聚風(fēng)擋板對(duì)H型垂直軸風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能的影響

(中國(guó)石油大學(xué)(華東)機(jī)電工程學(xué)院，山東青島，266580)

隨著時(shí)代的發(fā)展和社會(huì)的進(jìn)步，能源問(wèn)題日益成為人們關(guān)注的焦點(diǎn)。風(fēng)能作為可再生能源的一種，因其具有清潔無(wú)污染、分布范圍廣、可再生等特點(diǎn)，應(yīng)用越來(lái)越廣泛，對(duì)于改善能源結(jié)構(gòu)具有深遠(yuǎn)意義[1]。與水平軸風(fēng)力機(jī)相比，垂直軸風(fēng)力機(jī)具有適應(yīng)范圍廣、壽命長(zhǎng)、便于安裝和維護(hù)[2]等優(yōu)點(diǎn)，發(fā)展?jié)摿薮?。但H 型垂直軸風(fēng)力機(jī)由于其內(nèi)部流場(chǎng)極其復(fù)雜，理論分析不夠完善，且目前其實(shí)際風(fēng)能利用率較低，僅為30%～35%[3]，遠(yuǎn)低于其理論最大風(fēng)能利用率64%，故仍有很大提升空間。提高風(fēng)能利用率的方法眾多，在風(fēng)輪結(jié)構(gòu)和掃略面積一定時(shí)，可通過(guò)添加外部集風(fēng)裝置，改變?nèi)~片旋轉(zhuǎn)區(qū)域外部的流場(chǎng)來(lái)提高風(fēng)力機(jī)的來(lái)流風(fēng)速，進(jìn)而改善風(fēng)力機(jī)的氣動(dòng)性能。

目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)安裝外部集風(fēng)裝置來(lái)改善垂直軸風(fēng)力機(jī)的性能。王鑫等[4]對(duì)帶有導(dǎo)葉的阻力型垂直軸風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能進(jìn)行了數(shù)值分析，發(fā)現(xiàn)安裝導(dǎo)葉能夠顯著地增加葉輪的旋轉(zhuǎn)扭矩，提高風(fēng)力機(jī)的風(fēng)能利用效率。謝晶等[5]運(yùn)用Fluent 軟件對(duì)Savonius型風(fēng)力機(jī)導(dǎo)風(fēng)簾進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，發(fā)現(xiàn)采用長(zhǎng)導(dǎo)風(fēng)簾設(shè)計(jì)的風(fēng)力機(jī)具有最佳的力學(xué)性能。王瑞利等[6]設(shè)計(jì)了阻力型垂直軸風(fēng)力機(jī)的擋風(fēng)板與導(dǎo)流板，通過(guò)仿真與實(shí)驗(yàn)方法，發(fā)現(xiàn)擋風(fēng)板的擋風(fēng)角度對(duì)風(fēng)輪轉(zhuǎn)速的影響較為明顯。姬俊峰等[7]設(shè)計(jì)了遮蔽-增速升力型垂直軸風(fēng)力機(jī)，通過(guò)在直線翼垂直軸風(fēng)力機(jī)周圍設(shè)置導(dǎo)流板，改善了風(fēng)力機(jī)的自啟動(dòng)性能。黃娟等[8]分析了H型風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能較低的原因，發(fā)現(xiàn)在風(fēng)力機(jī)極小攻角處加裝導(dǎo)葉，能夠有效地改善葉片表面負(fù)壓差區(qū)，提高風(fēng)力機(jī)的整體氣動(dòng)性能。李巖等[9]設(shè)計(jì)了放置在風(fēng)輪上下兩端的圓臺(tái)型聚風(fēng)罩，利用二次正交旋轉(zhuǎn)組合設(shè)計(jì)法，確定了其最優(yōu)的參數(shù)組合，提高了直線翼垂直軸風(fēng)力機(jī)自啟動(dòng)性能。CHONG等[10]設(shè)計(jì)了一種圍繞垂直軸風(fēng)力機(jī)的新型全向?qū)~，能夠減小風(fēng)力機(jī)的負(fù)轉(zhuǎn)矩區(qū)以及速度波動(dòng)，提高風(fēng)力機(jī)的性能。上述學(xué)者對(duì)于垂直軸風(fēng)力機(jī)中聚風(fēng)裝置的類型及布置方式進(jìn)行了相關(guān)研究和討論，給出了相關(guān)聚風(fēng)裝置的最優(yōu)設(shè)計(jì)參數(shù)及其作用機(jī)理，但對(duì)于在垂直軸風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)背風(fēng)側(cè)布置聚風(fēng)裝置的研究很少。

