基于格尼襟翼的多機組垂直軸風(fēng)力機性能增效研究

倪露露，繆維跑,2，李 春,2，劉青松，張萬福,2

(1. 上海理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院， 上海 200093；2. 上海市動力工程多相流動與傳熱重點實驗室， 上海 200093)

近年來，垂直軸風(fēng)力機(Vertical Axis Wind Turbines，VAWTs)以結(jié)構(gòu)簡單、制造維護成本低、噪聲污染小及可與建筑結(jié)合等優(yōu)勢受到學(xué)術(shù)界廣泛關(guān)注[1-2]。然而，垂直軸風(fēng)力機運行時，不同方位角下葉片攻角會發(fā)生大幅度周期性變化，極易引發(fā)動態(tài)失速并與尾流相互作用等問題，導(dǎo)致垂直軸風(fēng)力機的風(fēng)能利用率低于水平軸風(fēng)力機[3]。因此，為了提高垂直軸風(fēng)力機性能，學(xué)者們開展了大量研究，如優(yōu)化風(fēng)場布局或采用有效流動控制技術(shù)等[4-6]。

風(fēng)電場中水平軸風(fēng)力機的尾跡嚴重影響下游風(fēng)力機的氣動性能，導(dǎo)致其輸出功率大幅下降[7]。為減少功率損失和降低疲勞損傷，水平軸風(fēng)力機組間距通常較遠，占據(jù)大量土地資源[8]。研究表明，垂直軸風(fēng)力機組間的相互作用可對整機性能產(chǎn)生促進效果，提高其風(fēng)能利用率[9]。1981年，Schatzle等[10]首次研究了垂直軸風(fēng)力機組間的相互影響及整機氣動干擾作用。Thomas[11]提出一對相距較近的垂直軸風(fēng)力機組，可利用其相互作用獲得更高的氣動效率。Duraisamy等[12]通過對2臺并排的垂直軸風(fēng)力機組進行數(shù)值研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)風(fēng)力機組反向及同向旋轉(zhuǎn)均可獲得比單風(fēng)力機更高的功率輸出。Lam等[13-14]通過實驗研究得到與文獻[12]相同的結(jié)論。韓振東[15]通過田口設(shè)計方法研究了實度、俯仰角、翼型、旋轉(zhuǎn)方向及風(fēng)力機間距對并排雙垂直軸風(fēng)力機組氣動性能的影響，并得出最優(yōu)工況下的參數(shù)組合。Zanforlin等[16]研究了雙垂直軸風(fēng)力機組性能提高的流動機理，結(jié)果表明，對于并排布置雙風(fēng)力機組，相鄰的風(fēng)力機改變了來流方向，使風(fēng)向更有利于葉片產(chǎn)生力矩，且交錯排布的風(fēng)力機組氣動性能要低于并排布置。Posa[17]采用大渦模擬方法研究了并排雙垂直軸風(fēng)力機組尾流特性，發(fā)現(xiàn)尾跡渦間相互作用對風(fēng)力機組影響甚微，而阻塞效應(yīng)對增加風(fēng)力機組間下游風(fēng)速和動量通量起關(guān)鍵作用。Ahmadi-Baloutaki等[18]對不同陣列下垂直軸風(fēng)力機組性能展開系統(tǒng)研究，結(jié)果表明，并排機組的功率系數(shù)略高于單風(fēng)力機，且下游風(fēng)力機氣動性能較高，并提出3臺風(fēng)力機的最優(yōu)風(fēng)場排布方案。

