劉 陽

(大唐新能源陜西公司,陜西 西安710065)

0 引言

近幾年,隨著可開發(fā)風資源區(qū)域的多樣化,導致同一類型機組在不同環(huán)境下,運行狀態(tài)存在較大差異。統計分析發(fā)現,風電機組運行在較低空氣密度時,機組葉片根部在額定風速附近出現失速,導致機組滿發(fā)功率風速向后推移,嚴重影響機組穩(wěn)定運行[1]。

為了解決葉片在低空氣密度下的失速問題,科研人員進行了一系列的研究。Butterfied[2]首次測量了水平軸風力機的壓力分布,對動態(tài)失速進行了定量研究;Leishman[3]開發(fā)了能夠描述動態(tài)失速翼型的升力,轉矩和阻力特性的模型;由于風力機葉片失速發(fā)生在葉片根部,德國ENERCON公司對風力機葉片的根部采用了翼型段代替葉根的過度段和圓柱段,通過對葉片的改型設計,減小葉片根部的失速分離;邢作霞[4]、姚興佳[5]等采用獨立變槳技術以及智能控制算法等來降低機組載荷,減少葉片失速。劉庭瑞[6]針對風力機葉片失速振顫斷裂失效問題,采用最優(yōu)模糊比例積分微分(proportional integral derivative,PID)控制方法和徑向吉函數神經網絡PID控制方法進行分析,為風力機葉片失速非線性氣彈變槳提供了新思路。陳巖[7]通過對風力機葉片翼型進行穩(wěn)態(tài)氣動力分析,改善了失速工況下的負阻尼。俞國華[8]通過數值計算與理論分析研究了風力機靜態(tài)失速和動態(tài)失速問題,對理解失速的復雜流動機理提供了參考。

本文在前人研究的基礎上,針對葉片在低空氣密度下,額定風速附近失速問題,分別采用提前變槳策略以及葉片根部加裝根箱兩種解決方案,并采用三維數值模擬對這兩種方案進行驗證,通過對這兩種方案的對比分析,得出解決葉片失速的最優(yōu)解決方案。

1 風力機葉片失速理論分析

1.1 翼型失速理論分析

風力機葉片翼型的攻角α為來流風速方向與葉片翼型弦線之間的夾角。由圖1可知,葉片翼型截面的相對速度vrel為風輪平面的軸向速度(1-α)v0和切向速度(1+α')ωr的合成,并且攻角α可由vrel和旋轉平面之間的夾角φ與槳距角θ表示,即：α=φ-θ。

圖1 葉片截面翼型圖Fig.1 Blade Section Airfoil Diagram

根據在翼型上升力阻力的定義,得到單位長度上的升力L和阻力D為：

式中：ρ為空氣密度,kg/m3;c為葉片弦長,m;Cl為升力系數;Cd為阻力系數。

由公式(1)(2)可知,翼型的升力和阻力除與來流風速以及空氣密度有關外,還與Cl和Cd有關,且不同的翼型具有不同升阻力系數,典型的Cl和Cd曲線如圖2所示。由圖2可知,當攻角大于aM后,升力系數逐漸減小,阻力系數逐漸增加,從而導致升力迅速下降,阻力迅速上升。aM點稱為“失速點”,翼型在經過失速點后,出現失速[4]。

1.2 低空氣密度下風力機葉片失速

目前,主流的風力機為變槳變速型風力機。變槳變速型風機在額定風速以下時,風力機組槳距角始終維持在最佳槳距角(一般為0°),通過控制風輪轉速來調節(jié)功率;額定風速以上,通過不斷調整攻角避開其失速點以維持額定的功率輸出。并且同一臺風力機在相同的最優(yōu)槳距角情況下,空氣密度不同,對應的功率曲線不同。

圖2 Cl和Cd隨功角變化曲線Fig.2 Curves of Cl and Cd varying with work angle

風力機組在實際運行過程中,空氣密度越低,要達到額定功率,需要的來流風速越大。而額定風速前,風輪轉速已達到額定轉速保持不變,隨著來流風速的增加,φ角增加,但θ保持不變,從而α不斷增加,導致葉片攻角達到并超過失速點,引起葉片失速。圖3為空氣密度為1.2 kg/m3變化至1 kg/m3時的功率曲線,由圖3可知,在空氣密度變化至1 kg/m3,風力機功率曲線在13 m/s附近,明顯發(fā)生拐點,此點為失速點。

