大型H型垂直軸風(fēng)電機(jī)組排布方式

張立軍, 胡闊亮, 焦劉陽(yáng), 孫學(xué)法, 張亞廣, 劉 靜, 李昌良

(1.中國(guó)石油大學(xué)(華東)機(jī)電工程學(xué)院,山東青島 266580; 2.中國(guó)石油大學(xué)(華東)石油工程學(xué)院,山東青島 266580)

風(fēng)電場(chǎng)是獲取風(fēng)能的重要形式,風(fēng)機(jī)排布是風(fēng)電場(chǎng)建設(shè)關(guān)鍵[1]。風(fēng)電場(chǎng)中的上游風(fēng)機(jī)捕獲風(fēng)能時(shí)會(huì)形成風(fēng)速較低的尾流區(qū),影響下游風(fēng)機(jī)出力,增加載荷波動(dòng)[2-3]?，F(xiàn)代風(fēng)機(jī)的發(fā)展趨勢(shì)是大型化、由陸地走向海洋[4]。與水平軸風(fēng)機(jī)相比,垂直軸風(fēng)機(jī)受尾流效應(yīng)影響較小、噪音小、無(wú)需對(duì)風(fēng),在風(fēng)電場(chǎng)中的優(yōu)勢(shì)逐漸顯現(xiàn)[5-6],且對(duì)海上風(fēng)電的規(guī)?；l(fā)展帶來(lái)了新希望[7]。風(fēng)電機(jī)組排布直接影響風(fēng)電場(chǎng)的發(fā)電效率,同時(shí)CFD仿真技術(shù)有精度高、成本低等優(yōu)點(diǎn)。Wei等[8]針對(duì)上下同向旋轉(zhuǎn)的雙垂直軸風(fēng)電機(jī)組進(jìn)行了數(shù)值仿真,研究表明下游風(fēng)機(jī)的速度恢復(fù)距離通常要大于15倍的風(fēng)輪直徑。Shaheen等[9]對(duì)三臺(tái)風(fēng)機(jī)及三臺(tái)風(fēng)機(jī)集群成的九臺(tái)風(fēng)機(jī)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究,其功率提升率與三個(gè)風(fēng)機(jī)集群相同。Shigetomi等[10]利用粒子圖像測(cè)速儀測(cè)量了緊密配置下兩個(gè)Savonius風(fēng)力機(jī)周圍流場(chǎng),發(fā)現(xiàn)雙風(fēng)機(jī)配置方式有利于提高功率。Peng等[11]對(duì)兩種反向旋轉(zhuǎn)的風(fēng)電機(jī)組進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)反向旋轉(zhuǎn)的風(fēng)電機(jī)組尾流擴(kuò)散率小且恢復(fù)速度快。這些學(xué)者采用CFD仿真或測(cè)試試驗(yàn)以風(fēng)能利用率作為評(píng)價(jià)指標(biāo)對(duì)小型風(fēng)機(jī)進(jìn)行研究,本質(zhì)上僅關(guān)注葉片切向力載荷,未研究葉片法向力載荷和主軸受力情況。為探究大型垂直軸風(fēng)電機(jī)組的相互作用,提高風(fēng)電機(jī)組效率和壽命,筆者利用CFD數(shù)值仿真技術(shù)分析葉片切向力載荷和法向力載荷,以力矩系數(shù)和合成力變異系數(shù)為評(píng)價(jià)指標(biāo),確定風(fēng)電機(jī)組的最佳排布方式。

1 模型與CFD驗(yàn)證

1.1 模型和網(wǎng)格劃分

以三葉片的1.5 MW概念型垂直軸風(fēng)力機(jī)為研究模型[12]。翼型采用NACA0015,葉片弦長(zhǎng)c為3 m,葉片數(shù)N為3,葉尖速比為3,風(fēng)輪半徑R為34 m,風(fēng)輪高度H為30 m,額定風(fēng)速v為12 m/s。

