三種流動控制方法對H型垂直軸風力機性能影響的對比分析

摘 要：采用數(shù)值模擬的方法，分別以基于NACA0021和NACA0018翼型表面帶吸氣縫葉片的升力型垂直軸風力機為二維、三維研究對象，研究葉片表面施加吸氣對提高升力型（H型）垂直軸風力機葉片做功性能的效果。通過開展二維模擬研究，探究多吸氣縫在葉片吸力面上的位置對垂直軸風力機氣動性能的影響，并對比研究吸氣和吹氣這兩種常用的主動流動控制方法提升垂直軸風力機風能利用凈效率的區(qū)別。在此基礎(chǔ)上，對葉片表面采用吸氣控制的垂直軸風力機進行三維數(shù)值模擬分析，并將其獲能特性與采用波浪前緣葉片即被動流動控制后的垂直軸風力機的性能進行了比較。結(jié)果表明，當多吸氣縫位置位于距離葉片前緣10%～15%弦長區(qū)域范圍內(nèi)時，能最好地抑制垂直軸風力機葉片表面的流動分離，改善葉片的氣動性能。與吹氣控制方法相比，葉片表面采用吸氣控制后的風力機的風能利用凈效率在全葉尖速比下的增幅更加明顯；而與波浪前緣控制方法相比，采用吸氣控制后風力機風能利用凈效率在低尖速比下提升效果更為顯著，最大提升幅度可達到140%。該文研究結(jié)果表明吸氣方式可使垂直軸風力機的效率在較大的運行工況內(nèi)都有明顯提高，與吹氣和波浪前緣的方法相比在提升風力機氣動性能效果方面更為顯著，因此也更具工程應(yīng)用的潛力和優(yōu)勢。

關(guān)鍵詞：數(shù)值模擬；垂直軸風力機；流動控制；吸氣；氣動性能

中圖分類號：TK83 文獻標志碼：A

0 引 言

風力機在運行過程中由于來流條件異常復(fù)雜且葉片攻角不斷變化，導(dǎo)致風力機葉片易處在失速狀態(tài)中。葉片氣動性能的下降直接導(dǎo)致風力機風能利用率降低，因此很多學(xué)者將目光聚集在如何有效減少葉片表面流動分離、抑制或延緩動態(tài)失速等研究上［1］，眾多流動控制方法也因此被提出。Ismail等［2］創(chuàng)造性的提出一種格尼襟翼加內(nèi)向半圓形小凹槽相結(jié)合的被動控制方法，并將該裝置安裝在NACA0015葉片的壓力面，模擬結(jié)果顯示該垂直軸風力機運行一個周期內(nèi)的平均切向力可提高40%；季康等［3］基于NACA0012翼型提出應(yīng)用在垂直軸風力機上的兩種尾緣襟翼的主動控制策略，通過改變襟翼擺動方位角的不同，來達到抑制尾流渦的分離、延緩動態(tài)失速和降低氣動力劇烈波動變化幅度的目的；Sobhani等［4］研究發(fā)現(xiàn)當在NACA0021葉片的壓力面前緣開設(shè)直徑為8%弦長的圓形凹槽時可使壓力面流體的流速降低，壓力側(cè)的壓力變大，該垂直軸風力機的風能利用率在最佳葉尖速比（[λ=2.6]）下可提升18%；鐘駿薇等［5］在NACA0018葉片前緣設(shè)置離體微小圓柱，模擬結(jié)果表明，小圓柱上脫落的反向漩渦不斷將動能傳遞到邊界層并可有效減輕失速和性能參數(shù)波動現(xiàn)象，葉片的平均切向力系數(shù)在尖速比為2時可提升42.1%；閆妍等［6］提出帶波狀前緣葉片的垂直軸風力機，模擬結(jié)果顯示，波狀前緣對原始垂直軸風力機氣動性能的提升效果體現(xiàn)在低尖速比范圍內(nèi)，且在葉尖速比為1.5時的提升比例最大，而到了高尖速比幾乎無積極作用。