在流動控制研究方面，格尼襟翼(Gurney Flap，GF)作為有效提升翼型氣動性能的流動控制裝置，其在垂直軸風(fēng)力機上的應(yīng)用備受關(guān)注[19-20]。Xie等[21]研究了不同高度GF對NACA 0012翼型氣動性能的影響，模擬結(jié)果表明，在翼型尾緣安裝GF可顯著提高翼型氣動性能。Jang等[22]通過數(shù)值模擬方法研究了在翼型尾緣安裝格尼襟翼后的效果，結(jié)果表明格尼襟翼可有效增加翼型升力系數(shù)和俯仰力矩。Ismail等[23]通過數(shù)值模擬研究了凹槽格尼襟翼對垂直軸風(fēng)力機葉片性能的影響，結(jié)果表明，安裝于葉片尾緣下表面的凹槽格尼襟翼可大幅提高葉片的平均力矩。Shukla等[24]采用數(shù)值模擬方法研究了凹槽、格尼襟翼及凹槽格尼襟翼對不同翼型垂直軸風(fēng)力機性能的影響，得出攻角小于12°時，凹槽格尼襟翼的NACA 0021翼型氣動性能更優(yōu)。Yan等[25]研究了高度為1%～5%弦長的格尼襟翼對直線翼垂直軸風(fēng)力機性能的影響，數(shù)值模擬結(jié)果表明格尼襟翼可有效提高風(fēng)力機在低尖速比下的風(fēng)能利用系數(shù)。Zhu等[26]通過數(shù)值模擬方法研究了格尼襟翼和凹槽格尼襟翼對垂直軸風(fēng)力機氣動性能的影響，結(jié)果表明，與原始風(fēng)力機相比，添加格尼襟翼及凹槽格尼襟翼均可使垂直軸風(fēng)力機獲得更高的氣動性能。Bianchini等[27]研究了不同安裝位置和高度的格尼襟翼對垂直軸風(fēng)力機性能的影響，得出在較低尖速比下，格尼襟翼能顯著提高風(fēng)力機氣動性能，且布置在翼型內(nèi)側(cè)高度為2%弦長的GF效果最優(yōu)。

目前，采用格尼襟翼對單翼型或單風(fēng)力機性能的影響已有相關(guān)研究，但針對格尼襟翼在垂直軸風(fēng)力機組風(fēng)場的研究尚屬空白。因此，筆者采用計算流體力學(xué)軟件Fluent 19.2開展數(shù)值模擬，探究格尼襟翼對單垂直軸風(fēng)力機及風(fēng)力機組的影響，并分析垂直軸風(fēng)力機在風(fēng)場中的性能，為優(yōu)化垂直軸風(fēng)力機組整體性能提供參考。

1 計算模型及網(wǎng)格

1.1 幾何模型

以三葉片直線翼垂直軸風(fēng)力機為研究對象，二維風(fēng)力機結(jié)構(gòu)如圖1，其中V∞為來流風(fēng)速，ω為風(fēng)力機轉(zhuǎn)速，θ為風(fēng)力機方位角，葉片1對應(yīng)θ=0°。風(fēng)力機模型參考文獻[28]，基本參數(shù)見表1。

圖1 二維風(fēng)力機示意圖

表1 垂直軸風(fēng)力機主要參數(shù)

風(fēng)力機葉片為NACA 0021對稱翼型，幾何參數(shù)見圖2。圖3為格尼襟翼翼型結(jié)構(gòu)，基本參數(shù)參考文獻[26]～文獻[27]，高度hG為1.25c，寬度LG為0.05hG。

圖2 翼型幾何參數(shù)

圖3 格尼襟翼翼型結(jié)構(gòu)

1.2 計算域及網(wǎng)格劃分

圖4 計算域劃分及邊界條件

圖5為垂直軸風(fēng)力機組布置示意圖。風(fēng)力機組排布方式參考文獻[18]，上游反向旋轉(zhuǎn)的風(fēng)力機VAWT1和VAWT2距離為D，下游風(fēng)力機VAWT3轉(zhuǎn)軸中心距上游風(fēng)力機組轉(zhuǎn)軸中心的水平距離為3D。垂直軸風(fēng)力機組計算域尺寸、邊界條件及計算域劃分均與原始單風(fēng)力機相同。

