考慮風剪切的1.3 MW風力機整機三維定常流動數(shù)值研究

韓中合, 李 引, 季 劍

(華北電力大學電站設備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點實驗室,保定071003)

風輪是風力發(fā)電機的核心部件.為了利用更多的風能,風輪直徑不斷增加,國產5 MW 海上風力機風輪直徑已達115 m.對于大尺寸風力機,風輪的垂直高度、風力機所處的地理位置及地形地貌和風輪與塔架的相互作用等因素帶來了氣流的不均勻性[1-13].因此,考慮風剪切影響的風力機整機數(shù)值模擬對了解和改進風力機氣動性能具有實際意義.

采用NUMECA軟件,對1.3 MW失速調節(jié)風力機整機在8 m/s和13 m/s來流風速下的繞流流場進行了全三維定常數(shù)值模擬,分析了葉片不同截面的壓力系數(shù)分布及葉展方向的功率分布、風輪三維流場細節(jié)、下游不同距離處的靜壓分布以及二維相對速度矢量分布情況.

1 研究模型

1.1 風剪切模型

風剪切采用的指數(shù)模型[14-15]為

式中:H為高度;HR為參考高度;vR為參考高度處風速;ε為風剪切指數(shù).

風剪切指數(shù)隨地形、地表粗糙度和空氣溫度的變化而變化,其數(shù)值通常取在0.1～0.4,本文中取為0.166 67.

1.2 計算模型

采用水平軸三葉片失速調節(jié)風力機模型[16],風輪直徑為61 m,設計功率為1.3 MW,風輪轉速為19.27 r/min,切入風速為5 m/s,切出風速為25 m/s,額定風速為13 m/s.圖1給出了包括機艙、塔架的風力機三維模型,計算其在軸向均勻來流和考慮風剪切條件下的三維流動情況.圖2為輪轂附近表面網格及局部放大圖.

圖1 風力機三維模型Fig.1 3D model of wind turbine

2 數(shù)值方法及邊界設定

圖2 計算網格及局部放大圖Fig.2 Computational g rid with a local zoom

采用NUMECA的FineTM/turbo軟件包進行數(shù)值計算,選用一方程S-A(Spalart-Allmaras)湍流模型.計算網格區(qū)域見圖3,整個計算域向上、下游延伸10R(R為葉片高度),徑向(y方向)延伸5R,葉片截面翼型周圍區(qū)域的拓撲結構為O4H,其中弦向網格數(shù)113,葉片展向網格數(shù)33,網格總數(shù)約為180萬.葉片表面大部分區(qū)域Y+＜5.計算域外邊界均設為遠場條件,給定來流速度分量、靜壓和靜溫等;葉片表面為無滑移條件.計算全局殘差收斂到4個量級以上,總體性能參數(shù)達到穩(wěn)定.

圖3 計算網格區(qū)域Fig.3 Sketch of computational g rid

3 計算結果及分析

3.1 勻速風和剪切風條件下的計算結果

計算了勻速風和剪切風條件下,軸向風速為8 m/s和13 m/s、對應的葉尖速比分別為7.69和4.73兩個工況下的流體繞流情況.風速v=8 m/s時,風力機設計功率系數(shù)處于較高水平,v=13 m/s是風力機設計額定風速.表1對數(shù)值計算結果與風力機設計功率值進行了對比.由表1可見,剪切風條件下計算結果與設計值吻合較好,而均勻風速條件下計算結果明顯大于設計值.這是由于風力機風輪直徑較大,垂直高度給風速帶來的不均勻性將會給計算結果帶來較大的誤差.因此,在進行大功率風力機數(shù)值計算時,應考慮風的剪切效應.以下分析均以剪切風條件下的計算結果為基礎.

表1 風力機計算功率值與設計值Tab.1 Computed and design data of output power

3.2 不同截面的壓力系數(shù)

圖4給出了來流風速分別為8 m/s和13 m/s時不同截面的壓力系數(shù)分布圖.相同風速下,隨著當前截面翼型到葉根處的距離與葉片高度之比(r/R)增加,有效攻角隨之減小(見表2).圖4表明:隨著r/R增加,吸力面負壓梯度減小,分離區(qū)不斷縮小,截面翼型的氣動性能提高,輸出功率增加;但伴隨著負壓梯度減小,壓力面和吸力面的壓差也隨之減小,輸出功率減少.因此為當前截面選擇一個合適的有效攻角需要從多方面來考慮.

