹性变形 , 其中轮齿变形与传动过程中的冲 击、 振动关系非常密切, 而齿面接触应力和齿根弯曲应 力的大小又与齿轮轮齿的折断和工作齿面的点蚀、 胶合 等失效形式关联。风电齿轮箱中的齿轮工况复杂、 载荷 大, 因此对风电齿轮箱中的齿轮进行接触分析具有重要 的价值。我们除按照标准对太重 型风力发电增速齿 轮箱各级齿轮强度进行校核外, 同时运用 ANSYS 软件 对各级齿轮的接触情况进行分析 。由于篇幅有限, 本 文中我们只给出行星轮系中第一级行星轮和内齿圈以 及高速级齿轮副的接触分析的分析过程及结果。 1. 1 行星轮系有限元分析
参 [ 1] 考 文 献
刘光德 , 邢作霞 , 李科 , 等 . 风力发电 机组电 动变 桨距系 统的研 究
作者简介 : 李志梅 ( 1979- ) , 女 , 山东诸城人 , 硕士 , 讲师
56
机械传动
2009 年
1
齿轮副有限元分析
风电增速齿轮箱在传递功率时, 各零部件会产生不
位, 因此, 如果想降低行星轮和内齿圈的变形量和接触 应力, 可以考虑对行星轮和内齿圈齿形进行修形。
[ 1]
图1
齿轮箱几何模型
。
随着风力发电机组向大型化发展, 对齿轮箱寿命和 可靠性的要求也越来越高 , 对风电增速箱结构件进行计 算分析也显得越来越重要 。本文中我们以载荷 谱当量载荷为输入载荷, 从静力学角度对太原重工研制 的太重 型 1. 5 MW 风电增速齿轮箱的各级齿轮副强 度、 齿廓和齿向修形、 主箱体、 行星架等进行分析, 为齿 轮箱的可靠性评估及参数优化提供数据支持, 对大型风 电齿轮箱的高可靠性和轻量化设计具有重要意义。
齿轮副
191. 3878 451. 8079 422. 0659
注 : 表中数值为 0. 0000 表示非工作齿面。
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2. 1
箱体组件有限元分析
箱体组件静力分析 风电齿轮箱箱体组件是整个齿轮箱的外壳 , 同时
又是齿轮轴的支承体。考虑到实际工作过程中 , 上下 箱体、 内齿圈、 法兰盘通过螺栓紧密地联接在一起, 不 允许有任何相对运动, 各体之间协调一致共同承担内 部部件的作用, 因此在有限元分析中把各体当作一个
[ J] . 电机与控制应用 , 2006, 33( 10) : 31- 34. [ 2] 林勇刚 . 大型风力机变桨距 控制技术 研究 [ D ] . 杭 州 : 浙江大 学 , 2005: 8- 9. [ 3] 叶杭冶 . 风力发电机组的控制 技术 [ M ] . 北京 : 机械 工业出版 社 , 2006: 101- 103. [ 4] 黄朝阳 . 风力发电变桨距传动及控制系统 的虚拟设计 [ D ] . 西 安 : 西安理工大学 , 2005: 11- 12. [ 5] [ 6] 勒古里雷斯 . 风力机的理论与设计 [ M] . 施 鹏飞 , 译 . 北京 : 机械 工 业出版社 , 1987: 11- 13. 徐灯锋 . Pro/ Mechanism/ M ECHANICA Wild fire 2. 0 机构 / 运动 / 结 构 / 热力分析 [ M ] . 北京 : 电子工业出版社 , 2006: 50- 55. 收稿日期 : 20090109