繆維跑， 李 春,2， 陽(yáng) 君,2

(1．上海理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200093；2.上海市動(dòng)力工程多相流動(dòng)與傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200093)

基于偏航的風(fēng)力機(jī)尾跡偏移控制流動(dòng)機(jī)理研究

繆維跑1， 李 春1,2， 陽(yáng) 君1,2

(1．上海理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200093；2.上海市動(dòng)力工程多相流動(dòng)與傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200093)

通過(guò)非定常CFD方法模擬在大氣邊界層環(huán)境下2臺(tái)串列布置的全尺寸5 MW風(fēng)力機(jī)組，研究在風(fēng)場(chǎng)多尺度流動(dòng)特性下基于偏航的尾跡控制方法導(dǎo)致尾跡偏移的流動(dòng)機(jī)理.結(jié)果表明：上游風(fēng)力機(jī)偏航可有效提高風(fēng)場(chǎng)總功率；速度場(chǎng)分析顯示偏航時(shí)尾跡發(fā)生形變，而渦量場(chǎng)分析表明偏航的尾跡在傳播過(guò)程中將產(chǎn)生一對(duì)逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)的渦，從而導(dǎo)致尾跡在宏觀(guān)上表現(xiàn)為偏移；尾跡偏移效果僅在輪轂高度處較為顯著，發(fā)生形變的尾跡低速區(qū)仍會(huì)向其余區(qū)域擴(kuò)散.

尾跡控制； 偏航； 水平軸風(fēng)力機(jī)； 葉尖渦； CFD

為提高土地及風(fēng)資源的利用率，現(xiàn)代風(fēng)場(chǎng)通常布置多排風(fēng)力機(jī)組同時(shí)運(yùn)行[1].為減緩機(jī)組間的尾跡效應(yīng)，提高風(fēng)場(chǎng)的總輸出功率，基于風(fēng)場(chǎng)布局的傳統(tǒng)方法在設(shè)計(jì)階段規(guī)劃風(fēng)力機(jī)組的位置[2]，或協(xié)同運(yùn)行不同風(fēng)輪直徑、塔架高度和間距的風(fēng)力機(jī)組[3-4].但此類(lèi)尾跡被動(dòng)控制方法的效率在風(fēng)況發(fā)生變化時(shí)可能有所降低，尤其當(dāng)風(fēng)輪進(jìn)行偏航對(duì)風(fēng)時(shí)上游風(fēng)力機(jī)的尾跡可能?chē)?yán)重影響下游風(fēng)力機(jī).

為了減緩對(duì)下游風(fēng)力機(jī)的干擾，近期研究方向轉(zhuǎn)向主動(dòng)控制風(fēng)場(chǎng)尾跡.一種尾跡控制方法是控制尾跡的流向，即當(dāng)風(fēng)力機(jī)組對(duì)準(zhǔn)入流風(fēng)向時(shí)，有意使上游風(fēng)力機(jī)處于偏航狀態(tài)，從而使尾跡流向偏移以避開(kāi)下游風(fēng)力機(jī)，進(jìn)而使下游風(fēng)力機(jī)的功率增大以補(bǔ)償上游風(fēng)力機(jī)的功率損失.Jiménez等[5]首先提出該方法并使用大渦模擬結(jié)合制動(dòng)盤(pán)模型進(jìn)行數(shù)值模擬，而Wagenaar等[6]和Andresen[7]則通過(guò)實(shí)驗(yàn)方法驗(yàn)證了此基于偏航尾跡控制策略的有效性.Fleming等[8-9]模擬了在大氣邊界層環(huán)境下上游風(fēng)力機(jī)不同偏航角度對(duì)風(fēng)場(chǎng)全局功率性能的影響，并提出使用仰角或獨(dú)立變槳的方法誘導(dǎo)上游風(fēng)力機(jī)產(chǎn)生橫向力以偏移尾跡的軌跡.