20世紀50年代，Dannenberg等［7］通過實驗研究表明，吸氣可主動改變翼型表面的壓力分布，從而改善翼型的氣動性能參數(shù)。但在實驗條件下，尤其是添加邊界層吸氣控制后，會較難地對敏感的、小尺度的流動結(jié)構(gòu)進行精細的測量，同時增加整體流動的復(fù)雜性，并進一步增加實驗誤差的可能性。此外，為了確定主動流動控制設(shè)計的最佳性能參數(shù)所必需的廣泛的重復(fù)實驗，必然代價昂貴。而計算流體力學(xué)方法在邊界層吸氣相關(guān)問題的研究也是方興未艾，在大部分情況下，數(shù)值模擬相比實驗更經(jīng)濟、實用和系統(tǒng)，可為控制機理提供更深入的認知，并可能導(dǎo)致不為人熟知的流動現(xiàn)象被發(fā)現(xiàn)，將邊界層流動控制方法應(yīng)用到風力機的研究是近幾年的一大熱點。羅帥等［8］針對垂直軸風力機采用數(shù)值模擬的方法提出3種吸氣控制策略，結(jié)果表明：在低葉尖速比下可較好地控制動態(tài)尾跡效應(yīng)，降低整機轉(zhuǎn)矩波動振幅，從而提高氣動效率且延長風力機使用壽命；Atzori等［9］通過LES大渦模擬方法研究在20萬雷諾數(shù)時均勻吸氣對NACA4412翼型氣動效率的影響，研究發(fā)現(xiàn)，在吸力側(cè)施加均勻吸氣會提高該翼型的升阻比；張玲等［10］將多段吸氣施加在NACA0015三維葉片上，研究表明，吸氣使得葉片吸力面產(chǎn)生均勻負壓區(qū)，葉片升力提升約60%；Rezaeiha等［11］在單葉片垂直軸風力機葉片下表面添加吸氣口進行研究，結(jié)果表明吸氣口需沿著層流分離泡弦向延伸，最好朝向分離泡的下游端，可有效抑制氣動載荷波動，風力機功率系數(shù)也顯著提高；孫槿靜等［12］模擬在三葉片垂直軸風力機上下表面施加吸氣控制，考慮到吸氣能耗的情況下，葉片各迎角存在最優(yōu)吸氣動量；最佳尖速比由原始2.64變?yōu)?.33，在較大的尖速比下，修正后的功率系數(shù)隨動量系數(shù)進一步增加而減小；孫曉晶等［13］將聯(lián)合射流運用到NACA0015葉片上，結(jié)果顯示與原始垂直軸風力機相比，在葉尖速比為0.8、1和1.25時該垂直軸風力機的凈風能利用率可分別提升170%、120%和17%；Sasson等［14］通過實驗研究在NACA0012葉片前緣開設(shè)寬度為0.3%弦長的吹氣槽，結(jié)果表明，在吹氣動量系數(shù)為0.6時可使該垂直軸風力機的凈風能利用率得到最大的提升；Yen等［15］通過實驗研究驗證在NACA0020葉片上開設(shè)合成射流槽可有效抑制低尖速比下該垂直軸風力機葉面的流動分離。以上研究中采用的雷諾數(shù)及風力機參數(shù)各不相同，因此很難對這些不同流動控制方法的優(yōu)劣進行有效對比，這也是目前研究中的不足之一。

針對這一問題，本文首先研究葉片前緣施加多吸氣縫對H型垂直軸風力機氣動特性與繞流場的影響；接著，對比分析葉片前緣施加吸氣和吹氣兩種主動流動控制方法在提升H型垂直軸風力機風能利用率的效果和能耗等方面的差異；最后；在三維模擬的基礎(chǔ)上探究采用主動控制方法（前緣吸氣）和被動控制方法（波狀前緣）改善H型垂直軸風力機氣動性能的效果差別。

1 帶吸氣縫的H型垂直軸風力機性能的二維數(shù)值模擬研究

1.1 幾何模型

葉片翼型采用H型垂直軸風力機常用的NACA0021和NACA0018。參考Mohammadi等［16］和朱海天等［17］提出的帶吹氣槽風力機葉片的形式，并根據(jù)H型垂直軸風力機葉片運行一圈內(nèi)其處于吸力側(cè)與壓力側(cè)的兩個表面會產(chǎn)生交替變化的特點，從而設(shè)計了如圖1所示的表面兩側(cè)對稱開有狹窄吸氣縫隙的H型垂直軸風力機葉片模型。在葉片內(nèi)部安裝微型抽氣泵可連續(xù)地將葉片表面邊界層中的低能流體通過吸氣縫吸入泵腔后，再從排氣口排出。

1.2 帶吸氣縫的H型垂直軸風力機模擬準確性驗證

首先對采用CFD方法模擬H型垂直軸風力機性能的準確性和可靠性進行驗證。采用Castelli等［18］的H型垂直軸風力機實驗?zāi)Ｐ瓦M行數(shù)值模擬，并將計算結(jié)果與其在位于博維薩的米蘭理工大學(xué)的低湍流風洞（測試段尺寸：4000 mm×3840 mm）中測試得到的實驗數(shù)據(jù)進行對比。該實驗中采用的風力機風輪的主要幾何參數(shù)和工況條件如表1所示［18］，可看到，該風輪葉片的展弦比（葉片弦長與葉片展長之比）達到16.97，有文獻［19］表明，當H型垂直軸風力機葉片的展弦比大于10時，葉片附近的三維流動特征不顯著，除葉片兩端附近，其余葉片表面具有顯著的二維流動特征，因此對風力機分別進行二維和三維數(shù)值模擬得到的轉(zhuǎn)矩系數(shù)的差別較?。╨t;6%），可將三維流場簡化為二維流場。故本文對該葉片采用NACA0021翼型的H型垂直軸風力機的研究均采用二維非定常數(shù)值模擬以節(jié)省計算時間和資源。

