傘形風力機尾流特性及輸出特性研究

劉 東 包道日娜 劉旭江 劉嘉文 吳勝勝 王 鵬 唐 迪

內(nèi)蒙古工業(yè)大學能源與動力工程學院，呼和浩特，010051

0 引言

現(xiàn)階段，對風力機尾流特性的研究主要集中于數(shù)值模擬與實驗測試。在數(shù)值模擬方面，學者們開展了不同運行條件下尾流結構的研究。馬劍龍等[1]研究了不同動態(tài)風速變化對尾跡流場速度分布以及渦量耗散的影響規(guī)律，結果表明，不同風速變化對尾跡速度變化以及中心渦強度最大值的位置會產(chǎn)生影響。張旭耀等[2]研究了剪切來流作用下風力機的尾流特性，結果表明，剪切來流作用下尾流區(qū)軸向速度呈現(xiàn)非對稱性分布，輪轂上方葉尖渦和葉根渦的移動速度大于輪轂下方葉尖渦和葉根渦的移動速度。許昌等[3]基于格子玻爾茲曼方法(Lattice Boltzmann method，LBM)與大渦模擬(large eddy simulation，LES)相結合的方法，研究了復雜地形下風力機的尾流特性。張立茹等[4]對水平軸風力機的三維非定常尾跡流場進行了數(shù)值計算，并進行了尾流擴散特性的研究。除此之外，實驗測試也是研究風力機尾流特性的主要方法之一。劉鑫等[5]采用兩臺激光雷達測量了目標風力機一個月內(nèi)的自由來流風速和尾流廓線。韓玉霞等[6]為研究湍流強度對風力機尾跡速度恢復的影響機理，利用高頻粒子圖像測速儀(particle-image velocimetry，PIV)對均勻來流和格柵來流入流時風力機下游尾流數(shù)據(jù)進行了采集。包道日娜等[7]為研究偏心距風力機的輸出特性，對1.5 kW可變偏心距風力機樣機進行了流場數(shù)值模擬及風洞試驗。

上述有關尾流特性的研究都是針對常規(guī)水平軸風力機的，而由于傘形風力機具有特殊的結構特點，其在運行中的尾流特性以及輸出特性定會與常規(guī)水平軸風力機存在很大區(qū)別。傘形風輪這一概念最早由英國工程師PLATTS等[8]提出，并建立了最早的傘形風力機模型同時對該模型進行了氣動性能測試。隨后CRAWFORD等[9]通過在葉根處進行鉸鏈柔性連接來改變收縮角大小的方法建立了一種新型傘形風力機模型，并分析了不同收縮角工況下傘形風力機的輸出性能。EGUCHI等[10-11]分別構造了不同收縮角工況下的傘形風輪輪轂，對不同收縮角工況下具有柔性材質(zhì)葉片的小型傘形風力機進行了風洞測試。我國學者已對葉根處由柔性鉸鏈連接的傘形風力機結構的安全性展開了一系列研究[12-13]。本課題組設計制造了連桿機構的傘形風力機，并進行了輸出性能及結構安全性等一系列研究[14-18]。上述研究大多注重于傘形風力機的功率輸出特性以及結構安全性研究，但一直以來缺少從尾流特性方面研究傘形風力機的輸出性能，因此對傘形風力機尾流特性及輸出特性進行分析具有很大的研究價值。

為研究傘形風力機風輪收縮角對風力機尾流及功率輸出特性的影響，本文選取5 kW傘形風力機建立模型，分別進行了不同收縮角工況下的數(shù)值模擬與風洞實驗，研究了收縮角對風力機尾流及功率輸出特性的影響，分析了尾流特性及功率輸出特性隨收縮角變化的規(guī)律。

