1.2MW風(fēng)力機整機流場的數(shù)值模擬

李少華, 匡青峰, 吳殿文, 郭婷婷, 王梅麗

(1.東北電力大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院,吉林 132012;2.大唐山東新能源有限公司,青島 266061;3.北京國電龍源環(huán)保工程有限公司,北京 100052;4.云南龍源風(fēng)力發(fā)電有限公司,曲靖 655600)

風(fēng)能是一種潔凈的可再生資源,其儲能豐富,據(jù)有關(guān)研究資料表明:近地層的風(fēng)能總量約為13×1012kW,如果其中的1%被有效利用,就可以滿足人類對能源的需求[1-2].近年來,我國的風(fēng)力發(fā)電產(chǎn)業(yè)持續(xù)快速增長.風(fēng)力機的設(shè)計、氣動性能以及質(zhì)量是風(fēng)力機組穩(wěn)定運行的決定性因素.對于中、小型風(fēng)力機,其葉片的氣動性能可以通過風(fēng)洞試驗得到,但是隨著風(fēng)力機功率和塔架高度的增加,大型風(fēng)力機葉片的風(fēng)洞試驗難以實現(xiàn),因此只能采用CFD軟件來計算.該計算軟件具有簡潔、周期短、通用性強及費用低等優(yōu)勢.

風(fēng)力機整機的流場特性分析是研究風(fēng)力機流場內(nèi)空氣流動的有效方法.在風(fēng)力機葉輪氣動性能的CFD軟件計算中,N.N.Sorensen等[3]采用 EllipSys3D軟件對葉片及風(fēng)輪采用SST k-ε湍流模型在不同來流風(fēng)速進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)和非穩(wěn)態(tài)流場計算研究;J.Johansen等[4]對NREL Phase V I葉片在非旋轉(zhuǎn)情況下采用EllipSys 3D軟件基于SST k-ω湍流模型進(jìn)行了大渦模擬;E.P.N.Duque等[5]對由PhaseⅡ葉片組成的風(fēng)力機使用Overflow軟件進(jìn)行了非穩(wěn)態(tài)模擬,使用可壓縮的N-S方程,湍流黏性采用Baldwin-Lomax模型;L.Makoto等[6]采用ATP軟件求解可壓縮N-S方程,利用多重網(wǎng)格系統(tǒng)和標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型及Baldwin-Lomax模型,模擬風(fēng)力機三維流場;楊瑞等[7]對NREL水平軸風(fēng)力機在風(fēng)速為 13m/s工況下,采用SST k-ε湍流模型以及分離DES 3種湍流模型進(jìn)行了三維旋轉(zhuǎn)流場數(shù)值模擬,計算結(jié)果與NASA非穩(wěn)態(tài)氣動力學(xué)風(fēng)洞試驗結(jié)果進(jìn)行了對比和分析,得出SST k-ω模型能夠很好地描述流場流動,比分離DES湍流模型的計算結(jié)果更接近試驗結(jié)果;張玉良等[8-9]使用k-ε湍流模型,對整機進(jìn)行了在旋轉(zhuǎn)工況下的模擬,并對模擬的結(jié)果進(jìn)行了尾渦分析;吳殿文[10]使用A nsys軟件對風(fēng)力機整機的受力及流場進(jìn)行了分析,采用SST k-ε湍流模型對流場進(jìn)行模擬,得出在風(fēng)力機葉片振動中,揮舞振動和擺振振動的耦合振動將起到主要作用.

隨著風(fēng)力機功率的增大,葉片尾跡對塔架的相互作用不僅改變了塔架的繞流,而且對風(fēng)機整機的輸出功率產(chǎn)生重要影響.筆者對1.2 MW風(fēng)力機整機流場進(jìn)行了研究,并分析了葉片轉(zhuǎn)動與塔架之間的相互干擾對風(fēng)機輸出功率的影響,從而為多機陣列的研究打下基礎(chǔ),同時對風(fēng)力機系統(tǒng)的非定常特性以及氣動彈性穩(wěn)定性和噪聲輻射的研究均有較重要的意義.