圖2為數(shù)值模擬中所采用的方形計算域，來流進、出口邊界條件分別設(shè)置為速度進口和壓力出口，且與轉(zhuǎn)子中心的距離分別為轉(zhuǎn)子直徑（[D]）的40倍和60倍；上、下邊界為對稱邊界條件，且與轉(zhuǎn)子中心的距離為轉(zhuǎn)子直徑的40倍；因此計算域足夠大以減小邊界對計算結(jié)果的影響。風力機轉(zhuǎn)子葉片表面為無滑移壁面條件。采用滑移網(wǎng)格技術(shù)模擬風力機轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)過程中葉片周圍流場隨時間的變化規(guī)律，將圖2中含轉(zhuǎn)子的圓形區(qū)域為旋轉(zhuǎn)域，其直徑為轉(zhuǎn)子直徑的兩倍；圓形外的區(qū)域為靜止域，旋轉(zhuǎn)域與靜止域之間設(shè)置交界面來實現(xiàn)兩者間的數(shù)據(jù)交換。

采用軟件對計算域進行網(wǎng)格劃分，生成的網(wǎng)格如圖3所示。以NACA0021翼型為起始位置向外拓86層的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，以確保具有較好的正交性，網(wǎng)格的增長比為1.05，并對邊界層網(wǎng)格進行加密以使得[y+lt;1]。其余區(qū)域均采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，且非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格和結(jié)構(gòu)網(wǎng)格之間保證良好的過渡性，以獲得較高的模擬精度。此外，采用了網(wǎng)格量分別為7萬、15萬和30萬的網(wǎng)格進行無關(guān)性驗證來確定最佳的網(wǎng)格數(shù)量。如表2所示的結(jié)果表明：當尖速比為2.64時，采用15萬和30萬網(wǎng)格計算得到的轉(zhuǎn)子的風能利用率比較接近，表明網(wǎng)格量達到15萬后再增加網(wǎng)格量對計算結(jié)果影響不大，故采用該套網(wǎng)格進行二維H型垂直軸風力機的數(shù)值模擬。

選擇轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)0.5°所需的時間作為一個時間步長，每個算例計算時間長度至少取15個轉(zhuǎn)動周期，當監(jiān)測的風力機轉(zhuǎn)矩系數(shù)周期性變化穩(wěn)定后認為計算收斂，并采用最后3個周期的轉(zhuǎn)矩系數(shù)的平均值作為最終結(jié)果。

圖4為分別采用[k-ε]Realizable和[k-ω]SST兩種湍流模型計算得到的該風力機風能利用率隨葉尖速比的變化曲線與其他文獻中模擬結(jié)果的對比?？煽闯觯捎肹k-ε]Realizable模型計算得到風能利用率整體上更接近實驗數(shù)據(jù)，且前人的研究也表明[k-ε]Realizable模型在模擬旋轉(zhuǎn)機械性能方面得到較好的結(jié)果，因此廣泛的用于風力機氣動性能的數(shù)值模擬中［20］。本文在后續(xù)的H型垂直軸風力機的二維模擬研究中均采用[k-ε]Realizable湍流模型。

1.3 多吸氣縫對垂直軸風力機氣動性能的影響

在工程中風力機經(jīng)常運行在惡劣的環(huán)境中，受到如風沙、暴雨或鹽霧的影響。此外，長時間的運行葉片表面也易堆積較多的灰塵。在這些因素的作用下開設(shè)單條大寬度吸氣縫就極易被堵塞，甚至可能會因此使得風力機性能降低。因此在葉片表面開設(shè)多條狹窄吸氣縫在風力機實際運行環(huán)境中則更具可行性。本文對葉片表面設(shè)置3條寬度為1%c吸氣縫（總吸氣寬度為3%c）的垂直軸風力機進行模擬，分別將3條吸氣縫集中排布在距離葉片前緣距離從近到遠依次為10%c～15%c、20%c～25%c、30%c～35%c、35%c～40%c和70%c～75%c的5個區(qū)域內(nèi)，示意圖如圖5所示，探究多條吸氣縫在葉片表面位置對其氣動性能的影響。圖6為當吸氣縫均采用動量系數(shù)[Cμ]為0.02進行吸氣時計算得到的不同排布下垂直軸風力機風能利用凈效率隨葉尖速比變化曲線的對比結(jié)果。

可看出，中低葉尖速比（1.44～2.04）范圍內(nèi)，在靠近葉片前緣的區(qū)域（[10%c～15%c]）內(nèi)布局吸氣縫對減緩風力機葉片表面流動分離，改善其氣動性能效果最為顯著，與原始風力機相比，采用葉片表面吸氣后風力機的風能利用率提高的最大幅度可達到370.7%；隨著吸氣縫位置遠離葉片前緣，風能利用率提升的幅度逐漸降低，尤其在高尖速比下，此時葉片攻角較小，表面流動相對穩(wěn)定，吸氣對其氣動性能的改善作用變得不再明顯。此外，在相同動量系數(shù)下，單個[3%c]吸氣縫與3條[1%c]吸氣縫對風力機轉(zhuǎn)矩提升比例的幅度一致。因此，在實際應(yīng)用中可將多條寬度較小的吸氣縫布局在靠近風力機葉片前緣處。