本文作者針對(duì)H 型垂直軸風(fēng)力機(jī)，提出一種擋板式聚風(fēng)裝置，將聚風(fēng)擋板安裝在風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)背風(fēng)側(cè)，正對(duì)來(lái)流風(fēng)方向，能聚集更大面積的來(lái)流風(fēng)，提高來(lái)流風(fēng)速。首先研究聚風(fēng)擋板的不同參數(shù)對(duì)風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能的影響，利用ANSYS Fluent軟件，對(duì)加裝聚風(fēng)擋板的垂直軸風(fēng)力機(jī)模型進(jìn)行二維流體力學(xué)仿真。然后，通過(guò)正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)法，得到聚風(fēng)擋板各參數(shù)的影響程度，再按照參數(shù)影響程度從小到大依次研究對(duì)風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能的影響，最終得到所給參數(shù)下適用于該工況風(fēng)力機(jī)的最佳聚風(fēng)擋板的設(shè)計(jì)參數(shù)，為提高垂直軸風(fēng)力機(jī)的性能提供理論支撐。

1 模型與網(wǎng)格

1.1 風(fēng)力機(jī)具體參數(shù)

本文所采用的H 型垂直軸風(fēng)力機(jī)模型參數(shù)如表1所示。

本文研究的聚風(fēng)擋板的主要參數(shù)如圖1所示。圖1中，L為聚風(fēng)擋板長(zhǎng)度，θ為聚風(fēng)擋板偏轉(zhuǎn)角，X為與葉片旋轉(zhuǎn)中心的水平布置距離，Y為與葉片旋轉(zhuǎn)中心的垂直布置距離，ω為風(fēng)力機(jī)旋轉(zhuǎn)角速度，箭頭方向表示風(fēng)力機(jī)旋轉(zhuǎn)方向。

1.2 計(jì)算域和網(wǎng)格劃分

對(duì)于H 型垂直軸風(fēng)力機(jī)，在不考慮葉片端部湍流的情況下，在豎直方向上翼型周圍的流場(chǎng)很相似，可以將三維流場(chǎng)簡(jiǎn)化為二維流場(chǎng)[11]，故本文采用二維計(jì)算模型對(duì)垂直軸風(fēng)力機(jī)進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，計(jì)算域示意圖如圖2所示。模型整體分為外流域、內(nèi)流域和旋轉(zhuǎn)域3部分。為保證模型整體阻塞系數(shù)為6.0%～7.5%[12]，將外流域設(shè)為30D×45D的長(zhǎng)方形計(jì)算域；由于外流域尺寸較大，為控制網(wǎng)格數(shù)目，保證計(jì)算精度并提高計(jì)算效率，在外流域內(nèi)設(shè)置10D×15D的矩形中間域。內(nèi)流域與旋轉(zhuǎn)域、旋轉(zhuǎn)域與中間域、中間域與外流域之間的交界面(interface)設(shè)置為邊界條件。上下邊界設(shè)置為對(duì)稱面(symmetry)邊界條件；左側(cè)邊界設(shè)置為速度入口，距離風(fēng)力機(jī)旋轉(zhuǎn)中心15D；右側(cè)邊界設(shè)置為壓力出口，距離風(fēng)力機(jī)旋轉(zhuǎn)中心30D，使尾跡充分發(fā)展。內(nèi)流域設(shè)成直徑為0.8D的圓形區(qū)域，旋轉(zhuǎn)域設(shè)置為0.8D×1.2D的環(huán)形區(qū)域，計(jì)算時(shí)忽略轉(zhuǎn)軸、支撐桿等對(duì)計(jì)算結(jié)果影響較小的結(jié)構(gòu)。入流風(fēng)速為8 m/s，方向沿x軸正方向，風(fēng)力機(jī)沿順時(shí)針?lè)较蛐D(zhuǎn)，圖2所示角度為葉片的方位角。

表1 垂直軸風(fēng)力機(jī)的主要參數(shù)Table 1 Parameters of VAWT

圖1 聚風(fēng)擋板主要參數(shù)Fig.1 Main parameters of windshield baffle

圖2 計(jì)算域示意圖Fig.2 Calculation domain diagrams

由于葉片表面的流場(chǎng)較為復(fù)雜，為確保近壁面處的計(jì)算精度，對(duì)翼型表面劃分邊界層網(wǎng)格，第一層網(wǎng)格厚度[13]由下式確定：

式中：L為特征長(zhǎng)度，其值為葉片長(zhǎng)度；y*為壁面距離的量綱一的量；Re為雷諾數(shù)。根據(jù)理論推導(dǎo)和實(shí)驗(yàn)結(jié)果，邊界層的分類有黏滯子層(y*<5)、緩沖層(5