1 幾何建模與網(wǎng)格劃分

1.1 葉片設(shè)計

本文模擬用葉片在威爾森理論的基礎(chǔ)上,考慮了風(fēng)機葉尖損失及輪轂損失的工況下,采用Matlab編程設(shè)計求得,葉片設(shè)計的基本參數(shù)見表1.從表1可知:風(fēng)機的葉輪直徑為70 m,輪轂直徑取2m,葉片長度取34 m;預(yù)彎發(fā)生在葉片距離輪轂1/3處背離塔架方向;翼型取NACA 44××系列.筆者采用Solidworks軟件直接根據(jù)翼型的空間坐標(biāo)生成翼型曲線放樣成葉片幾何模型(圖1).

表1 葉片設(shè)計的基本參數(shù)Tab.1 Basic design parameters of b lade

圖1 葉片的幾何模型Fig.1 Geometric model of blade

1.2 整機建模

將葉片導(dǎo)入Gambit軟件中,列出另外2個葉片,與原來葉片組成3葉片風(fēng)輪.在畫出導(dǎo)流罩后,將3葉片與導(dǎo)流罩進(jìn)行布爾運算,合并為風(fēng)輪實體,然后再將風(fēng)輪與機艙、塔架合并,組成整機實體.機艙下底面半徑為1.6 m,上底面半徑為1.4m,圓臺高為9 m,其中下底面與輪轂連接,塔架的高度選為80m,靠近地面的下底面半徑為2m,與機艙連接部分的半徑為1m.

1.3 流場的幾何尺寸

風(fēng)輪的轉(zhuǎn)速為18.44 r/min,來流風(fēng)速為11.26 m/s,入口距離風(fēng)輪105 m,出口距離風(fēng)輪350 m.圖2為整機的流場區(qū)域和尺寸.流體旋轉(zhuǎn)小區(qū)域前面距離風(fēng)輪為8m,后面距離風(fēng)輪為3 m,塔架距離風(fēng)輪為5.2 m.

圖2 整機的流場區(qū)域和尺寸Fig.2 Flow-field region and size of wind turbine

1.4 網(wǎng)格劃分

整機由風(fēng)輪、機艙和塔架組成.葉片表面扭曲復(fù)雜,需要在風(fēng)力機周圍區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密處理.為了獲得較高的網(wǎng)格質(zhì)量,將整個流場區(qū)域劃分為幾塊:旋轉(zhuǎn)小區(qū)域包含風(fēng)輪、輪轂及半截機艙;剩余機艙及塔架另行建立小區(qū)域,分別對這2個小區(qū)域及邊界近壁面采用size function函數(shù)進(jìn)行加密處理,并使用Tgrid對該區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分,其余流場分塊采用六面體網(wǎng)格.在網(wǎng)格中導(dǎo)入Fluent軟件后,進(jìn)行網(wǎng)格檢查和尺寸轉(zhuǎn)換.圖3為流場區(qū)域的網(wǎng)格劃分.從圖 3可知:包含風(fēng)輪的旋轉(zhuǎn)小區(qū)域網(wǎng)格數(shù)為1 732 448,包含半個機艙及塔架的小區(qū)域網(wǎng)格數(shù)為976 714,其余區(qū)域為六面體網(wǎng)格,網(wǎng)格數(shù)為858 144,總網(wǎng)格數(shù)約為356萬.為驗證網(wǎng)格無關(guān)性,筆者在進(jìn)行計算時,比較了3種網(wǎng)格數(shù)312萬、356萬和391萬的不同模擬結(jié)果,并分析了其不同截面上湍動能的變化;以穿過機艙中心線上的湍動能變化為參考,發(fā)現(xiàn)粗網(wǎng)格的計算結(jié)果與2種較細(xì)網(wǎng)格的計算結(jié)果差別較大,而后2種較細(xì)網(wǎng)格的計算結(jié)果吻合較好.因此,為了節(jié)省計算時間,筆者選用

圖3 流場區(qū)域的網(wǎng)格劃分Fig.3 G rid division of the flow field

2 數(shù)學(xué)模型與計算方法

2.1 數(shù)學(xué)模型

在本文中,假設(shè)葉片為剛體,且模擬過程不考慮葉片表面的變形.筆者基于穩(wěn)態(tài)不可壓縮流動三維定常雷諾時均N-S方程(RANS)進(jìn)行了數(shù)值模擬,采用Segregated隱式求解器三維穩(wěn)態(tài)算法,紊流模型使用SST k-ω模型,壓力-速度耦合采用Simp le算法,對流項差分格式采用二階迎風(fēng)格式[10].

