陳 昊, 戴孟祎, 韓兆龍,2,3,4, 周 岱,2,3, 包 艷,2,3, 涂佳黃

(1.上海交通大學(xué) 船舶海洋與建筑工程學(xué)院; 海洋工程國家重點實驗室,上海 200240;2.上海交通大學(xué) 水動力學(xué)教育部重點實驗室,上海 200240; 3.上海交通大學(xué) 上海市公共建筑和基礎(chǔ)設(shè)施數(shù)字化運維重點實驗室,上海 200240; 4.上海交通大學(xué) 極地深海技術(shù)研究院;海洋裝備研究院,上海 200240; 5.湘潭大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院,湖南 湘潭 411105)

全球人口的不斷增長和對未來可持續(xù)發(fā)展的要求將導(dǎo)致對清潔能源需求的大幅提升.風(fēng)能相比于其他可再生資源,在陸上和海上都有著豐富的儲量,同時,風(fēng)能發(fā)電技術(shù)也在不斷進步和發(fā)展,未來風(fēng)能將有望成為最具前景的新能源形式[1-2].而風(fēng)力機作為捕獲風(fēng)能最重要的裝置,其構(gòu)型對風(fēng)能的利用率有直接影響.現(xiàn)代風(fēng)力機根據(jù)旋轉(zhuǎn)軸方向不同,主要包括垂直軸風(fēng)力機(VAWT)和水平軸風(fēng)力機[3].水平軸風(fēng)力機以其更高的風(fēng)能利用率和更成熟的技術(shù)是目前使用最廣泛的風(fēng)力機.但在水平軸風(fēng)力機發(fā)展的過程中,其固有缺陷也逐漸暴露,主要包括以下幾個方面:①葉片質(zhì)量過大引起展向荷載疲勞,不利于風(fēng)力機的大型化發(fā)展;②發(fā)電機組重心過高,不僅使得風(fēng)力機穩(wěn)定性面臨挑戰(zhàn),也使安裝和維護成本變高;③需要偏航裝置.而隨著風(fēng)資源的不斷開發(fā)利用,垂直軸風(fēng)力機在結(jié)構(gòu)形式、風(fēng)場集群效應(yīng)以及大型化等方面的優(yōu)勢正受到越來越多的關(guān)注[4-5].根據(jù)計算可知,垂直軸風(fēng)力機的最大發(fā)電容量能夠達到30 MW左右,這表明垂直軸風(fēng)力機在兆瓦級的大型風(fēng)力機應(yīng)用上具有巨大潛力[6].

目前,低風(fēng)能利用率是限制垂直軸風(fēng)力機發(fā)展的主要原因,一方面是由于在葉片旋轉(zhuǎn)過程中,上風(fēng)區(qū)葉片會不斷產(chǎn)生脫落渦,且來流在經(jīng)過上風(fēng)區(qū)后速度會有明顯的虧損,導(dǎo)致下風(fēng)區(qū)葉片無法對風(fēng)能進行有效提取;另一方面,葉片攻角周期性大幅變化將導(dǎo)致葉片的動態(tài)失速以及葉片周圍復(fù)雜的非穩(wěn)態(tài)流動[7].為了能夠充分發(fā)揮垂直軸風(fēng)力機的優(yōu)勢,有必要對其氣動性能優(yōu)化展開研究[8].

