風力發(fā)電機葉片預彎設計及其數(shù)值研究

郭婷婷, 吳殿文, 王成蔭, 李少華

(1.北京國電龍源環(huán)保工程有限公司,北京 100052;2.大唐山東新能源有限公司,青島 266061;3.東北電力大學 能源與動力工程學院,吉林 132012)

風力發(fā)電機是將風能轉換為電能的機械裝置.葉片是風力發(fā)電機的主要部件,其設計優(yōu)劣直接決定了風力發(fā)電機組的發(fā)電效率.LM公司提出的葉片預彎設計方法能夠簡潔、經(jīng)濟地解決該問題[1].葉片預彎能在來流風速變化時有效地調節(jié)風力發(fā)電機的輸出功率.國內有關風力發(fā)電機葉片預彎方面的文獻甚少.

在翼型及葉片設計方面,文獻[2]針對翼型彎度和翼型的影響進行了一系列的風洞試驗,得出了較好的成果;文獻[3]對1.5 MW 風力發(fā)電機組葉片采用M atlab軟件進行設計并考慮了預彎處理,模擬分析了所設計葉片的合理性,但并未分析預彎對葉片產(chǎn)生的影響.但實際上,預彎尺寸對葉片是有一定影響的,因此需要進一步對葉片大部分區(qū)域進行預彎處理和研究.

在數(shù)值模擬方面,文獻[4]利用180°旋轉對稱性建立了流場區(qū)域,并對單葉片進行了數(shù)值模擬.文獻[5]對風力發(fā)電機葉尖加小翼的風輪進行了模擬,其流場區(qū)域選擇了整體圓柱形劃分網(wǎng)格,且將流場區(qū)域劃分為內外兩部分,并在內部采用了加密處理;N.N.Sorensen等采用Ellip Sys3D軟件結合SSTκω模型對單葉片和三葉片兩種不同葉輪的氣動性能進行了研究.可見,由于扭曲葉片表面的復雜性,采用合理的尺寸自行建立流場區(qū)域進行模擬是可行的,SSTκ-ω模型對模擬結果具有很好的精確性.

本文針對1.2 MW風力發(fā)電機組4種不同預彎尺寸的葉片進行了模擬研究.預彎起始于距離葉片根部1/3 R(R為風輪半徑)處,葉片的預彎尺寸分別選取0 m、0.3m、0.6 m和0.9 m.通過對以上4種尺寸預彎葉片的模擬結果進行分析與比較,得出在設計工況下較為合適的預彎尺寸,從而為整機風輪模擬奠定基礎.

1 葉片建模與網(wǎng)格劃分

風力發(fā)電機的葉片參數(shù)示于表1.根據(jù)文獻[3]和[6]的方法,將各葉片沿展向從輪轂到葉尖分別以1m的間隔均分為35個截面.各葉片在展向距離輪轂中心1/3R處開始朝背離塔架方向彎曲.圖1為沿葉展長度方向的預彎尺寸,圖2為不同預彎尺寸葉片的三維模型.

表1 葉片參數(shù)Tab.1 Parameters of the b lade

圖1 沿葉展長度方向的預彎尺寸圖Fig.1 Stretch ou t view of pre-bent blade along the length direction

圖2 不同預彎尺寸葉片的三維模型Fig.2 Th ree-dimensional model of b lades with different p re-bend sizes

取單葉片為研究對象,圖3為流場分區(qū)和主要尺寸.從圖3可知:計算區(qū)域分為外部區(qū)域和內部旋轉區(qū)域兩部分.外部區(qū)域的柱面距輪中心的距離為68 m,輪殼直徑設為4m,旋轉小區(qū)域寬10m,其中迎風面距旋轉平面為6 m,背風面距旋轉中心為4m,內部旋轉區(qū)域的柱面距輪殼柱面為38m.在外部區(qū)域中,入口距旋轉小區(qū)域的迎風面為64 m,出口距旋轉小區(qū)域的背風面為101 m.外部流場采用六面體網(wǎng)格劃分,內部流場區(qū)域采用局部加密的網(wǎng)格(圖4).從圖4可知:對葉片周圍流場使用size function函數(shù)進行局部加密;4種預彎尺寸的葉片均按照相同方法、相同尺寸建立流場和劃分網(wǎng)格,其網(wǎng)格數(shù)列于表2.

圖3 流場分區(qū)和主要尺寸(單位:m)Fig.3 Flow field division and the main sizes(unit:m)

圖4 內部流場區(qū)域局部加密的網(wǎng)格劃分Fig.4 Grid division for the interior flow field

表2 不同預彎尺寸葉片的網(wǎng)格數(shù)Tab.2 Grid number o f b lade with different pre-bend sizes

2 計算方法與邊界條件

2.1 計算方法

假設葉片為剛體,模擬過程不考慮葉片表面的變形.本次模擬均基于穩(wěn)態(tài)不可壓縮流動三維定常雷諾時均 N-S方程進行數(shù)值模擬,采用分離的(segregated)隱式求解器三維穩(wěn)態(tài)算法,紊流模型采用SSTκ-ω模型,壓力-速度耦合采用 Simple算法,對流項差分格式采用二階迎風格式[6-7].

