風電機組葉片渦流發(fā)生器氣動特性及應用研究

摘 要：采用[k-ω] SST湍流模型 和γ-Reθ轉捩模型計算帶有渦流發(fā)生器翼型的氣動性能參數，基于湍流狀態(tài)下的葉片翼型攻角變化，分析出葉片在準穩(wěn)態(tài)陣風工況下氣動攻角變化規(guī)律，研究渦流發(fā)生器在不同湍流強度、空氣密度條件下對風電機組葉片實際運行功率和載荷特性變化的影響。結果表明，風電機組葉片極易受空氣密度、環(huán)境湍流、轉速變化、陣風突變等影響使得翼型易發(fā)生失速，渦流發(fā)生器可降低風電機組葉片對空氣密度和湍流強度影響的敏感性，降低葉片擺振方向載荷和振動。

關鍵詞：風電機組；渦流發(fā)生器；翼型；空氣密度；湍流強度

中圖分類號：TK8 " " " " " " " 文獻標志碼：A

0 引 言

風電機組葉片翼型氣動性能的優(yōu)劣與氣流攻角、最佳升阻比正相關，翼型的附著流動區(qū)范圍越大，發(fā)生失速的風險越小。翼型的設計選擇受限于葉片氣動和結構設計要求，對于大多數風電機組而言，葉根區(qū)域由于其翼型厚度較大，極易發(fā)生失速現象。風電機組運行環(huán)境復雜多變，空氣密度、湍流強度、風向等要素對葉片失速的影響逐漸凸顯，此外隨著風電機組葉片大型化發(fā)展，風輪旋轉慣性、變槳控制響應、轉速控制響應等也日益成為影響葉片轉化風能效率和失速的重要因素。

渦流發(fā)生器作為一種被動流動分離控制和提高翼型升阻比的裝置，最早由美國聯合飛機公司Taylor［1］在1947年提出，首先是應用在航空領域，由于其結構形式簡單、抑制失速特性明顯、性價比高等特點，已逐漸被推廣應用在汽車、風力發(fā)電、冶金化工、船舶等領域。對于渦流發(fā)生器在風電領域的研究及應用，從主動失速型到小容量變槳調節(jié)型機組，再到目前超長柔葉片大型風電機組依然在持續(xù)進行中。Timmer等［2］對DU 97-W-300翼型安裝渦流發(fā)生器前后的氣動性能變化進行了風洞試驗，結果顯示渦流發(fā)生器安裝在弦長方向20%位置時，翼型升力系數從1.55增加到1.97，同樣增加了附著區(qū)的阻力系數，降低翼型對前緣粗糙度的敏感性；高琳越等［3］采用計算流體力學（computational fluid dynamic，CFD）三維仿真方法，對DU-97-W-300鈍尾緣翼型安裝渦流發(fā)生器后的氣動性能進行計算并與試驗數據對比，結果顯示增加渦流發(fā)生器的設計長度會對翼型升、阻力系數均產生不利影響；Manolesos等［4］通過壓力、流動可視化和立體攝像等三維立體試驗方法對NTUA-18翼型安裝渦流發(fā)生器后的氣動特性變化進行風洞試驗測試，結果表明安裝渦流發(fā)生器后翼型失速攻角延遲5°～15°位置，對應最大升力系數增加44%，阻力系數僅增加0.002；周曉亮等［5］在相對厚度為40%的鈍尾緣翼型上進行渦流發(fā)生器設計參數對翼型表面流動和氣動性能影響的試驗研究，得到渦流發(fā)生器可有效改善翼型表面流動分離、提高翼型升阻比，以及弦向安裝位置和渦流發(fā)生器高度對結果影響最大的結論；張惠等［6］對不同形狀渦流發(fā)生器的氣動性能進行風洞試驗研究，給出推薦外形和弦向安裝位置；趙振宙等［7］基于轉捩模型對渦流發(fā)生器的氣動特性進行仿真計算，結果表明轉捩模型與試驗結果吻合度更高；陳杰等［8］通過CFD方法研究渦流發(fā)生器對專用翼型抑制流動分析和延遲動態(tài)失速的效果，以及安裝位置和雙排渦流發(fā)生器的對比研究。關于渦流發(fā)生器的研究多集中在靜態(tài)/動態(tài)失速特性、形狀、安裝位置以及仿真方法，而對安裝渦流發(fā)生器后的葉片或者風電機組整機載荷、功率曲線變化、空氣密度及湍流強度等多因素的影響相關研究較少。