然而，上述研究均基于制動(dòng)盤(pán)模型(Actuator Disk Model，ADM)或制動(dòng)線(xiàn)模型(Actuator Line Model，ALM)，盡管制動(dòng)模型可減少計(jì)算量，但需添加額外的工程經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ陀糜谀M風(fēng)輪的旋轉(zhuǎn)，且通常忽略了機(jī)艙和塔架的影響，從而降低了真實(shí)性及三維流動(dòng)效果[10-12].此外，制動(dòng)模型計(jì)算的風(fēng)場(chǎng)尾跡可能低估了尾跡速度虧損持續(xù)性，與使用全尺寸風(fēng)輪模型(Full-scale RotorModel，F(xiàn)RM)模擬的結(jié)果相比，其尾跡將在更短距離內(nèi)恢復(fù)速度虧損，從而高估了下游風(fēng)力機(jī)的功率輸出[13].因此，筆者使用全尺寸風(fēng)力機(jī)模型模擬在大氣邊界層(Atmospheric Boundary Layer，ABL)環(huán)境下2臺(tái)串列布置的5 MW風(fēng)力機(jī)，更為細(xì)致地研究在風(fēng)場(chǎng)多尺度流動(dòng)特征下基于偏航的尾跡控制方法的流動(dòng)機(jī)理以及對(duì)下游風(fēng)力機(jī)的影響.

1 數(shù)值模擬

1.1 風(fēng)力機(jī)模型

以美國(guó)可再生能源實(shí)驗(yàn)室(National Renewable Energy Laboratory，NREL)發(fā)布的5 MW海上風(fēng)力機(jī)[14]為研究對(duì)象，主要設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1.通過(guò)CAD建立的幾何模型如圖1所示，包括輪轂、機(jī)艙及塔架.制動(dòng)模型忽略了塔架及機(jī)艙，因此無(wú)法考慮塔影效應(yīng)對(duì)尾跡的影響.

1.2 風(fēng)場(chǎng)布置

為研究尾跡的偏移運(yùn)動(dòng)，串列布置2臺(tái)5 MW風(fēng)力機(jī)，其風(fēng)輪轉(zhuǎn)動(dòng)方向皆為順時(shí)針，計(jì)算過(guò)程中根據(jù)風(fēng)輪平面的平均風(fēng)速調(diào)整風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)速，以保證最佳葉尖速比.兩風(fēng)力機(jī)的間距越大，尾跡的速度虧損恢復(fù)得越完整，但受限于土地面積和電纜連接所耗成本，該間距不宜過(guò)大[15].因此，兩風(fēng)力機(jī)的間距選用標(biāo)準(zhǔn)的7倍[16]風(fēng)輪直徑距離(7D=882 m).文獻(xiàn)[9]的研究結(jié)果表明，尾跡偏移的程度及風(fēng)場(chǎng)總功率受上游風(fēng)力機(jī)偏航角度的影響，如圖2所示.為研究偏航尾跡流動(dòng)特性，選取效果相對(duì)較好的30°偏航角工況進(jìn)行數(shù)值模擬，同時(shí)與未偏航工況(即0°偏航角)進(jìn)行對(duì)比.

表1 NREL 5 MW風(fēng)力機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)

圖1 NREL 5 MW風(fēng)力機(jī)幾何模型

圖2 上游風(fēng)力機(jī)偏航角度對(duì)風(fēng)場(chǎng)功率的影響

Fig.2 Influence of yaw angle of upstream wind turbine on the wind farm power output

1.3 計(jì)算域網(wǎng)格

模擬采用商用CFD軟件STAR-CCM+10.02進(jìn)行網(wǎng)格生成及流場(chǎng)計(jì)算.風(fēng)場(chǎng)尺寸及網(wǎng)格細(xì)化分布如圖3所示，由旋轉(zhuǎn)域(2個(gè)風(fēng)輪區(qū)域)和靜止域(風(fēng)場(chǎng)區(qū)域，包括塔架及機(jī)艙)組成，靜止域使用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格，旋轉(zhuǎn)域使用多面體網(wǎng)格以捕捉復(fù)雜的三維葉片曲面并通過(guò)滑移網(wǎng)格技術(shù)實(shí)現(xiàn)風(fēng)輪旋轉(zhuǎn).鑒于風(fēng)場(chǎng)模擬的多尺度性，網(wǎng)格分區(qū)域進(jìn)行逐級(jí)細(xì)化，如圖3虛線(xiàn)所示.葉根渦及葉尖渦的網(wǎng)格質(zhì)量對(duì)尾跡發(fā)展影響重大，若不同網(wǎng)格尺寸之間過(guò)渡過(guò)大易導(dǎo)致渦量耗散過(guò)快，因此在1D區(qū)域內(nèi)對(duì)葉根渦及葉尖渦影響范圍使用更小尺寸網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化.風(fēng)場(chǎng)及風(fēng)輪葉片處的網(wǎng)格如圖4所示，葉片表面覆蓋棱柱層網(wǎng)格以保證壁面邊界層流動(dòng)模擬的準(zhǔn)確性.

