倪露露，繆維跑,2，李 春,2，劉青松，張萬(wàn)福,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)

近年來(lái)，垂直軸風(fēng)力機(jī)(Vertical Axis Wind Turbines，VAWTs)以結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、制造維護(hù)成本低、噪聲污染小及可與建筑結(jié)合等優(yōu)勢(shì)受到學(xué)術(shù)界廣泛關(guān)注[1-2]。然而，垂直軸風(fēng)力機(jī)運(yùn)行時(shí)，不同方位角下葉片攻角會(huì)發(fā)生大幅度周期性變化，極易引發(fā)動(dòng)態(tài)失速并與尾流相互作用等問(wèn)題，導(dǎo)致垂直軸風(fēng)力機(jī)的風(fēng)能利用率低于水平軸風(fēng)力機(jī)[3]。因此，為了提高垂直軸風(fēng)力機(jī)性能，學(xué)者們開(kāi)展了大量研究，如優(yōu)化風(fēng)場(chǎng)布局或采用有效流動(dòng)控制技術(shù)等[4-6]。

風(fēng)電場(chǎng)中水平軸風(fēng)力機(jī)的尾跡嚴(yán)重影響下游風(fēng)力機(jī)的氣動(dòng)性能，導(dǎo)致其輸出功率大幅下降[7]。為減少功率損失和降低疲勞損傷，水平軸風(fēng)力機(jī)組間距通常較遠(yuǎn)，占據(jù)大量土地資源[8]。研究表明，垂直軸風(fēng)力機(jī)組間的相互作用可對(duì)整機(jī)性能產(chǎn)生促進(jìn)效果，提高其風(fēng)能利用率[9]。1981年，Schatzle等[10]首次研究了垂直軸風(fēng)力機(jī)組間的相互影響及整機(jī)氣動(dòng)干擾作用。Thomas[11]提出一對(duì)相距較近的垂直軸風(fēng)力機(jī)組，可利用其相互作用獲得更高的氣動(dòng)效率。Duraisamy等[12]通過(guò)對(duì)2臺(tái)并排的垂直軸風(fēng)力機(jī)組進(jìn)行數(shù)值研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)風(fēng)力機(jī)組反向及同向旋轉(zhuǎn)均可獲得比單風(fēng)力機(jī)更高的功率輸出。Lam等[13-14]通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究得到與文獻(xiàn)[12]相同的結(jié)論。韓振東[15]通過(guò)田口設(shè)計(jì)方法研究了實(shí)度、俯仰角、翼型、旋轉(zhuǎn)方向及風(fēng)力機(jī)間距對(duì)并排雙垂直軸風(fēng)力機(jī)組氣動(dòng)性能的影響，并得出最優(yōu)工況下的參數(shù)組合。Zanforlin等[16]研究了雙垂直軸風(fēng)力機(jī)組性能提高的流動(dòng)機(jī)理，結(jié)果表明，對(duì)于并排布置雙風(fēng)力機(jī)組，相鄰的風(fēng)力機(jī)改變了來(lái)流方向，使風(fēng)向更有利于葉片產(chǎn)生力矩，且交錯(cuò)排布的風(fēng)力機(jī)組氣動(dòng)性能要低于并排布置。Posa[17]采用大渦模擬方法研究了并排雙垂直軸風(fēng)力機(jī)組尾流特性，發(fā)現(xiàn)尾跡渦間相互作用對(duì)風(fēng)力機(jī)組影響甚微，而阻塞效應(yīng)對(duì)增加風(fēng)力機(jī)組間下游風(fēng)速和動(dòng)量通量起關(guān)鍵作用。Ahmadi-Baloutaki等[18]對(duì)不同陣列下垂直軸風(fēng)力機(jī)組性能展開(kāi)系統(tǒng)研究，結(jié)果表明，并排機(jī)組的功率系數(shù)略高于單風(fēng)力機(jī)，且下游風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能較高，并提出3臺(tái)風(fēng)力機(jī)的最優(yōu)風(fēng)場(chǎng)排布方案。