圖5 風(fēng)力機組布置示意圖

原始單風(fēng)力機計算域及葉片附近網(wǎng)格分布如圖6所示。垂直軸風(fēng)力機組網(wǎng)格分布如圖7所示。旋轉(zhuǎn)域E2采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，E1、E3和E4均采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。由于葉片表面附近與風(fēng)輪轉(zhuǎn)軸附近流動情況較為復(fù)雜，故對此處網(wǎng)格進行加密處理。為保證精確模擬黏性底層的流動情況，取翼型表面第一層網(wǎng)格高度為3.173×10-5m，對應(yīng)無量綱y+≈1。

1.3 計算方法及湍流模型

采用計算流體力學(xué)軟件Fluent 19.2進行數(shù)值計算，基于有限體積法對Navier-Stokes流動控制方程進行離散，壓力速度耦合基于Simplec算法，控制方程各項均采用二階迎風(fēng)格式。

圖6 單風(fēng)力機計算域網(wǎng)格分布

圖7 風(fēng)力機組網(wǎng)格分布

Rezaeiha等[29]對比不同湍流模型的計算結(jié)果發(fā)現(xiàn)，與其他湍流模型相比，TSST模型考慮了葉片表面層流至湍流的轉(zhuǎn)捩過程，在模擬垂直軸風(fēng)力機旋轉(zhuǎn)時具有更高精度，故采用該湍流模型進行求解。計算時間步長對應(yīng)風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)角度為0.5°，取第16個旋轉(zhuǎn)周期穩(wěn)定結(jié)果進行分析。

2 有效性驗證

尖速比λ為葉片線速度與來流風(fēng)速比值，可以反映風(fēng)力機運行工況。

λ=Rω/V∞

(1)

力矩系數(shù)Cm和風(fēng)能利用系數(shù)Cp是判斷風(fēng)力機氣動性能的重要參數(shù)，二者表達式如下：

(2)

(3)

式中：A為掃風(fēng)面積，m2；ρ為空氣密度，kg/m3；P為風(fēng)力機輸出功率，W；M為平均轉(zhuǎn)矩，N·m。

2.1 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

為保證計算結(jié)果的可靠性，對網(wǎng)格數(shù)量進行無關(guān)性驗證。通過改變各區(qū)域網(wǎng)格數(shù)量及翼型表面節(jié)點數(shù)，選取16.0萬、33.3萬、43.7萬和66.2萬4種網(wǎng)格數(shù)量，在來流風(fēng)速為V∞=9 m/s、尖速比為2.62條件下，計算風(fēng)力機單葉片力矩系數(shù)(見圖8)。

圖8 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

由圖8可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量為16.0萬和33.3萬時，單葉片瞬時力矩系數(shù)未達到穩(wěn)定；網(wǎng)格數(shù)量由43.7萬增加至66.2萬時，力矩系數(shù)曲線基本重合，計算值獨立于網(wǎng)格數(shù)量。因此，為滿足網(wǎng)格精度要求，選取網(wǎng)格數(shù)量為43.7萬。

2.2 氣動性能驗證

為驗證所選湍流模型的準(zhǔn)確性，基于已驗證的網(wǎng)格數(shù)量，對不同尖速比下原始風(fēng)力機性能進行數(shù)值計算，將計算值與文獻[28]實驗值進行比較，結(jié)果見圖9。

圖9 風(fēng)能利用系數(shù)計算值與實驗值的對比

由圖9可知，在低尖速比范圍內(nèi)，本文計算值與實驗值相吻合，由于二維計算忽略了支撐桿和機械摩擦損耗，導(dǎo)致高尖速比下計算值略高于實驗值，但整體數(shù)值變化趨勢保持一致，故所采用的湍流模型在模擬垂直軸風(fēng)力機時具有準(zhǔn)確性。此外，文獻的實驗數(shù)據(jù)樣本數(shù)量較少，并未準(zhǔn)確捕捉最佳尖速比。為詳細描述Cp曲線，本文模擬增加了2個尖速比(2.72和2.82)，并得到最佳尖速比為2.72。

3 結(jié)果與分析

3.1 格尼襟翼對單風(fēng)力機性能的影響

格尼襟翼是一種有效提高翼型氣動性能的流動控制裝置，圖10給出了原始單風(fēng)力機和格尼襟翼風(fēng)力機(GF-單風(fēng)力機)風(fēng)能利用系數(shù)的變化曲線。