(a) 俯視圖

(b) 截面A-A′

Fig.3 Dimensions of the wind farm and regions of the mesh refinement

圖4 風(fēng)場(chǎng)及風(fēng)輪網(wǎng)格拓?fù)?/p>

1.4 數(shù)值模擬設(shè)置

研究采用非定常不可壓縮模擬方法，采用SSTk-ω湍流模型，采用隱式Segregated模型求解流動(dòng)方程，壓力-速度耦合采用SIMPLE算法，離散方程采用二階迎風(fēng)格式.入口邊界為速度入口，出口邊界為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓(0 Pa)的壓力出口，上側(cè)及左右兩側(cè)邊界使用對(duì)稱(chēng)平面以確保該表面沒(méi)有法向速度和徑向速度梯度的變化，風(fēng)力機(jī)表面為光滑無(wú)滑移壁面，壁面y+值如圖5所示.

對(duì)于地面，需使用粗糙的壁面條件以生成大氣邊界層環(huán)境.受大氣邊界層的影響，垂直方向的速度發(fā)生變化，接近地面處的風(fēng)速有所降低，即所謂的風(fēng)剪切效應(yīng)[17].由于5 MW風(fēng)力機(jī)的高度超過(guò)150 m，風(fēng)剪切效應(yīng)將影響風(fēng)力機(jī)的運(yùn)行狀況[18]，故不可忽略.

圖5 壁面y+

(1)

(2)

式中：z為高度；κ為von Karman常數(shù)，κ=0.4；z0為大氣粗糙高度；u*為摩擦速度；Cμ為與湍動(dòng)能耗散相關(guān)的模型系數(shù)，Cμ=0.09；k為入口邊界的湍動(dòng)能，此處取固定值.

假設(shè)風(fēng)場(chǎng)處于海上的中性大氣邊界層環(huán)境，故粗糙高度定義為0.001 m[8].通過(guò)STAR-CCM+的自定義函數(shù)將此風(fēng)剪切速度應(yīng)用于入口邊界.通過(guò)SSTk-ω湍流模型生成的大氣邊界層實(shí)際為高雷諾數(shù)的壁面函數(shù)，速度需從邊界層的對(duì)數(shù)律層開(kāi)始發(fā)展，故地面邊界網(wǎng)格的y+需大于30.地表的壁面函數(shù)為：

(3)

(4)

(5)

式中：kG為第一層網(wǎng)格的湍動(dòng)能.對(duì)于地面邊界條件的湍動(dòng)能，定義為法向零梯度：

(6)

進(jìn)行非定常模擬前，通過(guò)定常模擬賦予流場(chǎng)初值.額定風(fēng)速下風(fēng)輪的旋轉(zhuǎn)周期為4.959 s，取時(shí)間步長(zhǎng)為0.013 77 s，即每個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)1°.非定常模擬算例使用32個(gè)處理器并行進(jìn)行，一個(gè)風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)周期耗時(shí)近20 h.

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 網(wǎng)格及輸出功率驗(yàn)證

通過(guò)定常模擬計(jì)算不同網(wǎng)格數(shù)下單個(gè)風(fēng)力機(jī)的風(fēng)輪扭矩，進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，最終選取風(fēng)場(chǎng)網(wǎng)格單元數(shù)約為2.42×107，其中每個(gè)風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)區(qū)域的網(wǎng)格單元數(shù)為5.2×106，此時(shí)葉片表面最小尺寸為0.005 m，最大尺寸為0.05 m.

風(fēng)力機(jī)的功率通過(guò)轉(zhuǎn)子順時(shí)針?lè)较虻呐ぞ毓浪悖?/p>

(7)

式中：P為輸出功率；M為轉(zhuǎn)子扭矩；n為風(fēng)輪轉(zhuǎn)速.

