復(fù)雜大氣入流下海上風(fēng)機(jī)力學(xué)特性研究1)

徐順 趙偉文 萬德成

(上海交通大學(xué)船舶海洋與建筑工程學(xué)院,船海計算水動力學(xué)研究中心(CMHL),上海 200240)

引言

近年來,傳統(tǒng)化石能源的不可再生性以及對環(huán)境造成的污染,使其難以滿足當(dāng)今社會對能源的巨大需求.風(fēng)能由于其無污染、可再生及儲量大等特點逐漸成為最具發(fā)展?jié)摿Φ男履茉粗籟1].2021 年全球風(fēng)能報告指出[2],2020 年新增裝機(jī)容量高達(dá)93 GW,同比增長53%.風(fēng)能技術(shù)的不斷進(jìn)步,促使風(fēng)機(jī)尺寸逐漸向大型化發(fā)展,并導(dǎo)致大氣邊界層(atmospheric boundary layer,ABL)復(fù)雜來流對風(fēng)機(jī)的運行性能、疲勞載荷等方面產(chǎn)生惡劣影響.因此,研究大氣邊界層內(nèi)風(fēng)機(jī)的運行性能和力學(xué)特性具有重要意義.

目前,生成滿足大氣邊界層復(fù)雜來流統(tǒng)計特性的方法主要有兩種[3]:人工合成和域前模擬.人工合成的基本思想是在入口平面處基于嚴(yán)格的數(shù)學(xué)推導(dǎo)給出入流風(fēng)速的計算公式.寧旭[4]采用諧波合成法生成了符合高雷諾數(shù)湍流能譜分布的隨機(jī)風(fēng)速序列,并將其應(yīng)用于風(fēng)機(jī)數(shù)值模擬.Huang等[5]提出了“DSRFG”方法,該方法生成的脈動風(fēng)速場嚴(yán)格滿足連續(xù)性條件且能夠并行計算生成不同空間位置的風(fēng)速時程.Castro 和 Paz[6]在“DSRFG”方法的基礎(chǔ)上,通過引入時間尺度參數(shù)考慮了脈動風(fēng)速場的時間相關(guān)性.但是,人工合成法給定的風(fēng)速不能嚴(yán)格滿足NS 方程,需沿下游發(fā)展一段距離才能獲得符合統(tǒng)計特性的大氣湍流風(fēng)場.Xie等[7]對傳統(tǒng)2D 渦方法進(jìn)行了參數(shù)化研究,提出了改進(jìn)的2D 渦方法,將符合湍流統(tǒng)計特性的下游自適應(yīng)距離由原來的5h減小到3h(h為計算域的高度).

域前模擬的基本做法是預(yù)先生成一個符合大氣湍流統(tǒng)計特性的風(fēng)場,并將其作為計算區(qū)域的入口邊界條件.在域前模擬中,生成大氣湍流風(fēng)場的方法主要有兩種:利用湍流激發(fā)裝置以及依靠表面粗糙度.在實驗中經(jīng)常利用湍流激發(fā)裝置(如粗糙元、網(wǎng)格板等)來促使大氣湍流風(fēng)場的生成[8-10],后來有部分學(xué)者將其應(yīng)用于數(shù)值模擬中.Phuc等[11]利用尖劈和粗糙元構(gòu)建了數(shù)值風(fēng)洞,其數(shù)值模擬出的湍流風(fēng)場統(tǒng)計特性與實驗值符合良好.周桐等[12]利用尖劈和粗糙元等湍流激發(fā)裝置數(shù)值模擬了大氣邊界層入口湍流,與“CDRFG”方法對比,該方法生成的流場結(jié)構(gòu)更加合理.但是,該方法模擬出的湍流風(fēng)場特性高度依賴于湍流激發(fā)裝置附近的網(wǎng)格分辨率,且激發(fā)裝置與流場相互作用機(jī)理機(jī)制尚不明確.

