考虑风剪切的1.3 MW风力机整机三维定常流动数值研究

韩中合, 李 引, 季 剑

(华北电力大学电站设备状态监测与控制教育部重点实验室,保定071003)

风轮是风力发电机的核心部件.为了利用更多的风能,风轮直径不断增加,国产5 MW 海上风力机风轮直径已达115 m.对于大尺寸风力机,风轮的垂直高度、风力机所处的地理位置及地形地貌和风轮与塔架的相互作用等因素带来了气流的不均匀性[1-13].因此,考虑风剪切影响的风力机整机数值模拟对了解和改进风力机气动性能具有实际意义.

采用NUMECA软件,对1.3 MW失速调节风力机整机在8 m/s和13 m/s来流风速下的绕流流场进行了全三维定常数值模拟,分析了叶片不同截面的压力系数分布及叶展方向的功率分布、风轮三维流场细节、下游不同距离处的静压分布以及二维相对速度矢量分布情况.

1 研究模型

1.1 风剪切模型

风剪切采用的指数模型[14-15]为

式中:H为高度;HR为参考高度;vR为参考高度处风速;ε为风剪切指数.

风剪切指数随地形、地表粗糙度和空气温度的变化而变化,其数值通常取在0.1～0.4,本文中取为0.166 67.

1.2 计算模型

采用水平轴三叶片失速调节风力机模型[16],风轮直径为61 m,设计功率为1.3 MW,风轮转速为19.27 r/min,切入风速为5 m/s,切出风速为25 m/s,额定风速为13 m/s.图1给出了包括机舱、塔架的风力机三维模型,计算其在轴向均匀来流和考虑风剪切条件下的三维流动情况.图2为轮毂附近表面网格及局部放大图.

图1 风力机三维模型Fig.1 3D model of wind turbine

2 数值方法及边界设定

图2 计算网格及局部放大图Fig.2 Computational g rid with a local zoom

采用NUMECA的FineTM/turbo软件包进行数值计算,选用一方程S-A(Spalart-Allmaras)湍流模型.计算网格区域见图3,整个计算域向上、下游延伸10R(R为叶片高度),径向(y方向)延伸5R,叶片截面翼型周围区域的拓扑结构为O4H,其中弦向网格数113,叶片展向网格数33,网格总数约为180万.叶片表面大部分区域Y+＜5.计算域外边界均设为远场条件,给定来流速度分量、静压和静温等;叶片表面为无滑移条件.计算全局残差收敛到4个量级以上,总体性能参数达到稳定.

图3 计算网格区域Fig.3 Sketch of computational g rid

3 计算结果及分析

3.1 匀速风和剪切风条件下的计算结果

计算了匀速风和剪切风条件下,轴向风速为8 m/s和13 m/s、对应的叶尖速比分别为7.69和4.73两个工况下的流体绕流情况.风速v=8 m/s时,风力机设计功率系数处于较高水平,v=13 m/s是风力机设计额定风速.表1对数值计算结果与风力机设计功率值进行了对比.由表1可见,剪切风条件下计算结果与设计值吻合较好,而均匀风速条件下计算结果明显大于设计值.这是由于风力机风轮直径较大,垂直高度给风速带来的不均匀性将会给计算结果带来较大的误差.因此,在进行大功率风力机数值计算时,应考虑风的剪切效应.以下分析均以剪切风条件下的计算结果为基础.

表1 风力机计算功率值与设计值Tab.1 Computed and design data of output power

3.2 不同截面的压力系数

图4给出了来流风速分别为8 m/s和13 m/s时不同截面的压力系数分布图.相同风速下,随着当前截面翼型到叶根处的距离与叶片高度之比(r/R)增加,有效攻角随之减小(见表2).图4表明:随着r/R增加,吸力面负压梯度减小,分离区不断缩小,截面翼型的气动性能提高,输出功率增加;但伴随着负压梯度减小,压力面和吸力面的压差也随之减小,输出功率减少.因此为当前截面选择一个合适的有效攻角需要从多方面来考虑.