風電機組多運行在復雜多變的環(huán)境中，風速、湍流強度、旋轉速度等要素的變化對翼型氣動攻角有直接的影響，進而影響整機的載荷結果。本文首先對風電機組運行在不同環(huán)境條件下的葉片翼型攻角變化和機組功率特性進行分析，其次采用CFD方法[k-ω] SST湍流模型和γ-Reθ轉捩模型計算出40%、35%厚度翼型安裝渦流發(fā)生器后升力、阻力和力矩系數結果，通過GH Bladed軟件計算對比葉片安裝渦流發(fā)生器前后攻角、等效疲勞載荷、極端工況載荷以及功率曲線特性變化，進而得到渦流發(fā)生器的實際應用對機組功率和載荷的影響。

1 計算模型

本文采用三角形薄片式渦流發(fā)生器，反向對稱分別安裝在相對厚度為35%～60%翼型表面。圖1為所用渦流發(fā)生器幾何外形圖，其中[d]為渦流發(fā)生器入口寬度，[D]為渦流發(fā)生器出口寬度，[β]為入流夾角，[h]為渦流發(fā)生器后緣高度，[l]為渦流發(fā)生器長度，[L]為相鄰渦流發(fā)生器間隔。本文仿真計算的渦流發(fā)生器具體外形參數分別為：[d=12] mm，[D=20] mm，[l=15.8 mm]，[β=18°]，[L=26.5 ]mm，[h=5.8 ]mm，薄片厚度0.55 mm。選擇的翼型弦長為1000 mm，展向長度為280 mm，渦流發(fā)生器后緣安裝位置與目標翼型在最大升阻比對應攻角的轉捩點重合。

2 計算數值方法及設置

本文采用C型計算域進行外流場計算，圓弧形為入口邊界，距離計算翼型前緣距離為5倍弦長，計算域出口距離計算翼型后緣距離為10倍弦長。通過CFX-ICEM進行結構網格劃分，為保證[Y+≤1]，第一層網格高度為0.0053 mm，計算域節(jié)點總數280萬，如圖2所示。

[k-ω] SST模型由于穩(wěn)定性、準確性較好，是目前被廣泛使用的渦黏性模型，其基本原理是在近壁面采用[k-ω]模型、在邊界層邊緣區(qū)域和自由剪切層使用[k-ε]模型，通過湍動動量輸運的梯度型假設引入雷諾數剪應力輸運影響。此外，該模型還可較好地處理湍流剪應力在逆壓梯度和分離邊界層內的輸運［9］。γ-Reθ轉捩模型由Menter和Langtry等［10-12］通過使用局部應變速率的雷諾數[Rev]替代動量厚度雷諾數Reθ，基于當地流場相關變量的提出的γ-Re轉捩模型。該模型考慮間歇因子γ和當地邊界層動量厚度雷諾數Reθ，建立了2個輸運方程，最終與相關經驗公式以及[k-ω] SST兩方程湍流模型有機結合，構成Transition SST四方程轉捩模型［13］，目前該模型已用到ANSYS 15.0及以后版本中。關于γ-Reθ轉捩模型的參數定義可參考文獻［14-15］。

由于[k-ω] SST和γ-Reθ四方程轉捩模型在近壁面區(qū)域逆壓梯度和分離流氣動特性計算結果與試驗結果吻合度較高［10］。本文基于[k-ω] SST和γ-Reθ轉捩模型，對安裝渦流發(fā)生器后的翼型氣動性能參數進行仿真計算。

3 結果對比驗證

對DU 00-W2-350翼型進行仿真計算分析，得到升、阻力系數，并與試驗數據［16］進行對比，如圖3所示。從圖3中可看出，CFD計算與試驗數據的最大升力系數分別為1.403和1.393，誤差0.7%，最大升力系數對應攻角分別為11.5°和11°，最佳升阻比分別為86.34和81.22，誤差為6.3%，最佳升阻比對應的翼型攻角均為7°。該模型計算升力系數計算結果與試驗數據結果較為吻合，但阻力系數計算結果相對有一定的偏差，特別是在攻角gt;12°翼型發(fā)生失速以后，計算結果偏差逐漸增大。