從切入風(fēng)速(3 m/s)至額定風(fēng)速(11.4 m/s)進(jìn)行定常模擬，計(jì)算上游風(fēng)力機(jī)輸出功率以驗(yàn)證模擬的準(zhǔn)確性，結(jié)果示于圖6.由圖6可見(jiàn)，模擬結(jié)果與設(shè)計(jì)值相近，平均誤差僅為6%.

圖6 輸出功率驗(yàn)證

非定常計(jì)算以定常計(jì)算的結(jié)果為初始值，對(duì)應(yīng)輪轂高度處風(fēng)速為11.4 m/s的額定工況，風(fēng)輪轉(zhuǎn)速為12.1 r/min，計(jì)算過(guò)程中通過(guò)自定義函數(shù)監(jiān)控入流風(fēng)速大小，從而對(duì)風(fēng)輪轉(zhuǎn)速進(jìn)行自動(dòng)調(diào)整.圖7為模擬150 s(約30個(gè)風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)周期)偏航和未偏航情況下風(fēng)力機(jī)的輸出功率.偏航30°時(shí)上游風(fēng)力機(jī)的功率下降22.35%，而下游風(fēng)力機(jī)的輸出功率增加57.01%，故上下游風(fēng)力機(jī)總輸出功率增加2.11%.

(a) 125～150 s功率曲線(xiàn)

(b) 2種工況風(fēng)場(chǎng)平均功率對(duì)比

2.2 速度場(chǎng)分析

選取數(shù)個(gè)150 s時(shí)入流風(fēng)向(x軸向)的垂直截面速度云圖以及輪轂高度處的水平面速度云圖，如圖8所示.在x/D=0截面處可清楚觀(guān)察到由塔影效應(yīng)引起的低速區(qū).當(dāng)上游風(fēng)力機(jī)未偏航時(shí)，0

當(dāng)上游風(fēng)力機(jī)偏航30°時(shí)，其尾跡形狀不再具有對(duì)稱(chēng)性，并且隨著傳播距離的增加逐漸扭曲.通常在一些經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ椭?如WASP模型)尾跡被假設(shè)為具有對(duì)稱(chēng)性并以尾跡寬度表示其膨脹效應(yīng)的程度[20].但當(dāng)風(fēng)輪偏航時(shí)，其尾跡將發(fā)生形變，低速區(qū)向上下方轉(zhuǎn)移，導(dǎo)致傳統(tǒng)的尾跡寬度定義方法可能難以真實(shí)地描述偏航尾跡的影響范圍.

(a) 未偏航工況

(b) 偏航30°工況

(c) 水平截面速度云圖

Fig.8 Velocity contours of the flow field and velocity profiles at hub height

由圖8(c)可知，偏航30°時(shí)輪轂高度處的尾跡在到達(dá)下游風(fēng)力機(jī)時(shí)橫向偏移約0.5D，與文獻(xiàn)[8]的結(jié)果吻合.研究表明,由于旋轉(zhuǎn)的尾跡與粗糙地面相互作用，當(dāng)上游風(fēng)力機(jī)未偏航時(shí)，其尾跡也將產(chǎn)生微小的橫向移動(dòng)距離[8].此時(shí)尾跡類(lèi)似于一個(gè)逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)的漩渦，接近地面的低速風(fēng)被尾跡向上卷起并向右上方移動(dòng)，而高海拔的高速風(fēng)被卷入至左下方.故尾跡左側(cè)的速度虧損由高速風(fēng)補(bǔ)充，從宏觀(guān)上表現(xiàn)為尾跡向右移動(dòng).而偏航的尾跡流動(dòng)結(jié)構(gòu)更復(fù)雜.

2.3 尾跡流動(dòng)結(jié)構(gòu)分析

通常在尾跡影響范圍內(nèi)湍流強(qiáng)度將大幅度增加，當(dāng)增加的湍流強(qiáng)度開(kāi)始出現(xiàn)衰退時(shí)可認(rèn)為該處葉尖渦發(fā)生破裂，衰退前區(qū)域定義為近尾跡區(qū)域[21].圖9給出了各截面的最大湍流強(qiáng)度值和輪轂高度處的平均風(fēng)速，其中湍流強(qiáng)度T由下式定義：

(8)

(9)

式中：u′為湍流速度脈動(dòng)的均方根；U為平均速度(雷諾平均).