在實際應(yīng)用中,槳距和襟翼控制是延緩風(fēng)力機葉片動態(tài)失速、提高風(fēng)能利用率的主要手段.對于槳距控制而言,Chen等[9]比較了固定槳距和變槳距垂直軸風(fēng)力機的性能,后者的葉片在旋轉(zhuǎn)過程中被迫做正弦俯仰運動.結(jié)果表明,無論是功率輸出、轉(zhuǎn)速還是轉(zhuǎn)矩輸出方面的波動都得到了抑制,同時風(fēng)力機的效率也得到了提高.Abdalrahman等[10]提出了一種基于多層感知機神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的智能控制技術(shù),用于設(shè)計H型垂直軸風(fēng)力機的單個葉片主動槳距控制系統(tǒng),以提高其發(fā)電性能.與傳統(tǒng)控制方法相比,基于多層感知機神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的葉片槳距控制系統(tǒng)對H型垂直軸風(fēng)力機的功率輸出產(chǎn)生了顯著改善.Li等[11]構(gòu)建了由遺傳算法和計算流體動力學(xué)(CFD)仿真模塊組成的變槳距自動優(yōu)化平臺(VBPAOP),以搜索能夠最大化垂直軸風(fēng)力機功率的最佳槳距.研究結(jié)果表明,在較寬的葉尖速比范圍內(nèi),優(yōu)化后的槳距角使兩種不同弦長的垂直軸風(fēng)力機的平均功率系數(shù)都得到了提升.在低葉尖速比階段,最佳槳距角控制有效緩解了由于動態(tài)失速而導(dǎo)致的轉(zhuǎn)矩?fù)p失.而在高葉尖速比階段,由于上風(fēng)區(qū)尾流速度的增加而改善了下風(fēng)區(qū)葉片的氣動性能.對于襟翼控制而言,季康等[12]設(shè)計了基于NACA 0012翼型的襟翼翼型,運用CFD數(shù)值模擬方法,得到了風(fēng)力機在運行時的氣動參數(shù).研究結(jié)果表明,通過改變?nèi)~片在不同方位角下的襟翼擺角,可以有效抑制葉片表面的流動分離并降低風(fēng)力機的氣動荷載波動,從而達到改善垂直軸風(fēng)力機的氣動性能并延長其使用壽命的目的.葉舟等[13]基于遺傳算法建立了尾緣襟翼優(yōu)化模型,將升阻比和升力系數(shù)之和作為目標(biāo)函數(shù),對襟翼的擺角進行優(yōu)化,并運用CFD數(shù)值模擬方法分析了葉片周圍的流場特性.研究結(jié)果表明,優(yōu)化后帶有尾緣襟翼的翼型升阻比增加了16%,升力系數(shù)增加了10.1%.

然而,上述研究主要針對小型風(fēng)力機.對于兆瓦級大型垂直軸風(fēng)力機,一方面,單純采用變槳距控制需要耗費較多的外部能量,且在控制槳距運動時需要更長的響應(yīng)時間;另一方面,當(dāng)葉片在旋轉(zhuǎn)過程中攻角過大時,僅采用尾緣襟翼控制對調(diào)整葉片攻角的作用有限.

提出一種新型的槳距和襟翼協(xié)同運動下的垂直軸風(fēng)力機模型,以改善傳統(tǒng)垂直軸風(fēng)力機的氣動性能.在建立CFD數(shù)值模型的基礎(chǔ)上,驗證了槳距和襟翼的協(xié)同控制在大型垂直風(fēng)力機上的應(yīng)用價值,將考慮槳距和襟翼運動后的模型與原始模型進行對比,從功率系數(shù)、氣動力系數(shù)、流場參數(shù)和靜壓分布等方面研究了槳距和襟翼協(xié)同運動下的垂直軸風(fēng)力機氣動特性.

1 計算模型及方法

介紹垂直軸風(fēng)力機模型的幾何參數(shù)、CFD計算域和邊界條件、網(wǎng)格和數(shù)值模型參數(shù)的設(shè)置,從而保證CFD數(shù)值模擬計算結(jié)果的準(zhǔn)確性.

