導流板對Banki 式風機性能的影響分析

毛昭勇，衛(wèi)超，黃偉超，樊瑜

(西北工業(yè)大學 航海學院，陜西 西安710072)

0 引言

近年來，不可再生能源消耗嚴重，世界各國對可再生能源尤其是風能的發(fā)展利用都產生了極大的興趣［1］。目前，風力的采集主要是由大型裝置實現(xiàn)的［2］，但在一些偏遠地區(qū)，其風力條件差，能源消耗較低，且像電網等傳統(tǒng)供電技術很難實現(xiàn)［3］，因此，小尺寸、可在低風速下運行的風機是這些地區(qū)供電設備的首選。

風機是一種能截獲流動空氣所具有的動能并將風機葉輪迎風掃掠面積內的一部分動能轉化為有用機械能的裝置。根據(jù)風輪旋轉軸在空間的方向，風機在結構上可以分為:水平軸風機(HAWT)和垂直軸風機(VAWT). 水平軸風機通常用于大型的風力發(fā)電場所，具有較高的發(fā)電效率，但需要持續(xù)穩(wěn)定的風速才能有效地提供電力［4］，其性能受風速和風向的影響較大。垂直軸風機可以在高度不穩(wěn)定或湍流流動模式下高效運行［5］，它不受來流方向的影響［6］。以上特性使得垂直軸風機更適合在風速小且不穩(wěn)定的環(huán)境下應用。

Savonius 型風機是一種典型的垂直軸風機，國內外對Savonius 風機進行了大量的實驗研究和數(shù)值分析［7］，研究了葉輪展弦比、葉輪間的重疊比、葉輪個數(shù)等設計參數(shù)對風機性能的影響。Golecha 等通過在轉子的前面添加偏轉板來減小阻礙轉子旋轉的負轉矩，以提高Savonius 轉子的效率和啟動轉矩［8］。

Banki 式風機是垂直軸風機的一種，適合在低風速下運行。Dragomirescu 曾對其進行數(shù)值模擬分析［9］，其研究結果表明:減少葉輪在迎風的半個周期內所產生的負力矩，可以增加風機上的凈轉矩，提高Banki 式風機的輸出功率。雖然減少葉輪數(shù)可消除一部分逆風半周期內的負轉矩，但并未從根本上解決問題，因為只要有葉輪就會產生負轉矩，而且葉輪數(shù)過少，也會影響輸出功率。

因此，本文提出一種改進方法，在Banki 式風機的迎風方向上安裝一個弧形導流板，通過此裝置改變渦輪周圍的流場特性，以減少葉輪在迎風的半個周期內所產生的負力矩。

基于不可壓縮流體動力學方程，使用滑移網格技術，研究了導流板對風機氣動性能的影響，為風力發(fā)電裝置優(yōu)化設計提供理論參考依據(jù)和必要數(shù)據(jù)。

1 Banki 風機模型

Banki 風機的三維視圖和幾何參數(shù)如圖1 和圖2 所示。該系統(tǒng)由一個Banki 式轉子和轉子外的圓弧型導流板組成。轉子使用直葉輪，因此該風機在任何截面的模型圖都相同。考慮到跨度長度不影響風機的性能研究，本文對其進行二維數(shù)值仿真分析。截面幾何模型的關鍵參數(shù)已標出:風輪外半徑Ro，風輪內半徑Ri，葉輪半徑Rb，葉輪中心半徑Rc，導流板半徑Rw，相鄰葉輪夾角γ.

圖1 Banki 風機三維模型Fig.1 3D model of Banki wind turbine

圖2 Banki 風機截面幾何參數(shù)Fig.2 Geometrical parameters of cross-section of Banki wind turbine

本文主要研究導流板對風機性能的影響，因此，導流板的安裝與否是唯一需要考慮的變量，具體幾何參數(shù)如表1 所示。

表1 風機的具體幾何參數(shù)Tab.1 Geometric parameters of wind turbine

2 數(shù)值方法與仿真參數(shù)

