新型風力/洋流渦輪氣動及引射特性

韓萬龍，顏培剛，何玉榮，韓萬金

(哈爾濱工業大學能源科學與工程學院，150001哈爾濱)

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新型風力/洋流渦輪氣動及引射特性

韓萬龍，顏培剛，何玉榮，韓萬金

(哈爾濱工業大學能源科學與工程學院，150001哈爾濱)

摘要:為高效開發利用低品位風能和洋流能，采用渦扇發動機噴管引射技術，設計含有單級渦輪和波瓣引射器結構的低品位風力/洋流渦輪，給出一種波瓣引射器的參數化方法，并基于CFX軟件RANS方程和k－ε湍流模型數值研究渦輪氣動和引射特性．結果表明:含單級渦輪和波瓣引射器結構的低品位風力/洋流渦輪可將其轉子四周流過的能量通過波瓣引射器引入渦輪后側，通過流向渦和正交渦共同產生的抽吸作用，降低渦輪轉子后側被壓，使有效做功速度增大約1．4倍，等效于提升了能量的品位．在2～6 m/s的風能和2～4 m/s的洋流能利用方面，含單級渦輪和波瓣引射器結構的風力/洋流渦輪功率曲線與來流速度成指數增長，流通能力增大32．70%～35．33%，在低速工況能量利用率可達66%～77%．

關鍵詞:波瓣引射器;洋流能;風能;有效做功速度;引射能力

對于6 m/s以上高品位風源，歐美等多家公司推出了效率30%～45%的水平軸和垂直軸風力發電機［1－2］，受貝茨理論的限制，其效率很難有更大幅度的提高．低品位風能(風速＜6 m/s)有著更廣泛的分布，部分地區一年中風速低于4 m/s的時間甚至占90%以上，在這些地區，傳統方法設計的風力機的效率僅為10%～20%［2－3］，這部分能源一直未被人們很好地利用．與低速風能相類似，洋流的速度往往更低，由于海水的密度約為風的800～900倍，若能捕獲2 m/s以上速度的洋流并高效利用，經濟效益十分可觀．為了利用低品位風能/洋流能，一些新理念被用于風力/洋流渦輪的設計．Chong等［4］設計了利用樓頂降水的收集系統和利用低速風能的垂直軸風力機結構．Werle等［5－6］分析了在理想狀態下端部壁面阻礙效應以及引射效應，并從理論上證明了采用端部阻礙作用的風力/洋流渦輪能源利用率可超過貝茨極限，低于用阻礙效應修正后的貝茨極限．Kaiser等［7］數值計算和實驗研究了具有頂部邊緣結構的多葉片水平軸風力機，指出采用k－ε與sst模型可以與實驗較好吻合．Wang等［8］設計了多葉片擴張管道風力機，在9 m/s來流風速的設計工況，其能源利用率達到0．65．Toshimitsu等［9］采用PIV技術和數值模擬研究了來流的穩定性對端部擴張型風力機工作特性的影響，指出風力機性能依賴于其后側旋渦結構．Luquet等［10］研究端部阻礙作用管道的參數對洋流渦輪能量利用率的影響，并優化結構使效率達到75%．張文廣［11］采用PIV實驗和Flow－3D商業軟件數值研究了洋流流速和雙向葉片渦輪機轉速變化對渦輪氣動特性的影響．

波瓣引射器是一種使高速流體和低速流體在短距離快速摻混的結構．在渦輪和波瓣引射器的內流和尾流中，存在復雜的流向渦、正交渦及其衍生渦系．Hu等［12］通過SPIV試驗研究了混合器后流向渦和正交渦的發展規律．雷志軍［13］研究了考慮上游葉柵尾跡和預旋作用對有/無切凹扇形波瓣引射器射流的影響．李騰等［14］基于RANS方程數值研究了波瓣高寬比對波瓣強迫混合排氣系統流場的影響．美國的Flo Design Wind Turbine公司［15］最早將波瓣強迫混合器引入高風速大功率風力渦輪機的設計，并計劃設計兆瓦級風力機．