图4 v=8 m/s和v=13 m/s时不同截面的压力系数分布图Fig.4 Pressure coefficient distribution at different sections in the case of v=8 m/s and v=13 m/s

随着来流风速增加,相同截面的有效攻角也随之增加(见表2).图4(a)和图4(b)相比可知:r/R较大时,相同截面上,随着来流风速增加,吸力面上各点压力明显降低,负压梯度增大,分离区不断扩大,分离线位置提前,而压力面上各点压力相近,致使上下压差增加,输出功率增加;当r/R较小时,有效攻角超过失速区域迅速扩大,升力系数下降,翼型的气动性能降低.因此在r/R较小时,适当减小有效攻角,提高翼型气动性能,或者选择适应大攻角的翼型,可以提高该部位的输出功率;而在靠近叶尖的部位,可适当增加有效攻角,同时选择适应小攻角的翼型,可以提高该部位的输出功率.

表2 不同风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 三维定常模拟流场显示

根据数值模拟结果,可获得大量的三维流动细节.图5为风速8 m/s条件下,叶根处三维极限流线图.由图5可知,叶根处流线结构很复杂,气流在叶根处的吸力面上分为两股,分别沿着径向和轴向流动.这是由于气体在吸力面失速分离,有一部分流体在旋转离心力的作用下沿径向流动,另外仍有一小部分气体向下游流动.

图5 三维流场显示Fig.5 Schematic diagram of the 3D flow field

3.4 z截面上的流场分析

图6和图7给出了v=8 m/s时,风轮气流流动方向上计算区域圆盘截面的静压以及二维相对速度矢量(wxyz)分布.由图6和图7可知,计算清晰地反映了气流流经风力机前后的变化过程,尤其是风力机下游尾迹的形成、发展和湮灭过程.桨叶逆时针方向转动,与相对速度相同.尾迹生成后,随主流向下游运动,并逐渐与主流掺混融合,经过大约两个风轮直径(120 m)的距离后,基本消失.塔架与轮毂所在位置下游尾迹处产生的漩涡和干扰要远远强于叶轮面其他部位,如何减小塔架及轮毂对气流的干扰作用需要进一步研究.

3.5 载荷分布

图6 不同截面上的二维相对速度矢量Fig.6 2D velocity vector at different sections in z direction

图7 不同截面上的静压分布Fig.7 Static pressure distribution at different sections in z direction

图8 应力载荷沿叶展方向分布(v=8 m/s)Fig.8 Distributions of stress load along blade span at wind speed of 8 m/s

图8给出了风速v=8 m/s时,轴向应力和切向应力载荷沿叶展方向的分布.图9是风速v=8 m/s时,叶展方向单位长度叶片的输出功率分布图.由图9可见,单位长度叶片的输出功率稳步增长,到r/R=80%处达到最大值,之后输出功率迅速下降.叶片上r/R=0.5～0.9处是叶片的主要做功部分,其出力占叶片总出力的65%以上,叶根和叶尖部分出力较少,而叶根部分出力最少.轴向应力载荷分布与输出功率趋势基本一致.切向应力载荷先急剧增大,在r/R=20%附近达到最大值,该点与叶片几何弦长最大值点吻合.切向应力载荷随后减小,最后达到较为平稳的状态,在叶尖处又略微增加.

图9 叶展方向单位长度叶片的输出功率变化图(v=8 m/s)Fig.9 Distributions of output power along blade span at wind speed of 8 m/s

4 结 论

(1)剪切风下,计算功率值与功率设计值吻合较好;均匀风速下,计算结果明显大于设计值.因此,风力机风轮直径较大时,垂直高度给风速带来的不均匀性不容忽视.

(2)当r/R较小时,适当地减小有效攻角可以提高翼型气动性能,或者选择适应大攻角的翼型,可以提高该部位的输出功率.而在靠近叶尖的部位,可适当增加有效攻角,同时选择适应小攻角的截面翼型,可以提高该部位的输出功率.

(3)三维流场表明:叶根部分发生了明显的流动分离;风力机的尾迹历经大约两个风轮直径的距离后,基本消失;塔架与轮毂所在位置的下游尾迹处产生的漩涡和干扰要远远大于叶轮面其他部位.如何减小塔架及轮毂对气流的干扰需要进一步研究.

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