1.3 網(wǎng)格驗(yàn)證

1.3.1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

圖3 網(wǎng)格示意圖Fig.3 Grid diagrams

為驗(yàn)證CFD 仿真的準(zhǔn)確性，減小計(jì)算時(shí)間和提高仿真精度，通過(guò)加密邊界層網(wǎng)格和旋轉(zhuǎn)域網(wǎng)格，實(shí)現(xiàn)對(duì)不同數(shù)量網(wǎng)格的劃分，對(duì)計(jì)算域網(wǎng)格進(jìn)行無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。SSTk-ω模型能有效表征流場(chǎng)特征[15]，能得到與試驗(yàn)結(jié)果更加接近的結(jié)果，故采用黏性SSTk-ω湍流模型，其控制方程為：

式中：Pk和Pω為湍流生成項(xiàng)；F1和F2為混合函數(shù)；S為剪應(yīng)力張量常數(shù)項(xiàng)；σk，α2，β2和σω2均為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，σk=2，α2=0.44，β2=0.082 8，σω2=0.856；μt為渦黏系數(shù)；ρm為湍能密度；xi為坐標(biāo)分量。k為湍動(dòng)能。ui為湍流速度平均值，其值由下式確定：

式中：a1為特定常數(shù)。

仿真計(jì)算中，采用基于有限體積法的Simple方法，動(dòng)量方程、湍流動(dòng)能和湍流耗散率采用具有二階精度的格式離散。設(shè)定步時(shí)為1.691 211 ms，即葉片每旋轉(zhuǎn)2°計(jì)算1 次，步數(shù)設(shè)置為1 800 步，計(jì)算10 個(gè)周期。表2所示為設(shè)定的各個(gè)試驗(yàn)的網(wǎng)格數(shù)量和仿真結(jié)果。

表2 網(wǎng)格數(shù)量以及仿真結(jié)果Table 2 Mesh number and simulation results

由表2可知：隨著網(wǎng)格數(shù)量增加，葉片平均力矩系數(shù)Cmave逐漸減小并收斂于0.153 1，試驗(yàn)4 和5的Cmave相對(duì)誤差在1%以下。但此時(shí)仿真時(shí)間也隨之增加，故采用試驗(yàn)4 中的網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行后續(xù)仿真。

1.3.2 網(wǎng)格準(zhǔn)確性驗(yàn)證

為驗(yàn)證CFD仿真的準(zhǔn)確性，在風(fēng)速為8 m/s條件下，將垂直軸風(fēng)力機(jī)的二維CFD 仿真結(jié)果與馬來(lái)西亞工程學(xué)院風(fēng)洞試驗(yàn)[16]結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，圖4所示為垂直軸風(fēng)力機(jī)風(fēng)能利用率的仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比圖。由于垂直軸風(fēng)力機(jī)二維仿真模型忽略了展向風(fēng)剪效應(yīng)、支撐桿以及轉(zhuǎn)軸等因素對(duì)風(fēng)力機(jī)性能的影響，得到的風(fēng)能利用率在曲線上與試驗(yàn)結(jié)果有所差別。但在整體變化趨勢(shì)上，CFD 計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果保持一致，且二者的最大風(fēng)能利用率均發(fā)生在方位角約為110°處，在方位角為180°時(shí)風(fēng)能利用率均呈現(xiàn)出由下降到上升轉(zhuǎn)折的趨勢(shì)。因此，本文采用的CFD 數(shù)值模擬方法合理，能夠有效把握流場(chǎng)的基本規(guī)律，為進(jìn)一步研究加裝聚風(fēng)擋板的風(fēng)力機(jī)性能提供依據(jù)。

圖4 CFD仿真結(jié)果和風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖Fig.4 Comparison of CFD simulation results and wind tunnel test results

2 聚風(fēng)擋板各參數(shù)影響比重的確定

2.1 聚風(fēng)擋板參數(shù)的正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為減小工作量且使計(jì)算結(jié)果更加便于分析，采用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)，以部分試驗(yàn)代替全部試驗(yàn)對(duì)聚風(fēng)擋板的參數(shù)進(jìn)行研究。正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)可以通過(guò)極差分析判斷不同因素對(duì)參考指標(biāo)的影響，并初步獲得較優(yōu)的水平組合[17]。將聚風(fēng)擋板長(zhǎng)度L、偏轉(zhuǎn)角θ、與葉片旋轉(zhuǎn)中心的水平布置距離X以及垂直布置距離Y作為正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)的4個(gè)因素，聚風(fēng)擋板厚度為10 mm，高度為1 200 mm。對(duì)于所設(shè)定參數(shù)，選用4因素3水平的L9(43)正交表[18]，如表3所示。