以上研究主要集中在能量密度較高的風速或洋流能利用，對于品位更低的動能利用的研究未有實質性的進展．本文參考了文獻［5－6］的端部阻礙作用理念，設計了一種高效利用2～6 m/s的低品位動能的風力/洋流渦輪，并對其在低速工況下的氣動性能進行了數值仿真計算，驗證方案的可行性．

1　低速摻混引射風力/洋流渦輪設計

本文設計的風力/洋流渦輪由一級渦輪和波瓣引射器結構組成(見圖1)，下文中用New turbine代指風力/洋流渦輪．

圖1　New turbine結構示意

1．1 New turbine葉片設計方法

與傳統3葉片水平軸風力/洋流渦輪不同，為適應低靜壓頭、低速工況，提高能量利用率，New turbine葉片設計采用文獻［16］的軸流多葉片設計方案，設計流程見圖2．三維設計采用可控渦扭曲規律，控制環量變化規律采用二次方程曲線，根部取中部環量的0．54，頂部取中部環量的1．58．靜葉和動葉的積疊方式分別采用尾緣積迭和重心積迭．為了加大靜葉頂部的折轉，靜葉采用大弦長和前緣12°前掠，動葉采用頂部大弦長增大葉片做功能力．為了最大限度利用低速動能，靜葉進口軸向進氣，動葉出口軸向出氣，確定最終靜葉為8個，動葉為18個，葉型數據見圖3．

本次渦輪設計選用可控渦扭曲規律［16］，主要計算過程如下:

令可控渦設計環量的表達式為

Ar2+ Br + C=c1ur．

式中，系數A、B、C為未知數．中間截面環量由一維計算獲得，頂部截面環量為中部的1．58倍，根部環量為中部的0．54．

圖2　New turbine葉片的設計流程

其中: t、m、h分別表示頂部、中部和根部截面，由此可知各半徑r處的軸向間隙絕對速度周向分量為

將式(2)帶入靜葉絕對坐標系和動葉相對坐標系下的簡化的徑向平衡方程:

由式(3)、(4)可求得靜葉和動葉出口的軸向速度c1a，r和c2a，r沿葉高的分布，結合不同半徑處轉速ω，完成葉片各截面處進出口氣流角的計算．

圖3　New turbine葉型參數化示意圖

1．2波瓣引射器的參數化設計

New turbine的波瓣引射器設計基于波瓣以及外涵道型線的組合設計，其特點: 1)通過外涵道高壓主流泵抽渦輪葉柵后低壓次流，提高渦輪前后的壓力差，增大渦輪的做功能力; 2)波瓣的內涵道空間大于外涵道，確保低速流體流道呈擴張形態，增大端部阻礙效應．

波瓣引射器的快速參數化建模方法:幾何建模主要包括參數化內外涵型線和回轉矩形以及波瓣倒角設計兩部分．外涵道采用6點控制的三次貝塞爾曲線方式生成回轉面，內涵道采用直線段+6點控制的三次貝塞爾曲線方式生成回轉面，波瓣摻混結構先采用內涵回轉體與多個有共同傾角的回轉矩形做布爾差運算，其后分別對波瓣根部和頂部應用邊倒圓命令．內外涵道的6個控制點和回轉矩形的長、寬、傾角、數目均設定為可變參數．圖4給出了本文設計波瓣引射器的參數化結構建模示意圖．波瓣引射器的設計既要考慮到加大外涵道氣流的二次流動以及摻混效應，又要保證動葉后流體有足夠的擴散空間．

