林俊杰，田　德，陳　靜，王偉龍，鄧　英

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濃縮風(fēng)能裝置擴(kuò)散管流場模擬驗(yàn)證及其凸緣結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)

林俊杰，田德※，陳靜，王偉龍，鄧英

（新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（華北電力大學(xué)），北京 102206）

濃縮風(fēng)能裝置的擴(kuò)散管結(jié)構(gòu)直接影響濃縮風(fēng)能型風(fēng)電機(jī)組的輸出功率。為提高濃縮風(fēng)能裝置的濃縮效率，以濃縮風(fēng)能裝置為研究對象，采用數(shù)值模擬方法，研究擴(kuò)散管凸緣的幾何參數(shù)對濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場特性的影響規(guī)律；并通過試驗(yàn)驗(yàn)證數(shù)值模擬的可靠性。結(jié)果表明：擴(kuò)散管凸緣結(jié)構(gòu)能夠明顯提高濃縮風(fēng)能裝置對自然風(fēng)的加速作用和風(fēng)能利用率；且裝置內(nèi)部流場的流速和風(fēng)輪掃掠面積上的可利用風(fēng)能隨著凸緣高度的增加而增大。綜合分析可得，帶有為450 mm、凸緣角度為+9°的擴(kuò)散管凸緣的濃縮風(fēng)能裝置模型流場流速和可利用風(fēng)能較高；與原始模型相比，其內(nèi)部流場最大流速提高了30.738%，可利用風(fēng)能提高了84.26%，是所研究模型中流場性能較佳的濃縮風(fēng)能裝置結(jié)構(gòu)。

風(fēng)能；流場；數(shù)值模擬；濃縮風(fēng)能裝置；擴(kuò)散管；凸緣

0 引 言

濃縮風(fēng)能裝置是濃縮風(fēng)能型風(fēng)電機(jī)組[1-8]的核心部件，而擴(kuò)散管凸緣能夠增強(qiáng)濃縮風(fēng)能裝置的抽吸作用，提高濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場的流體流速，同時(shí)降低裝置內(nèi)部的風(fēng)能波動(dòng)性，提高機(jī)組的風(fēng)力發(fā)電質(zhì)量。

為提高濃縮風(fēng)能型風(fēng)電機(jī)組的發(fā)電效率、降低機(jī)組發(fā)電成本，許多國內(nèi)外研究人員對濃縮風(fēng)能裝置結(jié)構(gòu)及流場性能進(jìn)行了研究[9-17]。Takagi等[18]通過模擬研究表明擴(kuò)散管對風(fēng)電機(jī)組的輸出功率具有一定的提高作用，且擴(kuò)散管內(nèi)流體流速的大小取決于擴(kuò)散管的形狀。Jafari等[19]通過研究不同形狀的擴(kuò)散管模型得出：擴(kuò)散管面積比的提高能夠大幅度降低內(nèi)部流場壓強(qiáng)，提高質(zhì)量流量；Kosasih等[20]則對比研究了入流湍流度對普通型和帶有擴(kuò)散管的小型風(fēng)電機(jī)組性能的影響；Ohya等[21]對帶有凸緣擴(kuò)散管優(yōu)化結(jié)構(gòu)的小型風(fēng)電機(jī)組進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn)與現(xiàn)場測試研究，表明其輸出功率比普通型風(fēng)電機(jī)組提高了4~5倍；田德等[22]應(yīng)用數(shù)值模擬方法對濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場性能進(jìn)行模擬研究，得出了濃縮風(fēng)能裝置的收縮段、中央圓筒和擴(kuò)散段的尺寸參數(shù)變化對內(nèi)部流場特性的影響規(guī)律，為濃縮風(fēng)能裝置的結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供了依據(jù)。

為了研究擴(kuò)散管凸緣結(jié)構(gòu)對濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場性能的影響規(guī)律，在具有風(fēng)切變的來流條件下，對擴(kuò)散管凸緣幾何參數(shù)不同的濃縮風(fēng)能裝置（不安裝風(fēng)輪）的內(nèi)部流場進(jìn)行數(shù)值模擬分析。