1.1 幾何模型

表1給出了垂直軸風(fēng)力機模型的主要幾何參數(shù),該原始模型以文獻[14]中的小型垂直軸風(fēng)力機模型為基礎(chǔ)按照1∶50的比例放大后獲得,功率約為0.65 MW.在考慮風(fēng)力機尺寸縮放時,一般而言,隨著葉片和旋轉(zhuǎn)半徑的幾何相似性放大,最基本的相似原則是保持風(fēng)力機的葉尖速比不變,從而保持葉片表面氣體流動的幾何特性不變,即葉片的攻角和周圍的局部風(fēng)速不會發(fā)生變化.因此,在本研究中,大型垂直軸風(fēng)力機的葉尖速比與原始小型垂直軸風(fēng)力機中的葉尖速比保持一致.此外,考慮計算效率,而不考慮支撐桿和轉(zhuǎn)軸對風(fēng)力機整體性能的影響.相關(guān)研究[14-15]表明,由于支撐桿摩擦而導(dǎo)致的風(fēng)力機性能損失可以達到20%左右,特別是在高葉尖速比下,這一損失將更為明顯.然而,對于優(yōu)化截面后的支撐桿,例如采用NACA 0021翼型的支撐桿,其對風(fēng)力機整體性能造成的損失將大大降低[16].

表1 垂直軸風(fēng)力機模型的幾何參數(shù)Tab.1 Geometric properties of VAWT model

圖1為帶有尾緣襟翼的垂直軸風(fēng)力機示意圖.圖中,ω和R分別為角速度和旋轉(zhuǎn)半徑,Fth和Fla分別為葉片所受到的推力和側(cè)向力.假定風(fēng)力機下風(fēng)區(qū)風(fēng)速和上風(fēng)區(qū)的自由來流速度相同[15],即誘導(dǎo)速度為0.因此,相對局部速度可表示為

圖1 帶有尾緣襟翼的垂直軸風(fēng)力機示意圖Fig.1 Schematic diagram of VAWT with trailing edge flaps

(1)

式中:U∞為自由來流速度;θ為葉片所在方位角.

葉片攻角為葉片位置的相對局部速度與葉片弦線之間的夾角,即:

(2)

考慮槳距和襟翼的運動都會對葉片的原始攻角產(chǎn)生影響,即產(chǎn)生附加槳距攻角和附加襟翼攻角,因此,槳距和襟翼協(xié)同運動下的葉片攻角可以重新表示為

(3)

式中:xp為葉片前緣到槳距旋轉(zhuǎn)中心的距離;xf為葉片前緣到襟翼旋轉(zhuǎn)中心的距離;在本研究中xp=0.25c,xf=0.95c;βp(θ)和βf(θ)分別為槳距和襟翼的運動函數(shù).

為了研究作用于葉片上的氣動力,選取幾個關(guān)鍵氣動力參數(shù)進行研究.其中,切向力FT和法向力FN的方向如圖1(b)中所示,切向力系數(shù)CT和法向力系數(shù)CN可表示為

(4)

(5)

式中:ρ為空氣密度.

利用轉(zhuǎn)矩系數(shù)CQ、功率系數(shù)CP、推力系數(shù)Cth和側(cè)向力系數(shù)Cla可以對風(fēng)力機的氣動性能進行評價,風(fēng)力機的轉(zhuǎn)矩系數(shù)和功率系數(shù)可以表示為

(6)

(7)

式中:Q為風(fēng)力機轉(zhuǎn)矩.

推力系數(shù)和側(cè)向力系數(shù)可以表示為

(8)

(9)

1.2 CFD計算域和邊界條件

如圖2所示,在幾何模型的基礎(chǔ)上建立了三維CFD計算域以進行數(shù)值模擬.整個計算域主要由8個區(qū)域組成,即槳距運動區(qū)域P1～P3、襟翼運動區(qū)域F1～F3、風(fēng)力機的旋轉(zhuǎn)域和背景區(qū)域.區(qū)域P1～P3和F1～F3是圍繞葉片的圓形可旋轉(zhuǎn)子域,通過旋轉(zhuǎn)重疊網(wǎng)格區(qū)域模擬槳距和襟翼的運動,以避免重復(fù)建模過程,通過滑動網(wǎng)格模擬風(fēng)力機的旋轉(zhuǎn)運動.此外,對襟翼周圍和風(fēng)力機尾流區(qū)域進行了細(xì)化,以保證計算的準(zhǔn)確.從入口邊界到風(fēng)力機中心的距離為5D,計算域的總寬度設(shè)置為10D,出口位于風(fēng)力機中心下游15D,從而保證尾流充分發(fā)展.葉片底部距離地面的距離為1/2H,計算域的總高度為5H.對于邊界條件的設(shè)置,參考文獻[14]中將流場的上游側(cè)設(shè)置為入口邊界條件,均勻來流速度U∞= 9 m/s,而流場下游側(cè)設(shè)置為出口條件,出口的相對壓力為Pout= 0,空氣密度為ρ=1.225 kg/m3,入口湍流強度為I=5%.