表3 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)因素水平表Table 3 Orthogonal test design factor level

基于表3中的參數(shù)，設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)如表4所示。

表4 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)安排Table 4 Orthogonal test arrangement

2.2 計(jì)算結(jié)果與分析

由CFD 仿真計(jì)算可得到葉片的力矩系數(shù)Cm，進(jìn)而求得平均力矩系數(shù)Cmave，再由式(5)和(6)計(jì)算得到風(fēng)力機(jī)平均轉(zhuǎn)矩M和風(fēng)能利用率Cp。

式中：ρ為空氣密度，kg/m3；vl為來(lái)流風(fēng)速，m/s；A為掃掠面積，m2；L為特征長(zhǎng)度，m；ω為旋轉(zhuǎn)角速度，rad/s。

ΔCp是加裝聚風(fēng)擋板前后垂直軸風(fēng)力機(jī)風(fēng)能利用率的差值，選取ΔCp作為評(píng)價(jià)指標(biāo)參數(shù)。計(jì)算各正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)的ΔCp，如表5所示。由表5可知：在一些情況下，添加聚風(fēng)擋板可使風(fēng)力機(jī)的Cp增大；而在部分情況下，加裝聚風(fēng)擋板所引起的流場(chǎng)變化，與風(fēng)力機(jī)旋轉(zhuǎn)過(guò)程中流場(chǎng)的改變發(fā)生耦合作用，導(dǎo)致風(fēng)力機(jī)無(wú)法達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。在不同的旋轉(zhuǎn)周期下，葉片的力矩系數(shù)曲線發(fā)生顯著變化，風(fēng)力機(jī)的風(fēng)能利用率也隨之改變。為確定各參數(shù)的影響程度，對(duì)產(chǎn)生波動(dòng)的試驗(yàn)組，將計(jì)算其最后2個(gè)仿真周期下所得到的平均風(fēng)能利用率作為Cp進(jìn)行后續(xù)研究。

表5 ΔCp參數(shù)指標(biāo)Table 5 Reference indicators of ΔCp

不同的擋板布置方式會(huì)使垂直軸風(fēng)力機(jī)風(fēng)能利用率發(fā)生變化，且在部分參數(shù)下周期與周期之間的力矩系數(shù)出現(xiàn)波動(dòng)。由表5可知：正交試驗(yàn)5和9中，加裝聚風(fēng)擋板能使風(fēng)力機(jī)風(fēng)能利用率有所提升，但考慮到周期間波動(dòng)情況會(huì)進(jìn)一步加劇風(fēng)力機(jī)的疲勞載荷，影響風(fēng)力機(jī)的使用壽命。為了消除這種影響，本文將周期間波動(dòng)情況作為1個(gè)條件進(jìn)行篩選，基于無(wú)運(yùn)轉(zhuǎn)波動(dòng)的試驗(yàn)組進(jìn)行后續(xù)研究。進(jìn)一步對(duì)表5中數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，計(jì)算得到不同參數(shù)條件下ΔCp的均值和極差如表6所示。

表6 不同參數(shù)下ΔCp的均值與極差Table 6 Average and range of ΔCp with different parameters

通過(guò)表6中各指標(biāo)參數(shù)的均值能得到各個(gè)參數(shù)的較優(yōu)組合，再利用極差即可獲得各指標(biāo)參數(shù)對(duì)風(fēng)力機(jī)性能的影響比重。結(jié)合表5，對(duì)ΔCp均值進(jìn)行分析可知，正交試驗(yàn)5 中的參數(shù)為較優(yōu)水平組合，但考慮到正交試驗(yàn)5 有運(yùn)轉(zhuǎn)波動(dòng)情況，根據(jù)Cp，正交試驗(yàn)6 對(duì)應(yīng)的Cp最大，故選擇正交試驗(yàn)6對(duì)應(yīng)的水平組合為較優(yōu)組合：X=R，Y=2.5R，θ=30°，L=0.5H。ΔCp的極差分析顯示，偏轉(zhuǎn)角的極差大于其他3 項(xiàng)的極差，且滿足Rθ＞RY＞RX＞RL，說(shuō)眀偏轉(zhuǎn)角對(duì)ΔCp的影響比重最大，故4種參數(shù)對(duì)風(fēng)力機(jī)性能的影響程度從大到小依次為偏轉(zhuǎn)角θ、垂直布置距離Y、水平布置距離X、長(zhǎng)度L。

