NREL Phase VI叶片绕流场的气动特性研究

胡 宇



NREL Phase VI叶片绕流场的气动特性研究

胡 宇1,2

（1. 重庆水利电力职业技术学院, 重庆 402160；2. 中国水利水电科学研究院, 北京100038）

流动分离甚至失速是风力机叶片绕流的重要特征之一，可以通过改变叶片桨距角来降低叶片在大风速时的气流攻角，从而促使叶片气动性能参数下降，实现对叶片输出功率的有效控制。首先研究了失速型风力机叶片的气动特性。并进一步对NREL Phase VI叶片的绕流场进行数值模拟，对相关的数值计算结果如叶片转矩、弯矩以及截面气动特性等进行分析，研究结果表明我们所用的方法具有高度可靠性。

风力机；叶片动力学；气体动力学

0 前言

随着控制技术的进步，新型的变桨距型水平轴风力机正逐步取代失速型风力机的统治地位。变桨距型风力机可以根据风场风速的变化及时调整叶片桨距角，使叶片在较大的风速范围内保持稳定且有较高的输出功率和运行效率。变桨距型风机的优点在于提高了风机的运行效率，但同时也存在结构复杂、价格昂贵、系统可靠性相对较低等缺点[1]。美国国家可再生能源实验室(NREL)曾在 2001年就其NREL Phase VI风机叶片模型组织了一次盲比计算试验，以检验当时在风力发电机行业流行的各种数值计算方法(包括采用动量-叶素理论、涡尾迹方法以及CFD方法等)的可靠性[2,3]。从NREL公布的盲比计算结果来看，总体上数值计算方法的可靠性比较差，计算结果与实验值的误差比较大。例如在大风速条件下，计算预测的风机功率误差范围为－70%~175%，即使在无偏航、定常及无失速的低风速工况中，计算预测值的误差范围也达到－75%~75%[2]。由此可见，关于流动分离的数值模拟研究在风机空气动力学中仍是一个难点。在NREL的盲比试验中，相对于其他各种数值方法来说，基于三维不可压缩NS方程的CFD方法表现最为优秀，即使在高度三维化的失速工况下，CFD方法仍能够比较准确地模拟叶片的气动特性[4,5]。

1 设计需求

尽可能抑制叶片输出功率在大风速非设计工况下的过度增长，避免由于过载而烧坏机组。风机叶片的输出功率定性上满足如下关系式(1)：

其中ρ是空气密度，为功率系数(又称为风能利用系数)，A=πR2为风机叶片的扫风面积，R是叶片展长，W为风速。由式(1)可知叶片输出功率与风速大致满足关系式P∝W3。叶片功率控制的目的就是在大风速时尽可能抑制叶片输出功率的过快增长，如图1所示，即由曲线L1转换至L2；而叶片优化设计的目的则是尽可能提高叶片在额定风速下的输出功率，如从P0提高至P1，同时又能在大风速条件有效抑制过载(图1中曲线L3)。

风机额定风速和初始设计的额定功率分别记为0和0。1表示不进行功率控制时叶片在大风速条件下(>0)的输出功率曲线；2表示控制后的结果；3表示叶片优化设计后的功率曲线。为此，首先以NREL Phase VI叶片为模型，对其绕流场进行局部动力学诊断分析，挖掘出决定叶片气动性能的局部流动结构及主要几何结构参数[6]。在此基础上，对NREL Phase VI叶片进行有针对性的改型优化设计，实现叶片输出功率从0至1的跨越，进而以优化后的叶片为模型，研究在大风速条件下控制叶片输出功率的新思路。虽然本文的流场诊断及气动构型优化设计工作是以失速型叶片NREL Phase VI为原型的，但其中关于风机叶片气动性能的局部动力学诊断与优化设计思想适用于任何类型的风机，甚至其他相关气动构型。