另一種域前模擬方法是直接依靠計算域底部的粗糙度,無需進(jìn)行復(fù)雜的網(wǎng)格劃分,直接長時間大范圍數(shù)值模擬出大氣邊界層湍流風(fēng)場,如美國國家可再生能源實驗室研發(fā)的風(fēng)機(jī)氣動性能數(shù)值計算軟件“SOWFA”便基于此方法生成復(fù)雜大氣入流[13].Lee等[14]研究了不同表面粗糙度和穩(wěn)定性的大氣入流及風(fēng)機(jī)尾流對下游風(fēng)機(jī)疲勞載荷的影響,結(jié)果表明表面粗糙度和上游風(fēng)機(jī)尾流對風(fēng)機(jī)疲勞載荷影響顯著.Ning 和Wan[15]基于LES 結(jié)合致動線模型,研究了不同大氣穩(wěn)定性下尾流彎曲效應(yīng)及其對下游風(fēng)機(jī)氣動性能的影響.白鶴鳴等[16]基于“SOWFA”軟件,對對流大氣邊界層下錯列排布三風(fēng)機(jī)進(jìn)行數(shù)值模擬,發(fā)現(xiàn)垂向錯列可以有效提升后排風(fēng)機(jī)的功率,且不會惡化其氣動性能.李德順等[17]利用LES 結(jié)合致動線模型的方法對一臺處于中性大氣入流下的外場試驗機(jī)組進(jìn)行了葉根載荷分析,發(fā)現(xiàn)葉根揮舞載荷對大氣中的湍流結(jié)構(gòu)響應(yīng)明顯.Johlas等[18-19]通過結(jié)合“SOWFA”和“OpenFAST”[20],對大氣復(fù)雜入流下浮式風(fēng)機(jī)的尾流場進(jìn)行了分析,并對比了不同浮式支撐平臺對風(fēng)機(jī)尾流場和平臺六自由度運動的影響.

以上研究中,大都采用域前模擬中的依靠地表粗糙度的方式來生成風(fēng)機(jī)的大氣復(fù)雜入流,但其中卻少有文獻(xiàn)重點關(guān)注風(fēng)機(jī)的力學(xué)特性響應(yīng).因此,本文采用域前模擬的方法,通過定義典型海面粗糙度,直接長時間大范圍數(shù)值模擬真實環(huán)境下中性大氣邊界層復(fù)雜入流.并結(jié)合LES 和致動線模型,對中性大氣復(fù)雜入流下的海上固定式風(fēng)機(jī)進(jìn)行數(shù)值模擬,并以均勻入流計算結(jié)果作為參考基準(zhǔn),定量分析大氣復(fù)雜入流對風(fēng)機(jī)氣動性能和葉根載荷的影響.

1 數(shù)值方法

1.1 致動線模型

風(fēng)機(jī)葉片利用致動線模型進(jìn)行模擬,該方法無需求解葉片表面邊界層,能大幅降低計算成本并獲得較為精確的結(jié)果.其最早由S?rensen 和Shen[21]提出,基本思想是利用致動線上的致動點代表沿著徑向離散化的風(fēng)機(jī)葉片,然后基于葉素理論計算致動點的體積力,并將其反作用于流場以體現(xiàn)風(fēng)機(jī)葉片對流場的作用.致動點上的體積力可采用下式計算

式中,L和D分別代表葉片半徑r處葉素的升力和阻力,ρ 為空氣密度,Urel為相對入流風(fēng)速,c為葉片半徑r處二維翼型的弦長,dr為葉素的寬度,CL和CD分別為升力系數(shù)和阻力系數(shù),可根據(jù)攻角確定,eL和eD為升力和阻力方向的單位矢量.

圖1 顯示了葉片半徑處二維翼型的速度矢量,其中相對入流風(fēng)速可由下式確定

圖1 二維翼型的速度矢量Fig.1 Velocity vectors of two-dimensional airfoil

式中,Uz和Uθ分別為入流風(fēng)速的軸向速度和切向速度,Ω 為轉(zhuǎn)子角速度.