升力型垂直軸風力機相位角的定義如圖7所示，分別以虛/實線葉片為轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)的起始/終止位置，兩個位置之間的夾角為相位角。圖8a～圖8c為在葉尖速比為1.44、2.64和3.30時，原始與距離葉片前緣10%c～15%c范圍內(nèi)帶多吸氣縫葉片在90°、120°和150°這3個相位角下周圍速度流場的對比。如圖8a所示，在低葉尖速比1.44下，在該時間段內(nèi)原始葉片始終存在能覆蓋整個吸力面的低速渦結(jié)構(gòu)，并隨著相位角的增大，葉片表面渦結(jié)構(gòu)經(jīng)歷著變大、脫落和再生成的過程。而在葉片前緣施加多吸氣縫控制之后，可明顯看到渦結(jié)構(gòu)的演化已被抑制住了，僅在葉片尾緣處存在兩個渦結(jié)構(gòu)。這也解釋了葉片表面的大分離流動導(dǎo)致了垂直軸風力機

在低葉尖速比風能利用率低。如圖8b所示，在最佳葉尖速比2.64下，風力機旋轉(zhuǎn)至90°～150°相位角范圍內(nèi)時，原始葉片尾緣存在兩個隨相位角增大而增大的渦結(jié)構(gòu)。而在葉片前緣施加多吸氣縫控制之后，附著流占據(jù)葉片吸力面的大部分區(qū)域，僅有微小的渦結(jié)構(gòu)在葉片尾部存留。如圖8c所示，在高尖速比3.3下，原始風力機轉(zhuǎn)子在旋轉(zhuǎn)一個周期內(nèi)基本都處于流體附著葉片表面的狀態(tài)，某些相位角下（120°～150°）會在葉片尾緣生成微小的渦結(jié)構(gòu)。雖然在距離葉片前緣10%c～15%c范圍內(nèi)施加多吸氣縫進行控制，但在120°和150°相位角處可看出，即使是前緣吸氣也會對葉片的尾緣處的流動分離產(chǎn)生積極的影響。

此外，所有葉尖速比下風力機葉片的速度流線圖中可注意到，施加吸氣后葉片吸力面前緣附近流體的流速增加，這也導(dǎo)致了該區(qū)域內(nèi)壓力降低，增大了壓力面和吸力面的壓力差，從而提升了垂直軸風力機的氣動性能。

1.4 吸氣和吹氣方法對垂直軸風力機氣動性能影響的對比分析

本節(jié)主要針對施加吸氣和吹氣這兩種常用流動控制方法對于垂直軸風力機氣動性能的影響進行了對比分析，參考了Müller-Vahl等［21］做NACA0018動態(tài)失速實驗時吹氣槽的位置，選擇5%c；參考了Kim等［22］和Kang等［23］研究吹氣槽角度影響的結(jié)論，選擇吹氣角度與水平線夾角為30°，同時也幾乎是與葉片表面相切，具體該吹氣槽的結(jié)構(gòu)如圖9所示。吸氣縫的位置依據(jù)上文多吸氣縫研究的結(jié)論，選擇12%c，NACA0021葉片吸力面和壓力面開設(shè)相同的吹氣槽/吸氣縫，轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)一個周期內(nèi)始終保持處于吸力面一側(cè)吹/吸氣。

圖10為垂直軸風力機葉片前緣分別施加吸氣和吹氣流動控制方法后計算得到的風能利用凈效率隨葉尖速比變化的結(jié)果。從圖中可看出與原始風力機相比，在大部分葉尖速比范圍內(nèi)帶前緣吸氣風力機的風能利用凈效率均有提升，尤其在1.44～2.33葉尖速比之間提升最為明顯。由于吸氣在低葉尖速比下具有良好的流動控制效果，有效地抑制了流動分離延緩葉片動態(tài)失速的發(fā)生，因此2.04葉尖速比成為了帶前緣吸氣的風力機的最佳尖速比。而帶前緣吹氣風力機的風

能利用凈效率隨葉尖速比的變化規(guī)律并未改變原始風力機風能利用率曲線的走向，最佳葉尖速比依然為2.64。且只在1.44～2.04葉尖速比范圍內(nèi)施加吹氣對原始風力機氣動性能起積極作用，而到了更高葉尖速比時其凈效率相比原始值有所降低。通過以上兩種流動控制方法對垂直軸風力機風能利用凈效率提升效果的對比，發(fā)現(xiàn)前緣吸氣相比吹氣更易使得垂直軸風力機的氣動性能得到較大的改善。因此認為在現(xiàn)實工程應(yīng)用中，吸氣方法要比吹氣方法更具有優(yōu)越性和實際操作價值。