2 模型分析

叶片模型如图2所示，叶片展长(含根部转轴半径0.1)=5.03m，叶片最大弦长位于0.25展长位置，=0.737m。叶片由三段组成：其根部为圆柱段；从0.25展长位置开始直至叶尖为S809翼型段；在圆柱段与S809翼型段之间为过渡段[3]。叶片额定转速=7.5rad/s，实验风速范围为7m/s~25m/s。为了减少计算量，我们只模拟10m/s、15m/s、20m/s和25m/s四个风速工况，且不考虑偏航。叶片最大弦长计算的Re数约为106。

图2 NREL Phase VI 叶片模型

两片叶片外形完全一致，在风机中保持轴对称状态。因此，为了简化计算，我们假定两叶片相互之间不存在任何流动干扰，叶片绕流场也是轴对称的。这在我们所研究的无偏航工况下是成立的。这样，通过指定两叶片之间的对称面为轴对称边界，我们只需要模拟其中一个叶片的绕流流动，从而减少一半的计算量(这种数值处理方法在对称流动中是非常普遍的)。

数值计算采用非结构网格，如图3所示：入口123采用速度边界条件，其到叶片的距离为6(≈40)；出口4S5S6采用压力出口边界条件，其到叶片的距离为8≈40，1254面即为两叶片之间的轴对称边界面。在正风条件下，叶片绕流场的非定常特性主要来自于流场内局部流动结构的非定常运动及其物理演化(如边界层分离等)[7]。这里我们主要关心叶片的时均气动特性，而不关注局部流动结构非定常演化的物理过程。为了减小计算量，本文将采用定常算法及在气动计算中表现优异的SA模型来求解RANS控制方程组。转矩(等于单个叶片出力的2倍)和弯矩随风速变化情况如图4所示。不难看出，数值计算的风机转矩定性上与实验值基本一致，定量上除15m/s时转矩误差达24.8%以外，其他风速条件下转矩的相对误差都在9%以内，在15m/s时出现转矩产生较大误差的原因可能如图4所示的实验值在四个风速点测试结果并不平滑，如果对其进行插值平滑处理的话会降低计算的误差值，也可能是网格的划分导致了模型尺寸与真实外形发生了变化，并由此加大了该误差的值，而各计算风速条件下，叶片弯矩的误差都在3%以内。

图3 流场内部计算网格

(123和456分别是流场入口和出口)

图4 NREL Phase VI 叶片转矩随风速变化情况

相对于NREL提供的盲比计算结果，当前数值计算的叶片整体气动性能参数的误差有了质的改善[2]。图5给出了10m/s风速时叶片不同展向截面上压力系数分布与实验值的对比情况。可以看出，除叶片根部0.3R 截面上前缘局部区域以外，其他区域上数值计算的压力分布曲线与实验值几乎完全重合。上述计算结果表明，在研究具有挑战性的失速型风力发电机叶片大风速绕流问题中，本文采用的数值计算方法(包括SA湍流模式、求解算法、插值格式、计算网格及相关的简化处理策略)总体上是可靠的。数值计算结果能够比较准确地反映风机叶片绕流场的基本物理特征。

图5 叶片截面压力分布计算结果

(=10m/s，30%展长位置截面)

3 结果与分析

大风速时，失速型风力发电机利用叶片主动失速来降低其做功效率，进而达到抑制叶片转矩和功率增长的目的。此时叶片整体处于失速状态，这使得叶片绕流的非定常性显著增加；并且，导致叶片弹性变形的气动载荷不但得不到缓解，反而大幅增加，极大地影响风机叶片输出功率的稳定性、发电机组的运行稳定性及使用寿命。记单位展长上叶片所受的气动力系数和力矩系数分别为f = (f;f;f)和C=(C;C;C)，则叶片整体所受的气动力和力矩为：

其中是空气密度，是风速，和分别表示叶片参考面积和展长。式中力矩的分量形式如下(转矩M和弯矩M)。

通常，叶片所受展向力f远小于轴向力f和切向力f(即周向推力)；并且，除叶根外的大部分区域内f作用的力臂x或z也远小于展向位置。因此公式(4)和(5)中关于展向力一阶矩的积分项可以忽略(数值计算结果也表明该项对叶片整体转矩和弯矩系数的贡献小于0.1%)。图6给出了各风速条件下 NREL Phase VI 叶片所受力沿叶片展向的分布曲线。