另外,若直接將致動點上的體積力作用于流場,會造成數(shù)值奇異性,在此采用高斯核函數(shù)進(jìn)行體積力光順投影,光順后的體積力表達(dá)式如下

式中,N為葉片上致動點的數(shù)目,(xi,yi,zi) 表示第i個致動點的位置,di為致動點距離投影點的距離,ε 代表投影的寬度,本文取 ε ≈2Δx[22],Δx為葉片附近的網(wǎng)格尺寸.

1.2 控制方程

本文采用大渦模擬方法,對中性復(fù)雜大氣入流下的海上固定式風(fēng)機(jī)進(jìn)行數(shù)值模擬,空間過濾后的流場的控制方程如下

式中,動量方程右端第一項為修正壓力梯度項,第二項為背景壓力梯度項,用以克服計算域底部表面粗糙度并驅(qū)動大氣湍流的生成,第三項為考慮地球自轉(zhuǎn)的科氏力項,第四項代表溫度引起的浮力項,第五項為流體應(yīng)力張量項,采用“Smagorinsky”亞格子模型封閉,第六項為風(fēng)機(jī)葉片體積力源項,由致動線模型計算得出,在域前模擬階段忽略此項.另外,還需要求解位溫輸運方程以獲得位溫場

式中,熱通量qj由下式計算

式中,Prt為普朗特數(shù),在中性和對流大氣邊界層中取 1/3,關(guān)于控制方程更詳細(xì)的說明可查閱參考文獻(xiàn)[23].對于均勻入流下的風(fēng)機(jī),其流場的控制方程未考慮科氏力項和溫度項的影響,也不需要背景壓力梯度驅(qū)動流體流動,在此不再重復(fù)贅述.

1.3 局部坐標(biāo)系

在本文的結(jié)果分析中,需要對風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子氣動力和力矩以及葉片根部的力和力矩進(jìn)行結(jié)果分析,兩者所采用的坐標(biāo)系不同,在此進(jìn)行簡要說明.

風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子氣動力和力矩采用的是輪轂局部坐標(biāo)系,如圖2(a)所示,其坐標(biāo)原點為轉(zhuǎn)子軸與旋轉(zhuǎn)平面的交點,x軸為沿著輪轂中心線指向下游方向,z軸垂直于輪轂中心線并與葉片具有相同的方位角,y軸根據(jù)右手螺旋定則確定.

圖2 局部坐標(biāo)系示意圖Fig.2 Local coordinate systems

葉片根部的力和力矩基于葉片局部坐標(biāo)系,如圖2(b)所示,其中i代表葉片編號.y軸平行于弦線并指向葉片后緣,z軸為沿著槳距軸指向葉尖,x軸根據(jù)右手螺旋定則確定.另外,兩個局部坐標(biāo)系均會隨著葉片旋轉(zhuǎn).

2 算例設(shè)置

2.1 風(fēng)力機(jī)參數(shù)

本文所采用的研究對象為美國國家可再生能源實驗室(National Renewable Energy Laboratory,NREL)開發(fā)的5 MW 風(fēng)機(jī),其是一種傳統(tǒng)迎風(fēng)向可變槳距和轉(zhuǎn)速的3 葉片風(fēng)力機(jī).該風(fēng)機(jī)的額定風(fēng)速為 1 1.4 m/s,對應(yīng)的額定功率和額定轉(zhuǎn)速分別為5 MW 和12.1 r/min,該風(fēng)機(jī)的主要參數(shù)如下表1 所示,關(guān)于該風(fēng)機(jī)更詳細(xì)的數(shù)據(jù)可參考文獻(xiàn)[24].