圖2 CFD計算域和邊界條件示意圖Fig.2 Schematic diagram of computational domain and boundary

1.3 網(wǎng)格設(shè)置

為精確分析風(fēng)力機的氣動性能,整體計算域和葉片表面的棱柱層網(wǎng)格如圖3所示,棱柱層的總厚度為480 mm,增長率為1.1,層數(shù)為28層.基于來流風(fēng)速為9 m/s,弦長為4.29 m,可以推算出雷諾數(shù)變化范圍大約為4×106～9×106.采用基于有限體積法的軟件STAR-CCM+中具有混合壁面函數(shù)的全y+處理,針對此類壁面函數(shù)處理,一般保證壁面y+<1或壁面y+>30即可.本研究中的計算模型壁面50

圖3 計算網(wǎng)格的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)圖Fig.3 Topology diagram of grid

網(wǎng)格獨立性驗證以及與實驗結(jié)果的對比已經(jīng)在既往研究中獲得結(jié)果[17],由于目前暫無相同尺度大小的垂直軸風(fēng)力機實驗數(shù)據(jù),所以本研究采用小型垂直軸風(fēng)力機的原始模型對其進行有效性驗證,從而驗證SSTk-ω湍流模型對此類問題的適用性.另一方面,由于帶有尾緣襟翼的翼型是在原始模型基礎(chǔ)上建立的,兩者僅僅在翼型的尾緣處有所差異,所以對尾緣處的網(wǎng)格進行了局部加密,從而確保數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性.該優(yōu)化模型對高葉尖速比下的功率系數(shù)有所高估,這主要是由于忽略了葉片支撐杠和轉(zhuǎn)軸;對于低到中等高葉尖速比,計算的功率系數(shù)相對于實驗數(shù)據(jù)較低.總體來看,數(shù)值模擬的功率系數(shù)和實驗結(jié)果基本一致.在此基礎(chǔ)上,將采用相同的數(shù)值模擬方法和設(shè)置進行研究.

1.4 數(shù)值設(shè)置

湍流模型的選擇對數(shù)值模擬的精度和計算效率有很大影響.對于垂直軸風(fēng)力機而言,葉片附近從層流到湍流的轉(zhuǎn)捩、流動分離和再附著等均選擇最合適湍流模型時需要考慮的因素.采用STAR-CCM+軟件對三維非定常不可壓縮流動進行數(shù)值模擬.采用SSTk-ω湍流模型求解納維-斯托克斯(Navier-Stokes, N-S)方程,SSTk-ω模型的穩(wěn)定性和可靠性已在風(fēng)力機的數(shù)值模擬中得到了廣泛驗證[18-20].對流項采用二階迎風(fēng)格式,時間離散采用二階中心差分格式.采用壓力耦合方程組的半隱式算法(SIMPLE)耦合壓力-速度方程[20].

對于周期性非定常計算,時間步長和內(nèi)迭代次數(shù)對計算的收斂性和穩(wěn)定性至關(guān)重要.設(shè)置時間步為T/180(T為風(fēng)力機旋轉(zhuǎn)周期),內(nèi)迭代次數(shù)為20次[21-22].對于本研究中的數(shù)值模型,相鄰周期轉(zhuǎn)矩的峰值在20個周期后幾乎不再變化(相對誤差小于1%).因此,所有的數(shù)據(jù)都將在第20圈時進行采樣.