1 傘形風力機

1.1 工作原理及結構設計

為保證分布式微電網(wǎng)系統(tǒng)發(fā)供電平衡，且滿足分布式風力機的輸出功率調(diào)控需求以及在惡劣環(huán)境下安全運行的需求，一種新型的傘形轉子概念被提出。當來流風速低于額定風速時，傘形風力機的下風向結構使風輪能夠實時對風，保持最大輸出功率。當來流風速高于額定風速時，通過調(diào)節(jié)機構使風輪收縮到最佳位置，以保證風力機輸出功率保持在額定范圍內(nèi)。當來流風速達到風力機切出風速時，調(diào)整風輪至最大收縮角工況下，實現(xiàn)對風力機的保護。

傘形風力機由風輪調(diào)節(jié)機構、支撐機構、伺服推桿機構以及發(fā)電機組成，圖1為傘形風力機結構圖。傘形風力機通過對功率信號的實時監(jiān)測，由控制系統(tǒng)發(fā)送指令帶動伺服電機，以實現(xiàn)通過發(fā)電機中空軸的推桿的推拉動作，進而帶動風輪的調(diào)節(jié)機構完成葉片的收縮動作[9]。

明清之際是女性悼亡詩的創(chuàng)作高峰期。單是悼念殉國亡夫，同期女詩人中就有李因《悼亡詩哭介龕》48首、章有湘《哭夫子》4首等佳作，而商景蘭簡短有力的《悼亡》詩卻最受時人稱道。第二首亦是幽咽吞吐：

1.葉片 2.鉸座 3.連桿 4.螺栓 5.小輪轂 6.大輪轂 7.螺紋頂桿 8.推拉盤 9.伺服電機 10.蝸輪蝸桿減速箱 11.電動推桿 12.軸承連接法蘭 13.軸承支座 14.發(fā)電機中空軸 15.風力發(fā)電機本體 16.葉片支架 17.葉片壓板

1.2 傘形收縮角理論計算

目前傘形風力機來流風速與收縮角的對應關系通過風輪掃掠面積與輸出功率的關系進行估算確定。當來流風速為v∞時，傘形風輪改變收縮角后的風輪掃掠面積為

A′=π(Rcosθ)2=Acos2θ

(1)

式中，A′為風輪改變收縮角后的掃掠面積，m2；θ為收縮角，(°)；R為風輪半徑，m；A為風輪未收縮時的掃掠面積，m2。

此時傘形風力機的輸出功率為

(2)

式中，Psc為風輪改變收縮角后的模擬功率，其理論值為5 kW；ρ為空氣密度，取ρ=1.293 kg/m3；Cps為模擬風能利用系數(shù)；Psw為來流風速v∞下風輪未收縮時的模擬功率，W；η為發(fā)電機效率，取η=0.93。

由式(2)可推導出收縮角與來流風速的對應關系，可表示為

(3)

因此，可根據(jù)式(3)得到來流風速高于額定風速時來流風速與理論收縮角的對應關系，如表1所示。

表1 來流風速與收縮角的對應關系

2 數(shù)值計算過程

2.1 風力機建模以及網(wǎng)格劃分

傘形風力機葉片翼型選取NACA63415，風輪直徑5 m，風輪模型按1∶1比例利用SolidWorks軟件建立簡化模型。利用ANSYS CFX軟件對傘形風力機進行尾流特性的模擬，模擬計算域劃分為旋轉域(風輪區(qū)域)與靜止域(流場域)，靜止域入口高度和寬度分布均設置為3D(D為風輪直徑)，入口至風輪旋轉域距離設置2D，風輪旋轉域至出口處距離設置11D。靜止域選取質(zhì)量好、精度高的結構化網(wǎng)格進行劃分，既可提高計算精度，清晰刻畫傘形風力發(fā)電機尾跡流場的變化，又可大幅度減少網(wǎng)格數(shù)量，節(jié)約計算成本。由于風輪機構結構復雜，故旋轉域選取非結構網(wǎng)格進行劃分，圖2所示為靜止域、旋轉域網(wǎng)格劃分結果。