由圖9可見(jiàn)，上游風(fēng)力機(jī)偏航30°時(shí)尾跡的湍流強(qiáng)度總體較小.受葉片的影響,x/D=0截面處湍流強(qiáng)度陡升;當(dāng)空氣脫離葉片后,湍流強(qiáng)度降低;隨后由于葉尖渦的發(fā)展，尾跡中的湍流強(qiáng)度隨傳播距離的增大而增加，在x/D=5至x/D=6區(qū)域開(kāi)始衰退，故尾跡中的葉尖渦可能在此處發(fā)生較大規(guī)模的分解破裂.由圖9(b)可見(jiàn)，x/D=5截面輪轂高度處的平均速度開(kāi)始恢復(fù)，且在偏航工況下更為顯著.因此可著重觀(guān)察x/D=5與x/D=6兩個(gè)截面的流動(dòng)結(jié)構(gòu).

(a) 最大湍流強(qiáng)度

(b) 平均風(fēng)速

Fig.9 Maximum turbulence intensity of each section and the average speed

圖10給出了不同截面x軸方向的瞬時(shí)渦量云圖.由圖10可見(jiàn)，在未偏航工況下上游風(fēng)力機(jī)葉尖處產(chǎn)生一個(gè)環(huán)形結(jié)構(gòu)的渦(即葉尖渦)，隨著尾跡的傳播，該葉尖渦逐漸不穩(wěn)定并在x/D=5截面開(kāi)始消散.然而，當(dāng)上游風(fēng)力機(jī)處于偏航工況時(shí)，葉尖渦的結(jié)構(gòu)及傳播方式則完全不同，其形狀變?yōu)榻茩E圓而非圓形，并且隨著傳播距離的增加逐漸扭曲并分解為多個(gè)部分.此外，由于葉根渦及機(jī)艙的影響，尾跡的中心區(qū)域產(chǎn)生一個(gè)范圍較大的渦，在未偏航時(shí)該中心渦較為穩(wěn)定，但當(dāng)上游風(fēng)力機(jī)偏航時(shí)，該中心渦迅速分解并移動(dòng)至右側(cè).

將未偏航工況與偏航工況下x/D=5與x/D=6截面的x軸向渦量與垂直流向(y和z方向)的速度矢量相疊加，結(jié)果示于圖10，箭頭長(zhǎng)度代表速度矢量值的大小，箭頭方向表示空氣在該平面上的流動(dòng)方向.

由圖10可見(jiàn)，偏航工況下葉尖渦的徑向速度相對(duì)較大，在其尾跡的左側(cè)葉尖渦分解為一對(duì)反方向旋轉(zhuǎn)的渦.高處的渦逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)而低處的渦順時(shí)針旋轉(zhuǎn)，因此左側(cè)速度較高的風(fēng)被該渦對(duì)卷入至尾跡，從而補(bǔ)償了輪轂高度處的速度虧損.但也由于該渦對(duì)的旋轉(zhuǎn)效應(yīng)，更高及更低海拔處的速度虧損并未發(fā)生較明顯的恢復(fù).

為更好地觀(guān)察尾跡中的渦量發(fā)展，圖11給出了渦量絕對(duì)值在3維空間上的可視化，通過(guò)色彩處理過(guò)濾最小值以凸顯由風(fēng)力機(jī)產(chǎn)生的渦結(jié)構(gòu).由俯視圖可見(jiàn)，在偏航工況下由葉根和機(jī)艙產(chǎn)生的中心渦被推向至右側(cè)(從上游方向觀(guān)察)，并最終與葉尖渦混合，使得尾跡右側(cè)的偏移不如左側(cè)顯著.從右視圖可見(jiàn)，由于受到風(fēng)剪切的影響，高海拔處的尾跡傳播速度相對(duì)較快，導(dǎo)致葉尖渦在傳播過(guò)程中逐漸傾斜，從而使得x方向渦量在截面上呈現(xiàn)正負(fù)方向混合狀態(tài).最下方的葉尖渦顯示，偏航工況下的塔影效應(yīng)相比于未偏航工況更為顯著，該處的葉尖渦在更短的距離內(nèi)分解破裂.