表1 NREL 5 MW 風(fēng)機(jī)主要參數(shù)Table 1 Main parameters of NREL 5 MW wind turbine

2.2 大氣入流算例設(shè)置

考慮真實復(fù)雜大氣入流的海上固定式風(fēng)機(jī)數(shù)值模擬需要分兩階段進(jìn)行:域前模擬和主模擬.在域前模擬階段,需要長時間大范圍的依靠底面粗糙度來生成真實的大氣湍流風(fēng)場.如圖3 所示,計算域的四周側(cè)壁均采用周期性邊界條件,以達(dá)到通過減小計算域尺寸降低計算量的目的,計算域頂部設(shè)置為滑移邊界條件,底面采用“Moeng”壁面模型[25],表面粗糙度設(shè)置為0.001,對應(yīng)典型低粗糙度的海面情況.計算域的長度、寬度和高度分別設(shè)置為3000 m×3000 m×1000 m,三個方向的網(wǎng)格分辨率為10 m×10 m×10 m,對應(yīng)的網(wǎng)格數(shù)量為900 萬.輪轂高度處的風(fēng)速設(shè)置為風(fēng)機(jī)的額定風(fēng)速 1 1.4 m/s,入流風(fēng)向設(shè)置為240°(西南方向入流)以避免在周期性邊界條件中同一高度處的渦結(jié)構(gòu)幾乎同時到達(dá)下游邊界時又同時傳入上游邊界時“卡死”現(xiàn)象的出現(xiàn).

圖3 域前模擬計算域及邊界條件(單位:km)Fig.3 Calculation region and boundary conditions of precursor simulation (unit:km)

對于初始位溫的設(shè)置,從底部至700 m 高度設(shè)置300 K 均勻分布,700 m 至800 m 高度設(shè)置逆溫反轉(zhuǎn)層,其中的溫度線性增長到308 K,800 m 至1000 m 高度的溫度以 0 .003 K/m 的速率線性增長.為了使生成的大氣湍流達(dá)到準(zhǔn)平衡態(tài),域前模擬階段的計算時間為19 000 s,計算步長為0.4 s,保留最后1000 s 的計算數(shù)據(jù)作為主模擬階段的輸入.

主模擬階段的計算域和背景網(wǎng)格的分辨率與域前模擬階段相同,但北面和東面?zhèn)缺谶吔缧薷臑榱闾荻冗吔鐥l件以防止下游風(fēng)機(jī)尾流循環(huán)進(jìn)入上游邊界,如圖4 所示.另外,為了更加精確的捕捉風(fēng)機(jī)尾流區(qū)域的流場細(xì)節(jié),對風(fēng)機(jī)附近的區(qū)域進(jìn)行了二級網(wǎng)格加密,加密后風(fēng)機(jī)附近的網(wǎng)格尺寸為2.5 m×2.5 m×2.5 m,總網(wǎng)格數(shù)量約為1400 萬.時間步長的設(shè)置需要滿足CFL 收斂性條件

圖4 主模擬計算域布置 (單位:m)Fig.4 Successor simulation calculation region (unit:m)

式中,U=11.4 m/s,為輪轂高度入流風(fēng)速;R=63 m,為轉(zhuǎn)子半徑;Ω=12.1 r/min,為入流風(fēng)速下的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速;Δx=2.5 m,為風(fēng)機(jī)葉片附近的網(wǎng)格分辨率.代入上式,可得 Δt＜0.031 s,因此,本文的時間步長設(shè)置為0.02 s.計算時長為1000 s,對應(yīng)于域前模擬階段的流場數(shù)據(jù)保存時間,并利用最后350 s 的計算數(shù)據(jù)進(jìn)行結(jié)果分析.本課題組在風(fēng)機(jī)數(shù)值模擬方向具有扎實的研究基礎(chǔ),關(guān)于風(fēng)機(jī)附近網(wǎng)格劃分策略的詳細(xì)細(xì)節(jié)可參考文獻(xiàn)[26-28].