在流動(dòng)控制研究方面，格尼襟翼(Gurney Flap，GF)作為有效提升翼型氣動(dòng)性能的流動(dòng)控制裝置，其在垂直軸風(fēng)力機(jī)上的應(yīng)用備受關(guān)注[19-20]。Xie等[21]研究了不同高度GF對(duì)NACA 0012翼型氣動(dòng)性能的影響，模擬結(jié)果表明，在翼型尾緣安裝GF可顯著提高翼型氣動(dòng)性能。Jang等[22]通過(guò)數(shù)值模擬方法研究了在翼型尾緣安裝格尼襟翼后的效果，結(jié)果表明格尼襟翼可有效增加翼型升力系數(shù)和俯仰力矩。Ismail等[23]通過(guò)數(shù)值模擬研究了凹槽格尼襟翼對(duì)垂直軸風(fēng)力機(jī)葉片性能的影響，結(jié)果表明，安裝于葉片尾緣下表面的凹槽格尼襟翼可大幅提高葉片的平均力矩。Shukla等[24]采用數(shù)值模擬方法研究了凹槽、格尼襟翼及凹槽格尼襟翼對(duì)不同翼型垂直軸風(fēng)力機(jī)性能的影響，得出攻角小于12°時(shí)，凹槽格尼襟翼的NACA 0021翼型氣動(dòng)性能更優(yōu)。Yan等[25]研究了高度為1%～5%弦長(zhǎng)的格尼襟翼對(duì)直線翼垂直軸風(fēng)力機(jī)性能的影響，數(shù)值模擬結(jié)果表明格尼襟翼可有效提高風(fēng)力機(jī)在低尖速比下的風(fēng)能利用系數(shù)。Zhu等[26]通過(guò)數(shù)值模擬方法研究了格尼襟翼和凹槽格尼襟翼對(duì)垂直軸風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能的影響，結(jié)果表明，與原始風(fēng)力機(jī)相比，添加格尼襟翼及凹槽格尼襟翼均可使垂直軸風(fēng)力機(jī)獲得更高的氣動(dòng)性能。Bianchini等[27]研究了不同安裝位置和高度的格尼襟翼對(duì)垂直軸風(fēng)力機(jī)性能的影響，得出在較低尖速比下，格尼襟翼能顯著提高風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能，且布置在翼型內(nèi)側(cè)高度為2%弦長(zhǎng)的GF效果最優(yōu)。

目前，采用格尼襟翼對(duì)單翼型或單風(fēng)力機(jī)性能的影響已有相關(guān)研究，但針對(duì)格尼襟翼在垂直軸風(fēng)力機(jī)組風(fēng)場(chǎng)的研究尚屬空白。因此，筆者采用計(jì)算流體力學(xué)軟件Fluent 19.2開(kāi)展數(shù)值模擬，探究格尼襟翼對(duì)單垂直軸風(fēng)力機(jī)及風(fēng)力機(jī)組的影響，并分析垂直軸風(fēng)力機(jī)在風(fēng)場(chǎng)中的性能，為優(yōu)化垂直軸風(fēng)力機(jī)組整體性能提供參考。

1 計(jì)算模型及網(wǎng)格

1.1 幾何模型

以三葉片直線翼垂直軸風(fēng)力機(jī)為研究對(duì)象，二維風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)如圖1，其中V∞為來(lái)流風(fēng)速，ω為風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)速，θ為風(fēng)力機(jī)方位角，葉片1對(duì)應(yīng)θ=0°。風(fēng)力機(jī)模型參考文獻(xiàn)[28]，基本參數(shù)見(jiàn)表1。

圖1 二維風(fēng)力機(jī)示意圖

表1 垂直軸風(fēng)力機(jī)主要參數(shù)

風(fēng)力機(jī)葉片為NACA 0021對(duì)稱翼型，幾何參數(shù)見(jiàn)圖2。圖3為格尼襟翼翼型結(jié)構(gòu)，基本參數(shù)參考文獻(xiàn)[26]～文獻(xiàn)[27]，高度hG為1.25c，寬度LG為0.05hG。