圖11a～圖11c為1.44、2.33和2.64葉尖速比下葉片前緣施加吸氣、吹氣和原始垂直軸風力機旋轉(zhuǎn)一個周期內(nèi)的轉(zhuǎn)矩系數(shù)隨相位角變化曲線的對比。與原始垂直軸風力機的轉(zhuǎn)矩系數(shù)相比，葉尖速比為1.44時，施加吸氣后風力機的轉(zhuǎn)矩系數(shù)在各個相位下都能得到較大的提升，且其轉(zhuǎn)矩系數(shù)的極值從原始值0.21增加到0.33；而施加吹氣后垂直軸風力機的轉(zhuǎn)矩系數(shù)在60°～90°、180°～210°和300°～330°這3個相位區(qū)間有所降低，在其他相位區(qū)間則會有所提升。葉尖速比為2.33時，施加吸氣后垂直軸風力機的轉(zhuǎn)矩系數(shù)在大部分相位下都能有所提升，平均轉(zhuǎn)矩系數(shù)增大了約一倍；而施加吹氣后垂直軸風力機的轉(zhuǎn)矩系數(shù)與原始值幾乎持平。當葉尖速比增加到2.64時，施加吸氣后的垂直軸風力機的轉(zhuǎn)矩系數(shù)的提升幅度減??；而施加吹氣后垂直軸風力機的轉(zhuǎn)矩系數(shù)的極值從原始0.23降到0.21。

圖12a和圖12b分別為1.44和2.64葉尖速比下在不同相位角時，帶前緣吸氣和吹氣的垂直軸風力機葉片周圍速度流場的對比。當葉尖速比為1.44時，相比圖8a原始風力機葉片的流線，帶前緣吸氣的葉片運行在90°～120°相位區(qū)間內(nèi)使得葉片前緣部分分離流實現(xiàn)重新附著，且此時渦脫落的現(xiàn)象消失，僅在葉片尾緣存在兩個隨著相位角增大而增大的渦結(jié)構(gòu)。隨著相位角增大到150°，前緣吸氣已無法抑制流動分離，葉片尾緣的渦結(jié)構(gòu)在此時演化為一個尾緣渦和一個主分離渦。而帶前緣吹氣的葉片運行在90°相位角下其主分離渦變小，但尾緣渦變大且流速變快，導(dǎo)致葉片阻力增大，這解釋了圖11a中帶前緣吹氣的風力機的轉(zhuǎn)矩系數(shù)下降的原因。到120°相位角時，尾緣渦持續(xù)存在但該渦的面積減小。旋轉(zhuǎn)到150°相位角時，葉片吸力面上的主分離渦脫落，只在尾緣處存在一個渦結(jié)構(gòu)。當葉尖速比為2.64時，相比圖8b原始風力機葉片的流線，帶前緣吸氣葉片運行在90°～150°相位區(qū)間內(nèi)葉片尾緣處的分離渦面積減小，流體幾乎全部附著葉片吸力面，所以在90°～150°相位區(qū)間內(nèi)該風力機的轉(zhuǎn)矩系數(shù)得到較大的提升。而帶前緣吹氣的葉片運行在90°相位角下尾緣渦略微變大，從圖11c也可看出此相位下風力機轉(zhuǎn)矩系數(shù)有所下降，在120°和150°相位下前緣吹氣對葉片周圍的流場幾乎無影響，且風力機的轉(zhuǎn)矩系數(shù)與原始值也保持一致。

2 帶吸氣縫的H型垂直軸風力機性能的三維數(shù)值模擬研究

2.1 H型垂直軸風力機準確性驗證

采用Balduzzi等［24］的垂直軸風力機進行三維建模，該風力機的實驗數(shù)據(jù)是在意大利一個大型開放式噴氣風洞測試的，且文獻［6，25-26］采用過此實驗進行相關(guān)模擬研究。該風力機的網(wǎng)格劃分與上一節(jié)相類似，如圖13所示，參考閆妍等［6］研究帶波狀前緣風力機時所采用的0.4 m葉片展長，且設(shè)置展向邊界為周期性邊界條件，轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)一圈為2100個時間步，其余具體參數(shù)可參考Balduzzi等［24］和閆妍等［6］。

為消除網(wǎng)格數(shù)量導(dǎo)致的計算誤差，采用網(wǎng)格量分別為250萬、500萬和1000萬的網(wǎng)格進行無關(guān)性驗證來確定最佳的網(wǎng)格數(shù)量。如表4所示的結(jié)果表明：當尖速比為2時，采用500萬和1000萬網(wǎng)格計算得到的轉(zhuǎn)子的風能利用率比較接近，表明網(wǎng)格量達到500萬后再增加網(wǎng)格量對計算結(jié)果影響不大，故采用該套網(wǎng)格進行三維H型垂直軸風力機的數(shù)值模擬。圖14為數(shù)值模擬和實驗得到的風能利用率隨葉尖速比變化曲線的對比?？煽吹剑啾菳alduzzi等［24］的模擬結(jié)果，本數(shù)值模擬結(jié)果能準確地預(yù)測出該垂直軸風力機的風能利用率隨葉尖速比變化的趨勢，因此本數(shù)值模擬結(jié)果是可信的。