2 槳距和襟翼運動策略

實際工程中將采用機械裝置對槳距和襟翼的運動進行主動控制,而在本研究中采用STAR-CCM+中的用戶自定義函數(shù)對槳距和襟翼的運動進行控制(見圖1(c)),分別在槳距旋轉(zhuǎn)中心和襟翼旋轉(zhuǎn)中心處建立局部坐標(biāo)系,葉片槳距和襟翼均可繞其各自的旋轉(zhuǎn)中心進行運動.此外,所有坐標(biāo)系都是右手坐標(biāo)系,槳距角βp和襟翼偏轉(zhuǎn)角βf以逆時針為正,確保風(fēng)力機的槳距和襟翼按照給定函數(shù)進行運動.

圖4(a)為葉片槳距和襟翼在葉尖速比為2.65時的運動曲線和對應(yīng)的葉片理論攻角變化.在0° ≤θ<60° 時,槳距和襟翼逆時針旋轉(zhuǎn)以增大葉片的升力;在60° ≤θ<180° 時,槳距和襟翼順時針旋轉(zhuǎn),減小攻角以緩解動態(tài)失速.在風(fēng)力機旋轉(zhuǎn)的后半圈(180° ≤θ<360°),槳距和襟翼的旋轉(zhuǎn)方向與前半圈(0° ≤θ<180°)恰好相反.此外,在0° ≤θ<60° 和300° ≤θ<360° 時,槳距和襟翼的最大振幅βp1、βf1為當(dāng)60° ≤θ<180° 和180° ≤θ<300° 時槳距和襟翼最大振幅βp2、βf2的一半,從而確保槳距和襟翼速度變化的連續(xù)性.

圖4 槳距和襟翼運動策略Fig.4 Strategy of pitch and flap motion

槳距和襟翼振幅關(guān)于方位角θ的運動函數(shù)如下所示:

βp(θ)=

(10)

βf(θ)=

(11)

式中:βp1= 3°,βp2= 6°,βp1= 5°,βp2= 10°.

3 結(jié)果與分析

風(fēng)力機的氣動載荷是衡量其氣動性能的主要參數(shù),本文主要通過與原始垂直軸風(fēng)力機模型對比,分析槳距和襟翼運動對單個葉片和整機氣動特性的影響.

3.1 氣動特性分析

圖5為原始模型與考慮槳距和襟翼協(xié)同運動下的模型在一個旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)的瞬時功率系數(shù)對比.可以發(fā)現(xiàn),槳距和襟翼協(xié)同運動下的模型相比于原始模型雖然峰值功率系數(shù)沒有明顯改善,但最低功率系數(shù)卻顯著提高,從0.123變?yōu)?.166,提高了35%.此外,可以發(fā)現(xiàn),槳距和襟翼協(xié)同運動下的整體瞬時功率系數(shù)曲線的相位角相比于原始模型具有一定提前,這是由于槳距和襟翼的運動對葉片的攻角起到了調(diào)整作用,使得葉片在旋轉(zhuǎn)過程中最大攻角出現(xiàn)的位置更加提前.

圖5 瞬時功率系數(shù)對比Fig.5 Comparison of instantaneous power coefficient

圖6為相同翼型下的小型垂直軸風(fēng)力機原始模型和大型垂直軸風(fēng)力機優(yōu)化前后平均功率系數(shù)的對比情況.相比于小型風(fēng)力機,原始大型風(fēng)力機的功率系數(shù)較高,這是由于大型風(fēng)力機的雷諾數(shù)比小型風(fēng)力機高1～2個數(shù)量級,一般雷諾數(shù)越高,翼型的氣動性能也越好,更不容易發(fā)生邊界層分離[23-25].在優(yōu)化前,風(fēng)力機的功率系數(shù)為0.386,功率約為0.65 MW,而在優(yōu)化后風(fēng)力機的功率系數(shù)為0.433,功率約為0.73 MW,其中功率系數(shù)提升了12.2%.