3 聚風(fēng)擋板最佳參數(shù)的確定

為進(jìn)一步確定聚風(fēng)擋板的最佳參數(shù)組合，根據(jù)參數(shù)對(duì)風(fēng)力機(jī)性能的影響因素，優(yōu)先確定對(duì)風(fēng)力機(jī)性能影響較小的結(jié)構(gòu)參數(shù)，即按照長(zhǎng)度、水平布置距離、垂直布置距離、偏轉(zhuǎn)角順序進(jìn)行研究，并對(duì)加裝有聚風(fēng)擋板的垂直軸風(fēng)力機(jī)性能進(jìn)行分析。由于本文主要研究不同方案下葉片氣動(dòng)參數(shù)的變化趨勢(shì)，因此，在ANSYS設(shè)置參考值時(shí)均選擇默認(rèn)值，所得到的力矩系數(shù)Cm也均為相對(duì)力矩系數(shù)，其值與仿真所設(shè)參考值有關(guān)，系數(shù)為0.5ρv2AL。

3.1 聚風(fēng)擋板長(zhǎng)度

基于正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)的分析結(jié)果，聚風(fēng)擋板的長(zhǎng)度對(duì)垂直軸風(fēng)力機(jī)的性能影響最小，故本節(jié)首先針對(duì)影響最小的聚風(fēng)擋板長(zhǎng)度L進(jìn)行研究?；谡辉囼?yàn)設(shè)計(jì)得到的較優(yōu)組合，先保持水平布置距離X=R，垂直布置距離Y=2.5R，偏轉(zhuǎn)角θ=30°不變，對(duì)長(zhǎng)度L在0.1H～0.9H范圍內(nèi)進(jìn)行計(jì)算。研究顯示，0.9H對(duì)應(yīng)的風(fēng)力機(jī)風(fēng)能利用率較高，需要繼續(xù)增大擋板長(zhǎng)度進(jìn)行分析，即令L=1.1H，得到不同L參數(shù)下葉片力矩系數(shù)曲線如圖5所示。由于聚風(fēng)擋板安裝位置在風(fēng)力機(jī)旋轉(zhuǎn)背風(fēng)側(cè)，主要是對(duì)葉片處于方位角90°～360°時(shí)產(chǎn)生影響，而對(duì)方位角0～90°時(shí)影響較小。從圖5可以看出：在方位角為0～90°和190°～225°時(shí)，隨著L的變化，葉片力矩系數(shù)變化不大；在方位角為90°～190°和225°～360°時(shí)，力矩系數(shù)Cm先增大后減??；L=0.9H時(shí)的Cm明顯大于其他情況下的Cm。

利用圖5中的數(shù)據(jù)，計(jì)算得到不同L下的風(fēng)力機(jī)風(fēng)能利用率如表7所示。由表7可知：隨著聚風(fēng)擋板的長(zhǎng)度L從0.1H增加至1.1H，垂直軸風(fēng)力機(jī)的Cp呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，在0.9H時(shí)達(dá)到最大值37.67%。因此，在X=R，Y=2.5R，θ=30°的條件下，當(dāng)L=0.9H時(shí)，風(fēng)力機(jī)的性能最優(yōu)，即聚風(fēng)擋板的最佳長(zhǎng)度為0.9H。

圖5 不同L參數(shù)下葉片Cm曲線Fig.5 Blade Cm curves under different L

表7 不同L參數(shù)下風(fēng)力機(jī)CpTable 7 Cp of wind turbine under different L

3.2 聚風(fēng)檔板水平布置距離

基于3.1 節(jié)的研究，保持Y=2.5R，θ=30°，L=0.9H不變，對(duì)水平布置距離X在0.5R～1.5R范圍內(nèi)進(jìn)行計(jì)算。研究結(jié)果顯示，當(dāng)X為1.2R與1.4R時(shí)葉片產(chǎn)生周期間力矩系數(shù)波動(dòng)，相鄰2個(gè)仿真周期葉片力矩系數(shù)曲線不同，這直接影響了風(fēng)力機(jī)風(fēng)能利用率的計(jì)算與分析。經(jīng)整理得到X不同時(shí)，仿真第9周期與第10周期下葉片Cm曲線如圖6所示。由圖6可以看出：當(dāng)X>R時(shí)，葉片的力矩系數(shù)在第9與第10這2個(gè)周期下有很大的變化，其變化主要表現(xiàn)在方位角為90°～190°和270°～360°時(shí)。