1 濃縮風(fēng)能理論

在單位時(shí)間（1 s）內(nèi)流過風(fēng)輪的空氣所具有的風(fēng)能為

式中為單位時(shí)間內(nèi)流過風(fēng)輪的空氣所具有的風(fēng)能，J；為空氣密度，kg/m3；為風(fēng)輪掃掠面積，m2；為風(fēng)速，m/s。

根據(jù)式（1），濃縮風(fēng)能理論[23]可這樣描述：在不消耗其他能源的情況下，使自然風(fēng)速增大為倍，則風(fēng)能將增加為3倍。

2 數(shù)值模擬計(jì)算

2.1 建立幾何模型

濃縮風(fēng)能裝置幾何模型以200 W風(fēng)電機(jī)組模型為原型，具體選用參數(shù)為：增壓板最大截面直徑為1535 mm；收縮管直徑由1272 mm變化到900 mm；中央圓筒直徑為900 mm；擴(kuò)散管直徑由900 mm變化到1272 mm；收縮角為90°，擴(kuò)散角為60°。幾何模型如圖1所示。

2.2 確定計(jì)算域與網(wǎng)格劃分

為減少計(jì)算流域邊界對模擬結(jié)果的影響，同時(shí)考慮計(jì)算設(shè)備配置條件，建立長25 m、直徑6 m的圓柱體區(qū)域作為計(jì)算域，計(jì)算域的長度和直徑分別是濃縮風(fēng)能裝置模型長度的27.4倍、最大截面直徑的3.9倍；且濃縮風(fēng)能裝置模型中心軸與圓柱體流域中心軸重合，入口與流體場區(qū)域入口間距為2.5 m[24]。

注：Φ為幾何模型的截面直徑，mm。

在研究過程中，采用四面體/混合非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對計(jì)算域進(jìn)行分區(qū)域網(wǎng)格劃分，濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部的網(wǎng)格劃分較密。在風(fēng)速為10 m/s的平均來流條件下進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性分析，得到的流速與網(wǎng)格數(shù)之間的變化關(guān)系如圖2所示。通過網(wǎng)格無關(guān)性分析，同時(shí)考慮劃分網(wǎng)格設(shè)備配置和計(jì)算時(shí)間，確定劃分網(wǎng)格尺寸得到計(jì)算域網(wǎng)格模型，計(jì)算域網(wǎng)格總數(shù)為7.27×106，網(wǎng)格模型如圖3所示。

圖2 不同網(wǎng)格數(shù)對應(yīng)的流體最大流速

圖3 濃縮風(fēng)能裝置網(wǎng)格模型

2.3 流場模擬條件設(shè)置

模擬過程中的流場流體介質(zhì)為空氣，密度為1.153 kg/m3[24]。

2.3.1 物理、數(shù)學(xué)模型

研究過程中忽略濃縮風(fēng)能裝置的壁面厚度和熱量傳遞，將物理模型簡化為非傳熱穩(wěn)態(tài)不可壓縮流體問題；數(shù)學(xué)模型則簡化為連續(xù)性方程、Navier-stokes方程。

離散格式：二階迎風(fēng)格式。

壓力-速度耦合：SIMPLE算法。

2.3.2 湍流模型

濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部的流體流動(dòng)屬于壁面約束流動(dòng)，存在邊界層分離，而SST-湍流模型（剪切應(yīng)力輸運(yùn)-湍流模型）在近壁面區(qū)域的計(jì)算精度與算法穩(wěn)定性較高[25-27]；且該湍流模型已在其他濃縮風(fēng)能裝置研究和風(fēng)洞試驗(yàn)中得到充分應(yīng)用，并驗(yàn)證了其計(jì)算結(jié)果的可靠性[28-29]。因此選用SST-湍流模型。