本文基于有限體積元法，使用滑移網格技術，利用Gambit 軟件完成計算域網格劃分工作。并利用商業(yè)軟件Fluent 對其進行二維數(shù)值模擬分析。

2.1 控制方程

流動問題都必須滿足質量守恒定律和動量守恒定律，按照定律可以提出相關的質量守恒方程與動量方程，如(1)式、(2)式所示。

計算基于標準k-ε 模型，與湍流動能k 和耗散率ε 對應的運輸方程為

式中:Gk為由平均速度梯度引起的湍動能k 的產生項;Gb為由浮力生成的湍流動能;YM為脈動膨脹對總體耗散率的影響;αk為k 的紊動模型常數(shù);αε為ε 的紊動模型常數(shù)。

2.2 計算域和網格的生成

本文計算域為一個5 m ×10 m 的矩形，風輪放置于距離左側邊界2.5 m 的中間位置(如圖3 所示)。其邊界條件分別是:左端為速度入口邊界，右端為壓力出口邊界，上下為壁面邊界。

圖3 靜止域的網格Fig.3 Grid in the steady domain

圖4 旋轉域的網格Fig.4 Grid in the rotational domain

整個計算域被分成3 個子域，即1 個包含導流板的外部靜止域，1 個包含葉輪的旋轉域(如圖4 所示)，1 個內部靜止域。3 個子域之間設定兩組滑移邊界，葉輪的表面和導流板的表面設為無滑移壁面。

此三部分子域采用非結構化網格劃分，并在葉輪和導流板上進行局部加密，以提高計算精度，整體網格數(shù)量約為8 萬。

計算區(qū)域的邊界包括:在計算域的入口有2 m/s的恒定低風速;出口壓力為標準大氣壓，p0=1 ×105Pa;認為空氣為不可壓縮體，其密度為1.208 4 kg/m3，運動粘度為1.797 9 ×10-5Pa.

為研究導流板的安裝對風機性能的影響，本文分別針對導流板的安裝與否進行了仿真計算，葉尖速比TSR 值取0 ～0.6 之間。

設定每個計算步長內葉輪轉動2°，共進行3 個周期的仿真計算，并通過殘差的級數(shù)來確定是否收斂，當殘差級數(shù)低于10-5時，確定收斂。

3 計算結果與分析

本文針對是否安裝導流板裝置兩種情況進行了一系列的模擬仿真，以研究導流板裝置對風機性能的影響。風機的性能可以通過功率系數(shù)CP和轉矩系數(shù)Cm來表征。

式中:M 為轉矩;P 為風機的功率;S 為截面面積，且S=2RoH，其中H 代表葉輪的高度。由于進行二維的仿真研究，葉輪高取H=1 m.

圖5 給出了TSR =0.5 時，轉子在安裝導流板與否兩種情況下的速度云圖。在沒有安裝導流板的情況下，如圖5(a)所示，來流從轉子的左下角進入，右上角流出，在這兩個區(qū)域對葉輪的轉動起到了積極的作用。然而在左上角區(qū)域，來流阻礙了啟動轉矩的產生，以至于渦輪機的發(fā)電功率有所降低。增加導流板可以有效地減少這種負面作用，如圖5(b)所示，左上角區(qū)域的葉輪在來流的作用下幾乎沒有生產負轉矩。

圖5 TSR=0.5 時轉子的速度云圖Fig.5 Contours of velocities of different configurations at TSR of 0.5

圖6 TSR=0.5 時單個葉輪運轉產生的轉矩Fig.6 Dynamic torques of a single blade for a whole revolution at TSR of 0.5

圖6給出了TSR=0.5 時單個葉輪在系統(tǒng)運轉過程中所產生的動態(tài)轉矩。如圖6 所示:當沒有安裝導流板時，葉輪轉矩曲線圖有兩個正轉矩區(qū)域和一個負轉矩區(qū)域，第一個正轉矩區(qū)域位于25°和105°之間，即轉子的左下角區(qū)域。第二個正轉矩區(qū)域位于130° ～240°之間，即轉子的右上角區(qū)域。負轉矩區(qū)域位于270° ～380°之間，與其相對應的是轉子的左上角區(qū)域。增加導流板對轉子轉矩的作用主要體現(xiàn)在三方面:1)增加了第一個正轉矩區(qū)域的轉矩;2)減少了第二個正轉矩區(qū)域的轉矩;3)很大程度上消除了負轉矩區(qū)域的轉矩。在第一個正轉矩區(qū)域，安裝導流板可以使得轉子的性能更好。在第二個正轉矩區(qū)域，由于導流板對轉子內部空氣的流動產生了塊效應，導流板的安裝對轉矩產生了負面效果。

