高 強，蔡 新,2，潘 盼，郭興文，舒 超

葉片失速延遲控制垂直軸風(fēng)力機氣動性能

高 強1，蔡 新1,2，潘 盼1，郭興文1，舒 超1

(1.河海大學(xué)力學(xué)與材料學(xué)院，江蘇南京，210098；
2.河海大學(xué)水利水電學(xué)院，江蘇南京，210098)

以麥克馬斯特大學(xué)H型垂直軸風(fēng)力機為基礎(chǔ)，在葉片上加設(shè)射流管，設(shè)計一種葉片失速延遲控制垂直軸風(fēng)力機?；贑FD方法計算典型工況下葉片失速延遲控制垂直軸風(fēng)力機的功率，分析風(fēng)場的渦強和風(fēng)速分布特性。研究結(jié)果表明：在相同幾何尺寸和工況下葉片失速延遲控制風(fēng)力機的風(fēng)能利用系數(shù)比麥克馬斯特大學(xué)H型垂直軸風(fēng)力機的高，在尖速比為1.3時，最大風(fēng)能利用系數(shù)達到0.33。在葉片上加設(shè)射流管對于延遲層流分離具有顯著作用。

失速延遲控制；射流管；垂直軸風(fēng)力機；風(fēng)能利用率；氣動性能

伴隨著世界化石能源的消耗殆盡，溫室氣體過度排放引起的溫室效應(yīng)，人類正面臨著資源枯竭、環(huán)境惡化的困境。找到一種新型能源替代傳統(tǒng)能源，又不會造成環(huán)境污染是全人類的共同夢想。風(fēng)能作為一種無污染和可再生的新能源正日益受到重視，風(fēng)力發(fā)電設(shè)備的研究在我國方興未艾[1]。相對于水平軸風(fēng)力機，垂直軸風(fēng)力機具有無需對風(fēng)機構(gòu)、啟動風(fēng)速較低、方便維護、氣動噪聲低等諸多優(yōu)勢[2]。國內(nèi)外學(xué)者對垂直軸風(fēng)力機氣動性能開展了大量的研究[3?7]。李巖[8]對垂直軸風(fēng)力機的設(shè)計與實驗進行了闡述，指出垂直軸風(fēng)力機氣動方面存在一個不可避免的問題，即是失速現(xiàn)象。梅毅等[9]基于CFD計算了垂直軸風(fēng)力機不同弦徑比和葉片數(shù)對氣動性能的影響，指出過低的尖速、過大的弦徑比和4個以上的葉片數(shù)會加劇葉片動態(tài)失速和氣流分離現(xiàn)象，削弱風(fēng)機發(fā)電效率。高偉等[10]基于CFD對H型垂直軸風(fēng)力機流場進行瞬態(tài)計算，研究了翼型附近渦從形成到脫落的過程，指出當(dāng)尖速比較小時更容易發(fā)生動態(tài)失速。王虎彬等[11]對非對稱翼型正反4°安裝角下的垂直軸風(fēng)力機分別進行了二維非定常數(shù)模擬，結(jié)果表明翼型反裝可以縮小失速范圍，提高風(fēng)能利用率。姚興佳等[12]認為葉片旋轉(zhuǎn)過程中由于擾流致使層流分離從而產(chǎn)生渦流，進而導(dǎo)致失速，葉片升力驟然下降，風(fēng)力機做功減少。葉正寅等[13]利用風(fēng)洞試驗研究了翼型振動對流場的影響，結(jié)果表明翼型振動會導(dǎo)致失速提前發(fā)生。伍艷等[14]提出考慮三維旋轉(zhuǎn)效應(yīng)下非定常氣動荷載的計算方法，建立了預(yù)測分離點位置的計算模型，可計算三維旋轉(zhuǎn)效應(yīng)對葉片附面層氣流分離的影響。FERREIRA等[15]的研究表明氣流攻角隨著垂直軸風(fēng)力機葉片方位角的變化而時刻變化，變化范圍較大，失速現(xiàn)象無法避免。由此可見，研究新型垂直軸風(fēng)力機葉片使其能夠適應(yīng)大范圍變化的攻角，進而延緩失速現(xiàn)象具有非常重要的意義。為此，本文作者在傳統(tǒng)直葉片基礎(chǔ)上研究加設(shè)射流管，設(shè)計出一種葉片失速延遲控制垂直軸風(fēng)力機，提高了垂直軸風(fēng)機的風(fēng)能利用系數(shù)。