圖2 翼型幾何參數(shù)

圖3 格尼襟翼翼型結(jié)構(gòu)

1.2 計(jì)算域及網(wǎng)格劃分

圖4 計(jì)算域劃分及邊界條件

圖5為垂直軸風(fēng)力機(jī)組布置示意圖。風(fēng)力機(jī)組排布方式參考文獻(xiàn)[18]，上游反向旋轉(zhuǎn)的風(fēng)力機(jī)VAWT1和VAWT2距離為D，下游風(fēng)力機(jī)VAWT3轉(zhuǎn)軸中心距上游風(fēng)力機(jī)組轉(zhuǎn)軸中心的水平距離為3D。垂直軸風(fēng)力機(jī)組計(jì)算域尺寸、邊界條件及計(jì)算域劃分均與原始單風(fēng)力機(jī)相同。

圖5 風(fēng)力機(jī)組布置示意圖

原始單風(fēng)力機(jī)計(jì)算域及葉片附近網(wǎng)格分布如圖6所示。垂直軸風(fēng)力機(jī)組網(wǎng)格分布如圖7所示。旋轉(zhuǎn)域E2采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，E1、E3和E4均采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。由于葉片表面附近與風(fēng)輪轉(zhuǎn)軸附近流動(dòng)情況較為復(fù)雜，故對(duì)此處網(wǎng)格進(jìn)行加密處理。為保證精確模擬黏性底層的流動(dòng)情況，取翼型表面第一層網(wǎng)格高度為3.173×10-5m，對(duì)應(yīng)無(wú)量綱y+≈1。

1.3 計(jì)算方法及湍流模型

采用計(jì)算流體力學(xué)軟件Fluent 19.2進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，基于有限體積法對(duì)Navier-Stokes流動(dòng)控制方程進(jìn)行離散，壓力速度耦合基于Simplec算法，控制方程各項(xiàng)均采用二階迎風(fēng)格式。

圖6 單風(fēng)力機(jī)計(jì)算域網(wǎng)格分布

圖7 風(fēng)力機(jī)組網(wǎng)格分布

Rezaeiha等[29]對(duì)比不同湍流模型的計(jì)算結(jié)果發(fā)現(xiàn)，與其他湍流模型相比，TSST模型考慮了葉片表面層流至湍流的轉(zhuǎn)捩過(guò)程，在模擬垂直軸風(fēng)力機(jī)旋轉(zhuǎn)時(shí)具有更高精度，故采用該湍流模型進(jìn)行求解。計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)對(duì)應(yīng)風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)角度為0.5°，取第16個(gè)旋轉(zhuǎn)周期穩(wěn)定結(jié)果進(jìn)行分析。

2 有效性驗(yàn)證

尖速比λ為葉片線速度與來(lái)流風(fēng)速比值，可以反映風(fēng)力機(jī)運(yùn)行工況。

λ=Rω/V∞

(1)

力矩系數(shù)Cm和風(fēng)能利用系數(shù)Cp是判斷風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能的重要參數(shù)，二者表達(dá)式如下：

(2)

(3)

式中：A為掃風(fēng)面積，m2；ρ為空氣密度，kg/m3；P為風(fēng)力機(jī)輸出功率，W；M為平均轉(zhuǎn)矩，N·m。

2.1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

為保證計(jì)算結(jié)果的可靠性，對(duì)網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。通過(guò)改變各區(qū)域網(wǎng)格數(shù)量及翼型表面節(jié)點(diǎn)數(shù)，選取16.0萬(wàn)、33.3萬(wàn)、43.7萬(wàn)和66.2萬(wàn)4種網(wǎng)格數(shù)量，在來(lái)流風(fēng)速為V∞=9 m/s、尖速比為2.62條件下，計(jì)算風(fēng)力機(jī)單葉片力矩系數(shù)(見(jiàn)圖8)。