考慮到后續(xù)研究網(wǎng)格數(shù)量會(huì)隨著風(fēng)機(jī)數(shù)量的增多而陡增,計(jì)算機(jī)時(shí)間成本也會(huì)增加,同時(shí)二維滑移網(wǎng)格也能較好地反映風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)時(shí)的流場(chǎng)狀態(tài),采用二維計(jì)算仿真。計(jì)算域尺寸如圖1所示,模型整體由外流域、中間域、網(wǎng)格加密區(qū)、內(nèi)流域和旋轉(zhuǎn)域等5部分組成,且兩兩之間的交界面都設(shè)為Interface面。外流域設(shè)為45D×30D的矩形計(jì)算域,以確保其阻塞系數(shù)小于6%～7.5%[13],為方便網(wǎng)格劃分增設(shè)15D×10D的矩形中間域和6D×6D的方形網(wǎng)格加密區(qū)域,其中D為風(fēng)輪直徑,m。

圖1 計(jì)算域示意圖Fig.1 Calculation domain diagram

對(duì)于本文中研究的二維數(shù)值模擬仿真模型,采用二維非定常不可壓縮N-S方程,離散方法采用求解精度更高的二階迎風(fēng)格式,采用1°作為每個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)的角度。鑒于風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)過(guò)程中,必然會(huì)產(chǎn)生動(dòng)態(tài)失速現(xiàn)象[14],四方程的Transition SST模型具有計(jì)算要求低、計(jì)算周期短、對(duì)影響轉(zhuǎn)捩的因素敏感度高等優(yōu)點(diǎn),且湍流模型精度經(jīng)過(guò)驗(yàn)證得到的仿真結(jié)果更具有可信性[15],因此湍流模型采用Transition SST模型。在葉片表面劃分邊界層網(wǎng)格[16],其首層高度[17]確定為

(1)

式中,L為特征長(zhǎng)度即葉片弦長(zhǎng),m;y*為描述壁面距離的無(wú)量綱量;Re為葉片表面流體的雷諾數(shù)。

計(jì)算域整體采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格示意圖如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格示意圖Fig.2 Grid diagram

1.2 CFD驗(yàn)證

在進(jìn)行CFD仿真過(guò)程中,需要進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。通過(guò)加密旋轉(zhuǎn)域網(wǎng)格以實(shí)現(xiàn)不同網(wǎng)格數(shù)量的劃分。同時(shí)選取可以衡量風(fēng)輪出力效果的力矩系數(shù)Cm作為衡量標(biāo)準(zhǔn),其表達(dá)式[17]為

A=2RH,

(2)

(3)

式中,A為風(fēng)輪的掃掠面積,m2;R為風(fēng)輪半徑,m;H為風(fēng)輪高度,m;M為風(fēng)輪整體力矩,N·m;ρ為空氣密度,kg/m3;v為來(lái)流風(fēng)速,m/s。

不同網(wǎng)格數(shù)目下的力矩系數(shù)如圖3所示。由圖3可知,隨著網(wǎng)格數(shù)目增加,Cm也在不斷增大,但是當(dāng)網(wǎng)格數(shù)目從415 281增加到約521 127時(shí),Cm變化趨于平穩(wěn),經(jīng)過(guò)計(jì)算兩者差值小于1%。因此綜合考慮計(jì)算機(jī)時(shí)間成本和計(jì)算精度,將網(wǎng)格數(shù)量控制在約410 000,此時(shí)單風(fēng)機(jī)力矩系數(shù)為0.154 9,單葉片力矩系數(shù)為0.051 7。

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)量下的風(fēng)機(jī)力矩系數(shù)Fig.3 Torque coefficient of vertical-axis wind turbines with different number of grids