2.2 邊界條件

4個預彎尺寸葉片的流場區(qū)域均按照圖3中的尺寸進行建立,其邊界條件設置相同,均按照以下條件設置.

進口(上方的扇形面):選用速度進口邊界條件,假定進口處具有相同的風速,不考慮風速切變的影響,進氣方向為垂直進口面,給出進口風速.

出口(下方的扇形面):假定出口流動充分發(fā)展,此處選出口邊界為自由出流.

風洞壁面(大扇形柱面的側表面):選擇邊界為wall,靜止無滑移.

葉片及輪轂:無滑移且絕熱,選擇邊界為wall,設定為旋轉壁面,相對附近區(qū)域旋轉速度為0.

內部流場各面(除兩側面之外):設定邊界條件為interior.

內外區(qū)域的側面:設置為周期性邊界.

3 結果與分析

風力發(fā)電機轉子的輸出功率為:

式中:P為輸出功率,MW;T為轉矩,N?m;n為葉輪的轉速,r/min;b為葉片數(shù).

在得出各葉片的輸出功率后,將其與額定功率進行比較得到相對誤差,然后根據(jù)相對誤差的大小分析葉片預彎尺寸對風力發(fā)電機輸出功率的影響.

式中:γ為相對誤差;P0為額定功率(1.2 MW).

根據(jù)式(1)和式(2),結合數(shù)值模擬得到的轉矩,分別將不同預彎尺寸葉片的模擬結果列于表3.從表3可看到:僅從葉片預彎方面考慮,預彎尺寸對風力發(fā)電機的輸出功率產(chǎn)生了重要影響;未預彎時相對誤差為2.48%,隨著預彎尺寸的增大,輸出的轉矩和輸出功率均變小,同時絕對誤差也減小;當預彎為0.6m時,絕對誤差僅為-6.9W,輸出功率與額定功率的相對誤差為0.000 6%,非常接近額定功率1.2MW;當預彎尺寸增大到0.9m時,葉片的輸出功率與額定功率的絕對誤差為-46 852.5W,相對誤差為3.9%,大于其余3種情況下的相對誤差.

表3 不同預彎尺寸葉片的模擬結果Tab.3 Simulation results for blades with different p re-bend sizes

圖5為不同預彎尺寸葉片對應的輸出功率及其絕對誤差.從圖5可知:葉片輸出功率與絕對誤差隨預彎尺寸變化明顯.從未預彎到預彎0.3m時,輸出功率的變化幅度較小,與額定功率的絕對誤差的減小幅度也不大;而在預彎尺寸從 0.3 m變化到0.9 m的過程中,輸出功率變化明顯,絕對誤差顯著減小.由此可看出,葉片的輸出功率隨葉片預彎尺寸的增大而減小,且這種特性是非線性的.

圖5 不同預彎尺寸對應的輸出功率及絕對誤差Fig.5 Power output and the absolute error vs.pre-bend size

4 預彎結果的后處理

4.1 不同預彎葉片各截面的壓力系數(shù)

在Fluent軟件的后處理中,壓力系數(shù)的計算公式為:

式中:p∞為遠場壓力;W為旋轉速度及來流風速的合成,m/s;ρ為氣體密度,1.225 kg/m3.

從式(3)可看出,壓力系數(shù)是一個無量綱量.圖6為作用在葉素上的氣流速度三角形.從圖6可知:由于攻角的存在,駐點在o點處,偏離前緣a點,此處風速為零,壓力最大;從駐點o到后緣c的過程中,風速逐漸增大,壓力降低,使壓力系數(shù)減小;駐點o沿a點和b點到c點的過程中,風速先增大后減小,壓力相應地先降低后升高,在到達b點時風速達到最大值,此處壓力最低,壓力系數(shù)呈負最小值,此后,壓力逐漸回升,在后緣c點處接近壓力面的壓力值.

圖6 作用在葉素上的氣流速度三角形Fig.6 Velocity triangle of airflow on blade element

圖7為葉片各截面處的壓力系數(shù).未預彎、預彎0.3m及預彎0.6 m時葉片的壓力系數(shù)曲線絕大部分重疊,僅在局部很小位置處存在很小差異.因此,為使壓力曲線圖較清晰地反映出預彎的變化,圖7僅對預彎0.6 m和預彎0.9 m葉片的壓力系數(shù)曲線進行分析比較,略去了未預彎和預彎0.3 m葉片的壓力系數(shù)曲線.

圖7 葉片各截面處的壓力系數(shù)Fig.7 Pressure coefficient of the blade at various sections

圖7中的曲線上半部分是壓力面的壓力系數(shù),最大正壓力系數(shù)位于駐點o處,下半部分為負值,是吸力面的壓力系數(shù),最大負壓力系數(shù)位于點b處,符合對圖6分析得出的結論,因此圖7中的系數(shù)曲線均合理.