控制方程通用形式:

式中:φ為通用變量;Γ為廣義擴(kuò)散系數(shù);S為廣義源項,為張力的常量.

SST k-ω紊流模型方程:

k方程

式中:F1、F2分別為混合函數(shù),F2用來修正F1在自由剪切流中的誤差.

這就是以k-ω模型為基礎(chǔ)的SST(Shear Stress Transport)模型,式中參數(shù)見文獻(xiàn)[11].

2.2 數(shù)值計算方法與邊界條件

采用SST k-ω湍流模型,通用控制方程的離散采用有限容積法,對流項差分格式采用二階迎風(fēng)格式,壁面無滑移,其邊界條件如下.

速度入口:u=u∞=11.26m/s,v=w=0 m/s;

速度出口:選為自由出流,設(shè)定為outflow;

葉片及輪轂:選w all邊界,以 y軸為旋轉(zhuǎn)軸絕對旋轉(zhuǎn),轉(zhuǎn)速 ω=18.44 r/m in,壁面無滑移;

機艙和塔架:選w all為邊界,絕對靜止,壁面無滑移;

包含葉片的流場區(qū)域:以y軸為旋轉(zhuǎn)軸旋轉(zhuǎn),轉(zhuǎn)速 ω=18.44 r/min;

地面:絕對靜止,絕熱無滑移.

3 結(jié)果與分析

整機的模擬收斂后,對流場中某些特定的區(qū)域,建立切片并進(jìn)行性能的定性分析.圖4為流場區(qū)域的切片截面.在圖4中,在y方向建立4個截面:y=-2m、y=2 m、y=8 m和y=20 m;x方向建立4個截面:x=-33 m、x=-20m、x=20m和 x=33 m;z方向建立2個面:z=-33m和z=33m,然后分析這些截面上的結(jié)果.

圖4 流場區(qū)域的切片截面(單位:m)Fig.4 Sliced cross sections of the flow field(unit:m)

3.1 風(fēng)力機的輸出功率

表2為整機和輪轂在各坐標(biāo)軸的轉(zhuǎn)矩.從表2可知:3個葉片和輪轂對 y軸的總轉(zhuǎn)矩為577 438.920 N?m,經(jīng)計算得到整機的輸出功率為1 114 487.91W.表3為葉片和輪轂在各坐標(biāo)軸的轉(zhuǎn)矩.通過表2和表3中的轉(zhuǎn)矩可得到輸出功率,風(fēng)輪模擬的輸出功率為1 170 999.8W,而整機的輸出功率為1 114 487.91W,從而可以得到輸出功率的相對誤差,其中風(fēng)輪的相對誤差為2.42%,整機的相對誤差為7.13%.

從表2和表3可以看出:在模擬條件均一致的情況下,整機比風(fēng)輪多出機艙和塔架部分,但其輸出功率卻比風(fēng)輪減少了56 511.89W.可見,由于葉片與塔架間的相互干擾以及塔架對流場的影響等原因,導(dǎo)致整機的輸出功率減少.

表2 整機和輪轂在各坐標(biāo)軸的轉(zhuǎn)矩Tab.2 Torques obtained through turbine and hub N?m

表3 葉片和輪轂在各坐標(biāo)軸的轉(zhuǎn)矩Tab.3 Torques obtained through wheel and hub N?m

3.2 y方向不同截面上的壓力

圖5為y方向不同截面上的靜壓力.

從圖5可以看到氣流通過整機時氣流壓力的變化:圖5(a)為風(fēng)機前方2 m截面上的靜壓力,葉尖處壓力最大,并向輪轂逐漸減小,塔架的存在使得塔架前方因速度減小而出現(xiàn)壓力增大區(qū);圖5(b)為風(fēng)力機后2 m的靜壓力,此截面位于風(fēng)輪之后塔架之前,由于風(fēng)輪的作用使得風(fēng)輪后方形成類似圓形的低壓區(qū),葉片對后方壓力分布的影響減小,而由于塔架的存在,使得葉尖部位壓力比其余區(qū)域大很多;從圖5(c)可以看到:葉片對壓力的影響較小,因此可以忽略葉片的作用,看作僅在風(fēng)輪的作用下形成了類似圓形的低壓區(qū),由于塔架的存在,氣流繞流后在塔架后方形成高壓區(qū);從圖5(d)可以看到:隨著距離增大,風(fēng)輪和塔架對流場壓力的影響進(jìn)一步減弱,但塔架對壓力的影響范圍相對增大.