1 物理數(shù)學(xué)模型

1.1 物理模型及幾何尺寸

2007年麥克馬斯特大學(xué)對額定功率3.5 kW的H型垂直軸風(fēng)力機進行了風(fēng)洞試驗，并提取了風(fēng)機功率曲線，計算了各種工況下的風(fēng)能利用系數(shù)[16]。該風(fēng)機主要參數(shù)見表1。

在M cMaster H型垂直軸風(fēng)力機基礎(chǔ)之上，對葉片加設(shè)射流管，設(shè)計了葉片失速延遲控制垂直軸風(fēng)力機，主要包括葉片、支撐桿、塔筒、渦輪吸氣裝置以及導(dǎo)氣管，其中，渦輪吸氣裝置安裝在塔筒頂端，沿塔筒、支撐桿以及葉片吸力面內(nèi)部設(shè)置導(dǎo)氣管，導(dǎo)氣管在葉片吸力面內(nèi)側(cè)沿展向貫穿設(shè)置，間隔一定距離布置射流管。葉片失速延遲控制垂直軸風(fēng)力機工作時，塔筒頂端安裝的渦輪吸氣裝置被帶動高速旋轉(zhuǎn)吸入空氣，通過導(dǎo)氣管氣體由塔筒頂端經(jīng)支撐桿最終傳送到葉片吸力面，在離心力作用下，氣流沿葉片表面射流管噴射而出。在噴射氣流作用下，葉片層流分離被延遲，翼型升力增加，風(fēng)力機功率輸出增加。

表1 麥克馬斯特H型垂直軸風(fēng)力機幾何參數(shù)Table1 Geometric parametersofM cMaster H-type vertical axisw ind turbine

在建模軟件UG中建立葉片失速延遲控制垂直軸風(fēng)力機的幾何模型，如圖1所示。射流管簡化為貫穿葉片吸力面的射流槽，射流槽開口位于弦長中點，射流槽與弦線夾角15°。

圖1 風(fēng)力機模型Fig.1 W ind turbinemodel

1.2 數(shù)學(xué)模型

1.2.1 計算方法

基于不可壓縮的連續(xù)方程和雷諾平均的N?S方程，計算葉片失速延遲控制垂直軸風(fēng)力機的輸出功率。不可壓縮的連續(xù)方程和雷諾平均的N?S方程用張量描述為：

式中：ρ為流體密度；t為時間；v為速度矢量；p為表面壓力；τ為表面應(yīng)力矢量；f為單位質(zhì)量體積力矢量。

1.2.2 網(wǎng)格剖分

圖2所示為風(fēng)場布置平面示意圖，圖中Φ為中輪直徑。ABCD為風(fēng)輪葉片和轉(zhuǎn)軸以及風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)域和外流場域組成的區(qū)域，AC和BD邊長為10Φ，AB和CD邊長為20Φ，葉輪回轉(zhuǎn)中心距AC邊為5Φ，距BD邊為15Φ，距AB和CD邊均為5Φ，風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)區(qū)域直徑為0.8Φ至1.2Φ[10]。