圖7(a)和圖7(b)中,在oab過程中預彎0.6 m和預彎0.9 m葉片的壓力系數(shù)曲線一致.但是在最大正壓力系數(shù)點o處到后緣c點過程中,圖7(a)中兩預彎葉片的壓力系數(shù)曲線起初是一致的,隨著靠近c點,預彎0.9 m葉片的壓力系數(shù)變小且在靠近后緣c點處,旋渦比預彎0.6m葉片的大.由于旋渦的存在使兩葉片的吸力面和壓力面的壓力系數(shù)在靠近c點處發(fā)生變化,但此處截面靠近輪轂,對整個風力發(fā)電機的輸出功率影響不大,而在圖7(b)中預彎0.9 m葉片的壓力系數(shù)先大于后小于預彎0.6m的壓力系數(shù).在oc過程中,圖7(a)和圖7(b)曲線變化一致,預彎0.9 m葉片的壓力系數(shù)均比預彎0.6 m的大.圖7(c)中兩種葉片的壓力系數(shù)曲線幾乎完全一致,僅在ab過程中存在少許差別.圖7(d)中預彎0.9 m葉片的壓力系數(shù)均比預彎0.6 m的小.圖7(e)與圖7(d)的不同之處是在oa過程中,預彎0.9 m葉片的壓力系數(shù)大于預彎0.6 m的葉片,而其余處兩種尺寸葉片的壓力系數(shù)曲線基本一致,預彎0.9 m的葉片壓力系數(shù)稍小于預彎0.6 m的葉片.

通過對兩種預彎尺寸葉片壓力系數(shù)曲線的比較,結合上面得到的預彎0.9 m葉片的輸出功率比其余預彎尺寸葉片的輸出功率偏小這一結論,可以得出在4種預彎尺寸中,預彎0.6 m葉片的情況較好,因此選擇預彎0.6 m的葉片為對象進行進一步分析.

4.2 葉展方向不同截面處的湍動能

圖8給出了預彎0.6m時不同葉片截面的湍動能.從圖8(a)和(b)可以看出:在葉片中部位置,葉片的湍動能變化不大,對流場周圍的流體影響較小.而從圖8(c)可看到:風力發(fā)電機的湍動能對周圍流場的影響有所增大,這說明風力發(fā)電機在葉片中間部分損失的風能小,湍流僅對葉片周圍流場的狹窄區(qū)域有一定的影響,這與風力發(fā)電機葉片中間部分為葉輪汲取風能的主要部位相一致.圖8(c)為葉片臨近葉尖處截面的湍動能,此處風速增大且流動比較復雜,形成較多的旋渦,使湍動能影響的范圍增大,導致風能損失增大;湍流的影響范圍距后緣達13 m,遠大于葉片中部的8m,因此葉尖損失在葉片設計中不可忽略.以圖8(c)為例,湍動能對尾跡的影響可達后緣后的13 m處,此截面距輪轂中心為33.6 m,此處的切向速度為64.85m/s,相鄰葉片間距為70.336 m,因此上游葉片旋轉對下游葉片的影響是不可避免的.

圖8 不同葉片截面的湍動能(單位:m2/s2)Fig.8 Turbulent kinetic energy of the b lade at various sections(unit:m2/s2)

5 結 論

(1)葉片預彎方法對葉片的輸出功率有一定影響.綜合4種預彎尺寸的模擬結果可以得出:風力發(fā)電機輸出功率隨著預彎尺寸的增大而減小,在來流風速變化時,可以利用這一特性調節(jié)風力發(fā)電機的輸出功率.

(2)針對本文1.2 MW風力發(fā)電機組的葉片,在4種預彎尺寸中,預彎0.6m的葉片性能優(yōu)于其他3種預彎尺寸的葉片.

(3)對預彎0.6 m葉片的湍動能進行研究得出:葉片間的相互影響是不可避免的,需要對單葉片及單風輪的模擬結果作進一步分析與比較.

[1] LM玻璃纖維有限公司.風車轉子和用于該風車轉子的機翼型葉片:中國,98808849.5[P].2000-10-11.

[2] 申振華,于國亮.翼型彎度對風力機性能的影響[J].動力工程,2007,27(1):136-139.SH EN Zhenhua,YU Guo liang.Influence o f airfoil's camber on the performance of wind turbine[J].Journal of Power Engineering,2007,27(1):136-139.

[3] 包飛.風力機葉片幾何設計與空氣動力學仿真[D].大連:大連理工大學機械工程學院,2009.

[4] 劉磊,黃典貴,徐建中.湍流模型對風力機葉片氣動性能預估的影響[C]//2008年中國工程熱物理年會論文集.天津:中國工程熱物理學會,2008.

[5] 張智羽.帶小翼的風力機葉片氣動性能的數(shù)值模擬及其優(yōu)化[D].內蒙古:內蒙古工業(yè)大學能源與動力工程學院,2003.

[6] GUO Tingting,WU Dianwen,XU Jihui.The method of large-scale wind turbine blades design based on Matlab programming[C]//2009 SUPERGEN Conference.Nanjing:[s.n.],2009.

[7] 閻超.計算流體力學方法及應用[M].北京:北京航空航天大學出版社,2006:235-244.