2.3 均勻入流算例設(shè)置

如圖5 所示,均勻入流算例計算域的長度、寬度和高度分別設(shè)置為 1 0D×3D×3D,D為轉(zhuǎn)子直徑126 m.風(fēng)機(jī)距離上游邊界為 2D,同樣,與主模擬做法相一致,背景網(wǎng)格的尺寸為 1 0 m×10 m×10 m,并對風(fēng)機(jī)葉片附近區(qū)域采取二級網(wǎng)格加密策略,加密后的網(wǎng)格尺寸為 2 .5 m×2.5 m×2.5 m,網(wǎng)格數(shù)量約為320 萬.另外,上游邊界為速度入口邊界條件,對應(yīng)于11.4 m/s 的均勻入流,入流風(fēng)向為270°(西側(cè)方向入流),下游邊界為自由流出邊界條件,四周壁面為周期性邊界條件.時間步長為0.02 s,計算時間為400 s,并利用最后350 s 的計算數(shù)據(jù)進(jìn)行結(jié)果分析.

圖5 均勻入流計算域布置Fig.5 Calculation region of uniform inflow

3 結(jié)果分析

3.1 氣動功率

圖6 顯示了計算結(jié)果最后350 s 中性大氣入流和均勻入流下海上固定式風(fēng)機(jī)的功率時歷曲線.可以看出,均勻入流下的轉(zhuǎn)子氣動功率輸出較為穩(wěn)定,但大氣復(fù)雜入流下轉(zhuǎn)子功率輸出變化十分復(fù)雜,轉(zhuǎn)子功率在t=25 s 附近開始存在一個較低值,且持續(xù)時間超過50 s,這是由大氣復(fù)雜入流中的大尺度低速氣流導(dǎo)致.另外,隨著時間的增加,氣動功率值迅速增加至6 MW 附近,在t=90 s 附近又存在較大的下降梯度,隨后又逐漸增加,并在均勻入流風(fēng)機(jī)的氣動功率值附近振蕩.

圖6 功率對比Fig.6 Comparison of rotor power

在數(shù)據(jù)統(tǒng)計特性方面,分別統(tǒng)計了氣動功率的最大值、最小值、平均值、均方根和標(biāo)準(zhǔn)差,如表2所示.可以看出,兩種工況的氣動功率均方根值差異不大,分別為5.22 MW 和5.30 MW,因為氣動功率的均方根值主要由平均風(fēng)速決定,兩種計算工況的平均風(fēng)速均在11.4 m/s 附近.但是,大氣入流中的復(fù)雜湍流會引起氣動功率振蕩幅值的極大增加,進(jìn)而引起標(biāo)準(zhǔn)差的增加,其值約為均勻入流氣動功率標(biāo)準(zhǔn)差的4 倍.

表2 氣動功率統(tǒng)計值Table 2 Aerodynamic power statistics

3.2 軸向推力和偏航力矩

軸向推力和偏航力矩屬于風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子的氣動力和力矩,其局部坐標(biāo)系為輪轂坐標(biāo)系,其中軸向推力沿輪轂坐標(biāo)系x軸,偏航力矩繞z軸.圖7(a) 和圖7(b)分別顯示了大氣入流和均勻入流兩種工況下風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子的軸向推力和偏航力矩對比曲線.與氣動功率輸出類似,均勻入流下風(fēng)機(jī)的軸向推力穩(wěn)定在600 kN 附近,而復(fù)雜大氣入流下的軸向推力輸出無論是變化幅度還是變化梯度均較大,這同樣歸因于復(fù)雜大氣入流下的大尺度湍流來流.

圖7 軸向推力和偏航力矩對比Fig.7 Comparisons of rotor thrust and yaw moment

當(dāng)風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子的其中兩個葉片位于塔架同一側(cè)時會導(dǎo)致盤面受力的橫向不對稱性,并由此產(chǎn)生偏航力矩.因此,即便在均勻入流下,風(fēng)機(jī)偏航力矩也會隨葉片旋轉(zhuǎn)作周期性變化,變化周期對應(yīng)于葉片旋轉(zhuǎn)周期.然而,復(fù)雜大氣入流下的流場擾動會使得風(fēng)機(jī)的偏航力矩隨時間呈現(xiàn)明顯區(qū)別于均勻入流工況的復(fù)雜變化,明顯加劇偏航力矩的周期性變化幅度,并顯著增加其均方根值,如圖7(b)所示.因此,在風(fēng)機(jī)偏航優(yōu)化控制中需重點關(guān)注復(fù)雜大氣入流帶來的不利影響[29].