利用文獻(xiàn)[18]中垂直軸風(fēng)力機(jī)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行CFD準(zhǔn)確性驗(yàn)證,圖4為二者的單葉片力矩系數(shù)對(duì)比曲線。圖4中2.5DCFD表示計(jì)算模型中計(jì)算域高度與風(fēng)輪高度相同,可以發(fā)現(xiàn),所采用的2DCFD仿真數(shù)據(jù)與2.5DCFD仿真數(shù)據(jù)總體趨勢(shì)趨于一致,僅在個(gè)別方位角范圍內(nèi)有微小差異,這說(shuō)明2DCFD仿真和2.5DCFD仿真同樣是可靠的。且2DCFD仿真與試驗(yàn)結(jié)果的曲線在上風(fēng)區(qū)是比較吻合的,單葉片力矩系數(shù)都在方位角θ約為90°時(shí)達(dá)到最大值,同時(shí)在方位角θ約為180°時(shí)達(dá)到最低值。但是方位角θ在240°～360°內(nèi)有一定的差異,風(fēng)洞試驗(yàn)值幾乎為零,CFD計(jì)算值為負(fù)值。這主要是由于來(lái)流風(fēng)通過(guò)上風(fēng)區(qū),使得下風(fēng)區(qū)的流場(chǎng)變得非常復(fù)雜,同時(shí)CFD計(jì)算忽略了支撐桿、機(jī)械能損失以及葉尖渦效應(yīng)等因素對(duì)風(fēng)力機(jī)旋轉(zhuǎn)所造成的影響?；趯?duì)比分析,本文中所采用的仿真模型及方法是可靠的。

圖4 單葉片力矩系數(shù)對(duì)比Fig.4 Torque coefficient of single blade

1.3 載荷分析

風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)一周過(guò)程中,葉片受到來(lái)流風(fēng)作用,會(huì)產(chǎn)生推動(dòng)風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)的切向力載荷和垂直于葉片弦線方向的法向力載荷。如圖5所示,以葉片2為例,通過(guò)CFD監(jiān)測(cè)得到葉片在X和Y方向上所受的氣動(dòng)載荷,然后分解到風(fēng)輪旋向的切向和法向方向,得到葉片2所受的切向力載荷T2和法向力載荷N2,其表達(dá)式分別為

T2=-(FX2cosθ+FY2sinθ),

(4)

N2=-FX2sinθ+FY2cosθ.

(5)

式中,FX2和FY2分別為葉片2在X和Y方向所受的氣動(dòng)載荷值,kN;θ為方位角,(°)。

圖5 葉片受力分析Fig.5 Aerodynamic force of blades

如圖6所示,通過(guò)CFD計(jì)算得到風(fēng)機(jī)葉片在一周方位角下的切向力載荷和法向力載荷?？梢园l(fā)現(xiàn),葉片處于上風(fēng)區(qū)所受的氣動(dòng)載荷都大于其處于下風(fēng)區(qū)時(shí),且法向力載荷遠(yuǎn)大于切向力載荷。在方位角約為270°時(shí),兩曲線在波峰位置出現(xiàn)了小幅下降,這是由于塔影效應(yīng)所導(dǎo)致的,來(lái)流風(fēng)流經(jīng)主軸產(chǎn)生一個(gè)較長(zhǎng)的尾流區(qū),對(duì)運(yùn)轉(zhuǎn)到θ=270°處的葉片造成不良影響,與蘇捷等[19]的研究相一致?？紤]到所研究的三葉片風(fēng)機(jī)模型,將3個(gè)葉片所受的氣動(dòng)載荷合成到主軸位置處,對(duì)主軸受力情況進(jìn)行分析,得到的主軸合成力變化曲線如圖7所示。由圖6可知,主軸合成力在風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)一周過(guò)程中波動(dòng)較劇烈,呈現(xiàn)周期性變化,幅值約為52.7 kN。周期性與葉片數(shù)量有關(guān),本文中研究的風(fēng)機(jī)模型葉片數(shù)為3,合成力在風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)一周過(guò)程中周期性變化3次。周期性的合成力變化極易引起主軸偏振,降低主軸服務(wù)年限,后續(xù)研究有必要將合成力變化作為評(píng)價(jià)指標(biāo)進(jìn)行分析。為方便比較主軸合成力的震蕩程度,引入了變異系數(shù)CV來(lái)衡量合成力的離散程度,CV越小代表主軸合成力震蕩程度越小,計(jì)算得到單風(fēng)機(jī)CV為0.123 0,其表達(dá)式為

(6)

圖6 不同時(shí)刻單葉片氣動(dòng)力Fig.6 Aerodynamic force of single blade at different time

圖7 合成力大小Fig.7 Size of synthetic force

CV=S/M.