圖4 v=8 m/s和v=13 m/s時不同截面的壓力系數(shù)分布圖Fig.4 Pressure coefficient distribution at different sections in the case of v=8 m/s and v=13 m/s

隨著來流風速增加,相同截面的有效攻角也隨之增加(見表2).圖4(a)和圖4(b)相比可知:r/R較大時,相同截面上,隨著來流風速增加,吸力面上各點壓力明顯降低,負壓梯度增大,分離區(qū)不斷擴大,分離線位置提前,而壓力面上各點壓力相近,致使上下壓差增加,輸出功率增加;當r/R較小時,有效攻角超過失速區(qū)域迅速擴大,升力系數(shù)下降,翼型的氣動性能降低.因此在r/R較小時,適當減小有效攻角,提高翼型氣動性能,或者選擇適應大攻角的翼型,可以提高該部位的輸出功率;而在靠近葉尖的部位,可適當增加有效攻角,同時選擇適應小攻角的翼型,可以提高該部位的輸出功率.

表2 不同風速下不同截面的有效攻角Tab.2 Effective attack angle at different wind speeds and blade sections

3.3 三維定常模擬流場顯示

根據數(shù)值模擬結果,可獲得大量的三維流動細節(jié).圖5為風速8 m/s條件下,葉根處三維極限流線圖.由圖5可知,葉根處流線結構很復雜,氣流在葉根處的吸力面上分為兩股,分別沿著徑向和軸向流動.這是由于氣體在吸力面失速分離,有一部分流體在旋轉離心力的作用下沿徑向流動,另外仍有一小部分氣體向下游流動.

圖5 三維流場顯示Fig.5 Schematic diagram of the 3D flow field

3.4 z截面上的流場分析

圖6和圖7給出了v=8 m/s時,風輪氣流流動方向上計算區(qū)域圓盤截面的靜壓以及二維相對速度矢量(wxyz)分布.由圖6和圖7可知,計算清晰地反映了氣流流經風力機前后的變化過程,尤其是風力機下游尾跡的形成、發(fā)展和湮滅過程.槳葉逆時針方向轉動,與相對速度相同.尾跡生成后,隨主流向下游運動,并逐漸與主流摻混融合,經過大約兩個風輪直徑(120 m)的距離后,基本消失.塔架與輪轂所在位置下游尾跡處產生的漩渦和干擾要遠遠強于葉輪面其他部位,如何減小塔架及輪轂對氣流的干擾作用需要進一步研究.

3.5 載荷分布

圖6 不同截面上的二維相對速度矢量Fig.6 2D velocity vector at different sections in z direction

圖7 不同截面上的靜壓分布Fig.7 Static pressure distribution at different sections in z direction

圖8 應力載荷沿葉展方向分布(v=8 m/s)Fig.8 Distributions of stress load along blade span at wind speed of 8 m/s

圖8給出了風速v=8 m/s時,軸向應力和切向應力載荷沿葉展方向的分布.圖9是風速v=8 m/s時,葉展方向單位長度葉片的輸出功率分布圖.由圖9可見,單位長度葉片的輸出功率穩(wěn)步增長,到r/R=80%處達到最大值,之后輸出功率迅速下降.葉片上r/R=0.5～0.9處是葉片的主要做功部分,其出力占葉片總出力的65%以上,葉根和葉尖部分出力較少,而葉根部分出力最少.軸向應力載荷分布與輸出功率趨勢基本一致.切向應力載荷先急劇增大,在r/R=20%附近達到最大值,該點與葉片幾何弦長最大值點吻合.切向應力載荷隨后減小,最后達到較為平穩(wěn)的狀態(tài),在葉尖處又略微增加.

圖9 葉展方向單位長度葉片的輸出功率變化圖(v=8 m/s)Fig.9 Distributions of output power along blade span at wind speed of 8 m/s

4 結 論

(1)剪切風下,計算功率值與功率設計值吻合較好;均勻風速下,計算結果明顯大于設計值.因此,風力機風輪直徑較大時,垂直高度給風速帶來的不均勻性不容忽視.

(2)當r/R較小時,適當?shù)販p小有效攻角可以提高翼型氣動性能,或者選擇適應大攻角的翼型,可以提高該部位的輸出功率.而在靠近葉尖的部位,可適當增加有效攻角,同時選擇適應小攻角的截面翼型,可以提高該部位的輸出功率.

(3)三維流場表明:葉根部分發(fā)生了明顯的流動分離;風力機的尾跡歷經大約兩個風輪直徑的距離后,基本消失;塔架與輪轂所在位置的下游尾跡處產生的漩渦和干擾要遠遠大于葉輪面其他部位.如何減小塔架及輪轂對氣流的干擾需要進一步研究.

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