圖10 不同尖速比下風(fēng)能利用系數(shù)的變化

由圖10可知，當(dāng)λ<2.62時，GF-單風(fēng)力機的風(fēng)能利用系數(shù)明顯高于原始單風(fēng)力機，表明在流動分離現(xiàn)象嚴重的低尖速比范圍內(nèi)，垂直軸風(fēng)力機葉片尾部安裝格尼襟翼可有效抑制流動分離，改善葉片在低尖速比下的氣動性能和失速特性。當(dāng)λ=1.42時，GF-單風(fēng)力機的風(fēng)能利用系數(shù)相比原始單風(fēng)力機明顯提高，這顯著提高了低風(fēng)速下風(fēng)力機的自啟動性能。當(dāng)λ≥2.62時，GF-單風(fēng)力機與原始單風(fēng)力機的風(fēng)能利用系數(shù)曲線幾乎重合，此時該裝置并未起到改善效果，當(dāng)λ增至3.28時，GF-單風(fēng)力機的輸出功率略低于原始單風(fēng)力機，其控制作用已失效，導(dǎo)致輸出功率略有下降。

為了深入探究GF對垂直軸風(fēng)力機的影響，對比分析了GF-單風(fēng)力機和原始單風(fēng)力機的單葉片瞬時力矩系數(shù)隨相位角的變化情況，如圖11所示。圖中，迎風(fēng)區(qū)的平均力矩系數(shù)為θ=0°～180°時力矩系數(shù)的平均值，背風(fēng)區(qū)的平均力矩系數(shù)為θ=180°～360°時力矩系數(shù)的平均值，在一個周期內(nèi)平均力矩系數(shù)為θ=0°～360°時力矩系數(shù)的平均值。

(a) λ=1.62

(b) λ=2.35

(c) λ=3.1

(d) λ=3.28

由圖11可知，在所研究尖速比范圍內(nèi)，葉片外側(cè)尾緣安裝格尼襟翼均可使風(fēng)力機在迎風(fēng)區(qū)獲得較高的力距系數(shù)，而在背風(fēng)區(qū)增加了額外阻力，導(dǎo)致力距系數(shù)降低。低尖速比范圍內(nèi)(λ為1.62和2.35時)，垂直軸風(fēng)力機在一個旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)葉片攻角變化范圍較大，流動分離現(xiàn)象嚴重，而格尼襟翼可有效抑制流動分離，減緩葉片失速現(xiàn)象，提升葉片在迎風(fēng)區(qū)的氣動性能，使葉片在λ為1.62和2.35時迎風(fēng)區(qū)的平均力距系數(shù)分別提高139%和55.8%。當(dāng)葉片旋轉(zhuǎn)至背風(fēng)區(qū)時，葉片壓力面和吸力面互換，格尼襟翼的位置由迎風(fēng)區(qū)壓力側(cè)轉(zhuǎn)變?yōu)槲?cè)，使該裝置失效，并增加了額外阻力，導(dǎo)致背風(fēng)區(qū)力距系數(shù)明顯低于原始單風(fēng)力機。然而，在一個周期內(nèi)，格尼襟翼仍能大幅改善垂直軸風(fēng)力機的氣動性能，λ為1.62和2.35時，平均力距系數(shù)可分別提高119.4%和26%。

當(dāng)λ=3.1和3.28時，葉片攻角變化范圍較小，且主要在失速攻角以下，氣流幾乎附著在葉片表面，動態(tài)失速現(xiàn)象較弱，格尼襟翼的改善效果不如低尖速比時明顯。二者迎風(fēng)區(qū)的力矩系數(shù)分別增加15.7%和16.2%，但整個旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)力矩系數(shù)分別下降4.1%和3.6%，這是因為格尼襟翼增加了背風(fēng)區(qū)阻力，整機氣動性能降低。

對比圖10和圖11可知，中低尖速比下，格尼襟翼可顯著提高風(fēng)力機氣動性能，而高尖速比下，格尼襟翼會增加葉片阻力，導(dǎo)致風(fēng)能利用系數(shù)略低于原始單風(fēng)力機。