(7)

式中,FX和FY分別為三葉片在X和Y方向所受氣動(dòng)載荷,kN;S和M分別為合成力的標(biāo)準(zhǔn)差和平均數(shù)。

2 雙機(jī)數(shù)值模擬

依據(jù)單風(fēng)機(jī)計(jì)算域的尺寸和網(wǎng)格模型,對(duì)雙風(fēng)機(jī)進(jìn)行建模仿真分析,以平均力矩系數(shù)Cmave和平均變異系數(shù)CVave為評(píng)價(jià)指標(biāo)確定雙風(fēng)機(jī)的最佳排布方式,并與單風(fēng)機(jī)相關(guān)參數(shù)進(jìn)行對(duì)比分析。多風(fēng)機(jī)的平均力矩系數(shù)和平均變異系數(shù)定義為

(8)

(9)

式中,n為風(fēng)機(jī)數(shù)量,這里n取2。

2.1 雙風(fēng)機(jī)最佳間距

雙風(fēng)機(jī)并排放置,依據(jù)雙風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)方向與來(lái)流方向不同,確定了兩種風(fēng)機(jī)對(duì)轉(zhuǎn)方式,如圖8所示。將上風(fēng)機(jī)逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)和下風(fēng)機(jī)順時(shí)針旋轉(zhuǎn)定義為CBR,相反的旋轉(zhuǎn)方向定義為CFR。

圖8 風(fēng)機(jī)對(duì)轉(zhuǎn)模型示意圖Fig.8 Schematic diagram of vertical axis wind turbines (VAWT) counter-rotation model

雙風(fēng)機(jī)之間的干涉作用與其之間的距離相關(guān),為確定雙風(fēng)機(jī)之間的縱向間距Yr對(duì)風(fēng)機(jī)氣動(dòng)性能的影響,取風(fēng)機(jī)縱向間距Yr在1.2D～2D變化,不同間距下的雙風(fēng)機(jī)平均力矩系數(shù)和平均變異系數(shù)變化曲線如圖9所示?？梢园l(fā)現(xiàn),隨著風(fēng)機(jī)間距增大,平均力矩系數(shù)都在不斷減小,逐漸接近于單風(fēng)機(jī)的Cm,CVave也在不斷增大,且逐漸接近于單風(fēng)機(jī)的變異系數(shù),這說(shuō)明雙風(fēng)機(jī)對(duì)轉(zhuǎn)方式可有效提高力矩系數(shù),改善風(fēng)輪的出力效果和主軸偏振效應(yīng),降低氣動(dòng)載荷對(duì)主軸的作用。進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn),CFR對(duì)轉(zhuǎn)方式下的平均力矩系數(shù)高于CBR對(duì)轉(zhuǎn)方式,且隨著風(fēng)機(jī)間距增大,兩種旋轉(zhuǎn)方式的差距也在逐漸縮小。當(dāng)Yr=1.3D時(shí),不管是CBR旋轉(zhuǎn)方式還是CFR旋轉(zhuǎn)方式,此時(shí)平均力矩系數(shù)都達(dá)到最大值,且CFR旋轉(zhuǎn)方式相比于原型風(fēng)機(jī)的提高了5.90%,平均變異系數(shù)相比于原型風(fēng)機(jī)的降低了19.26%。考慮到風(fēng)機(jī)安裝、運(yùn)行安全和維護(hù)等問(wèn)題,風(fēng)機(jī)不宜排布過(guò)近,將研究的雙風(fēng)機(jī)模型的最佳間距設(shè)置為1.3D,且旋轉(zhuǎn)方式為CFR。另外在考慮上述情況的同時(shí),根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況,風(fēng)機(jī)排布越近,不僅可以提升風(fēng)輪出力效果,降低主軸偏振,而且能夠提高風(fēng)資源的利用率。