利用圖6中的數(shù)據(jù)，計(jì)算得到X不同時(shí)下風(fēng)力機(jī)風(fēng)能利用率如表8所示。由表8可知：隨著聚風(fēng)擋板的水平布置距離X從0.6R增加至R，風(fēng)力機(jī)的Cp呈現(xiàn)逐漸增大趨勢(shì)，在R處達(dá)到最大值37.67%；而當(dāng)聚風(fēng)擋板的水平布置距離大于R時(shí)，隨著X的繼續(xù)增加，葉片Cm產(chǎn)生周期性波動(dòng)，相鄰2 個(gè)周期風(fēng)力機(jī)風(fēng)能利用率發(fā)生變化，不利于風(fēng)力機(jī)運(yùn)行及后續(xù)研究。因此，在Y=2.5R，θ=30°，L=0.9H的條件下，當(dāng)X=R時(shí)，風(fēng)力機(jī)的性能最優(yōu)，即聚風(fēng)擋板的最佳水平布置距離為R。

3.3 聚風(fēng)擋板垂直布置距離

基于3.1節(jié)和3.2節(jié)的研究，保持X=R，θ=30°，L=0.9H不變，對(duì)垂直布置距離Y在2.1R～2.9R范圍內(nèi)進(jìn)行計(jì)算，得到Y(jié)不同時(shí)下葉片力矩系數(shù)曲線如圖7所示。由圖7可知：Y=2.5R時(shí)的葉片最大力矩系數(shù)Cmmax最大，較Y=2.1R時(shí)提高了約11.51%，其所在的方位角沒(méi)有發(fā)生變化；當(dāng)葉片處于下風(fēng)區(qū)時(shí)，Y=2.5R時(shí)的Cm均大于其他參數(shù)下的Cm。

利用圖7中的數(shù)據(jù)，計(jì)算得到Y(jié)不同時(shí)風(fēng)力機(jī)的風(fēng)能利用率如表9所示。從表9可以看出：隨著聚風(fēng)擋板的垂直布置距離Y從2.1R增加至2.9R，風(fēng)力機(jī)的Cp呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，在2.5R處達(dá)到最大值37.67%。因此在X=R，θ=30°，L=0.9H的條件下，當(dāng)Y=2.5R時(shí)，風(fēng)力機(jī)的性能最優(yōu)，即聚風(fēng)擋板的最佳垂直布置距離為2.5R。

3.4 聚風(fēng)擋板偏轉(zhuǎn)角

基于3.1～3.3 節(jié)的研究，保持X=R，Y=2.5R，L=0.9H不變，對(duì)θ在20°～40°范圍內(nèi)進(jìn)行計(jì)算，得到θ不同時(shí)葉片力矩系數(shù)曲線如圖8所示。由圖8可知：θ=20°時(shí)的Cmmax最大，較θ=40°時(shí)提高了13.04%；當(dāng)葉片處于下風(fēng)區(qū)時(shí)，θ=25°時(shí)對(duì)應(yīng)的Cm大于其他參數(shù)下的Cm。

圖6 不同X參數(shù)下葉片Cm曲線Fig.6 Blade Cm curves under different X

表8 不同X參數(shù)下風(fēng)力機(jī)CpTable 8 Cp of wind turbine under different X

圖7 不同Y參數(shù)下葉片Cm曲線Fig.7 Blade Cm curves under different Y

表9 不同Y參數(shù)下風(fēng)力機(jī)CpTable 9 Cp of wind turbine under different Y

圖8 不同θ參數(shù)下葉片Cm曲線Fig.8 Blade Cm curves under different θ

利用圖8中的數(shù)據(jù)，計(jì)算得到θ不同時(shí)風(fēng)力機(jī)的風(fēng)能利用率如表10所示。從表10可以看出：隨著聚風(fēng)擋板偏轉(zhuǎn)角θ從20°增加至40°，風(fēng)力機(jī)的Cp呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，在25°處達(dá)到最大值38.40%。因此，在X=R，Y=2.5R，L=0.9H的條件下，當(dāng)θ=25°時(shí)，風(fēng)力機(jī)的性能最優(yōu)，即聚風(fēng)擋板的最佳偏轉(zhuǎn)角為25°。