圖4　摻混放大結構使用UGNX參數化建模示意

2　計算模型及數值方法驗證

2．1計算域及網格

如圖5所示，本文計算域在New turbine前后及四周均留有足夠大的空間．其中，渦輪葉片流域采用結構化網格，其他部分采用非結構化網格．為了準確描述附面層流動，本文對非結構化網格的固體壁面采用增長率為1．2的10～15層棱柱層網格進行加密．在渦輪、波瓣引射器、外涵道兩側以及后側空間采用較密網格，用以精細計算關鍵區域的流動和發展情況．網格密度由外向內先不斷增加后不變，在所有流流交界面處設定相同的網格大小，確保數據傳遞的連續性．為了消除單個扇形流道尖角處周期性邊界導致的旋渦奇異現象，以及由于外流域過小引起的渦輪進口能量過高而帶來的誤差，此計算域尺寸的選取經過了邊界無關性驗證，確保了渦輪進口邊界為遠場邊界，消除流域過小引起的數值計算系統誤差．如圖6所示，為驗證計算結果的網格無關性，分別作了5種不同數量的網格．考慮計算時間和精度，本文多工況點計算均采用總計1 090．6萬個網格的計算結果．

圖5　流域外場及網格

圖6　20 r/min風速下流域網格數與New turbine扭矩關系

2．2邊界條件

計算模型按照New turbine在空氣/洋流條件的工況下進行計算，工質選擇為20℃空氣/海水，氣體密度為1．185 kg/m3，海水的密度為1 025 kg/m3．計算模型的邊界條件:在主流的進口設置靜壓－溫度－速度進口，平均靜壓為101．325 kPa，靜溫值為298 K，速度為2～6 m/s，方向為軸向;在流域的側面設為開放式進口條件，給定靜溫－速度，其設置與進口相同;在流域的出口給定靜壓出口，平均靜壓為101．325 kPa．動葉旋轉域轉速為20 r/min，固體表面設置為無滑移壁面，靜葉內部和動葉內部分別設置旋轉周期性交界面，動葉域前后的交界面均設置為Stage數據傳遞類型．

本文采用CFX耦合隱式求解器CFX-Solver Manager，求解雷諾時均N－S方程、k－ε兩方程模型和標準壁面函數、中等湍流密度，對流項的差分格式選用高階精度差分格式求解，收斂條件為10－6．

2．3計算參數的定義

2．4可靠性驗證

本文通過文獻［17］中雷諾數Re=4．9×105的低速環形渦輪靜葉柵實驗，驗證了上述數值方法計算模型模擬不可壓流場的渦輪氣動性能的準確性．圖7給出0°沖角、0．1馬赫數下大焓降靜葉靜壓系數分布曲線，其中X/B為相對軸向弦長．由于實驗葉柵葉片表面較小，氣孔測量點的數目有限，計算結果與試驗測量點結果整體趨勢符合較好，其測點值均落在計算值線內，僅在葉根吸力面前部、頂部吸力面，葉片負荷計算值略大于真實值．說明本文所用數值計算方法能比較準確地預測大焓降靜葉的真實流動，可用此方法對相近雷諾數下New turbine流場進行數值仿真．

圖7　靜壓系數的實驗結果［17］與RANS方程k－ε湍流模型數值驗證結果

3　計算結果分析

3．1低速工況New turbine氣動性能分析

如圖8所示，在設計點，來流速度為3．5 m/s時，New turbine在空氣/洋流中的功率為129．87 W和117．9 kW，能源利用率為72．33%和77．01%．在來流速度不變時，New turbine輸出功率均隨著轉速的增大，先增大后減小，能源利用率存在最大值，其對應的轉速為此來流流速下的最佳轉速．最大能源利用率基本隨來流流速的增大小幅增加，當來流為2 m/s時能源品位過低，能源利用率為66%和70．3%，來流＞3 m/s后，能源利用率為71．77%～73．31%和75．3%～77．01%，設計點數值略高于附近流速對應最大能源利用率值，這說明New turbine針對設計工況的葉形、摻混結構等參數的選取較為成功．值得注意的是，相同來流流速時，洋流工況整體效率高于風能工況2%～4%，這主要由于洋流工況渦輪內的分離情況好于風力工況，使得整體損失更小．與文獻［8，10］中采用多葉片和端部阻礙作用的風力機/洋流渦輪設計方案相比，針對低壓頭來流動能，采用本方案的能源利用率分別高出約8%和2%．