(a)靜止域

2.2 網(wǎng)格無關性驗證

為保證風輪尾部流場結果的可靠性，在0°收縮角工況數(shù)值模擬時比較了103萬、220萬、443萬、700萬、1039萬網(wǎng)格數(shù)下的模擬結果，結果對比如表2所示。由表2可知，當網(wǎng)格數(shù)由103萬增加到700萬時，模擬功率增幅24.8%，當網(wǎng)格數(shù)由700萬增加到1039萬時，模擬功率增幅0.97%，且當網(wǎng)格數(shù)為700萬時，模擬功率與額定功率的偏差率最低(為2.6%)，因此將靜止域網(wǎng)格數(shù)控制在700萬左右。

表2 不同的網(wǎng)格尺寸對應的計算結果

2.3 邊界條件及其他設置

入口設置為速度入口，分別選取11，12，14，17 m/s來流風速及其對應的收縮角進行模擬。出口設置為壓力出口，壁面邊界及葉片等機構均設置為Wall，且近壁面設置為無滑移，圖3所示為計算域邊界條件設置結果。為使各模擬工況均在最佳尖速比下運行，旋轉域設置轉速分別為220，240，280，340 r/min。旋轉域和靜止域交界面設置為interface進行數(shù)據(jù)傳遞，旋轉域與靜止域交界采用瞬態(tài)轉子模型。為滿足傘形風力機流動分離特性及尾流變化特性進行數(shù)值模擬計算的實際需求，本文選取瞬態(tài)計算模型以及SSTk-ω湍流模型進行數(shù)值模擬，瞬態(tài)計算時間步長設定為風輪旋轉1°所用的時間，為得到穩(wěn)定且精確的尾流模型，以風輪旋轉15圈以后的結果進行數(shù)值結果分析。

圖3 計算域邊界條件設置結果

3 數(shù)值模擬結果分析

3.1 模擬功率分析

輸出功率和風能利用系數(shù)是風力機輸出特性最直接的體現(xiàn)，在數(shù)值模擬計算得到風輪扭矩的基礎上，可根據(jù)下式計算出風力機在相應工況下的輸出軸功率：

(4)

式中，P0為風輪的軸功率，W；T為風輪的驅動扭矩，N·m；ω為風輪的角速度，rad/s；n為風輪的轉速，r/min。

此時風力機的輸出功率為

Ps=P0η

(5)

其中，Ps為風力機的模擬功率，當風輪收縮(即存在收縮角)時，Ps=Psc，當風輪未收縮(即收縮角為0°)時，Ps=Psw；發(fā)電機效率η的取值為0.93。

由輸出功率的模擬值可以得到模擬風能利用系數(shù)

(6)

輸出功率既是風力機輸出特性的最直接體現(xiàn)，也是確保風力機能夠穩(wěn)定運行的重要依據(jù)。由傘形風力機的工作原理可知，在超額定風速的工況下，傘形風力機通過增大風輪收縮角度、減小風輪的掃掠面積而實現(xiàn)對輸出功率的有效控制。圖4所示為傘形風力機不同收縮角下的模擬功率，圖5所示為傘形風力機不同收縮角下的模擬風能利用系數(shù)。

圖4 模擬功率隨收縮角變化

圖5 模擬風能利用系數(shù)隨收縮角變化

由圖4可知，在最佳尖速比下，隨著來流風速的增大，轉速增大，傘形收縮角增大，風輪掃掠面積減小，輸出功率模擬值得到有效控制；當收縮角為25°時，模擬功率為5.50 kW，超理論功率10%；當收縮角為44°時，模擬功率為5.16 kW，超理論功率3.2%；當收縮角為58°時，模擬功率為4.69 kW，為理論功率的93.8%，控制效果良好。由圖5可知，當收縮角為44°時，模擬風能利用系數(shù)為理想風能利用系數(shù)的77%左右，表明此時收縮角已對風輪捕風性能產(chǎn)生一定影響；當收縮角為58°時，模擬風能利用系數(shù)僅為理想值的70%左右，這是因為此時風輪掃掠面積持續(xù)減小，導致風能捕獲能力也持續(xù)降低。