圖8 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

由圖8可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量為16.0萬(wàn)和33.3萬(wàn)時(shí)，單葉片瞬時(shí)力矩系數(shù)未達(dá)到穩(wěn)定；網(wǎng)格數(shù)量由43.7萬(wàn)增加至66.2萬(wàn)時(shí)，力矩系數(shù)曲線基本重合，計(jì)算值獨(dú)立于網(wǎng)格數(shù)量。因此，為滿足網(wǎng)格精度要求，選取網(wǎng)格數(shù)量為43.7萬(wàn)。

2.2 氣動(dòng)性能驗(yàn)證

為驗(yàn)證所選湍流模型的準(zhǔn)確性，基于已驗(yàn)證的網(wǎng)格數(shù)量，對(duì)不同尖速比下原始風(fēng)力機(jī)性能進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，將計(jì)算值與文獻(xiàn)[28]實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行比較，結(jié)果見(jiàn)圖9。

圖9 風(fēng)能利用系數(shù)計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值的對(duì)比

由圖9可知，在低尖速比范圍內(nèi)，本文計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值相吻合，由于二維計(jì)算忽略了支撐桿和機(jī)械摩擦損耗，導(dǎo)致高尖速比下計(jì)算值略高于實(shí)驗(yàn)值，但整體數(shù)值變化趨勢(shì)保持一致，故所采用的湍流模型在模擬垂直軸風(fēng)力機(jī)時(shí)具有準(zhǔn)確性。此外，文獻(xiàn)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)樣本數(shù)量較少，并未準(zhǔn)確捕捉最佳尖速比。為詳細(xì)描述Cp曲線，本文模擬增加了2個(gè)尖速比(2.72和2.82)，并得到最佳尖速比為2.72。

3 結(jié)果與分析

3.1 格尼襟翼對(duì)單風(fēng)力機(jī)性能的影響

格尼襟翼是一種有效提高翼型氣動(dòng)性能的流動(dòng)控制裝置，圖10給出了原始單風(fēng)力機(jī)和格尼襟翼風(fēng)力機(jī)(GF-單風(fēng)力機(jī))風(fēng)能利用系數(shù)的變化曲線。

圖10 不同尖速比下風(fēng)能利用系數(shù)的變化

由圖10可知，當(dāng)λ<2.62時(shí)，GF-單風(fēng)力機(jī)的風(fēng)能利用系數(shù)明顯高于原始單風(fēng)力機(jī)，表明在流動(dòng)分離現(xiàn)象嚴(yán)重的低尖速比范圍內(nèi)，垂直軸風(fēng)力機(jī)葉片尾部安裝格尼襟翼可有效抑制流動(dòng)分離，改善葉片在低尖速比下的氣動(dòng)性能和失速特性。當(dāng)λ=1.42時(shí)，GF-單風(fēng)力機(jī)的風(fēng)能利用系數(shù)相比原始單風(fēng)力機(jī)明顯提高，這顯著提高了低風(fēng)速下風(fēng)力機(jī)的自啟動(dòng)性能。當(dāng)λ≥2.62時(shí)，GF-單風(fēng)力機(jī)與原始單風(fēng)力機(jī)的風(fēng)能利用系數(shù)曲線幾乎重合，此時(shí)該裝置并未起到改善效果，當(dāng)λ增至3.28時(shí)，GF-單風(fēng)力機(jī)的輸出功率略低于原始單風(fēng)力機(jī)，其控制作用已失效，導(dǎo)致輸出功率略有下降。

為了深入探究GF對(duì)垂直軸風(fēng)力機(jī)的影響，對(duì)比分析了GF-單風(fēng)力機(jī)和原始單風(fēng)力機(jī)的單葉片瞬時(shí)力矩系數(shù)隨相位角的變化情況，如圖11所示。圖中，迎風(fēng)區(qū)的平均力矩系數(shù)為θ=0°～180°時(shí)力矩系數(shù)的平均值，背風(fēng)區(qū)的平均力矩系數(shù)為θ=180°～360°時(shí)力矩系數(shù)的平均值，在一個(gè)周期內(nèi)平均力矩系數(shù)為θ=0°～360°時(shí)力矩系數(shù)的平均值。