圖2 風(fēng)場布置示意圖Fig.2 Diagram ofw ind field

在ICEM網(wǎng)格剖分軟件中對風(fēng)場進行離散化，由于六面體網(wǎng)格精度較高，整個模型全部采用六面體網(wǎng)格。網(wǎng)格尺寸最大為1m，最小為0.1mm。離風(fēng)機較遠處的外流場網(wǎng)格較大，最大尺寸達1m，為了體現(xiàn)葉片邊界層黏性流動特征，葉片附面層網(wǎng)格厚度設(shè)為0.1 mm。數(shù)值模型單元總數(shù)645 030，節(jié)點總數(shù)705 754，如圖3所示。

圖3 模型網(wǎng)格Fig.3 Model grids

1.2.3 邊界條件

結(jié)合風(fēng)力機的旋轉(zhuǎn)特性，將流場劃分為旋轉(zhuǎn)域和外流場域，并假設(shè)當(dāng)?shù)乜諝鉁囟葹?5℃。

對于外流場域，入流面設(shè)置為速度入口，風(fēng)速為10m/s，風(fēng)場頂面及左右兩面設(shè)為對稱邊界，地面和塔架設(shè)為無滑移壁面邊界，出口設(shè)為壓力出口，相對壓力為0 Pa。

“一帶一路”節(jié)點城市個人所得稅費用扣除標準研究 ……………………………………………………… 李 凡 吳力佳（3/42）

對于旋轉(zhuǎn)域，根據(jù)工況設(shè)定旋轉(zhuǎn)速度，葉片設(shè)為無滑移壁面邊界條件，射流管入口速度為10m/s，射流管兩側(cè)為無滑移壁面。

1.2.4 非線性分析求解設(shè)置

湍流模型選取SST模型，對流離散格式采用一階迎風(fēng)格式，模擬葉輪旋轉(zhuǎn)3圈，葉輪每旋轉(zhuǎn)5°為一個時間步長，收斂殘差設(shè)為0.000 1。

2 工況選取

BRAVO等[16]對入流速度6，8，10，10.5，12.1，12.4，14.1，14.3和16m/s，風(fēng)力機轉(zhuǎn)速20～150 r/min的幾十種工況做了風(fēng)洞試驗，得到各工況下風(fēng)力機功率和風(fēng)能利用系數(shù)。現(xiàn)選取6種典型工況進行葉片失速延遲控制垂直軸風(fēng)力機的CFD計算。計算工況列于表2。

表2 計算工況Table2 Working condition of calculation

3 計算結(jié)果

圖4所示為葉片交疊布置垂直軸風(fēng)力機在轉(zhuǎn)速為122 r/min，風(fēng)速為10m/s工況下的輸出轉(zhuǎn)矩時間歷程，在模擬旋轉(zhuǎn)1圈后，風(fēng)力機轉(zhuǎn)矩進入穩(wěn)定狀態(tài)，呈正弦變化規(guī)律。取第3圈數(shù)據(jù)計算風(fēng)力機平均功率，平均功率計算表達式如下

圖4 輸出轉(zhuǎn)矩時間歷程Fig.4 Timehistory of tw ist torque

式中：Qi為第i時間步的風(fēng)力機轉(zhuǎn)矩；Q為風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)一圈平均轉(zhuǎn)矩；P為風(fēng)力機功率。

式中：P為功率；ρ為空氣密度；v∞為風(fēng)速；A為風(fēng)輪掃掠面積，即葉輪直徑和葉片長度乘積。

圖5所示為葉片失速延遲控制垂直軸風(fēng)力機的風(fēng)能利用系數(shù)在各個工況下都高于McMaster H型垂直軸風(fēng)力機。M cMaster H型垂直軸風(fēng)力機的最佳尖速比為1.6，最大風(fēng)能利用系數(shù)為0.29，而失速延遲控制風(fēng)力機的最佳尖速比在1.3，最大風(fēng)能利用系數(shù)為0.33。