3.2 尾流特性分析

由于風輪的旋轉作用，使得風輪后的尾流流場速度分布與風輪前的尾流流場速度分布有很大不同，為研究風輪后不同截面處尾流直徑及尾流速度恢復情況，本文選取傘形風力機分別在0°、25°、44°、58°不同收縮角工況下風輪后1D～10D距離的截面進行研究，并將尾流速度vw和沿尾流方向上的距離y分別用來流風速v∞和風輪直徑D作量綱一處理，圖6為傘形風力機尾流速度分布圖，其中-1D距離是指風輪前1D距離，該處風速即來流風速v∞。

由圖6可知，當來流風速經(jīng)過不同收縮角下的風輪時都有不同程度的速度虧損，且均沿輪轂中心呈對稱分布，在同一截面下尾流速度呈現(xiàn)輪轂中心最小、沿葉片展向方向逐漸增大至來流速度的分布趨勢，這是由于風輪旋轉過程中產(chǎn)生的中心渦、葉尖渦影響導致。隨著收縮角的增大，風輪掃掠面積減小，導致尾流直徑減小，并且尾流影響范圍增大，尾流速度恢復減慢。在0°收縮角、風輪后10D位置處時尾流速度已基本恢復至來流速度，在25°收縮角時尾流速度可恢復至來流速度的90%，在44°、58°收縮角時尾流速度可恢復至來流速度的80%。除此之外，隨著收縮角的增大，傘形風力機速度虧損的最大位置會發(fā)生改變，在0°、25°收縮角時速度虧損的最大位置出現(xiàn)在風輪后2D位置處，在44°、58°收縮角時速度虧損的最大位置出現(xiàn)在風輪后1D位置處。

(a)θ=0°

為研究葉片不同位置后的尾流速度恢復情況隨收縮角的變化趨勢，分別提取葉片相對半徑0.25R(葉根)、0.55R(葉中)、0.95R(葉尖)處軸向尾流速度變化曲線進行分析，圖7所示為葉片不同位置后的尾流速度隨收縮角的變化情況。

(a)θ=0°

由圖7可知，在相同收縮角下0.25R葉根部位的速度虧損最大，而相對半徑為0.95R葉尖截面處的速度虧損最小，且葉尖后的尾流速度最先恢復至來流風速。隨著收縮角的增大，在葉尖、葉中、葉根后的尾流速度都呈現(xiàn)出恢復減慢、速度虧損減小的趨勢，這主要是因為隨著收縮角的增大，風輪掃掠面積減小，風能轉化率降低，所以速度虧損會減小。此外，葉尖、葉根后的尾流速度分布規(guī)律主要是葉尖渦、葉根渦導致的。

3.3 渦量特性分析

渦量反映了流體的旋轉程度，其定義為流體旋轉角速度的2倍，用來描述流場的有旋運動特性。同時渦的形成及脫落是造成風力機效率下降、能量耗散的原因之一，為研究影響傘形風力機輸出特性的原因，本文截取傘形風力機不同收縮角下的渦量云圖進行分析，圖8為不同收縮角下的渦量分布云圖，其中不同顏色代表渦強度。