圖3 不同空氣密度下的功率曲線Fig.3 power curve under different air density

2 風力機葉片失速控制方案

2.1 葉片失速最佳槳距角調節(jié)方案

在低空氣密度下,為了避免風力機在額定風速前失速,可采取提前變槳控制策略,通過增大槳距角,達到減小葉片攻角,控制葉片失速的目的。同時,為了避免葉片自身將造成較大的風能損失,根據如圖4所示的在不同槳距角下的Cp-λ曲線可知,同一葉尖速比下,槳距角越大,風能利用系數越低。因此綜合考慮,變槳角度最大不能超過2°。

圖4 在不同槳距角下的Cp-λ曲線Fig.4 Cp-λcurve at different pitch angles

為了對變槳效果進行驗證,利用Bladed軟件,對所研究的1.5 MW機組,在空氣密度1 kg/m3,變槳角度分別為0°、0.5°、1.0°、1.5°以及2.0°情形下的功率曲線進行模擬,得到功率曲線如圖5所示。

圖5 不同槳距角下靜態(tài)功率曲線Fig.5 Static power curves at different pitch angles

由圖5可知,槳距角為0°時,風速為13 m/s附近時,風力機組功率出現拐點,此點為葉片的失速點。隨著槳距角在0°到2°的變化過程中,風力機功率曲線拐點明顯變平滑,其功率值提高。

2.2 葉片根部加裝根箱

根據經驗,風力機發(fā)生失速的區(qū)域為葉片的葉根段,除改變槳距角外,風力機葉片通過葉根改型,在物理上阻斷葉根的流動分離,可有效控制葉片的失速。學者們已經通過將葉片根部圓柱度和過多段改為翼型段來增加功率捕獲減小失速分離,但其改善失速分離效果并不明顯,本文在其基礎上,將葉根圓柱段改為翼型段,同時加裝了翼刀結構,其結構如圖6所示。

由圖6可知,葉片結構改型方式為：葉片根部改型為在葉片展向0.04R～0.25R(R為葉片長度)區(qū)域內,保持葉片前緣形狀不變,在后緣加裝增功組件,將原葉根的圓柱段改為翼型段,同時加裝翼刀。其翼型形狀為原葉片在最大弦線位置處的翼型,扭角大小與原葉片在同位置處的扭角相等。第1個翼刀距離葉根約2 m。

圖6 風力機葉片根部改型結構Fig.6 Wind turbine blade root modification structure

3 計算模型建立

3.1 模型建立

本文根據風電機組的性能及尺寸建立計算模型,對兩種方案進行驗證。計算區(qū)域分為旋轉域和靜止域。旋轉域為包含葉片在內旋轉部件。靜止域為包含塔筒,機艙等在內的靜止部件。計算模型圖如圖7所示,計算域長、寬、高分別為8倍風輪直徑、3倍風輪直徑、3倍風輪直徑。

圖7 風電機組計算模型Fig.7 Model of wind turbine calculation

風電機組基本參數為：額定功率1.5 MW,葉片個數為3個,葉片長度43.5 m標準空氣密度下的額定風速12 m/s,額定轉速為17.6 r/min,風輪仰角為5°,風向為上風向。

3.2 網格劃分與無關性驗證

運用ICEM軟件對風力機計算流域按區(qū)域進行結構網格劃分,如圖8所示為劃分好的風力機網格。為了確保葉根區(qū)域的計算精度,對葉片根部進行網格加密,改型后根部網格如圖9所示。

數值模擬中,為了消除網格數對計算結果的影響,分別對698萬、867萬、1 078萬、1 244萬和1 479萬網格數的模型進行了模擬,如圖10所示。由圖10可知：隨著網格數的增加,計算功率逐漸穩(wěn)定。在網格超過1 124萬后,功率的變化很小。綜合考慮模擬精度和計算時長的影響,最終確定網格總數為1 124萬,根部改型后的網格為1 346萬。