圖4為相對厚度為40%和35%翼型安裝渦流發(fā)生器后升、阻力系數，40%厚度翼型安裝渦流發(fā)生器后升力系數從1.179提升到2.590，對應失速攻角由9°延后至19°，阻力系數略有增加。35%厚度翼型安裝渦流發(fā)生器后升力系數從1.291提升到1.917，對應失速攻角由11°延后至15°，阻力系數略有增加。

4 風電機組運行狀態(tài)分析

風電機組運行環(huán)境相對復雜多變，特別是近年來風電機組長、柔葉片大型化發(fā)展，使得葉片氣動穩(wěn)定性受風速、空氣密度、湍流、風向變化、控制慣性等影響愈發(fā)明顯，圖5為葉素速度三角形分析圖［17］。

圖5中各參數表達式如式（1）～式（3）所示。

[W=U2in+U2Ω] （1）

[UΩ=Ωr（1+a'）] （2）

[Uin=U∞（1-a）] （3）

式中：[W]——葉素相對合速度，m/s；[Ω]——風輪轉速，rad/s；[r]——葉素所處葉片半徑位置，m；[a、a']——軸向誘導因子和切向誘導因子；[U∞]——自由流風速，m/s；[Uin]——來流風速；[UΩ]——葉素線速度。

風電機組葉片的.氣動性能分析是與空氣動力學、結構動力學、氣動彈性力學、控制等多學科相關的耦合問題，但從直觀角度看，翼型攻角的變化與風速大小、風輪轉速直接相關，受結構變形、控制慣性及滯后等影響間接影響［17］，本文不再展開分析。

圖6為某1500 kW-D87機組在空氣密度為1.225 kg/m3、平均風速8 m/s、湍流強度26.1%條件下計算的相對厚度為40%、35%、25%位置的翼型截面氣動攻角對比，其中相對厚度40%位置處的平均氣動攻角為9.803°，標準差為7.213°、相對厚度35%位置處的平均氣動攻角7.312°，標準差為5.017°、相對厚度25%位置處的平均氣動攻角為6.13°，標準偏差為2.01°。由此可知，隨著相對厚度逐漸減小，翼型氣動攻角波動受風速和葉輪轉速的影響逐漸減弱。此外，當轉速變化較小，風速持續(xù)增加時，各截面氣動攻角逐漸變大，相對厚度越大受其影響越明顯。氣動攻角增大和劇烈波動，使得翼型極易發(fā)生深度失速和誘導振動，產生不利載荷。

為進一步分析風速波動對翼型氣動攻角的影響，仿真設置風速從3 m/s到14 m/s再到3 m/s，小于10 m/s風速時的步長為1 m/s，10～14 m/s區(qū)間風速步長為2 m/s，每個步長持續(xù)時間為40 s，如圖7a所示。圖7b、圖7c分別為機組在此陣風設置下的槳距角和葉輪轉速變化，圖7d為機組風速和轉速對應關系圖，該機組采用PI控制，風速位于3.0～4.5 m/s時，葉輪轉速控制設定值為并網轉速為9.5 r/min，4.5～7.8 m/s風速區(qū)間內，機組轉速變化參考最佳Cp段即最優(yōu)轉速轉矩增益，7.8～10.0 m/s為額定轉速區(qū)，額定轉速為16 r/min，10 m/s以后機組功率滿發(fā)，開始變槳運行。

圖8a～圖8c分別為葉片截面相對厚度40%、35%和25%位置在圖7a陣風下的攻角變化趨勢圖，可看出在風速發(fā)生變化時，翼型攻角隨之發(fā)生明顯變化，在并網轉速和未滿發(fā)前的額定轉速區(qū)間內最為明顯，最大攻角變化為7.92°，且隨著翼型相對厚度減小，該變化波動逐漸減弱，同時陣風變化幅值越大，攻角變化越明顯，如圖8d所示。由此可知，葉片翼型特別是大中厚度翼型在機組運行過程中，受風速波動和運行特性影響，翼型攻角極易超出失速攻角值，發(fā)生失速并產生不利的載荷和振動影響。除此以外，高海拔地區(qū)低空氣密度對翼型失速影響問題，尤為明顯，見相關文獻［18］。

風電機組發(fā)電性能在不同湍流強度和空氣密度下，表現出較為明顯的變化，如圖9所示。圖9a給出標準空氣密度下，特征湍流強度[I15]分別為0.10、0.14、0.18的機組動態(tài)功率曲線，在小于額定轉速對應額定風速8 m/s時，湍流強度越高對應機組功率越大，超過8 m/s后受翼型失速影響，隨著風速增加機組功率與湍流強度增加呈反比趨勢。圖9b給出[I15]為0.18時，空氣密度分別為1.225、1.000、0.800 kg/m3時的機組動態(tài)功率曲線，可看出隨著空氣密度的逐漸減小，風速越大特別是在額定風速附件機組功率曲線損失越明顯。