計(jì)算過程中使用能量方程，考慮熱交換，

2.3.3 邊界條件設(shè)置

由于將空氣視為不可壓縮流體，計(jì)算域邊界條件設(shè)置為速度入口、壓力出口，其他邊界采用固定、無滑移的壁面條件。

2.4 濃縮風(fēng)能裝置擴(kuò)散管凸緣模型

為提高濃縮風(fēng)能裝置的風(fēng)能濃縮效率，優(yōu)化濃縮風(fēng)能裝置流場性能，在原始濃縮風(fēng)能裝置（圖1）的基礎(chǔ)上增設(shè)擴(kuò)散管凸緣，帶有擴(kuò)散管凸緣的濃縮風(fēng)能裝置幾何模型（簡稱擴(kuò)散管凸緣模型）如圖4所示，運(yùn)用CFD軟件對擴(kuò)散管凸緣高度由90 mm變化到450 mm、凸緣角度由?15°變化到+15°的各結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，研究擴(kuò)散管凸緣幾何參數(shù)對濃縮風(fēng)能裝置流場性能的影響。

注：α為擴(kuò)散管凸緣角度，(°)；L為擴(kuò)散管凸緣高度，mm。

3 模型驗(yàn)證

3.1 風(fēng)洞試驗(yàn)內(nèi)容與測試儀器

通過風(fēng)洞試驗(yàn)研究分析所建濃縮風(fēng)能裝置模型的可靠性[24]。利用皮托管和多通道壓力計(jì)分別測試濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)不同測試點(diǎn)處的總壓（P）和靜壓（P），通過電腦控制多通道壓力計(jì)進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，分析得出濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場的流速變化規(guī)律。

測試儀器：皮托管、大氣壓計(jì)、溫度計(jì)、多通道壓力計(jì)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，電腦及配備的采集數(shù)據(jù)軟件組成測試系統(tǒng)。風(fēng)洞試驗(yàn)測試系統(tǒng)圖如圖5所示。

3.2 試驗(yàn)方法

首先進(jìn)行風(fēng)洞流場測試，選擇一個(gè)合適的流場，在其內(nèi)部固定濃縮風(fēng)能裝置模型，使模型的中心線位于風(fēng)洞中心軸斷面，多通道壓力計(jì)和電腦等放置在控制室內(nèi)并安裝完畢；測試時(shí)標(biāo)稱風(fēng)速取10 m/s，即試驗(yàn)過程中工作段入口附近截面中心的風(fēng)速為10 m/s。風(fēng)洞試驗(yàn)中的測試點(diǎn)分布如圖6所示。

圖5 風(fēng)洞試驗(yàn)測試系統(tǒng)圖

注：Ⅰ~Ⅷ為測試截面位置編號，1~6為每一測試截面上的測試點(diǎn)位置編號。

啟動(dòng)鼓風(fēng)機(jī)，將其轉(zhuǎn)速調(diào)試到之前流場測試時(shí)的頻率，待流場穩(wěn)定后，利用電腦控制多通道壓力計(jì)進(jìn)行數(shù)據(jù)采集。

3.3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

根據(jù)風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)與在來流風(fēng)速為10 m/s的模擬流場中計(jì)算得到的結(jié)果，可得8個(gè)測試截面上測試點(diǎn)流速沿徑向分布如圖7所示。

由圖7可知，濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)8個(gè)截面上測試點(diǎn)流速的模擬計(jì)算結(jié)果大于試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)，但流速沿徑向變化的總體趨勢基本相同；而測試截面I、VII和VIII上的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果差異較大，這是因?yàn)樵陲L(fēng)洞試驗(yàn)過程中濃縮風(fēng)能裝置的進(jìn)口和出口處流體流動(dòng)過程復(fù)雜，而模擬模型與試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖啾?，裝置各部分之間均為光滑過渡連接，較為理想簡化，使得流場內(nèi)流體的流動(dòng)情況無法在數(shù)值模擬中完整地體現(xiàn)出來；同時(shí)也存在現(xiàn)場試驗(yàn)數(shù)據(jù)測量、采集設(shè)備精度誤差。

風(fēng)洞試驗(yàn)過程中測得溫度為?1 ℃，變化范圍小于1 ℃。數(shù)據(jù)處理時(shí)取平均溫度?1 ℃，平均大氣壓90 000 Pa，計(jì)算得統(tǒng)一空氣密度為1.153 kg/m3。由溫度變化引起的流體密度相對誤差為?0.18%～0.18%，用統(tǒng)一空氣密度進(jìn)行數(shù)據(jù)處理得到的流體流速相對誤差為?0.09%～0.09%[24]。