2.2 吸氣和波浪前緣對垂直軸風力機氣動性能影響的對比分析

圖15為原始與帶前緣吸氣垂直軸風力機計算得到的風能利用凈效率（CP，net）隨葉尖速比（λ）變化曲線的對比，吸氣縫的位置和寬度設(shè)置與2.1相同。可看出，當NACA0018葉片前緣施加吸氣控制后，在葉尖速比1.0～3.5范圍內(nèi)該垂直軸風力機的風能利用凈效率都有較大的提升。尤其當風力機在低葉尖速比運行時，由于此時風力機葉片幾乎處在深度失速狀態(tài)，因此施加流動控制會導(dǎo)致風力機的風能利用凈效率顯著增加。此外，還觀察到帶吸氣風力機的最佳葉尖速比由原始值2.5變?yōu)?.5，最大風能利用凈效率由原始值0.25變?yōu)?.45。施加前緣吸氣后風力機風能利用凈效率的具體提升比例數(shù)據(jù)可見表5，且為了對比研究吸氣和波浪前緣對H型垂直軸風力機氣動性能的影響，表5中還包含閆妍等［6］在相同垂直軸風力機下研究施加波浪前緣后其風能利用凈效率與閆妍等［6］模擬的原始值相比的提升比例?？煽闯?，吸氣和波浪前緣這兩種流動控制方法在原理上都是通過抑制流動分離來改善垂直軸風力機的氣動性能，所以在低葉尖速比時該兩種方法均使得垂直軸風力機的風能利用凈效率得到較大提升。其中，吸氣通過縫隙吸入分離層內(nèi)的低能流體，使流體再附葉片表面；波浪前緣利用其生成的流向渦，促進了葉片邊界層內(nèi)流體與主流間的能量交換，從而減小邊界層損失，幾乎所有葉尖速比下，吸氣方法在抑制流動分離方面較波浪前緣具有明顯的優(yōu)勢。葉尖速比1.5時，采用吸氣時垂直軸風力機的風能利用凈效率的提升比例約為采用波浪前緣時的12倍。葉尖速比3.5時，由于吸氣作為主動控制方法需一定的能量消耗，所以出現(xiàn)了風能利用凈效率的增加比例為負的情況。

圖16為在葉尖速比是2.0和2.5下不同相位角時，原始與帶前緣吸氣垂直軸風力機周圍渦云圖的對比。當葉尖速比為2.0時，相位角90°下，原始風力機的葉片①尾緣處出現(xiàn)分離，葉片②存在渦脫落的現(xiàn)象；施加吸氣后風力機的葉片①尾緣處流體重新附著，葉片②渦脫落的現(xiàn)象消失。相位角120°下，原始風力機的葉片①吸力面生成了一個前緣渦和尾緣渦；施加吸氣后葉片①上的兩處渦結(jié)構(gòu)消失，只在葉片尾緣處存在小的分離層。相位角150°下，原始風力機的葉片①吸力面上生成了一個占據(jù)其整個表面的渦結(jié)構(gòu)，并在尾緣處存在渦脫落的現(xiàn)象；施加吸氣后附著流占據(jù)葉片①表面一半以上。吸氣控制通過局部能量輸入，將低能流體吸入壁面內(nèi)部，使流體再附葉片表面，減小邊界層大范圍分離造成的損失。當葉尖速比為2.5時，發(fā)現(xiàn)風力機運行期間葉片表面不再有明顯的分離流動，只在90°～150°相位區(qū)間葉片吸力面尾緣存在小的分離層；施加吸氣后葉片尾緣的分離層較小或消失。除此之外，還觀察到吸氣使得原始風力機3個葉片的尾跡長度變短，這有利于風力機氣動性能的改善。綜上，垂直軸風力機的葉片在90°～180°相位范圍內(nèi)運行時常發(fā)生流動分離和渦脫落現(xiàn)象，它們的存在會導(dǎo)致風力機氣動性能的驟降。在葉片前緣施加吸氣流動控制方法后，從而抑制前緣渦的形成與發(fā)展，減弱因小渦聚集成大渦而造成的劇烈流動分離程度，渦脫落現(xiàn)象消失，葉片切向力大幅增加，因此風力機的轉(zhuǎn)矩顯著提升。

3 結(jié) 論

采用計算流體力學(xué)方法對基于NACA0021和NACA0018葉片的H型垂直軸風力機分別進行了二維和三維模擬，并對比了對應(yīng)的實驗結(jié)果以證明計算方法的可靠性。首先分析了多吸氣縫位置對二維垂直軸風力機氣動性能的影響，其次在二維和三維的基礎(chǔ)上分別對比研究吸氣和吹氣、吸氣和波浪前緣對垂直軸風力機轉(zhuǎn)矩及風能利用率的影響。得出的主要結(jié)論如下：

1）在動量系數(shù)[Cm=0.02]下，多吸氣縫不同布局位置對垂直軸風力機的風能利用凈效率影響的結(jié)果顯示，距離葉片前緣10%～15%弦長處為最佳吸氣區(qū)域。單吸氣縫寬度對垂直軸風力機氣動性能影響的結(jié)果顯示，風力機的風能利用率隨吸氣縫寬度的增加而增加，但較大的吸氣縫寬度會導(dǎo)致諸多問題，因此在實際應(yīng)用中可考慮多吸氣縫的布局方式。