圖8 風力機輪轂周圍網格Fig.8 Grid around wind turbine hub

圖9 改型后葉片根部網格Fig.9 Modified blade root mesh

圖10 網格無關性驗證Fig.10 Grid independence verification

3.3 計算方法和邊界條件設置

計算域入口處的來流風速,出口的相對壓力設定為0,交界面采用動靜轉子邊界,地面、葉片表面、塔筒、機艙和導流罩均采用無滑移壁面。計算軟件為ANSYS CFX,湍流模型采用對壁面的流固分離具有很高的計算精度的SSTk-ε模型。對流向采用高階精度格式,隱式求解,同時,對風力機的功率和效率進行監(jiān)測,當功率和效率誤差小于5%且平均殘差小于10-4時認為收斂。

4 計算結果分析

4.1 功率分析

通過對機組運行數據的統計分析得知：風速在13 m/s時,葉片的流動分離最大。同時綜合bladed分析結果,本次分析在13 m/s風速,1 kg/m3空氣密下,分別對原葉片槳距角為0°、1.5°以及根部改型葉片在0°槳距角進行模擬。

表1所示為各計算工況下的風力機組功率,由表1可知,葉片在改變槳距角后,功率增加越1.84%,葉片根部改型后,功率增加2.14%。

表1 功率隨槳距角變化表Table 1 Variation of power with pitch angle

4.2 葉片根部表面流線分析

在風力機旋轉葉輪的作用下,氣流在通過葉片前緣位置后,流動速度開始增大。由于空氣的粘性作用,當氣流速度達到最大值后,葉片吸力面的氣流速度逐漸減小,同時,逆壓梯度逐漸增加,當吸力面上層流動無法克服逆壓梯度時,將在葉片吸力面上發(fā)生倒流或逆流,使得氣體在吸力面上發(fā)生分離[9-11]。氣流的分離會造成大量的紊流和渦,使升力大量受損。同時,氣流分離越靠近前緣位置,所產生的壓差阻力會越大,對氣動性能影響越明顯。風力機在運行過程中,葉片根部吸力面上產生的流動分離不可避免,因此,有效的減小葉根氣流分離,能夠顯著提升葉根的風能捕獲。

圖11 葉片表面極限流線分布Fig.11 Distribution of limit streamline on blade surface

由圖11可知,來流風速為13 m/s(槳距角β=0°)時,從葉片根部起始位置開始便出現了氣體的流動分離。同時形成了一條清晰的分離線,沿著葉片展向,分離線逐漸向后緣位置靠近,在展向約0.25R位置處時,分離線在葉片后緣位置處消失。來流風速為13 m/s(槳距角β=1.5°)時,對比β=0°,槳距角增加,葉片吸力面上流動分離線在葉根的起始位置遠離前緣位置,且葉片根部的分離區(qū)域變小;葉片根部改型后,來流風速為13 m/s(槳距角β=0°)時,葉片根部流動分離的起始位置與原葉片相同。但葉片表面流動在接近第1個翼刀之后沿展向消失,有效控制了葉片。

由上分析可知,改變槳距角與葉根改型均能減小葉片根部的流動,但根部改型的效果更為明顯,改變槳距角僅減小了葉片表面流動分離。而葉片根部改型后,雖使根部出現了較小的附著渦,但顯著改善了葉根區(qū)域的流動分離,有效地將葉片根部的流動分離控制在第1個翼刀葉根側。

4.3 經濟性分析

從分析結果可知,通過調節(jié)槳距角來控制葉片的在低空氣密度下的流動分離,僅需要對機組的主控制程序進行修改,無需在機組上增加其他硬件設備。而針對葉片根部改型,需要在設計階段對葉片進行優(yōu)化改型,對于已建成風場需要很大的技改費用,因此針對低空氣密度下的葉片失速問題,已建成的風場易采用調節(jié)槳距角解決,而針對未建設風場,采用根部改型后的效果更好。

5 結論

針對低空氣密度,風電機組在接近額定風速附近運行,葉片根部出現失速問題,本文提出了提前變槳策略以及葉片根部加裝根箱兩種方案解決方案,同時采用三維數值模擬對兩種方案進行驗證。得到如下結論：

(1)采用兩種方案均能減小葉片表面失速分離,但加裝根箱的改善失速分離的效果更為明顯。

(2)采用提前變槳控制策略可提升機組功率約1.78%,葉片根部加裝根箱可提升機組功率約2.14%。

(3)對于已建成的風場,從經濟型考慮,采用提前變槳控制策略解決葉片失速問題效果更好。