表10 不同θ參數(shù)下風(fēng)力機(jī)CpTable 10 Cp of wind turbine under different θ

3.5 聚風(fēng)擋板安裝前后風(fēng)力機(jī)性能對(duì)比

根據(jù)3.1～3.4 節(jié)的研究，得到當(dāng)前工況下風(fēng)力機(jī)最優(yōu)的聚風(fēng)擋板設(shè)計(jì)方案如下：水平布置距離X=R，垂直布置距離Y=2.5R，長(zhǎng)度L=0.9H，偏轉(zhuǎn)角θ=25°。圖9所示為按照最佳擋板參數(shù)進(jìn)行布置前后風(fēng)力機(jī)葉片的Cm曲線對(duì)比圖。由圖9可知：當(dāng)方位角為0～90°與190°～225°時(shí)，加裝聚風(fēng)擋板前后葉片力矩系數(shù)變化不大，但在方位角為90°～190°與225°～360°時(shí)，葉片力矩系數(shù)有較大提升，相比原型風(fēng)力機(jī)的葉片力矩系數(shù)最大值Cmmax提高了約5.94%，風(fēng)能利用率Cp提高了5.46%。

圖9 加裝聚風(fēng)擋板前后葉片Cm曲線Fig.9 Blade Cm curves before and after adding windshield baffle

4 聚風(fēng)擋板提升風(fēng)力機(jī)性能機(jī)理研究

在整個(gè)葉片運(yùn)轉(zhuǎn)周期中，方位角0°～180°范圍稱為上風(fēng)區(qū)，方位角180°～360°范圍稱為下風(fēng)區(qū)[19]。在理想情況下，運(yùn)行于上風(fēng)區(qū)的葉片，內(nèi)表面受負(fù)壓為吸力面，而外表面受正壓為壓力面，在內(nèi)、外表面壓差的作用下，風(fēng)力機(jī)才會(huì)做持續(xù)的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)[20]。當(dāng)葉片運(yùn)行于下風(fēng)區(qū)時(shí)，內(nèi)外表面受力情況恰好相反，內(nèi)表面為壓力面，外表面為吸力面。根據(jù)3.5節(jié)的研究，可以發(fā)現(xiàn)在上下風(fēng)區(qū)，加裝聚風(fēng)擋板對(duì)于風(fēng)力機(jī)的性能均有所提升。

為分析聚風(fēng)擋板對(duì)風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能的提升機(jī)理，利用CFD-POST 后處理軟件觀察風(fēng)力機(jī)流場(chǎng)，選擇方位角60°，120°，180°，210°，270°和330°，對(duì)加裝聚風(fēng)擋板前后垂直軸風(fēng)力機(jī)運(yùn)行區(qū)域以及聚風(fēng)擋板周圍區(qū)域流場(chǎng)進(jìn)行分析，表11列出了加裝聚風(fēng)擋板前后風(fēng)力機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)區(qū)域以及外部流場(chǎng)的速度云圖。從表11可以看出：加聚風(fēng)擋板之后風(fēng)力機(jī)整體流場(chǎng)發(fā)生了劇烈變化，對(duì)于未加聚風(fēng)擋板的風(fēng)力機(jī)，在其尾流區(qū)域存在很長(zhǎng)的尾跡區(qū)，而在其葉片旋轉(zhuǎn)區(qū)域內(nèi)部，會(huì)出現(xiàn)局部區(qū)域風(fēng)速較低的現(xiàn)象，這些低速區(qū)域不利于葉片的驅(qū)動(dòng)和風(fēng)力機(jī)的運(yùn)轉(zhuǎn)；而加裝聚風(fēng)擋板后，聚風(fēng)檔板后部會(huì)產(chǎn)生小渦旋，這些小渦旋影響了風(fēng)輪的后部尾跡，使得原本的長(zhǎng)條狀尾流區(qū)域變短，且風(fēng)力機(jī)內(nèi)部區(qū)域的流場(chǎng)速度增大，有利于尾部流場(chǎng)的改善和自身風(fēng)力機(jī)性能的提升。

表12列出了葉片周圍壓力云圖，通過(guò)對(duì)壓力云圖進(jìn)行分析，以進(jìn)一步研究聚風(fēng)擋板的增升機(jī)理。當(dāng)葉片處于上風(fēng)區(qū)，方位角為60°時(shí)，加裝聚風(fēng)擋板前后葉片內(nèi)外表面壓差并未有很大變化，對(duì)應(yīng)觀察圖9中葉片力矩系數(shù)曲線可以看出，此時(shí)的葉片力矩系數(shù)也并未出現(xiàn)很大變化。而在方位角為120°～180°時(shí)，通過(guò)觀察圖9發(fā)現(xiàn)加裝聚風(fēng)擋板對(duì)葉片力矩系數(shù)有了很大提升，再結(jié)合表12中對(duì)應(yīng)方位角下的葉片壓力云圖，可以看出在方位角為120°時(shí)，加裝聚風(fēng)擋板會(huì)使外表面壓力有顯著增加，在方位角為180°時(shí)，葉片內(nèi)表面壓力明顯減小，均導(dǎo)致葉片兩側(cè)的壓力差增大，風(fēng)力機(jī)葉片的力矩系數(shù)提升。當(dāng)葉片處于下風(fēng)區(qū)時(shí)，表12中方位角210°對(duì)應(yīng)的葉片表面壓差在加裝聚風(fēng)擋板前后沒(méi)有很大變化，對(duì)應(yīng)圖9中葉片力矩系數(shù)也并未出現(xiàn)很大變化。而在方位角為270°和330°時(shí)，加裝聚風(fēng)擋板對(duì)于葉片葉尖內(nèi)表面壓力有較大提升，增大了葉片內(nèi)外表面壓差，進(jìn)而減小了葉片所受負(fù)力矩，達(dá)到了提升風(fēng)力機(jī)的性能的目的。