圖6 小型和大型垂直軸風(fēng)力機平均功率系數(shù)對比Fig.6 Comparison of average power coefficient between small and large VAWT

圖7為不同方位角下的轉(zhuǎn)矩系數(shù)對比.從圖中可以看出,優(yōu)化模型相比于原始模型的性能提高主要是在30° <θ<90° 和240° <θ<360° 這兩個區(qū)間內(nèi),這是由于在這兩個區(qū)間內(nèi),槳距和襟翼的運動增大了葉片的有效攻角,使得葉片的升阻比可以快速提升.然而對于中等葉尖速比下的垂直軸風(fēng)力機,葉片在旋轉(zhuǎn)過程中的攻角較小,不會出現(xiàn)嚴(yán)重的動態(tài)失速,其本身的氣動性能較優(yōu)[26],因此在 120° <θ<240° 范圍內(nèi)的提升效果比較有限.

圖7 不同方位角下的轉(zhuǎn)矩系數(shù)對比Fig.7 Comparison of torque coefficient at different azimuth angles

圖8對比了單個葉片在不同方位角下的不同力系數(shù),圖8(a)和8(b)分別為葉片的切向力和法向力系數(shù)對比.與葉片的轉(zhuǎn)矩系數(shù)曲線類似,在30° <θ<90° 和240° <θ<360° 這兩個范圍內(nèi),優(yōu)化模型的切向力系數(shù)要明顯高于原始模型,這也解釋了在這一范圍內(nèi)優(yōu)化模型的轉(zhuǎn)矩系數(shù)要高于原始模型的原因.從葉片的法向力系數(shù)對比中可以發(fā)現(xiàn),在 60° <θ<180° 范圍內(nèi),優(yōu)化模型的法向力系數(shù)明顯低于原始模型,最大法向力系數(shù)從1.89降低到1.36,減少了28.04%,而這將大大降低風(fēng)力機在旋轉(zhuǎn)過程中葉片支撐桿所受到的荷載.圖8(c)和8(d)分別為單個葉片的推力和側(cè)向力系數(shù)對比.在0° <θ<60° 和240° <θ<360° 范圍內(nèi),優(yōu)化模型的推力和側(cè)向力系數(shù)均高于原始模型,而在60° <θ<180° 范圍內(nèi),優(yōu)化模型低于原始模型,與轉(zhuǎn)矩系數(shù)曲線的變化基本一致.

圖8 不同方位角下的單個葉片力系數(shù)對比Fig.8 Comparison of force coefficients of single blade at different azimuth angles

3.2 流場和靜壓分布

為進一步分析槳距和襟翼協(xié)同運動下的葉片在30° <θ<90° 和240° <θ<360° 這兩個范圍內(nèi)氣動性能較優(yōu)的原因,對葉片附近的流場和葉片表面靜壓分布進行分析.

圖9顯示了優(yōu)化模型在葉片周圍的速度場分布,可以發(fā)現(xiàn)優(yōu)化模型在葉片前緣位置處的速度值明顯高于原始模型,而局部速度的增加會造成壓力降低.從圖10葉片周圍的壓力場分布也可以發(fā)現(xiàn),優(yōu)化模型在吸力面葉片前緣的負(fù)壓比原始模型更大,從而加大了吸力面和壓力面之間的壓差,這也進一步解釋了葉片在這一方位角的切向力和轉(zhuǎn)矩系數(shù)提升的原因.