圖5 風(fēng)能利用系數(shù)對比圖Fig.5 Com parison ofw ind-energy capture efficiency

4 氣動性能分析

尖速比為1.3時風(fēng)力機風(fēng)能利用效率最高，在此尖速比下，分析葉片旋轉(zhuǎn)半個周期內(nèi)位于典型位置的流場特性。圖6所示為風(fēng)機葉片方位圖，θ表示葉片1的方位角，設(shè)逆時針為正，0°＜θ＜180°為上風(fēng)區(qū)，180°＜θ＜360°為下風(fēng)區(qū)，由于上風(fēng)區(qū)屬于高能量區(qū)，所以對葉片氣動性能的分析主要是對上風(fēng)區(qū)葉片擾流特性展開。選取葉片1方位角θ為30°，90°，150°和210°這4個典型位置進行葉片擾流流場分析。

圖6 風(fēng)機葉片方位圖Fig.6 Azimuth diagram ofw ind turbineblade

渦量場是描述漩渦運動的物理場，渦量即為流體速度的旋度，其中渦量稱之為渦強，對渦量場進行分析，可以確定流場湍流程度。圖7所示為不同方位角θ時葉片上中下3個截面渦量場的分布圖。當(dāng)葉片1方位角為30°和150°時，葉片表面附近渦強較小，葉片1方位角為90°和210°時，葉片表面附近渦強較大。在風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)過程中，當(dāng)上風(fēng)區(qū)只有1個葉片時，葉片附近渦強明顯增強，當(dāng)上風(fēng)區(qū)有2個葉片時，葉片附近渦強隨之減弱，是因為當(dāng)上風(fēng)區(qū)只有1個葉片時，風(fēng)能只有很小一部分被葉片吸收，多余的風(fēng)能則激發(fā)氣流紊動來耗散能量，表明如果垂直軸風(fēng)力機采用4葉片，保證上風(fēng)區(qū)至少有2個葉片，會取得更高的風(fēng)能利用率。

圖8所示為葉輪中部截面在不同方位角θ時的葉片中截面速度分布圖。葉片在旋轉(zhuǎn)過程中產(chǎn)生尾流，上風(fēng)區(qū)葉片近場尾流向下游發(fā)展，擾動下風(fēng)區(qū)葉片流場，影響其氣動特性，同時塔架也會吸收部分風(fēng)能，影響葉輪流場分布，降低風(fēng)機做功能力。從圖8可以看到：氣流經(jīng)過風(fēng)輪之后，在風(fēng)輪右下方位的一定范圍內(nèi)，風(fēng)速下降較為明顯，若安裝多個垂直軸風(fēng)力機，則要合理布置風(fēng)機位置，使其避開低風(fēng)速區(qū)。

圖9所示為葉片1在不同方位角θ時的葉片翼型附近速度矢量分布圖。葉片在旋轉(zhuǎn)過程中，氣流攻角變化很大，但從圖9可以看到：層流并沒有從葉片附面層分離，失速現(xiàn)象沒有出現(xiàn)。說明射流管噴射氣流對于延緩層流分離，提升翼型升力，增加風(fēng)力機功率具有顯著作用。

圖7 不同方位角θ時葉片3個截面渦量場Fig.7 Vorticity field of three section in blade atdifferentazimuthθ

圖8 葉片中截面速度分布圖Fig.8 Velocity distribution inm iddle section on blade

圖9 葉片1中截面速度矢量分布圖Fig.9 Velocity vector inm iddle section on blade1

5 結(jié)論

1)葉片吸力面增加射流管，在噴射氣流作用下，葉片層流分離被延遲，翼型升力增加，風(fēng)力機功率輸出增加。該失速延遲控制風(fēng)力機具有較高的風(fēng)能利用率，最大風(fēng)能利用系數(shù)達到0.33。

2)若風(fēng)力機的鼓風(fēng)裝置運轉(zhuǎn)完全依賴于自身轉(zhuǎn)動，當(dāng)葉輪轉(zhuǎn)速變化時，內(nèi)置渦輪吸氣裝置的轉(zhuǎn)速也跟著變化，不能保證射流以理想的速度噴出。當(dāng)葉輪轉(zhuǎn)速較低時，甚至形成不了射流。針對上述問題，可以加設(shè)電力助動鼓風(fēng)裝置，當(dāng)葉輪轉(zhuǎn)速過低或射流速度達不到理想速度時，可以采取電力助動鼓風(fēng)的方法，以保證射流的穩(wěn)定性。

[1]蔡新,潘盼,朱杰.風(fēng)力發(fā)電機葉片[M].北京:中國水利水電出版社,2013:4?7.