3.2 風(fēng)場中整機氣動性能

為分析風(fēng)場中風(fēng)力機的氣動性能，保持下游風(fēng)力機轉(zhuǎn)速不變，比較上游風(fēng)力機組與原始單風(fēng)力機的風(fēng)能利用系數(shù)，結(jié)果如圖12所示。

圖12 不同尖速比下風(fēng)能利用系數(shù)的變化

由圖12可知，當(dāng)垂直軸風(fēng)力機組交錯排布時，上游雙風(fēng)力機組風(fēng)能利用系數(shù)與原始單風(fēng)力機存在一定差異。低尖速比下，風(fēng)力機組間影響較小，上游風(fēng)力機氣動性能與原始單風(fēng)力機一致。當(dāng)λ>2.72時，上游各風(fēng)力機的風(fēng)能利用系數(shù)均明顯高于原始單風(fēng)力機，且當(dāng)λ為3.1和3.28時，VAWT1的氣動性能最優(yōu)，較原始單風(fēng)力機分別提高了8.3%和7.8%。·

為探究風(fēng)力機組的性能提升機理，圖13給出了上游風(fēng)力機組尖速比分別為1.62、2.35、2.62和3.1時的風(fēng)力機組流場速度分布云圖。

(a) λ=1.62

(b) λ=2.35

(c) λ=2.62

(d) λ=3.1

由圖13可知，上游風(fēng)力機組間流體速度明顯高于來流風(fēng)速。隨著上游雙風(fēng)力機組尖速比的增加，機組間流體速度不斷提高，這主要是由于雙風(fēng)力機組之間存在阻塞效應(yīng)，對中間流體有明顯加速效果，同時改變風(fēng)力機周圍流場結(jié)構(gòu)會使上游風(fēng)力機氣動性能得到提高，并增加下游風(fēng)力機的迎風(fēng)速度，從而提高下游風(fēng)力機的輸出功率。

風(fēng)場中，下游風(fēng)力機氣動性能易受上游風(fēng)力機組影響，通過保持上游風(fēng)力機組尖速比不變，改變下游風(fēng)力機轉(zhuǎn)速來探究下游風(fēng)力機的氣動性能。由于上游風(fēng)力機組之間的阻塞作用對流體有加速效果，因此下游風(fēng)力機實際迎風(fēng)速度大于來流風(fēng)速。由圖13可知，上游風(fēng)力機組尾流速度復(fù)雜，無法得出下游風(fēng)力機準(zhǔn)確的迎風(fēng)速度和實際風(fēng)能利用系數(shù)。因此，對比下游風(fēng)力機與原始單風(fēng)力機在一個穩(wěn)定周期內(nèi)整機的平均力矩，結(jié)果如圖14所示。

圖14 整機平均力矩的變化

由圖14可知，不同尖速比下下游風(fēng)力機的整機平均力矩均高于原始單風(fēng)力機的平均力矩。當(dāng)λ為1.42和1.62時，下游風(fēng)力機氣動性能顯著高于原始單風(fēng)力機，表明阻塞效應(yīng)可提高下游風(fēng)力機的迎風(fēng)速度，使整機自啟動性能得到改善。此外，與原始單風(fēng)力機相比，在較高尖速比時，機組下游風(fēng)力機的平均力矩也有顯著提高。當(dāng)λ為2.72、3.1和3.28時，下游風(fēng)力機獲得較大的平均力矩，比原始單風(fēng)力機時分別提高了20.3%、22.2%和33.8%。因此，上游風(fēng)力機組之間的高速區(qū)域?qū)ο掠物L(fēng)力機氣動性能有明顯提升作用。

3.3 格尼襟翼對風(fēng)力機組的性能影響

為探究格尼襟翼對垂直軸風(fēng)力機組氣動性能的影響，對表2中不同組合形式的風(fēng)力機組展開數(shù)值研究。上游雙風(fēng)力機組保持尖速比2.62，以保證風(fēng)場總發(fā)電量最大化，且避免上游風(fēng)力機流場變化而影響結(jié)果。