(a) λ=1.62

(b) λ=2.35

(c) λ=3.1

(d) λ=3.28

由圖11可知，在所研究尖速比范圍內(nèi)，葉片外側(cè)尾緣安裝格尼襟翼均可使風(fēng)力機(jī)在迎風(fēng)區(qū)獲得較高的力距系數(shù)，而在背風(fēng)區(qū)增加了額外阻力，導(dǎo)致力距系數(shù)降低。低尖速比范圍內(nèi)(λ為1.62和2.35時(shí))，垂直軸風(fēng)力機(jī)在一個(gè)旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)葉片攻角變化范圍較大，流動(dòng)分離現(xiàn)象嚴(yán)重，而格尼襟翼可有效抑制流動(dòng)分離，減緩葉片失速現(xiàn)象，提升葉片在迎風(fēng)區(qū)的氣動(dòng)性能，使葉片在λ為1.62和2.35時(shí)迎風(fēng)區(qū)的平均力距系數(shù)分別提高139%和55.8%。當(dāng)葉片旋轉(zhuǎn)至背風(fēng)區(qū)時(shí)，葉片壓力面和吸力面互換，格尼襟翼的位置由迎風(fēng)區(qū)壓力側(cè)轉(zhuǎn)變?yōu)槲?cè)，使該裝置失效，并增加了額外阻力，導(dǎo)致背風(fēng)區(qū)力距系數(shù)明顯低于原始單風(fēng)力機(jī)。然而，在一個(gè)周期內(nèi)，格尼襟翼仍能大幅改善垂直軸風(fēng)力機(jī)的氣動(dòng)性能，λ為1.62和2.35時(shí)，平均力距系數(shù)可分別提高119.4%和26%。

當(dāng)λ=3.1和3.28時(shí)，葉片攻角變化范圍較小，且主要在失速攻角以下，氣流幾乎附著在葉片表面，動(dòng)態(tài)失速現(xiàn)象較弱，格尼襟翼的改善效果不如低尖速比時(shí)明顯。二者迎風(fēng)區(qū)的力矩系數(shù)分別增加15.7%和16.2%，但整個(gè)旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)力矩系數(shù)分別下降4.1%和3.6%，這是因?yàn)楦衲峤笠碓黾恿吮筹L(fēng)區(qū)阻力，整機(jī)氣動(dòng)性能降低。

對(duì)比圖10和圖11可知，中低尖速比下，格尼襟翼可顯著提高風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能，而高尖速比下，格尼襟翼會(huì)增加葉片阻力，導(dǎo)致風(fēng)能利用系數(shù)略低于原始單風(fēng)力機(jī)。

3.2 風(fēng)場(chǎng)中整機(jī)氣動(dòng)性能

為分析風(fēng)場(chǎng)中風(fēng)力機(jī)的氣動(dòng)性能，保持下游風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)速不變，比較上游風(fēng)力機(jī)組與原始單風(fēng)力機(jī)的風(fēng)能利用系數(shù)，結(jié)果如圖12所示。

圖12 不同尖速比下風(fēng)能利用系數(shù)的變化

由圖12可知，當(dāng)垂直軸風(fēng)力機(jī)組交錯(cuò)排布時(shí)，上游雙風(fēng)力機(jī)組風(fēng)能利用系數(shù)與原始單風(fēng)力機(jī)存在一定差異。低尖速比下，風(fēng)力機(jī)組間影響較小，上游風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能與原始單風(fēng)力機(jī)一致。當(dāng)λ>2.72時(shí)，上游各風(fēng)力機(jī)的風(fēng)能利用系數(shù)均明顯高于原始單風(fēng)力機(jī)，且當(dāng)λ為3.1和3.28時(shí)，VAWT1的氣動(dòng)性能最優(yōu)，較原始單風(fēng)力機(jī)分別提高了8.3%和7.8%?！?/p>