圖9 0.1D間距下Cmave和CVave的變化曲線Fig.9 Cmave and CVave of double-VAWTs at 0.1D distance

2.2 單雙風(fēng)機(jī)氣動(dòng)載荷對(duì)比

圖10給出了單風(fēng)機(jī)和最佳雙風(fēng)機(jī)風(fēng)電機(jī)組下葉片的切向力和法向力載荷對(duì)比。通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn),θ在15°～90°和180°～330°內(nèi),雙風(fēng)機(jī)的切向力都大于單風(fēng)機(jī)的切向力,且在下風(fēng)區(qū)提升效果更明顯,而在其余方位角范圍內(nèi)雖略有下降,但下降的幅值不明顯。進(jìn)一步分析法向力載荷的變化曲線可知,θ在75°～180°和330°～360°內(nèi),雙風(fēng)機(jī)的單葉片法向力載荷都大于單風(fēng)機(jī)的,尤其是θ在180°～330°內(nèi)增大程度更顯著,在其余方位角范圍內(nèi)略有下降。比較單雙風(fēng)機(jī)的單葉片切向力和法向力曲線,可以發(fā)現(xiàn)相比于雙風(fēng)機(jī)對(duì)轉(zhuǎn),塔影效應(yīng)在單風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)時(shí)發(fā)生了遲滯,大約發(fā)生在方位角θ=278°。

圖10 單葉片氣動(dòng)力對(duì)比Fig.10 Comparison of aerodynamic force of single blade

圖11為主軸合成力大小、作用角度對(duì)比極坐標(biāo)。

圖11 合成力大小和方向Fig.11 Magnitude and direction of synthetic force

從圖11中可以發(fā)現(xiàn),單風(fēng)機(jī)的合成力約在109.58～162.25 kN內(nèi)波動(dòng),雙風(fēng)機(jī)的合成力波動(dòng)范圍明顯小于單風(fēng)機(jī)的,波動(dòng)范圍為116.28～164.48 kN,即幅值范圍降低了約4.47 kN;同時(shí)雙風(fēng)機(jī)的合成力作用角約為-8.39°～13.06°,而單風(fēng)機(jī)的作用角為-9.95°～14.34°,作用角度范圍減小了約2.84°。單個(gè)VAWT旋轉(zhuǎn)會(huì)引起馬格努斯效應(yīng),而雙風(fēng)機(jī)布置則可以平衡各個(gè)風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)引起的馬格努斯效應(yīng),減輕主軸和塔架的受力和振動(dòng)。

3 三風(fēng)機(jī)數(shù)值模擬

3.1 三風(fēng)機(jī)氣動(dòng)性能和機(jī)制分析

基于仿真結(jié)果對(duì)比,確定了雙風(fēng)機(jī)的最佳旋轉(zhuǎn)方式為CFR,即風(fēng)機(jī)1順時(shí)針旋轉(zhuǎn),風(fēng)機(jī)2逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)。為進(jìn)一步研究雙風(fēng)機(jī)的尾流影響和三風(fēng)機(jī)的最佳排布方式,需要對(duì)三風(fēng)機(jī)的Cmave和CVave進(jìn)行對(duì)比分析。三風(fēng)機(jī)的排布方式如圖12所示,前排雙風(fēng)機(jī)1和2縱向間距為Yr,后排風(fēng)機(jī)3排布在前排風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)中心連線的中垂線上,并取橫向間距為Xr。按照后排風(fēng)機(jī)3旋轉(zhuǎn)方向的不同,分為CCW3和CW3兩種旋轉(zhuǎn)方式,其中CCW3表示風(fēng)機(jī)3逆時(shí)針旋轉(zhuǎn),CW3表示風(fēng)機(jī)3順時(shí)針旋轉(zhuǎn)。