表2 風(fēng)力機組布局方式

通過改變各組合中VAWT3的轉(zhuǎn)速改變其風(fēng)力機尖速比，得到一個穩(wěn)定周期內(nèi)的整機平均力矩，并與原始單風(fēng)力機進行比較，結(jié)果如圖15所示。

圖15 不同風(fēng)力機整機平均力矩的變化

由圖15可知，當(dāng)λ<2.35時，組合A2中VAWT3平均力矩略高于組合A1；當(dāng)2.35≤λ≤2.72時，組合A2和組合A1的2條曲線基本重合，表明上游風(fēng)力機安裝GF對該尖速比范圍內(nèi)的下游風(fēng)力機氣動性能改善效果不明顯。當(dāng)λ為3.1和3.28時，組合A2中VAWT3平均力矩較組合A1分別提高13.5%和3.2%，表明高尖速比時上游雙風(fēng)力機組葉片尾緣安裝GF可有效提高下游風(fēng)力機的風(fēng)能利用系數(shù)。

當(dāng)采用組合A3布局方式時，VAWT3可利用阻塞效應(yīng)和格尼襟翼作用大大提高風(fēng)力機氣動性能，當(dāng)λ≤2.82時，其平均力矩均高于其他風(fēng)力機，且在λ=2.51時VAWT3平均力矩最高，比原始單風(fēng)力機和GF-單風(fēng)力機分別提高36.5%和24%。當(dāng)λ>2.82時，GF作用效果減弱，組合A3中VAWT3的性能略低于組合A2。

為進一步分析格尼襟翼對風(fēng)力機流場的影響，圖16給出了不同尖速比下組合A1、組合A2的流場速度云圖。

(a) λ=1.62

(b) λ=2.35

(c) λ=3.28

由圖16可知，組合A2中上游風(fēng)力機組間流場速度在各尖速比下均高于組合A1，即格尼襟翼風(fēng)力機組對中間區(qū)域的加速效果優(yōu)于原始風(fēng)力機組，組合A2中VAWT3迎風(fēng)速度大于組合A1中VAWT3迎風(fēng)速度，因此其發(fā)電量高于組合A1中的VAWT3。此外，相同尖速比下，組合A2中上游風(fēng)力機組的尾跡速度明顯低于組合A1，這與圖11結(jié)果相對應(yīng)，表明格尼襟翼可使風(fēng)力機葉片在迎風(fēng)區(qū)捕獲更多風(fēng)能。

4 結(jié) 論

(1) 低尖速比下(λ<2.62)，葉片尾緣布置格尼襟翼可顯著提高風(fēng)力機氣動性能；而高尖速比下，格尼襟翼的控制效果開始失效，并導(dǎo)致風(fēng)力機輸出功率下降。

(2) 交錯排布的垂直軸風(fēng)力機組中，上游風(fēng)力機組間存在阻塞效應(yīng)，且隨尖速比的增加而加強；當(dāng)λ=3.1時，上游風(fēng)力機氣動性能因阻塞效應(yīng)得到提升，VAWT1風(fēng)能利用系數(shù)比原始單風(fēng)力機風(fēng)能利用系數(shù)提高8.3%。

(3) 下游風(fēng)力機可利用上游風(fēng)力機組間加速區(qū)域優(yōu)勢，使平均力矩在各尖速比下均高于單風(fēng)力機，提高風(fēng)力機的自啟動性能。當(dāng)λ=2.72時，下游風(fēng)力機獲得最大平均力矩，比單風(fēng)力機提高20.3%。

(4) 格尼襟翼垂直軸風(fēng)力機組間加速區(qū)域增大了下游風(fēng)力機迎風(fēng)速度，使得下游風(fēng)力機力矩顯著高于原始風(fēng)力機組；當(dāng)λ=2.51時，組合A3中VAWT3平均力矩比原始單風(fēng)力機和GF-單風(fēng)力機分別提高36.5%和24%。