CAIXin,PAN Pan,ZHU Jie.Blade ofw ind turbine[M].Beijing: ChinaW ater Power Press,2013:4?7.

[2]賀德馨.風(fēng)工程與工業(yè)空氣動力學(xué)[M].北京:國防工業(yè)出版社,2006:196?210.

HE Dexin.W ind engineering and industrial aerodynam ics[M]. Beijing:National Defense Industry Press,2006:196?210.

[3]徐林,李學(xué)敏,區(qū)家雋.葉片數(shù)及弦長對升力型垂直軸風(fēng)力機的影響[J].可再生能源,2016,34(12):1834?1840.

XU Lin,LIXuemin,OU Jiajun.The impactof blade numberand chord length on lift-type vertical-axis w ind turbine[J]. Renewable Energy Resources,2016,34(12):1834?1840.

[4]張立棟,畢遠瑛,李少華,等.垂直軸風(fēng)力機葉片與圓柱形塔架相互干涉的數(shù)值模擬[J].科學(xué)技術(shù)與工程,2016,16(4): 194?199.

ZHANG Lidong,BIYuanying,LI Shaohua,et al.Interference between the blade and the cy lindrical tower vertical axis w ind turbine[J].Science Technology and Engineering,2016,16(4): 194?199.

[5]SHARMA S,SHARMA R K.Performance improvement of Savonius rotor using multip le quarter blades–A CFD investigation[J].Energy Conversion and Management,2016, 127(1):43?54.

[6]CASTELLI,M R,MONTE A D,QUARESIM IN M,et al. Numerical evaluation of aerodynamic and inertial contributionsto Darrieus wind turbine blade deformation[J].Renewable Energy,2013,51(1):101?112.

[7]祖紅亞,李春,葉舟,等.垂直軸風(fēng)力機動態(tài)流場及其氣動性能分析[J].能源研究與信息,2014,30(4):199?203.

ZU Hongya,LIChun,YE Zhou,etal.Aerodynam ic performance analysis and dynam ic flow field of vertical axis w ind turbine[J]. Energy Research and Information,2014,30(4):199?203.

[8]李巖.垂直軸風(fēng)力機技術(shù)講座(五)垂直軸風(fēng)力機設(shè)計與實驗[J].可再生能源,2009,27(5):120?122.

LIYan.Lecture of vertical axis wind turbine(Ⅴ)the design and experiment of vertical axis w ind turbines[J].Renewable Energy Resources,2009,27(5):120?122.

[9]梅毅,曲建俊,許明偉.垂直軸風(fēng)力機葉片動態(tài)失速數(shù)值模擬[J].農(nóng)業(yè)機械學(xué)報,2014,45(3):184?190.

MEIYi,QU Jianjun,XU M ingwei.Numerical study on blade dynamic stall of verticalaxisw ind turbine[J].Transactionsof the Chinese Society for Agricultural Machinery,2014,45(3): 184?190.

[10]高偉,李春,葉舟.基于滑移網(wǎng)格的H型垂直軸動態(tài)氣動特性分析[J].流體機械,2013,41(10):36?40.

GAOWei,LIChun,YEZhou.Analysisof dynamic aerodynamic performance for H-type VAWT based on sliding mesh technique[J].Fluid Machinery,2013,41(10):36?40.