圖7 TSR 變化時導流板對轉矩系數(shù)的影響Fig.7 Effects of deflector baffle on the averaged torque with respect to TSR

圖7給出了導流板安裝與否兩種情況下，平均轉矩系數(shù)與TSR 的變化關系圖。由圖7 可知，安裝導流板的風機在所有TSR 下都比沒有安裝導流板的設備具有更大的轉矩系數(shù)。轉矩系數(shù)隨著TSR的增加而近似線性地減少，這與其他阻力型風機相似。

圖8 TSR 變化時導流板對功率系數(shù)的影響Fig.8 Effect of deflector baffle on the averaged power with respect to TSR

圖8給出了隨著TSR 的變化，導流板與功率系數(shù)的變化關系。從圖8 中可以看出，功率系數(shù)隨著TSR 的增加而增加，到達峰值后隨著TSR 的進一步增加會逐漸下降。安裝導流板的風機比沒有導流板的風機具有更高的功率系數(shù)。

4 結論

本文提出了一種在迎風方向上安裝弧形導流板的改進型Banki 式風機結構方案，研究了在低風速下，導流板裝置對改進型風機性能的影響，得出了以下結論:

1)增加導流板裝置可以使風機平均轉矩提高10% ～20%左右，轉矩系數(shù)隨著TSR 值的增加會近似線性地減少。

2)增加導流板提高了風機的功率系數(shù)，且受TSR 值的影響較小。隨著TSR 值的增加，風機的功率系數(shù)先增大后減小，且在TSR 為0.52 時，功率系數(shù)最大。

通過本文的研究，驗證了本文所提出改進型Banki 式風機結構方案的可行性，同時使設計者了解到導流板和TSR 值對風機性能的影響，為后續(xù)開展性能優(yōu)化提供了理論參考。

References)

［1］Joselin H G M，Iniyan S，Sreevalsan E，et al. A review of wind energy technologies［J］. Renewable and Sustainable Energy Reviews，2007，11(6):1117 -1145.

［2］Pope K，Rodrigues V，Doyle R，et al. Effects of stator vanes on power coefficients of a zephyr vertical axis wind turbine［J］. Renewable Energy，2010，35(5):1043 -1051.

［3］Mishnaevsky Jr L，F(xiàn)reere P，Sinha R，et al. Small wind turbines with timber blades for developing countries:materials choice，development，installation and experiences［J］. Renewable Energy，2011，36(8):2128 -2138.

［4］Pope K，Rodrigues V，Doyle R，et al. Effects of stator vanes on power coefficients of a zephyr vertical axis wind turbine［J］. Renewable Energy，2010，35(5):1043 -1051.

［5］Armstrong S，F(xiàn)iedler A，Tullis S. Flow separation on a high Reynolds number，high solidity vertical axis wind turbine with straight and canted blades and canted blades with fences［J］. Renewable Energy，2012，41(1):13 -22.

［6］Yang B，Lawn C. Fluid dynamic performance of a vertical axis turbine for tidal currents［J］. Renewable Energy，2011，36(12):3355 -3366.

［7］Irabu K，Roy J N. Characteristics of wind power on Savonius rotor using a guide-box tunnel［J］. Experimental Thermal and Fluid Science，2007，32(2):580 -586.

［8］Golecha K，Eldho T I，Prabhu S V. Influence of the deflector plate on the performance of modified Savonius water turbine［J］.Applied Energy，2011，88(9):3207 -3217.

［9］Dragomirescu A. Performance assessment of a small wind turbine with crossflow runner by numerical simulations［J］. Renewable Energy，2011，36(3):957 -965.