(a)θ=0°

由圖8可知，當收縮角為0°、25°時，可以在風輪后11D范圍內(nèi)看到葉尖渦與中心渦的形成、發(fā)展及分解的全過程，在上述收縮角工況下傘形風力機的葉尖渦與中心渦向下游發(fā)展，隨著收縮角的增大，中心渦強度增大，影響范圍逐漸增大，葉尖渦強度呈減小趨勢；由于中心渦強度大于葉尖渦強度，因此在上述收縮角工況下傘形風力機葉根處尾流的速度虧損情況比葉尖處尾流的速度虧損情況嚴重；最終葉尖渦與中心渦在風輪后11D范圍內(nèi)全部分解，因此上述工況中傘形風力機在葉根及葉尖處的尾流速度基本恢復至來流風速。當收縮角為44°時，葉尖渦強度持續(xù)減小，而中心渦的強度和影響范圍繼續(xù)增大，葉尖渦在風輪后11D范圍內(nèi)已分解，而中心渦具有持續(xù)延續(xù)的趨勢，這也導致傘形風力機在44°收縮角工況下葉尖處與葉根處的尾流速度恢復情況不一致，僅有葉尖處尾流速度恢復至來流風速。當收縮角為58°時，隨著收縮角的增大，傘形風力機的葉尖渦強度繼續(xù)減小，而此時中心渦強度開始逐漸減小，但中心渦強度依舊大于葉尖渦強度，因此上述工況下傘形風力機葉尖部位與葉根部位的速度虧損情況逐漸得到緩解，但葉根部位速度虧損仍嚴重于葉尖部位速度虧損；由于收縮角的增大使得中心渦的影響范圍繼續(xù)增大，因此在58°收縮角工況下尾流速度恢復最慢，尾流影響范圍最廣；由于收縮角的增大使得葉尖距逐漸減小，葉尖越來越靠近輪轂中心，因此受中心渦的影響，葉尖與葉根部位的尾流速度都未恢復至來流風速。

通過分析不同收縮角工況下傘形風力機渦量的變化可知：隨著收縮角的增大，傘形風力機葉尖渦強度呈減小趨勢，其中心渦強度則呈先增大后減小趨勢，這是因為中心渦的強度受來流風速及葉根處橫截面積等因素影響，在44°收縮角工況前隨著收縮角的增大，葉根處橫截面積變化較小，因此隨著來流風速的增大，傘形風力機的中心渦強度逐漸增大；在44°收縮角工況后葉根處橫截面積隨著收縮角的增大迅速減小，其葉根橫截面積的減小對中心渦強度的影響遠大于風速增加對中心渦強度所帶來的的影響，因此在44°收縮角工況后隨著收縮角的增大，傘形風力機的中心渦強度逐漸減小。中心渦的影響范圍則隨收縮角的增大而持續(xù)增大，由于渦量的傳輸是風力機能量耗散的主要原因之一，因此中心渦傳輸范圍增大也是造成傘形風力機輸出性能下降的因素之一。

4 風洞試驗

4.1 試驗設備

4.1.1風洞介紹

本次測試在位于山東萊蕪的匯豐公司提供的大型多用途回流式風洞中完成，風洞流場品質(zhì)指標符合GJB1179—1991要求建造。風洞試驗選用6 m×6 m×25 m開口試驗段，最大風速可達30 m/s，動力段最大功率450 kW。風洞結構如圖9所示。

圖9 風洞結構簡圖

4.1.2測試樣機及試驗方案

根據(jù)5 kW傘形風力機設計參數(shù)以及設計圖紙對傘形風力機各零部件進行加工組裝，表3所示為傘形風力機設計參數(shù)。測試樣機主要由葉片、發(fā)電機、電動推桿、伺服電機、塔筒等組成，其中發(fā)電機為低速永磁同步發(fā)電機，出廠效率為0.93，對主軸進行了中空處理以便于螺紋頂桿穿過發(fā)電機并與葉片相連，進而實現(xiàn)對收縮角的控制。伺服電機連接伺服電機控制柜，通過控制柜控制葉片的收縮角。圖10所示為傘形風力機測試樣機。

表3 傘形風力機設計參數(shù)

圖10 傘形風力機測試樣機

本次試驗為恒風速試驗，對0°、25°、44°、58°收縮角工況下的傘形風力機進行了來流風速為5～20 m/s的試驗，同時為確保發(fā)電機的安全，應保證其輸出功率不超出額定功率的50%。各工況測試均通過調(diào)整模擬負載電壓使風輪轉速控制在額定轉速220 r/min。