為探究風(fēng)力機(jī)組的性能提升機(jī)理，圖13給出了上游風(fēng)力機(jī)組尖速比分別為1.62、2.35、2.62和3.1時(shí)的風(fēng)力機(jī)組流場(chǎng)速度分布云圖。

(a) λ=1.62

(b) λ=2.35

(c) λ=2.62

(d) λ=3.1

由圖13可知，上游風(fēng)力機(jī)組間流體速度明顯高于來(lái)流風(fēng)速。隨著上游雙風(fēng)力機(jī)組尖速比的增加，機(jī)組間流體速度不斷提高，這主要是由于雙風(fēng)力機(jī)組之間存在阻塞效應(yīng)，對(duì)中間流體有明顯加速效果，同時(shí)改變風(fēng)力機(jī)周圍流場(chǎng)結(jié)構(gòu)會(huì)使上游風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能得到提高，并增加下游風(fēng)力機(jī)的迎風(fēng)速度，從而提高下游風(fēng)力機(jī)的輸出功率。

風(fēng)場(chǎng)中，下游風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能易受上游風(fēng)力機(jī)組影響，通過(guò)保持上游風(fēng)力機(jī)組尖速比不變，改變下游風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)速來(lái)探究下游風(fēng)力機(jī)的氣動(dòng)性能。由于上游風(fēng)力機(jī)組之間的阻塞作用對(duì)流體有加速效果，因此下游風(fēng)力機(jī)實(shí)際迎風(fēng)速度大于來(lái)流風(fēng)速。由圖13可知，上游風(fēng)力機(jī)組尾流速度復(fù)雜，無(wú)法得出下游風(fēng)力機(jī)準(zhǔn)確的迎風(fēng)速度和實(shí)際風(fēng)能利用系數(shù)。因此，對(duì)比下游風(fēng)力機(jī)與原始單風(fēng)力機(jī)在一個(gè)穩(wěn)定周期內(nèi)整機(jī)的平均力矩，結(jié)果如圖14所示。

圖14 整機(jī)平均力矩的變化

由圖14可知，不同尖速比下下游風(fēng)力機(jī)的整機(jī)平均力矩均高于原始單風(fēng)力機(jī)的平均力矩。當(dāng)λ為1.42和1.62時(shí)，下游風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能顯著高于原始單風(fēng)力機(jī)，表明阻塞效應(yīng)可提高下游風(fēng)力機(jī)的迎風(fēng)速度，使整機(jī)自啟動(dòng)性能得到改善。此外，與原始單風(fēng)力機(jī)相比，在較高尖速比時(shí)，機(jī)組下游風(fēng)力機(jī)的平均力矩也有顯著提高。當(dāng)λ為2.72、3.1和3.28時(shí)，下游風(fēng)力機(jī)獲得較大的平均力矩，比原始單風(fēng)力機(jī)時(shí)分別提高了20.3%、22.2%和33.8%。因此，上游風(fēng)力機(jī)組之間的高速區(qū)域?qū)ο掠物L(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能有明顯提升作用。

3.3 格尼襟翼對(duì)風(fēng)力機(jī)組的性能影響

為探究格尼襟翼對(duì)垂直軸風(fēng)力機(jī)組氣動(dòng)性能的影響，對(duì)表2中不同組合形式的風(fēng)力機(jī)組展開(kāi)數(shù)值研究。上游雙風(fēng)力機(jī)組保持尖速比2.62，以保證風(fēng)場(chǎng)總發(fā)電量最大化，且避免上游風(fēng)力機(jī)流場(chǎng)變化而影響結(jié)果。

表2 風(fēng)力機(jī)組布局方式

通過(guò)改變各組合中VAWT3的轉(zhuǎn)速改變其風(fēng)力機(jī)尖速比，得到一個(gè)穩(wěn)定周期內(nèi)的整機(jī)平均力矩，并與原始單風(fēng)力機(jī)進(jìn)行比較，結(jié)果如圖15所示。