2）單吸氣動量系數(shù)（[Cm=0.02]）與多吹氣動量系數(shù)（[Cm=0.01]、0.02和0.03）對垂直軸風力機風能利用凈效率的對比結(jié)果顯示，在全尖速比內(nèi)吸氣的控制效果都要遠優(yōu)于吹氣。兩個葉尖速比下的速度流線圖顯示，低葉尖速比時，施加吹氣后葉片表面渦脫落頻率較吸氣要高；高葉尖速比時，施加吹氣后葉片尾部依舊存在較大的尾緣渦。

3）帶前緣吸氣與波浪前緣垂直軸風力機的風能利用凈效率的對比結(jié)果顯示，相比波浪前緣，采用吸氣提升垂直軸風力機轉(zhuǎn)矩的幅度更大，且有效抑制了葉片表面渦的生成和脫落。

4）吸氣、吹氣和波浪前緣均是通過抑制葉片表面流動分離和減少渦的演化及脫落提升風力機氣動性能的流動控制方法，而垂直軸風力機在低葉尖速比運行時常處于失速狀態(tài)，因此在低葉尖速比下施加該3種流動控制后垂直軸風力機轉(zhuǎn)矩的增幅要遠高于高葉尖速比。

5）從流動控制機理上看，吸氣通過縫隙吸入分離層內(nèi)的低能流體，抑制前緣渦的產(chǎn)生，使流體再附葉片表面；吹氣通過縫隙向分離層內(nèi)注入能量流體，兩者相互參混，破壞分離渦的結(jié)構(gòu)；波浪前緣利用其生成的流向渦，促進了葉片邊界層內(nèi)流體與主流間的能量交換，從而減小邊界層損失。

［參考文獻］

［1］ KUIK G， PEINKE J， NIJSSEN R， et al. Long-term research challenges in wind energy-a research agenda by the European Academy of Wind Energy［J］. Wind energy science， 2016， 1（1）： 1-39.

［2］ ISMAIL M F， VIJAYARAGHAVAN K. The effects of aerofoil profile modification on a vertical axis wind turbine performance［J］. Energy， 2015， 80： 20-31.

［3］ 季康， 李春， 陽君， 等. 尾緣襟翼動態(tài)氣動特性與控制策略研究［J］. 太陽能學(xué)報， 2017， 38（7）： 1912-1920.

JI K， LI C， YANG J， et al. Research on dynamic aerodynamic performance and flow control of airfoil with flap［J］. Acta energiae solaris sinica， 2017， 38（7）： 1912-1920.

［4］ SOBHANI E， GHAFFARI M， MAGHREBI M J. Numerical investigation of dimple effects on darrieus vertical axis wind turbine［J］. Energy， 2017， 133： 231-241.

［5］ ZHONG J W， LI J Y， GUO P H， et al. Dynamic stall control on a vertical axis wind turbine aerofoil using leading-edge rod［J］. Energy， 2019， 174： 246-260.

［6］ YAN Y， AVITAL E， WILLIAMS J， et al. Aerodynamic performance improvements of a vertical axis wind turbine by" "leading-edge" "protuberance［J］." "Journal" "of" "wind engineering and industrial aerodynamics， 2021， 211： 104535.

［7］ DANNENBERG R E， WEIBERG J A. Section characteristics of a 10.5-percent thick airfoil with area suction as affected by chordwise distribution of permeability［R］. NASA TN-2847， 1952.

［8］ 羅帥， 繆維跑， 劉青松， 等. 吸氣控制策略對垂直軸風力機氣動性能影響研究［J］. 太陽能學(xué)報， 2022， 43（5）： 287-295.

LUO S， MIAO W P， LIU Q S， et al. Study on influence of suction control strategy on aerodynamic performance of vertical axis wind turbine［J］. Acta energiae solaris sinica， 2022， 43（5）： 287-295.

［9］ ATZORI M， VINUESA R， FAHLAND G， et al. Aerodynamic effects of uniform blowing and suction on a NACA4412 airfoil［J］. Flow， turbulence and combustion， 2020， 105（3）： 735-759.

［10］ 張玲， 高勝強， 趙建勛， 等. 定常吸氣對風力機氣動性能影響的數(shù)值模擬［J］. 太陽能學(xué)報， 2018， 39（8）： 2155-2162.

ZHANG L， GAO S Q， ZHAO J X， et al. Numerical simulation of influence of steady inhalation on aerodynamic performance of wind turbine［J］. Acta energiae solaris sinica， 2018， 39（8）： 2155-2162.

［11］ REZAEIHA A， MONTAZERI H， BLOCKEN B. Active flow control for power enhancement of vertical axis wind turbines： leading-edge slot suction［J］. Energy， 2019， 189： 116131.

［12］ SUN J J， SUN X J， HUANG D G. Aerodynamics of vertical-axis wind turbine with boundary layer suction-effects of suction momentum［J］. Energy， 2020， 209： 118446.

［13］ SUN X J， XU Y Q， HUANG D G. Numerical simulation and research on improving aerodynamic performance of vertical axis wind turbine by co-flow jet［J］. Journal of renewable and sustainable energy， 2019， 11（1）： 013303.

［14］ SASSON B， GREENBLATT D. Effect of leading-edge slot blowing on a vertical axis wind turbine［J］. AIAA journal， 2011， 49（9）： 1932-1942.