對比不同來流能源利用率曲線發現，來流速度越高，曲線拐點處越寬．這說明來流流速越大，較高能源利用率對最佳轉速限制越寬;來流流速較低時，偏離最佳轉速工作點，能源利用率快速下降．采用最小二乘法對不同來流下的最佳轉速進行擬合，得到N=7．465 3 vin－4．822 4．在不同來流工況最佳轉速下New turbine可以獲得理想輸出功率，如圖8(c)、(d)所示，其功率隨來流變化曲線呈指數形式增加，這與來流總能量曲線、貝茨曲線的趨勢相同，進一步說明New turbine具有良好的風/洋流場適應性．以風力設計工況為例，與相同情況下單級多葉片透平的功率僅為53．77 W相比，New turbine做功能力提高2倍以上，通流能力由原來的16．26 kg/s增至21．58 kg/s，增大32．70%．在洋流工況也能得出相似的規律，來流流速為2 m/s時，New turbine可輸出20．07 kW，是沒有波瓣引射器的單級多葉片透平功率的2．37倍，通流能力增大35．33%．證明引射式風力/洋流渦輪的設計方案在低品位能源利用方面是可行的．

圖8　New turbine能源利用率隨轉速和來流風速/洋流流速的變化曲線

從風力/洋流渦輪的生產成本來看，采用多葉片、摻混放大結構將增大成本．但是，考慮到常規風力/洋流渦輪不能利用或僅能低效地利用低品位能源，在來流速度較高時能源利用率也僅為30%～45%，其效率遠低于New turbine．與旋轉面積相同的3葉片的常規風力渦輪［1－3］相比，在廣大低速或洋流地區，New turbine的發電時間要多出2 000～3 000 h/a，大約產生3．32～5．97倍電能，具體數值應按照渦輪安裝地點的流速玫瑰圖計算．

3．2 New turbine引射性能分析

3．2．1渦輪動葉出口氣流參數分析

圖9對比了相同工況時有無波瓣引射器單級渦輪出口的周向質量流量平均真空度(遠場靜壓與當地靜壓之差)和速度沿相對葉高變化，可以看出，含波瓣引射器的渦輪級后靜壓整體約降低5～7 Pa，頂部壓力降低幅度大于底部;平均速度提高0．75 m/s，0．85相對葉高以上流速提高幅度小于中部和底部．說明波瓣引射器的作用并非僅局限于波瓣端部附近區域，可以從整體上顯著降低渦輪后壓力，在渦輪級后產生真空度，增大渦輪通流能力．波瓣引射器將渦輪外側附近經過的流體引入波瓣后側，通過旋渦卷吸和剪切作用提高渦輪級后流體的能量，改善級后逆壓流動特性．對渦輪進口總壓與出口靜壓之差僅有7 Pa的單級渦輪，再增大5～7 Pa壓差等效于提高了來流速度至4．89 m/s，直接提升了來流能量的品位，顯著提高了渦輪效率．由于渦輪進口流體的總參數相同，觀察圖9可知渦輪出口靜壓和速度參數分布，0．4以上相對葉高時，流過轉子的流體為渦輪提供了更多的能量，而原渦輪僅有中部做功性能較佳．

圖9　渦輪出口處周向質量流量平均真空度、速度沿徑向分布

3．2．2波瓣后側氣流參數分析

波瓣的幾何結構和來流狀態決定了波瓣后的旋渦結構及卷吸摻混特性，上述因素確定后，即可確定波瓣后的氣動特性．圖10為風力設計工況下波瓣后0．05D和0．20D處截面局部速度和壓力云圖，以上兩個位置分別靠近波瓣出口和外涵道的出口．由于波瓣后各處氣動參數呈明顯的周期性，為便于觀察，對各參數云圖進行局部放大處理．圖11是波瓣引射器后側流向渦和正交渦云圖，描述波瓣引射器的混合管內的兩種不同速度流體摻混情況．結合圖10、11，從速度和渦量云圖的對比中可知，高速流體從槽道向下游運動的同時，將動能以流向渦、正交渦的形式傳遞給內部低速低能量流體．流向渦通過卷吸頂部低速流體進入旋渦核心區域的同時，通過高速流體、低速流體的旋轉摻混作用提高低速流體能量，其對波瓣槽道兩側低速區的流體抽吸作用顯著;正交渦可以反映出流體間的剪切作用，其作用主要分布在波瓣頂部、槽道邊緣速度梯度大的區域，其對流體加速更為直接，波瓣頂部中心處距離槽道較遠的區域以及槽道底部的流體加速主要依靠正交渦的剪切作用．隨著流向渦、正交渦的快速衰減，渦量梯度的降低和旋渦范圍的擴大，外涵道出口速度分布更為均勻，壓力整體回升2 Pa左右，以抵擋外部流體回流．在波瓣后側，外涵高速氣流對內涵道乏氣的引射作用，使內涵道氣流加速，是渦輪后大幅降壓的根本原因．