圖11顯示了60° 和300° 方位角下原始模型和優(yōu)化模型的葉片在不同截面處的靜壓(ps)分布.可以看到,無論是原始模型還是優(yōu)化模型,在葉片截面z=1/2H處和z=3/4H處的壓力分布基本相同,然而在z=H處,葉片前緣位置處的負(fù)壓明顯升高.這是由于葉片沿展向長度的有限性,在壓差推動下壓力面的氣流將繞過葉尖進入吸力面形成葉尖渦.由于葉尖渦效應(yīng),葉片在葉尖處的邊界層更厚,也更容易發(fā)生流動分離,從而導(dǎo)致葉片上下表面的壓差減少,這也是圖中負(fù)壓升高的主要原因.此外,對比圖11(a)和11(c)以及圖11(b)和11(d),原始模型和優(yōu)化模型在葉片前緣的正壓力幾乎相同,但考慮槳距和襟翼運動下的葉片的負(fù)壓要明顯低于原始模型.當(dāng)方位角為60° 時,原始模型的最大負(fù)壓為-1 500 Pa,優(yōu)化模型的最大負(fù)壓為-1 750 Pa;當(dāng)方位角為300°時,原始模型的最大負(fù)壓為-400 Pa,優(yōu)化模型的最大負(fù)壓為-540 Pa.一般來說,葉片前緣的壓差越大,葉片產(chǎn)生的氣動力也越大.因此,在30° <θ<90° 和240° <θ<360° 這兩個范圍內(nèi),考慮槳距和襟翼運動下葉片的有效壓差要高于原始模型,從而能夠為葉片提供更大的升力,而這也是其氣動性能優(yōu)于原始模型的原因.

圖11 葉片不同截面處的靜壓分布對比Fig.11 Comparison of static pressure distributions in different blade sections

3.3 整機荷載分析

葉片周期性轉(zhuǎn)動將導(dǎo)致整機受到周期性荷載,對于大型垂直軸風(fēng)力機而言,這些荷載不容忽視,也會影響風(fēng)力機的使用壽命.圖12(a)和圖12(b)分別為整機的推力系數(shù)和側(cè)向力系數(shù)對比.結(jié)果表明,優(yōu)化模型的側(cè)向力和推力相較于原始模型都有明顯降低,最大推力系數(shù)絕對值從1.21降低到1.06,最大側(cè)向力系數(shù)絕對值從0.53降低到0.49,分別減少了12.4%和7.5%.整機的側(cè)向力和推力的波動幅值皆明顯低于原始模型,這將有助于降低作用在風(fēng)力機整機上的疲勞荷載.

圖12 整機力系數(shù)對比Fig.12 Comparison of force coefficients of VAWT

4 結(jié)論

采用SSTk-ω湍流模型對帶有尾緣襟翼的兆瓦級大型垂直軸風(fēng)力機氣動性能進行CFD數(shù)值研究.通過對比原始模型與考慮槳距和襟翼協(xié)同運動模型的功率系數(shù)、單葉片力系數(shù)、葉片附近流動參數(shù)、靜壓分布、整機荷載等結(jié)果,發(fā)現(xiàn)槳距和襟翼的協(xié)同運動可以提高風(fēng)力機的風(fēng)能轉(zhuǎn)換率,降低氣動荷載,主要研究結(jié)果如下:

(1) 考慮槳距和襟翼協(xié)同運動的模型可以顯著提高大型垂直軸風(fēng)力機的功率系數(shù).與原始模型相比,功率系數(shù)提高了12.2%,其性能提高主要是在30° <θ<90° 和240° <θ<360° 這兩個范圍內(nèi).

(2) 考慮槳距和襟翼協(xié)同運動下的模型影響了葉片表面的靜壓分布.原始模型和優(yōu)化模型在葉片前緣的正壓力幾乎相同,但考慮槳距和襟翼運動的葉片的負(fù)壓在30° <θ<90° 和240° <θ<360° 范圍內(nèi)明顯低于原始模型,從而能夠為葉片提供更大的升力,而這也是其氣動性能優(yōu)于原始模型的原因.

(3) 槳距和襟翼的協(xié)同運動顯著降低了風(fēng)力機整體受到的荷載.與原始模型相比,整機最大推力系數(shù)絕對值和最大側(cè)向力系數(shù)絕對值分別減少12.4%和7.5%,推力和側(cè)向力波動幅值的降低將有助于降低風(fēng)力機上的周期性疲勞荷載.