5 氣動性能計算設置

為研究風電機組運行過程中葉片翼型攻角變化，以及分析安裝渦流發(fā)生器后的氣動性能改善情況。本文選擇WT1500-D87葉片進行分析，主要研究湍流強度、空氣密度等對葉片大中厚度翼型氣動性能、機組功率和載荷的影響。表1給出機組的基本配置和計算風資源參數。

6 不同環(huán)境條件的影響

6.1 湍流強度影響

使用帶渦流發(fā)生器翼型的氣動參數將葉片展向4～16 m位置的翼型參數進行替換，使用GH Bladed軟件計算替換前后的功率曲線變化，分析不同湍流強度下，安裝渦流發(fā)生器后對機組功率曲線的改善效果，如圖10所示。安裝渦流發(fā)生器的葉片對不同湍流強度下的風電機組功率曲線均有不同程度的改善，主要體現在額定風速以下，對湍流強度[I15]為0.18、0.14、0.10時的機組不同風速功率最大提升效果分別為2.16%、1.82%、1.69%，同時結合風輪轉速變化情況及前述分析，安裝渦流發(fā)生器后功率改善情況在額定轉速段更為明顯，對并網轉速對應風速區(qū)間內的功率影響相對較小，其中風速為3 m/s、湍流強度0.10時，安裝渦流發(fā)生器對功率提升僅0.03%。

6.2 空氣密度影響

計算相同湍流強度、不同空氣密度條件下，安裝渦流發(fā)生器后對機組功率曲線的改善效果，如圖11所示。安裝渦流發(fā)生器的葉片對不同空氣密度下的風電機組功率曲線均有不同程度的改善，空氣密度越小，提升效果越明顯。對空氣密度為1.225、1.000、0.800 kg/m3時機組不同風速功率最大提升效果分別為2.16%、2.39%、4.51%，如圖11b所示；同時結合風輪轉速變化情況及前述分析，安裝渦流發(fā)生器后功率改善情況在額定轉速至滿發(fā)風速段最為明顯，對并網轉速對應風速區(qū)間內的功率影響相對較小，其中風速為3 m/s、湍流強度0.18，對應空氣密度為1.225、1.000、0.800 kg/m3時安裝渦流發(fā)生器對功率提升僅0.964%、0.953%、0.949%，如圖11b所示。

6.3 載荷變化

風電機組運行過程中，來流風速和風輪轉速在不斷變化，對翼型攻角的影響并不能實時體現，當邊界層發(fā)生分離且攻角變大時，分離渦將進一步影響靠近翼型前緣位置的流動特性，產生更大的不利載荷影響。安裝渦流發(fā)生器后的翼型由于其失速攻角增大，可在一定范圍內抑制或延遲氣流分離的可能，一定程度上減弱失速引起的不利載荷和振動。

對比風電機組安裝渦流發(fā)生器前后運行在湍流工況下的葉根位置揮舞和擺振方向上的載荷，計算平均風速6 m/s、空氣密度1.225 kg/m3、[I15=0.18]，由計算結果可知，安裝渦流發(fā)生器前后，葉根揮舞方向彎矩最大值由2223.78 kN·m增大至2276.02 kN·m，最大值增加2.38%，由于安裝渦流發(fā)生器后翼型升力系數、失速攻角增大，葉片捕風能力增加，勢必導致葉片揮舞方向載荷增大。擺振方向彎矩最大值由968.13 kN·m降低至902.3 kN·m，最大值減少了7.29%；彎矩最小值由[-1283.08] kN·m降低至-1206.97 kN·m，最小值減少了6.31%，原因在于安裝渦流發(fā)生器后，翼型失速攻角增大，同時降低了對應攻角的阻力系數和減弱機組振動所致。如圖12所示，安裝渦流發(fā)生器后葉片在擺振1階和2階頻率位置的振動均有一定程度的減弱。