當(dāng)尾跡傳播至下游風(fēng)力機(jī)區(qū)域時(shí)，下游風(fēng)力機(jī)產(chǎn)生的尾跡葉尖渦受到上游沖擊而難以保持正常的環(huán)形結(jié)構(gòu)，在短距離內(nèi)發(fā)生潰散.偏航工況時(shí)下游風(fēng)力機(jī)左側(cè)的葉尖渦相對(duì)更加穩(wěn)定并且傳播距離相對(duì)更遠(yuǎn)，但仍在2D距離內(nèi)分解.因此，盡管上游風(fēng)力機(jī)30°的偏航能使尾跡部分偏離下游風(fēng)力機(jī)從而增加功率，但風(fēng)速不均勻且湍流強(qiáng)度增加的尾跡可能使下游風(fēng)力機(jī)的載荷波動(dòng)劇烈，增加疲勞破壞的風(fēng)險(xiǎn).此外，如果風(fēng)場(chǎng)中風(fēng)力機(jī)多于2排且上游的尾跡具有部分重疊效應(yīng)，需謹(jǐn)慎考慮此無(wú)序混亂的重疊尾跡對(duì)更后排風(fēng)力機(jī)的影響.

(a) 各截面x軸向渦量

(b) x/D=5截面渦量及速度矢量

(c) x/D=6截面渦量及速度矢量

Fig.10 Distribution ofx-vorticity and the velocity vectors parallel to vertical sections

(a) 未偏航工況3D渦量

(b) 偏航30°工況3D渦量

(c) 3D渦量局部細(xì)節(jié)

3 結(jié) 論

(1) 尾跡控制方法可有效提高風(fēng)場(chǎng)總功率，上游風(fēng)力機(jī)偏航30°時(shí)下游風(fēng)力機(jī)輸出功率提高57.01%，從而補(bǔ)償上游風(fēng)力機(jī)因有意偏航造成的功率損失，總功率提升2.11%.

(2) 由風(fēng)場(chǎng)速度云圖可知，偏航30°時(shí)尾跡中心將橫向偏移約0.5D，但此時(shí)生成的尾跡隨傳播距離的增加逐漸扭曲，流動(dòng)結(jié)構(gòu)發(fā)生變化而難以保持正常狀況下的圓形尾跡.

(3) 偏航工況下尾跡的湍流強(qiáng)度和速度虧損均有所降低.其葉尖渦隨傳播距離增加并且在左側(cè)逐漸分離為一對(duì)逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)的渦，導(dǎo)致左側(cè)尾跡外的空氣被卷入至尾跡中，從而宏觀(guān)上表現(xiàn)為輪轂高度處的速度虧損有明顯恢復(fù)，但也由于該渦對(duì)的存在，偏航時(shí)上側(cè)和右側(cè)的尾跡未產(chǎn)生顯著的橫向位移.

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Investigation on Flow Mechanism of a Wind Farm Based on Yawed Wind Turbine Using Wake Deflection Control Strategy

MIAOWeipao1,LIChun1,2,YANGJun1,2

(1. School of Energy and Power Engineering, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai 200093, China; 2. Shanghai Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transfer in Power Engineering, Shanghai 200093, China)

To study the flow mechanism of a wind farm based on yawed wind turbine using wake deflection control strategy by multi-scale simulation, two full-scale 5 MW wind turbines laid in line were simulated in the atmospheric boundary layer environment through unsteady CFD method. Results show that the total power generation of wind farm can be increased by intentionally yawing the upstream wind turbine. According to the analysis of velocity field, the wake of upstream wind turbine would deform when the turbine is placed yawingly, and according to the analysis of vorticity field, a counter-rotating vortex pair would be observed as the yawed wake propagates, which would lead to the macroscopic wake deflection. However, the wake deviation effect is significant just at the hub height. The distorted wake still spreads its low speed regions to other areas.

wake control; yaw; horizontal axis wind turbine; blade tip vortex; CFD

1674-7607(2017)08-0655-08

TK83

A

480.60

2017-06-19

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51176129)；上海市科委資助項(xiàng)目(13DZ2260900)

繆維跑(1990-)，男，浙江蒼南人，博士研究生，主要從事風(fēng)力機(jī)方面的研究.電話(huà)(Tel．)：13122369396； E-mail：mwpusst@163.com．