[11]王虎彬,徐志暉.非對稱翼型安裝方式對垂直軸風(fēng)力機性能影響的數(shù)值研究[J].沈陽航空航天大學(xué)學(xué)報,2013,30(1):5?8.

WANG Hubin,XU Zhihui.Numerical study of the effect of asymmetric airfoil’s installation on the performance of wind turbine[J].Journal of Shenyang Aerospace University,2013, 30(1):5?8.

[12]姚興佳,王士榮,董麗萍.風(fēng)力機的工作原理[J].可再生能源, 2006(2):87?89.

YAO Xingjia,WANG Shirong,DONG Liping.The working principle of w ind turbine[J].Renewable Energy Resources, 2006(2):87?89.

[13]葉正寅,解亞軍,武潔.模型振動對翼型流場和氣動性能的影響[J].工程力學(xué),2009,26(4):240?245.

YE Zhengyin,XIE Yajun,WU Jie.The effects of w ind-tunnel model vibration on flow field and aerodynamics of an airfoil[J]. Engineering Mechanics,2009,26(4):240?245.

[14]伍艷,謝華,王同光.風(fēng)力機葉片的非定常氣動特性計算方法的改進[J].工程力學(xué),2008,25(10):54?59.

WU Yan,XIE Hua,WANG Tongguang.Modification of calculating unsteady aerodynamic characteristic of w ind turbine blades[J].Engineering Mechanics,2008,25(10):54?59.

[15]FERREIRA C S,KUIK G,BUSSEL G.Visualization by PIV of dynam ic stall on a verticalaxisw ind turbine[J].Exp Fluids,2009, 46:97?108.

[16]BRAVOR,TULLISS,ZIADA S.Performance testing of a small vertical-axis w ind turbine[C]//21st Canadian Congress of Applied Mechanics.Toronto,Ontario,Canada,2007:3?7.

(編輯 趙俊)

Aerodynam ic characteristicsof b lade stall delay controlverticalaxisw ind turbine

GAOQiang1,CAIXin1,2,PAN Pan1,GUO Xingwen1,SHU Chao1

(1.College of Mechanics and Materials,HohaiUniversity,Nanjing 210098,China; 2.CollegeofWater Conservancy and Hydropower Engineering,HohaiUniversity,Nanjing 210098,China)

Through adding a jet pipe on the blade,a blade stall delay control vertical axisw ind turbine was designed on the basis of McMaster university H-type vertical axisw ind turbines.Employing CFD method,the power of blade stall delay control vertical axisw ind turbinewas calculated under the typicalworking conditions,and the vorticity and w ind speed distribution characteristics w ere analyzed.The results show that w ith the same geometry size and the working conditions,the w ind energy utilization coefficient of blade stall delay control w ind turbine is higher than that of McMaster H-type vertical axisw ind turbines.Themaximum w ind energy utilization coefficient reaches 0.33when the tip speed ratio is1.3.Adding jetpipe on bladehassignificanteffectson delaying laminar flow separation.

stall delay control;jet pipe;vertical axis wind turbine;w ind energy utilization coefficient;aerodynamic characteristics

TK83

A

1672?7207(2017)03?0830?07

10.11817/j.issn.1672-7207.2017.03.034

2016?03?04；

2016?05?29

中央高校基本科研業(yè)務(wù)費專項資金資助項目(2015B37714)；江蘇風(fēng)力發(fā)電工程技術(shù)中心開放基金資助項目(ZK16-03-03)；江蘇高校首批2011計劃項目(蘇政辦發(fā)[2013]56號)(Project(2015B37714)supported by the FundamentalResearch Funds for the Central Universities of China;Project(ZK16-03-03)supported by the Open Foundation of Jiangsu ProvinceWind Technology Center;Project ([2013]56)supported by the FirstGroup of2011 plan of Jiangsu Province)

高強，博士，從事風(fēng)力機葉片氣動性能研究；E-mail:gaoqiang12@126.com