图6 风速条件叶片切向力系数和轴向力系数沿展向分布情况

图6(a)中，10m/s风速时周向推力，f的峰值出现在S809翼型的起始段(=0.25~0.45)。该区域中近壁展向流动正逐步形成。f的这一特征在大风速(>10m/s)条件下尤为突出。大风速时，叶片完全失速，叶中和叶尖区域的边界层分离使叶片气动性能急剧恶化，升力系数大幅下降导致当地叶片的周向推力也急剧下降(如图6a所示)。因此，大风速时叶根部的周向推力峰值导致转矩系数的峰值由10m/s风速时的叶尖迅速移至叶根。这一气动特征表明，在S809翼型起始段(=0.25~0.45)形成的展向流动，客观上有助于改善叶片气动性能。特别是大风速条件下，其对叶片转矩和输出功率的贡献比例显著提高。由图6(b)可知，10m/s风速时叶尖处的气动效率更高，其对应的轴向力也更大；而风速W>10m/s时，叶片S809翼型段的轴向力系数基本一致，因此弯矩系数在大部分展长范围内呈线性变化。

4 结语

网格是计算流体力学最主要的误差来源，网格生成要考虑是否反映真实外形变化和能否与流场结构匹配，例如对于旋转叶片叶尖的螺旋形涡结构就很难利用结构网格的软件生成相匹配的网格，本论文首先建立了NREL Phase VI叶片的模型，并对模型的绕流场的气动特性进行了数值研究，数值结果在总体上可以客观反映叶片绕流场的气动特性，但网格的划分可能会带来计算结果在一定程度上的不确定性，影响计算结果精度，还需要进一步作更深入的研究。

[1] Jang O M, Amanullah C, Maziar A, et al. Large eddy simulation of the wind turbine wake characteristics in the numerical wind tunnel model[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2013, 112(1): 11-24.

[2] Tadamasa A, Zangeneh M. Numerical prediction of wind turbine noise[J]. Renewable Energy, 2011, 36(7): 1902-1912.

[3] 陈丁刚, 屈本宁, 赵燕萍. 一新型立轴风力机直叶片翼型气动特性数值模拟[J]. 科学技术与工程, 2011, 11(2):423-426.

[4] Huang J C, Herng L, Hsieh T J, et al. Parallel preconditioned WENO scheme for three- dimensional flow simulation of NREL Phase VI Rotor[J]. Computers & Fluids, 2011, 45(1): 276-282.

[5] 高文元, 王加伟, 王现青, 等. 基于通用模型的中期风特性模型仿真研究[J]. 科学技术与工程, 2010, 10(2): 482-485.

[6] 张震宇, 赵宁, 钟伟, 等. 计算流体力学在大型风力机空气动力学的应用进展[M]. 应用数学和力学, 2013, 34(10):1048-1058.

[7] Yuwei L, Kwang J P, Tao X, et al. Dynamic overset CFD simulations of wind turbine aerodynamics[J]. Renewable Energy, 2012, 37(1):285-298.

Study on Aerodynamic Characteristics of Flow Field Around the NREL Phase VI Blades

HU Yu1, 2

(1. Chongqing Water Recourse and Electric Engineering College, Chongqing, 402160, China;2. China Institute of Water Resources and Hydropower Research, Beijing, 100038, China)

The flow separation and even stall is one of the important characteristics around a wind turbine blade. It can reduce flow attacking the angle at high wind velocity by changing the blade pitch angle, thus contributing to the decrease of aerodynamic performance parameters and achieve effective control of the output power. This paper studies the aerodynamic characteristics of wind turbine blades of stall type, and simulates the flow field around the NREL Phase VI blade, and analyzes the numerical results such as blade torque, bending torque and cross-section aerodynamic characteristics, our findings show that our methods have high reliability.

wind turbine; blade dynamics; airflow dynamics

TM303.5

A

1000-3983(2014)05-0069-04

2014-01-03

胡宇(1978-)，2008年毕业于西北农林科技大学，主要研究方向为流体动力学，中国水利水电科学研究院博士生，副教授。

审稿人：魏显著