圖12 三風(fēng)機(jī)排布模型示意圖Fig.12 Schematic diagram of layout of three-VAWTs model

考慮到雙風(fēng)機(jī)之間相互作用效果與其之間排布間距成反比,不宜布置過(guò)遠(yuǎn),且減小風(fēng)電機(jī)組占地面積,僅對(duì)三風(fēng)機(jī)縱向間距Yr為1.3D和1.6D進(jìn)行討論,橫向間距Xr分別為1.6D、1.8D、2D和2.2D、2.4D、2.6D和2.8D,結(jié)合式(8)和(9),取n=3,計(jì)算不同橫向間距Xr和縱向間距Yr下的三風(fēng)機(jī)Cmave和CVave,如圖13所示。由圖13可知,三風(fēng)機(jī)的Cmave和CVave隨橫向間距Xr變化起伏不定,同時(shí)縱向間距Yr=1.6D下的Cmave都大于單風(fēng)機(jī)的力矩系數(shù),而Yr=1.3D的Cmave則都小于單風(fēng)機(jī)的力矩系數(shù),這與雙風(fēng)機(jī)的計(jì)算結(jié)果不同。結(jié)合圖14速度流場(chǎng)分析可知,當(dāng)縱向間距Yr=1.3D時(shí),風(fēng)機(jī)間距過(guò)小,靠近風(fēng)輪的下風(fēng)向產(chǎn)生了低速區(qū),即使前排風(fēng)機(jī)起到了聚風(fēng)作用,但是后排風(fēng)機(jī)過(guò)多暴露在前排風(fēng)機(jī)的尾流低速區(qū)內(nèi),這在一定程度上降低了后排風(fēng)機(jī)的出力效果。而當(dāng)縱向間距Yr=1.6D時(shí),前排雙風(fēng)機(jī)1和2起到了聚風(fēng)作用,來(lái)流風(fēng)由寬闊沒(méi)有阻礙的風(fēng)機(jī)前方經(jīng)過(guò),后流經(jīng)風(fēng)機(jī)1和2之間,形成類似于峽谷的氣流運(yùn)動(dòng),導(dǎo)致風(fēng)速增快,而且由于前排間距較大,后排風(fēng)機(jī)受前排風(fēng)機(jī)尾流效應(yīng)影響較小,

圖13 三風(fēng)機(jī)平均力矩系數(shù)和平均變異系數(shù)Fig.13 Cmave and CVave of three-VAWTs

圖14 三風(fēng)機(jī)速度流場(chǎng)Fig.14 Velocity flow of three-VAWTs

因此獲得了較好的增益效果。當(dāng)Yr=1.6D時(shí),雖然力矩系數(shù)曲線起伏不定,但從總體趨勢(shì)上看,Cmave曲線呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì),且在CCW3和CW3兩種旋轉(zhuǎn)方式下均于Xr=2D、Yr=1.6D時(shí)達(dá)到最大值,相比于單風(fēng)機(jī)增大了5.53%,CVave在CCW3和CW3兩種旋轉(zhuǎn)方式下均于Xr=1.8D時(shí)達(dá)到最小值,相比于單風(fēng)機(jī)僅增大了1.27%。綜上所述,選取Xr=(1.8～2)D、Yr=1.6D為三風(fēng)機(jī)的最佳排布區(qū)域,此區(qū)域風(fēng)機(jī)的Cmave較高,且CVave相對(duì)較低,占地面積相對(duì)較小。因此在提高出力效果同時(shí)可以較大程度降低主軸偏振,延長(zhǎng)風(fēng)機(jī)使用壽命。