圖7 模型內(nèi)8個(gè)截面上測試點(diǎn)流速的徑向分布

模擬計(jì)算過程中建立的計(jì)算域長度是濃縮風(fēng)能裝置模型長度的27.4倍，直徑是裝置模型最大截面直徑的3.9倍，能夠減少計(jì)算邊界對計(jì)算結(jié)果的影響，并保證出口邊界處流體不產(chǎn)生回流；在網(wǎng)格劃分過程中對計(jì)算域進(jìn)行分區(qū)域劃分，并通過網(wǎng)格無關(guān)性分析確定了適合的網(wǎng)格模型，保證了計(jì)算結(jié)果精度[22,24]；所采用的湍流模型SST-模型較為適用于壁面約束流動(dòng)。Costin Ioan Co?oiu等[30]通過風(fēng)洞試驗(yàn)驗(yàn)證了該種湍流模型用于濃縮風(fēng)能裝置周圍的流場模擬研究準(zhǔn)確度較高。

因此，數(shù)值模擬計(jì)算中所建立的濃縮風(fēng)能裝置模型能夠保證模擬計(jì)算結(jié)果的可靠性，濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場模擬結(jié)果是可靠的。

4 仿真結(jié)果與分析

4.1 擴(kuò)散管凸緣對流場流速的影響

由圖8可知，帶有擴(kuò)散管凸緣的濃縮風(fēng)能裝置模型內(nèi)部流場的最大流速和沿軸最大流速矢量值均比原始模型有所提高；且擴(kuò)散管凸緣模型內(nèi)部流場的流速隨凸緣高度的增加而增大，其中擴(kuò)散管凸緣為450 mm、為?9°和+15°的濃縮風(fēng)能裝置模型內(nèi)部流場流速較高：為450 mm、為?9°的模型內(nèi)部流場最大流速為46.81 m/s，沿軸最大流速矢量值達(dá)到了45.62 m/s，分別比原始模型提高了33.943%和33.509%；為450 mm、為+15°的模型內(nèi)部流場最大流速為46.79 m/s，沿軸流速矢量值達(dá)到了45.79 m/s，比原始模型分別提高了33.915%和34.006%。

擴(kuò)散管凸緣分別為90、150、210、270、330、390和450 mm的模型內(nèi)部流場流速隨的變化趨勢如圖8所示。

圖8 擴(kuò)散管凸緣模型內(nèi)部流場流速隨α的變化

由圖8可知，擴(kuò)散管凸緣為90和150 mm時(shí)，濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場的最大流速和沿軸最大流速矢量值均在為?6°時(shí)相對較大；而當(dāng)為210、270和390 mm時(shí)，為+9°的濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流體流速較大；為330 mm時(shí)，為?15°、?3°和+9°的模型內(nèi)部流場的流體流速值較大，且與為450 mm相同的模型流速值相近，由圖5b可知，為330 mm、為?3°的模型內(nèi)部流場沿軸最大流速值（44.80 m/s）大于為450 mm、為?3°模型（44.43 m/s）；當(dāng)為450 mm時(shí)，流速較大值則出現(xiàn)在為?9°和+15°的模型結(jié)構(gòu)中，其次是為?15°、?3°、+9°的模型內(nèi)部流場流速較高。

通過分析帶有不同幾何參數(shù)的擴(kuò)散管凸緣模型內(nèi)部流場流體流速的模擬結(jié)果可得：擴(kuò)散管凸緣模型內(nèi)部流場的流速隨的增加而增大；對于不同的擴(kuò)散管凸緣，為+9°的濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場流體的最大流速和沿軸最大流速矢量值較高，其中為450 mm的模型內(nèi)部流場流速值較高，最大合流速和沿軸最大流速矢量值分別為45.68和44.64 m/s，比原始模型分別提高了30.738%和30.641%。