4.2 試驗結果分析

圖11所示為不同收縮角工況下傘形風力機的輸出功率試驗結果。由圖11a可知，在同一來流風速條件下，隨著收縮角的增大，傘形風力機的測試功率呈減小趨勢，可見通過增大收縮角的方式來控制傘形風力機的功率輸出在模擬仿真與實驗測試中都是可行的。隨著來流風速的增大，不同收縮角工況下傘形風力機的測試功率呈現(xiàn)不同的變化情況，當收縮角為0°、25°及44°時，隨著來流風速的增大，轉速增大，傘形風力機的測試功率持續(xù)增大，符合一般風力機輸出功率的變化情況；當收縮角增大至58°時，隨著來流風速的增大，傘形風力機的測試功率先保持增大趨勢，但當來流風速增大到一定值后，測試功率呈先減小后增大的變化趨勢，與水平軸風力機失速曲線變化規(guī)律相一致，這是由于傘形風輪在收縮過程中產(chǎn)生了類似失速的特征導致的。圖11b則反映了不同收縮角工況下傘形風力機的測試風能利用系數(shù)隨來流風速的變化情況。在同一來流風速條件下，隨著收縮角的增大，傘形風力機的測試風能利用系數(shù)逐漸減小，這與通過增大收縮角來降低傘形風力機的風能利用率的設計初衷相一致。隨著來流風速的增大，傘形風力機的測試風能利用系數(shù)呈先增大后減小的變化趨勢，這是由于在收縮角的變化過程中使傘形風力機的尖速比發(fā)生了改變，而尖速比會對風能利用系數(shù)產(chǎn)生進一步影響造成的。

(a)測試功率隨風速變化情況

為更直觀地研究傘形風力機收縮角對輸出性能的影響，從輸出性能測試結果中提取出各來流風速下所對應收縮角的輸出性能結果，如圖12所示。由圖12可知，在0°收縮角工況下，測試功率即為額定功率5 kW；在25°收縮角工況下，收縮角對測試功率的影響較小，測試功率仍維持在5 kW附近；隨著來流風速的增大，當收縮角增大至44°時，由于風輪掃掠面積迅速減小，風輪捕風能力開始急劇下降，測試功率會減小至4.3 kW左右；當收縮角為58°時，測試功率減小至1.8 kW左右。同時，測試風能利用系數(shù)也隨著收縮角的增大急劇減小。由風洞測試曲線可直觀地體現(xiàn)出傘形風力機收縮角對風力機輸出功率控制的可行性以及風力機大風限速的有效性。

圖12 各風速下對應收縮角輸出性能測試結果

5 結論

(1)通過數(shù)值模擬探究不同收縮角工況下傘形風力機的尾流變化特性可知，隨著傘形收縮角的增大，傘形風力機尾流的速度虧損程度呈減弱趨勢；同時隨著收縮角的增大，尾流直徑減小，尾流影響范圍增大，這主要是由于掃掠面積減小導致的。在相同收縮角工況下，不同相對半徑截面處的尾流速度變化情況不同，整體呈現(xiàn)出如下變化特點：相對半徑為0.95R(R為風輪半徑)截面處(葉尖部位)速度虧損程度最低，尾流恢復最快；相對半徑為0.55R截面處(葉中部位)次之；相對半徑為0.25R截面處(葉根部位)速度虧損程度最高，尾流恢復最慢。

(2)通過數(shù)值模擬探究不同收縮角工況下傘形風力機的渦量分布特性可知，隨著收縮角的增大，傘形風力機的葉尖渦強度呈逐漸減小趨勢，中心渦則呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢，在44°收縮角工況下中心渦強度達到最大值，隨著收縮角的增大，中心渦強度減小，但是中心渦影響范圍增大，這也是造成尾流速度虧損范圍增大的主要原因。

(3)通過風洞試驗對不同收縮角工況下傘形風力機的輸出功率測試可知，在試驗條件下，當來流風速超過額定風速時，傘形風力機通過增大收縮角來控制功率輸出具備可行性。并且隨著來流風速的增大，不同收縮角工況下測試功率也逐漸增大，隨著收縮角的增大，傘形風力機測試功率明顯減小，測試風能利用系數(shù)也急劇減小，驗證了傘形風力機葉片收縮角對功率控制的有效性。