3.2 三風(fēng)機(jī)氣動(dòng)載荷

利用式(4)和式(5),選取旋轉(zhuǎn)方式為CW3,排布間距為Xr=2D,Yr=1.6D的三風(fēng)機(jī)進(jìn)行氣動(dòng)載荷分析,計(jì)算得到單風(fēng)機(jī)和三風(fēng)機(jī)單葉片一周方位角下氣動(dòng)載荷如圖15所示。由圖15可以發(fā)現(xiàn),CW3-1、CW3-2和單風(fēng)機(jī)曲線高度吻合,僅在個(gè)別方位角下有微小差別。而CW3-3與單風(fēng)機(jī)曲線差別較大,尤其是當(dāng)下游風(fēng)機(jī)CW3-3葉片運(yùn)轉(zhuǎn)在θ為180°～360°時(shí),切向力和法向力載荷遠(yuǎn)大于單風(fēng)機(jī)葉片載荷。結(jié)合圖14,這主要是因?yàn)榍芭烹p風(fēng)機(jī)排布形成了峽谷效應(yīng),起到了聚風(fēng)作用,增大了下游風(fēng)機(jī)的來(lái)流風(fēng)速,因此后排風(fēng)機(jī)葉片載荷得到進(jìn)一步提升。雖然下游風(fēng)機(jī)的氣動(dòng)載荷得到了進(jìn)一步提升,也增加了風(fēng)輪出力效果,但這在一定程度上增大了載荷不均勻狀況,進(jìn)而會(huì)加劇主軸偏振效應(yīng),影響風(fēng)機(jī)壽命。因此在風(fēng)機(jī)實(shí)際排布中,提高風(fēng)機(jī)出力效果的同時(shí),還需要考慮風(fēng)機(jī)主軸偏振效應(yīng),合理選擇風(fēng)機(jī)排布間距,避免風(fēng)機(jī)出現(xiàn)偏移、顫動(dòng)等現(xiàn)象,影響風(fēng)機(jī)服務(wù)壽命。

圖15 單葉片氣動(dòng)力對(duì)比Fig.15 Comparison of aerodynamic force of single blade

4 結(jié) 論

(1)垂直軸風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)一周過(guò)程中氣動(dòng)載荷變化劇烈,同時(shí)由于塔影效應(yīng)的存在,其切向力載荷和法向力載荷都在方位角約270°時(shí)出現(xiàn)小幅下降。風(fēng)機(jī)葉片氣動(dòng)載荷合成到主軸形成主軸合成力,合成力幅值的最大波動(dòng)值為52.7 kN,作用角度為-9.95°～14.34°,周期性的合成力變化極易引起主軸偏振,降低主軸壽命。

(2)總體上雙風(fēng)機(jī)間距越近,平均力矩系數(shù)越大,平均變異系數(shù)越小,CFR旋轉(zhuǎn)方式優(yōu)于CBR旋轉(zhuǎn)方式。雙風(fēng)機(jī)排布在上風(fēng)區(qū)增大了葉片兩側(cè)的正向壓差,在下風(fēng)區(qū)減小了負(fù)向壓差,一定程度上改善了葉片上下風(fēng)區(qū)載荷不均勻現(xiàn)象。

(3)三風(fēng)機(jī)排布形成“峽谷效應(yīng)”增大了后排風(fēng)機(jī)的來(lái)流風(fēng)速,但同時(shí)也會(huì)增大主軸偏振效應(yīng)。緊密排布條件下三風(fēng)機(jī)最佳旋轉(zhuǎn)方式為CW3,排布間距為Xr=(1.8～2)D、Yr=1.6D,此時(shí)平均力矩系數(shù)增大了5.53%,而平均變異系數(shù)則最小,增大了1.27%。在風(fēng)機(jī)實(shí)際排布中,除考慮風(fēng)機(jī)出力效果,還需考慮主軸偏振效應(yīng),避免風(fēng)機(jī)出現(xiàn)偏移、顫動(dòng)等現(xiàn)象,延長(zhǎng)風(fēng)機(jī)服務(wù)年限。