4.2 擴(kuò)散管凸緣對機(jī)組可利用風(fēng)能的影響

單位時(shí)間（1 s）內(nèi)風(fēng)電機(jī)組在風(fēng)輪掃掠面積上的可利用風(fēng)能可由式（1）計(jì)算得到。通過擬合濃縮風(fēng)能裝置風(fēng)輪安裝平面上流體流速在徑向上的變化曲線得出流速隨豎直高度變化的函數(shù)()，利用式（1）進(jìn)行積分計(jì)算，由文獻(xiàn)[3]可得原始模型能量利用效率為0.9355；不同凸緣高度的擴(kuò)散管凸緣模型能量利用效率如表1所示。通過將積分結(jié)果分別乘以對應(yīng)的能量利用效率，可得出不同幾何參數(shù)的擴(kuò)散管凸緣模型對應(yīng)機(jī)組的可利用風(fēng)能，結(jié)果如圖9所示，風(fēng)輪半徑取0.4 m，且不加濃縮風(fēng)能裝置的機(jī)組可利用風(fēng)能計(jì)算值為1.115 kJ，而加有濃縮風(fēng)能裝置原始模型（圖1）的機(jī)組可利用風(fēng)能計(jì)算值為2.789 kJ。

表1 擴(kuò)散管凸緣模型能量利用效率

圖9 不同幾何參數(shù)的擴(kuò)散管凸緣模型可利用風(fēng)能

由圖9可知，帶有擴(kuò)散管凸緣的濃縮風(fēng)能裝置對應(yīng)的機(jī)組可利用風(fēng)能計(jì)算值均高于原始模型（除為90 mm、為?15°和?12°的模型），說明擴(kuò)散管凸緣能夠提高濃縮風(fēng)能裝置的濃縮效率。而對于相同的濃縮風(fēng)能裝置模型，擴(kuò)散管凸緣角度對機(jī)組可利用風(fēng)能的影響較小，且的變化對機(jī)組可利用風(fēng)能的影響程度隨著的增大而增大。另外機(jī)組可利用風(fēng)能的計(jì)算值隨擴(kuò)散管凸緣的增加而增大，在所研究模型中，為450 mm的濃縮風(fēng)能裝置對應(yīng)機(jī)組的可利用風(fēng)能較大，其中為450 mm、為+9°的擴(kuò)散管凸緣模型對應(yīng)的可利用風(fēng)能最大，達(dá)到了5.139 kJ，比原始模型提高了84.26%。

通過研究分析擴(kuò)散管凸緣幾何參數(shù)對機(jī)組可利用風(fēng)能的影響可得：可利用風(fēng)能隨擴(kuò)散管凸緣的增加而增大，受變化的影響幅度與的大小成正比；在所研究模型中，擴(kuò)散管凸緣為450 mm、為+9°的濃縮風(fēng)能裝置模型對風(fēng)能的利用效率較高。

根據(jù)不同幾何參數(shù)的擴(kuò)散管凸緣對流場流速和機(jī)組可利用風(fēng)能的影響研究結(jié)果，可進(jìn)行如下分析：在所研究的模型中，為+9°的濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場流體流速較高，說明凸緣為+9°的裝置對自然風(fēng)的加速效果較好，且其中為450 mm的模型內(nèi)部流場流速較高；因此，擴(kuò)散管凸緣為450 mm、為+9°的濃縮風(fēng)能裝置對應(yīng)機(jī)組的可利用風(fēng)能計(jì)算值較大，說明其濃縮風(fēng)能效率較高。綜上所述，從流場流速和機(jī)組可利用風(fēng)能的角度分析，帶有為450 mm、為+9°擴(kuò)散管凸緣的濃縮風(fēng)能裝置模型是流場性能較佳的濃縮風(fēng)能裝置結(jié)構(gòu)。

5 結(jié) 論

通過數(shù)值模擬與試驗(yàn)驗(yàn)證研究擴(kuò)散管凸緣對濃縮風(fēng)能裝置流場性能的影響，得到結(jié)論如下：

1）擴(kuò)散管凸緣結(jié)構(gòu)能夠明顯提高濃縮風(fēng)能裝置對自然風(fēng)的加速作用；裝置內(nèi)部流場的流速隨凸緣高度的增加而增大，且為+9°的濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場流體流速較高；其中為450 mm、為+9°的模型結(jié)構(gòu)具有較好的聚風(fēng)加速作用，其內(nèi)部流場最大合流速和沿軸最大速度矢量值比原始模型分別提高了30.738%和30.641%。