［15］ YEN J， AHMED N A. Enhancing vertical axis wind turbine by dynamic stall control using synthetic jets［J］. Journal of wind engineering and industrial aerodynamics， 2013， 114： 12-17.

［16］ MOHAMMADI M， MAGHREBI M J. Improvement of wind turbine aerodynamic performance by vanquishing stall with active" multi" "air" "jet" "blowing［J］." Energy，" 2021，" 224： 120176.

［17］ ZHU H T， HAO W X， LI C， et al. Application of flow control strategy of blowing， synthetic and plasma jet actuators in vertical axis wind turbines［J］. Aerospace science and technology， 2019， 88： 468-480.

［18］ RACITI CASTELLI M， ENGLARO A， BENINI E. The Darrieus wind turbine： proposal for a new performance prediction model based on CFD［J］. Energy， 2011， 36（8）： 4919-4934.

［19］ 向斌， 繆維跑， 李春， 等. 垂直軸風力機葉片尾緣主動式格尼襟翼氣動效率研究分析［J］. 熱能動力工程， 2020， 35（4）： 242-250.

XIANG B， MIAO W P， LI C， et al. Research of aerodynamic efficiency of active gurney flaps on the trailing" edge" of" vertical" "axis" "wind" "turbine" "blades［J］. Journal of engineering for thermal energy and power， 2020， 35（4）： 242-250.

［20］ GHASEMIAN M， ASHRAFI Z N， SEDAGHAT A. A review on computational fluid dynamic simulation techniques for Darrieus vertical axis wind turbines［J］. Energy conversion and management， 2017， 149： 87-100.

［21］ MüLLER-VAHL H F， NAYERI C N， PASCHEREIT C O， et al. Dynamic stall control via adaptive blowing［J］. Renewable energy， 2016， 97： 47-64.

［22］ KIM J， PARK Y M， LEE J， et al. Numerical investigation of jet angle effect on airfoil stall control［J］. Applied sciences， 2019， 9（15）： 2960.

［23］ KANG T J， PARK W G. Numerical investigation of active control for an S809 wind turbine airfoil［J］. International journal of precision engineering and manufacturing， 2013， 14（6）： 1037-1041.

［24］ BALDUZZI F， BIANCHINI A， MALECI R， et al. Critical issues in the CFD simulation of Darrieus wind turbines［J］. Renewable energy， 2016， 85： 419-435.

［25］ BUNDI J M， BAN X J， WEKESA D W， et al. Pitch control of small H-type Darrieus vertical axis wind turbines using advanced gain scheduling techniques［J］. Renewable energy， 2020， 161： 756-765.

［26］ YAN Y， AVITAL E， WILLIAMS J， et al. Performance improvements for a vertical axis wind turbine by means of gurney flap［J］. Journal of fluids engineering， 2020， 142（2）： 021205.

COMPARATIVE ANALYSIS OF EFFECTIVENESS OF THREE DIFFERENT FLOW CONTROL STRATEGIES FOR PERFORMANCE ENHANCEMENT OF H-TYPE VERTICAL AXIS WIND TURBINE

Liu Yongfei1，2，Chen Weisheng1，2，Sun Xiaojing1，2

（1. School of Energy and Power Engineering， University of Shanghai for Science and Technology， Shanghai 200093， China；

2. Shanghai Key Laboratory of Power Energy in Multiphase Flow and Heat Transfer， Shanghai 200093， China）

Abstract： In this paper， the effect of the steady-suction-based flow control method used to improve the aerodynamic performance of a lift type （H-type） vertical-axis wind turbine （VAWT） was numerically investigated. Suction slots were designed on both sides of the VAWT blade surface to control flow separations by removing low-momentum fluid. Both two- and three-dimensional numerical simulations have been performed on VAWTs with NACA0021 and NACA0018 blades， respectively in order to provide a baseline for flow control comparisons. Firstly， a two-dimensional CFD model was developed to explore the influence of the location of multiple suction slots on the blade surface on the power performance of the vertical-axis wind turbine. In addition， the effectiveness of two commonly used active flow control methods-suction and blowing that were used to enhance the wind energy utilization efficiency of the VAWT was then comparatively studied. Secondly， three-dimensional transient unsteady CFD simulations were also carried out to simulate the VAWT with suction on all blades for the purposes of comparing its performance with that of the VAWT having blades with the leading-edge serrations. From the obtained results， we found that the best suction control effectiveness can be attained with the multi-suction slots placed within the 10%-15% chord length region from the leading-edge of the blade. Compared with the blowing， the net wind energy utilization efficiency of the VAWT with suction control can be increased more apparently for the whole range of tip-speed ratio. Moreover， the performance of the suction control is also superior to the leading-edge serration-based passive flow control in terms of maximizing the net wind energy utilization efficiency of the VAWT especially at low tip-speed ratio with the maximum increment of 140%. Therefore， the suction flow control method shows great potential for practical applications due to its high efficiency and relatively low energy consumption.

Keywords： numerical simulation； VAWTs； flow control； suction； aerodynamic performance