表11 加裝擋板前后葉片及擋板周圍速度云圖Table 11 Velocity cloud picture of surface of blade and baffle before and after installing baffle

表12 加裝擋板前后葉片及擋板周圍壓力云圖Table 12 Pressure cloud picture of surface of blade and baffle before and after installing baffle

5 加裝聚風(fēng)擋板對(duì)主軸合成力的影響

風(fēng)輪運(yùn)轉(zhuǎn)1 周過(guò)程中，葉片氣動(dòng)載荷變化劇烈，極易引起主軸偏振現(xiàn)象[21]，進(jìn)而影響風(fēng)力機(jī)使用壽命。因此，本節(jié)將對(duì)添加聚風(fēng)擋板前后主軸所受合成力的變化情況進(jìn)行分析和討論。對(duì)加裝聚風(fēng)擋板與未加裝聚風(fēng)擋板時(shí)風(fēng)力機(jī)的受力進(jìn)行分析，得到風(fēng)力機(jī)加裝聚風(fēng)擋板前后的主軸合成力如圖10所示。

圖10 加裝聚風(fēng)擋板前后風(fēng)力機(jī)主軸合成力曲線Fig.10 Synthetic force curves before and after installing windshield baffle

為衡量風(fēng)力機(jī)主軸合成力的變化幅度，引入變異系數(shù)CV來(lái)評(píng)價(jià)主軸合成力的變化程度，其表達(dá)式為

式中：S為標(biāo)準(zhǔn)差；M為平均數(shù)。

經(jīng)過(guò)計(jì)算，加裝聚風(fēng)擋板后，變異系數(shù)CV由0.466 增大至0.470，僅增加了約0.86%，因此，加裝聚風(fēng)擋板可在較大地提升風(fēng)力機(jī)風(fēng)能利用率的基礎(chǔ)上仍能保持風(fēng)力機(jī)主軸合成力的波動(dòng)較小，這對(duì)風(fēng)力機(jī)的使用壽命影響不大。

6 結(jié)論

1)提出了一種在垂直軸風(fēng)力機(jī)外部加裝聚風(fēng)擋板的方法。通過(guò)正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)法，對(duì)聚風(fēng)擋板4個(gè)參數(shù)進(jìn)行仿真分析，結(jié)果表明聚風(fēng)擋板的偏轉(zhuǎn)角對(duì)風(fēng)力機(jī)性能影響最大，長(zhǎng)度的影響最小。

2)以最大風(fēng)能利用率Cp為研究目標(biāo)，按照影響程度從小到大的順序，得到了本文研究工況下最佳聚風(fēng)擋板設(shè)計(jì)參數(shù)：水平布置距離為R、垂直布置距離為2.5R、長(zhǎng)度為0.9H、偏轉(zhuǎn)角為25°。與原型風(fēng)力機(jī)相比，加裝聚風(fēng)擋板能較大提升風(fēng)力機(jī)的氣動(dòng)性能，其Cp相對(duì)于原型機(jī)的Cp提高了5.46%。

3)聚風(fēng)擋板能夠增大風(fēng)力機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)區(qū)域內(nèi)部的流場(chǎng)速度并縮短風(fēng)力機(jī)速度較低的尾跡區(qū)，有利于自身風(fēng)力機(jī)性能的提升和尾部流場(chǎng)的改善。在葉片方位角為90°～190°與225°～360°時(shí)，聚風(fēng)擋板增大了葉片內(nèi)外表面的壓力差，提升了風(fēng)力機(jī)葉片的力矩系數(shù)。

4)加裝聚風(fēng)擋板后，風(fēng)力機(jī)主軸合成力波動(dòng)幅度變化較小，其變異系數(shù)CV僅提高了約0.86%，說(shuō)眀加裝聚風(fēng)擋板對(duì)于風(fēng)力機(jī)主軸合成力影響不大。