由此可見,塔架的存在使得風(fēng)機后方的壓力場分布發(fā)生了較大變化,而且葉片和塔架間的干涉也對壓力的分布產(chǎn)生了影響.但從總體看,塔架對風(fēng)力機后方遠(yuǎn)場的壓力分布影響有限.

3.3 不同截面的湍動能

圖6為不同截面上的湍動能.其中,圖6(a)為以旋轉(zhuǎn)軸為軸線、半徑為20 m圓柱側(cè)面上的湍動能,可以看到葉片的旋轉(zhuǎn)效應(yīng)非常明顯.在該圓柱面上,氣流經(jīng)過風(fēng)輪后湍動能在葉片周圍小區(qū)域內(nèi);由于附著渦的存在,使得葉片周圍的湍動能較大,在葉片后方,隨著附著渦及葉尖旋轉(zhuǎn)尾渦的脫落,在風(fēng)輪后方形成了湍動能較大區(qū)域,在兩葉片之間,前一葉片的影響較小,因而湍動能較小.

圖5 y方向不同截面上的靜壓力Fig.5 Static pressure distribution on various sections in y direction

在圖6(b)中,由于整機中機艙和塔架的存在,使得氣流經(jīng)過風(fēng)力機后發(fā)生了復(fù)雜的變化,在風(fēng)輪直徑范圍內(nèi),湍動能變化劇烈,中心區(qū)域的湍動能未必小于外側(cè)的湍動能.由此可見,由于機艙和塔架的存在使得風(fēng)力機后方的湍動能發(fā)生明顯變化,且在風(fēng)力機后方區(qū)域內(nèi),風(fēng)力機對流場的影響復(fù)雜.

圖6 不同截面上的湍動能Fig.6 Turbulent kinetic energy on different sections

在圖6(a)和圖6(b)的截面上,從迎風(fēng)面看位于風(fēng)力機的左部,而圖6(c)和圖6(d)的截面為風(fēng)輪的右部,風(fēng)輪為順時針旋轉(zhuǎn),由此可以看到:風(fēng)輪下半部分湍動能較大,主要是因為此處存在葉片的緣故,而風(fēng)輪上半部分湍動能較小,是因為此區(qū)域位于2葉片之間.前一葉片旋轉(zhuǎn)的影響消除,使得風(fēng)輪上半部分的后方湍動能較大,下一葉片的旋轉(zhuǎn)還未對此區(qū)域產(chǎn)生影響,因此出現(xiàn)湍動能較小區(qū)域.而圖6(c)和圖6(d)則相反,在葉片的影響下,風(fēng)輪下半部分湍動能較大,而上半部分湍動能較小.圖6(d)的深色區(qū)域主要是由于葉片旋轉(zhuǎn)影響及附著渦和螺旋尾渦的脫落造成的.

由于風(fēng)力機整機包括機艙和塔架,對湍動能有較大的影響,直接改變了風(fēng)輪后方的湍動能分布.因此,在研究多機陣列之前,對整機進(jìn)行較為詳細(xì)的模擬研究十分必要.

4 結(jié) 論

(1)葉片旋轉(zhuǎn)過程中與塔架相互干擾,減小了風(fēng)力機通過葉片獲得的轉(zhuǎn)矩,導(dǎo)致風(fēng)力機的輸出功率降低.

(2)塔架對風(fēng)力機風(fēng)場產(chǎn)生重要影響,使得塔架后方的湍動能變大,但葉片中心渦、附著渦對風(fēng)力機流場區(qū)域的影響較小.

(3)風(fēng)輪和整機對風(fēng)力機后方幾百米區(qū)域的流場產(chǎn)生影響,但流場受整機影響的區(qū)域小于受風(fēng)輪影響的區(qū)域.

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