為研究安裝渦流發(fā)生器對風電機組葉片等效疲勞載荷的影響，給定Weibull風頻參數[k=2，C=6.77] m/s，風向0°、風速區(qū)間3～22 m/s、入流角8°、湍流強度[I15]為0.18、空氣密度分別為0.800、1.000和1.225 kg/m3。對比安裝渦流發(fā)生器前后葉根揮舞和擺振方向等效疲勞載荷如圖13所示。安裝渦流發(fā)生器后，葉根揮舞方向等效疲勞載荷對應從1552.8、1819.7、2112.2 kN·m變?yōu)?574.9、1850.2、2152.4 kN·m，分別增加了1.42%、1.68%、1.9%，葉根擺振方向等效疲勞載荷對應從2643.1、2574.7、2524.7 kN·m變?yōu)?577.1、2520.2、2508.1 kN·m，分別減小了2.49%、2.12%、0.74%”，同時對比整機其他關鍵截面載荷結果，如葉根[Mz]、輪轂、偏航、塔筒頂/底端等，均有一定程度增加，等效疲勞載荷增加幅度最大的分量為塔底前后方向，約3.8%。安裝渦流發(fā)生器后，由于改變了翼型氣動升阻力特性，使得葉片氣動效率和捕風能力增加，勢必產生額外的揮舞方向載荷，受其影響葉片面外、塔架前后、傳動鏈等載荷略有增加。而對于葉片擺振方向，渦流發(fā)生器安裝后增大失速攻角，對翼型表面流動分離有較好的抑制或延遲影響，降低了原失速攻角附近阻力系數以及振動減少或減弱，使得葉片擺振方向等效疲勞載荷略有降低。

7 結 論

本文從外形設計、流體計算、機組功率特性、載荷等多角度的影響研究分析渦流發(fā)生器在風電機組葉片上的應用，主要結論如下：

1）風電機組葉片大中厚度翼型受空氣密度、風速、轉速、控制等影響，極易發(fā)生失速，翼型厚度越大或越靠近葉根失速概率越高，受外部條件影響越嚴重。

2）采用[k-ω] SST和Gamma Theta轉捩模型分析計算翼型氣動特性具有較高的精度，線性區(qū)升力系數和阻力系數偏差較小，失速攻角后計算結果偏差增大，阻力系數結果與試驗結果偏差更為明顯。

3）風電機組發(fā)電性能受湍流強度和空氣密度影響較大，機組發(fā)生失速區(qū)間主要集中在葉輪轉速不變同時風速發(fā)生劇烈波動時，此處載荷、振動、功率損失較為明顯，安裝渦流發(fā)生器后，該現象可得到一定程度的改善，其中對低空氣密度的改善效果最佳。

4）葉片安裝渦流發(fā)生器后，由于翼型升力系數得到改善，提高了葉片捕風能力同時會增加整機極限和疲勞載荷，但因為翼型失速攻角增大，部分攻角范圍內阻力系數得到降低，因此安裝渦流發(fā)生器后可降低葉片擺振或者面內方向極限和疲勞載荷，以及減弱葉片在擺振和面內方向的振動。

5）由于渦流發(fā)生器對功率和失速的影響更多的體現在額定風速附近，對于風電機組處于高湍流、低空氣密度、陣風系數高等環(huán)境條件下時，渦流發(fā)生器對功率、振動、載荷的正向影響更為明顯。

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RESEARCH ON AERODYNAMIC CHARACTERISTICS AND

APPLICATION OF WIND TURBINE BLADE WITH VORTEX GENERATOR

Zhang Linwei1，Xu Hui2，Chen Hao2，Zhang Chao3，Peng Ge2，Li Yuan1

（1. Huaneng Clean Energy Research Institute， Beijing 102209， China；

2. Huaneng Hubei New Energy Co.， Ltd.， Wuhan 430077， China；

3. Huaneng New Energy Co.， Ltd.， Shandong Branch， Ji’nan 250002， China）

Abstract：The transition γ-Reθ and [k-ω] SST turbulence model were used to calculate aerodynamic characteristics of the airfoil with vortex generators， based on the variation of the blade airfoil angle of attack under the turbulent condition， the aerodynamic angle of attack variation pattern of the blade under quasi-steady gust conditions was "analyzed， the actual power and load characteristics of wind turbine with vortex generators were investigated in different turbulence and air density conditions. The results indicate that the airfoil stall characteristic of wind turbine blades can be affected by air density， ambient turbulence and rotor speed. Vortex generators an reduce the sensitivity of air density and turbulence intensity to wind turbine blades， as well as decrease blade load and vibration in edgewise direction.

Keywords：wind turbines； vortex generators； airfoil； air density； turbulence intensity