表3 顯示了兩種入流工況下軸向推力和偏航力矩的統(tǒng)計值.雖然軸向推力的均方根值差異不大,但復(fù)雜大氣入流下的軸向推力標(biāo)準(zhǔn)差與均勻入流相比增大了約53 倍.另外,針對偏航力矩,復(fù)雜大氣入流的流場擾動極大的增加了其幅值,偏航力矩的最大值和最小值分別增加到均勻入流的10 倍和8 倍,并導(dǎo)致均方根和標(biāo)準(zhǔn)差的比值為均勻入流的4.3 倍,相關(guān)文獻(xiàn)[4]也表明復(fù)雜入流下各類結(jié)構(gòu)載荷的標(biāo)準(zhǔn)差值較均勻入流時均有大幅增加.

表3 軸向推力和偏航力矩統(tǒng)計值Table 3 Statistics of rotor thrust and yaw moment

3.3 擺振剪力和彎矩

擺振剪力和彎矩的參考坐標(biāo)系為風(fēng)機(jī)葉片局部坐標(biāo)系,其中擺振剪力沿x軸,擺振彎矩繞y軸.圖8分別顯示了擺振剪力和彎矩的對比曲線由圖8(a)可以看出,均勻入流下葉根部位的擺振剪力隨葉片旋轉(zhuǎn)作周期性變化,變化周期對應(yīng)于葉片旋轉(zhuǎn)周期.另外,大氣入流下的擺振剪力也近似作周期性變化,但是,由于復(fù)雜大氣入流下的高強(qiáng)度湍流結(jié)構(gòu)及速度沿垂向分布的不均勻性,導(dǎo)致擺振剪力的變化幅度較為劇烈且隨機(jī).擺振彎矩主要由擺振剪力引起,兩者的變化趨勢基本一致,在此不再重復(fù)贅述.

圖8 擺振剪力和彎矩對比Fig.8 Comparisons of flapwise shear force and bending moment

表4 給出了擺振剪力和彎矩的統(tǒng)計值,可以看出,復(fù)雜大氣入流和均勻入流工況下擺振剪力和彎矩的均方根值差異不大.但是,由于復(fù)雜大氣入流的流向風(fēng)速在垂向上存在速度梯度,當(dāng)風(fēng)機(jī)葉片旋轉(zhuǎn)至輪轂平面上方時,擺振剪力和彎矩值較均勻入流增大;反之,較均勻入流減小,這導(dǎo)致了擺振剪力和彎矩標(biāo)準(zhǔn)差值的顯著增加.

表4 擺振剪力和彎矩統(tǒng)計值Table 4 Statistics of flapwise shear force and bending moment

3.4 速度云圖

圖9 顯示了復(fù)雜大氣入流下某時刻的流場速度云圖.由圖9(a)可以看出,輪轂高度處的來流速度同時存在大尺度的高速和低速的氣流團(tuán)結(jié)構(gòu),并且在風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)平面處存在明顯的不對稱性,使得偏航力矩振蕩幅值急劇增加.由于風(fēng)機(jī)吸收了入流風(fēng)的能量,導(dǎo)致風(fēng)機(jī)盤面后方的尾流區(qū)域存在明顯的速度損失.本文并未對輪轂進(jìn)行建模,因此在輪轂中心處存在一條狹長的高速氣流,該氣流隨著向下游傳播迅速和低速風(fēng)機(jī)尾流相互摻混.另外,尾流膨脹和蜿蜒效應(yīng)也清晰可見.