2）擴(kuò)散管凸緣結(jié)構(gòu)能夠明顯提高濃縮風(fēng)能裝置對風(fēng)能的全年利用率，而且工作段處風(fēng)輪掃掠面積上的可利用風(fēng)能隨擴(kuò)散管凸緣的增加而增大；在所研究模型中，為450 mm、為+9°的擴(kuò)散管凸緣模型對應(yīng)的機(jī)組可利用風(fēng)能較大。

3）綜合分析流場流速和機(jī)組可利用風(fēng)能，帶有為450 mm、為+9°的擴(kuò)散管凸緣的濃縮風(fēng)能裝置模型流場性能較佳；并通過風(fēng)洞試驗(yàn)驗(yàn)證了結(jié)果的可靠性。

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Flow field simulation verification and flanged structure optimized design of concentrated wind energy device diffuser

Lin Junjie, Tian De※, Chen Jing, Wang Weilong, Deng Ying

(,,102206,)

Concentrated wind energy device is the core component of concentrated wind energy turbine, and the flanged diffuser can enhance the swabbing effect of the concentrated wind energy device, which can increase the flow velocity of internal flow field and improve the wind power quality consequently. To enhance the efficiency of the concentrated wind energy device, internal flow field characteristics of flanged diffuser models with different diameters (flange height ranging from 90 to 450 mm and angel from -15° to +15°) were simulated and analyzed. In the process of the numerical simulation, the fluid medium was the air with the temperature of 296.75 K and the density of 1.153 kg/m3. Besides, the velocity-inlet and pressure-outlet were adopted as the boundary condition of computational field. Other boundaries were set as stationary wall and no slip. The physical model was simplified to the steady incompressible fluid problem without heat transfer, and basic governing equations were continuity equations and Navier-Stokes equations. The turbulence model was SST (shear-stress transport)-model. Simulation results show that the flanged diffuser could strength the acceleration and concentration efficiency of concentrated wind energy device. And the flow velocity and usable wind energy of the rotor swept area were increased with the increasing of flange height. In all the models, when the flow velocity and usable wind energy were considered together, the model with flanged diffuser of height of 450 mm and angel of +9° was the optimal structure of concentrated wind energy device. Compared with the original model, the maximum flow velocity of the optimal model was increased by 30.738%, and the usable wind energy was increased by 84.26%. The feasibility of the model and simulation method were verified by wind tunnel experiment with the nominal wind speed of 10 m/s. Flow field calibration was proceeded in the wind tunnel firstly to choose a suitable flow field for the experiment. Then the concentrated wind energy device model, having the same scale with the numerical calculation model, was fixed at the selected location inside the wind tunnel and the center line was in the middle section of the tunnel. The total pressure and static pressure of different test points on radial direction inside the model were measured by the Pitot tube and multi-channel pressure gauge. The temperature recorded during the test fluctuated from -1 to -0.5 ℃ and the atmospheric pressure was from 899 to 900 hPa. Numerical calculation results were reasonably verified by wind tunnel experiments. Although numerical results were greater than the experimental data obtained with the model of the same size, the general trends were almost the same. The main reason of the difference between the results was that the numerical simulation model was too idealized to embody the complex flow conditions inside the model. All the conclusions obtained from the research can provide a basis for the structure optimization of concentrated wind energy device.

wind energy; flow field; numerical simulation; concentrated wind energy device; diffuser; flange

10.11975/j.issn.1002-6819.2017.18.008

TK83

A

1002-6819(2017)-18-0059-07

2017-04-14

2017-07-12

國家科技支撐計(jì)劃資助項(xiàng)目（2009BAA22B02）；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助（2016XS56）

林俊杰，女，吉林遼源人，博士生，主要從事風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)理論與技術(shù)研究。Email：linjunjie_1991@163.com

田德，男，吉林松原人，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)理論與技術(shù)研究。Email：tdncepu@163.com