圖15 不同風(fēng)力機(jī)整機(jī)平均力矩的變化

由圖15可知，當(dāng)λ<2.35時(shí)，組合A2中VAWT3平均力矩略高于組合A1；當(dāng)2.35≤λ≤2.72時(shí)，組合A2和組合A1的2條曲線基本重合，表明上游風(fēng)力機(jī)安裝GF對(duì)該尖速比范圍內(nèi)的下游風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能改善效果不明顯。當(dāng)λ為3.1和3.28時(shí)，組合A2中VAWT3平均力矩較組合A1分別提高13.5%和3.2%，表明高尖速比時(shí)上游雙風(fēng)力機(jī)組葉片尾緣安裝GF可有效提高下游風(fēng)力機(jī)的風(fēng)能利用系數(shù)。

當(dāng)采用組合A3布局方式時(shí)，VAWT3可利用阻塞效應(yīng)和格尼襟翼作用大大提高風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能，當(dāng)λ≤2.82時(shí)，其平均力矩均高于其他風(fēng)力機(jī)，且在λ=2.51時(shí)VAWT3平均力矩最高，比原始單風(fēng)力機(jī)和GF-單風(fēng)力機(jī)分別提高36.5%和24%。當(dāng)λ>2.82時(shí)，GF作用效果減弱，組合A3中VAWT3的性能略低于組合A2。

為進(jìn)一步分析格尼襟翼對(duì)風(fēng)力機(jī)流場(chǎng)的影響，圖16給出了不同尖速比下組合A1、組合A2的流場(chǎng)速度云圖。

(a) λ=1.62

(b) λ=2.35

(c) λ=3.28

由圖16可知，組合A2中上游風(fēng)力機(jī)組間流場(chǎng)速度在各尖速比下均高于組合A1，即格尼襟翼風(fēng)力機(jī)組對(duì)中間區(qū)域的加速效果優(yōu)于原始風(fēng)力機(jī)組，組合A2中VAWT3迎風(fēng)速度大于組合A1中VAWT3迎風(fēng)速度，因此其發(fā)電量高于組合A1中的VAWT3。此外，相同尖速比下，組合A2中上游風(fēng)力機(jī)組的尾跡速度明顯低于組合A1，這與圖11結(jié)果相對(duì)應(yīng)，表明格尼襟翼可使風(fēng)力機(jī)葉片在迎風(fēng)區(qū)捕獲更多風(fēng)能。

4 結(jié) 論

(1) 低尖速比下(λ<2.62)，葉片尾緣布置格尼襟翼可顯著提高風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能；而高尖速比下，格尼襟翼的控制效果開(kāi)始失效，并導(dǎo)致風(fēng)力機(jī)輸出功率下降。

(2) 交錯(cuò)排布的垂直軸風(fēng)力機(jī)組中，上游風(fēng)力機(jī)組間存在阻塞效應(yīng)，且隨尖速比的增加而加強(qiáng)；當(dāng)λ=3.1時(shí)，上游風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能因阻塞效應(yīng)得到提升，VAWT1風(fēng)能利用系數(shù)比原始單風(fēng)力機(jī)風(fēng)能利用系數(shù)提高8.3%。

(3) 下游風(fēng)力機(jī)可利用上游風(fēng)力機(jī)組間加速區(qū)域優(yōu)勢(shì)，使平均力矩在各尖速比下均高于單風(fēng)力機(jī)，提高風(fēng)力機(jī)的自啟動(dòng)性能。當(dāng)λ=2.72時(shí)，下游風(fēng)力機(jī)獲得最大平均力矩，比單風(fēng)力機(jī)提高20.3%。

(4) 格尼襟翼垂直軸風(fēng)力機(jī)組間加速區(qū)域增大了下游風(fēng)力機(jī)迎風(fēng)速度，使得下游風(fēng)力機(jī)力矩顯著高于原始風(fēng)力機(jī)組；當(dāng)λ=2.51時(shí)，組合A3中VAWT3平均力矩比原始單風(fēng)力機(jī)和GF-單風(fēng)力機(jī)分別提高36.5%和24%。