圖9 瞬時速度尾流場Fig.9 Instantaneous velocity wake field

圖9(b)展示的是240°入流風(fēng)垂直面的瞬時尾流速度云圖,可以看出,由于海面的阻滯作用,在靠近計算域底部高度處存在著大尺度低速氣流結(jié)構(gòu).另外,在輪轂高度附近存在大尺度低速羽流結(jié)構(gòu),其與計算域底部的大尺度低速氣流團(tuán)相互作用會顯著增加葉片擺振剪力和彎矩的振蕩幅值.在風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)平面下游,可以明顯看出風(fēng)機(jī)尾流與外部大氣之間的摻混作用.但由于海面低粗糙度的作用,使得中性復(fù)雜大氣入流的環(huán)境湍流強(qiáng)度較高地表粗糙度時低,導(dǎo)致風(fēng)機(jī)尾流速度隨下游流向距離恢復(fù)較慢.

3.5 尾渦結(jié)構(gòu)

第三代渦識別方法能夠合理回答渦的六大要素問題,并定量化表示渦的特性.因此,本文采用第三代“Liutex”渦識別方法[30],對中性復(fù)雜大氣入流下海上固定式風(fēng)機(jī)的尾渦結(jié)構(gòu)進(jìn)行可視化識別.根據(jù)圖10 可以看出,由于中性大氣入流的復(fù)雜湍流場,導(dǎo)致在風(fēng)機(jī)上游就已形成多尺度湍流渦結(jié)構(gòu).風(fēng)機(jī)葉片的旋轉(zhuǎn)會誘導(dǎo)出清晰可見的葉尖渦,該葉尖渦與復(fù)雜大氣入流渦結(jié)構(gòu)的相互作用引起葉尖渦的迅速破碎,并與小尺度環(huán)境渦結(jié)構(gòu)相互摻混向下游傳播.另外,風(fēng)機(jī)尾渦的膨脹效應(yīng)也清晰可見.

圖10 尾渦結(jié)構(gòu)(| Liutex|=0.18)Fig.10 Vortex structures (| Liutex|=0.18)

4 結(jié)論

本文采用基于大渦模擬的域前模擬方法,生成了真實環(huán)境下中性大氣邊界層復(fù)雜入流,并利用致動線模型對風(fēng)機(jī)葉片進(jìn)行數(shù)值模擬,定量研究了中性復(fù)雜大氣入流下海上固定式風(fēng)機(jī)的力學(xué)特性響應(yīng),重點分析了風(fēng)機(jī)的氣動性能以及轉(zhuǎn)子和葉片根部的力和力矩,通過與均勻入流工況進(jìn)行對比,得出了以下結(jié)論.

(1)氣動功率的均方根值由平均入流風(fēng)速決定,但是由于中性大氣來流的復(fù)雜性,導(dǎo)致氣動功率輸出振蕩幅值加劇.另外,大氣入流中的大尺度低速氣流團(tuán)使得氣動功率輸出值在較長一段時間內(nèi)過低.

(2)中性大氣復(fù)雜入流使得風(fēng)機(jī)軸向推力的標(biāo)準(zhǔn)差相較與均勻入流急劇增加,風(fēng)機(jī)盤面前的復(fù)雜來流擾動引起偏航力矩最值、均方根值以及標(biāo)準(zhǔn)差值的較大增加.

(3) 中性復(fù)雜大氣入流流向速度沿垂向的梯度、流場的復(fù)雜性以及輪轂高度處大尺度低速羽流結(jié)構(gòu)的共同作用,加劇了葉片根部擺振剪力和彎矩的響應(yīng)幅值和標(biāo)準(zhǔn)差值.

隨著風(fēng)機(jī)逐漸向大型化發(fā)展,復(fù)雜大氣入流會進(jìn)一步惡化風(fēng)機(jī)葉片的入流條件,增加風(fēng)機(jī)葉片的力學(xué)響應(yīng)幅值,并引起標(biāo)準(zhǔn)差值的極大增加.因此,復(fù)雜大氣入流下風(fēng)機(jī)葉片的力學(xué)響應(yīng)特性需得到更加廣泛關(guān)注.