3．2．3波瓣引射器多工況的引射能力分析

定義有效做功速度v'為渦輪動葉出口截面處的氣體總壓無損速度，定義引射能力為有效做功速度與遠場來流速度的比值，引射能力用來表征波瓣引射器的引射作用和端部阻礙作用的綜合引射效果．為了去除多工況渦輪沖角變化對氣動性能的影響，本文選取沖角參數均很接近設計值的來流風速－最佳轉速工況分析引射性能．如圖12所示，綜合2～6 m/s工況，有效做功速度幾乎與來流速度成正比，引射能力約為1．4，可以認為引射器的引射能力對來流速度的適用范圍廣．值得注意的是，當速度較小時，引射能力比較低，這是由于外涵道的流體流經波瓣引射器產生的附面層損失占外涵道氣流有效動能的比例高引起的;而當速度較高時，引射比略大于1．4，這說明此時附面層損失絕對值雖有所增大，但其占總有效動能的比例卻在下降．

圖10　波瓣后以及外涵道出口軸向橫截面局部速度、真空度云圖

圖11　波瓣后以及外涵道出口軸向橫截面流向渦量和正交渦量云圖

圖12　有效做功速度與引射能力隨來流速度的變化

4　結　論

1)數值研究表明，采用單級渦輪配合具有端部阻礙效應的波瓣引射器方案設計的低品位風能/洋流能渦輪，適用于2～6 m/s風能和2～4 m/s洋流能的利用，低品位動能的轉化效率約在66%～77%．

2)在波瓣的后側，產生了規則的流向渦和正交渦結構，流向渦的卷吸作用主要集中在波瓣的兩側，實現波瓣兩側流體摻混;正交渦的自由剪切作用發生在沿波瓣的頂部、兩側和底部，并向低速區擴張，對波瓣的頂部、兩側和底部流體起加速作用．

3)在流向渦和正交渦共同引射作用下，外涵道流體對內涵道低能流體產生了抽吸作用，在渦輪轉子后側沿整個葉高產生了真空度，使渦輪內涵道的通流能力增大32．70%～35．33%．

4)引射性能提升了來流流體的能量品位，是增大渦輪做功能力的根本原因．引射性能受幾何結構影響較大，受來流風速影響較小．在渦輪沖角相同的最佳轉速工況，風速/洋流流速大的工況引射性能略好于流速小的工況，這是由于波瓣引射器的附面層損失占總有效動能的比例減小引起的．

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(編輯楊波)

Aerodynamic performance and ejection ability of new wind/ocean current turbine

HAN Wanlong，YAN Peigang，HE Yurong，HAN Wanjin
(School of Energy Science and Power Engineering，Harbin Institute of Technology，150001 Harbin，China)

Abstract:Turbofan engine nozzle ejector technology was used for the design of a new turbine for efficient utilization of low-grade wind energy and ocean current energy．The turbine was composed of a low-rotation-speed single-stage and a lobed ejector．A parameterized method for building the lobed ejector structure was given．Reynolds-averaged NS equations and k－ε turbulence model were chosen for numerical study on the aerodynamic performance and ejection ability of the turbine using commercial software CFX．Simulation results indicated the lobed ejector could bring the wind/ oceans currents energy into the back of turbine，the stream-wise vortices and normal vortices behind the lobes were produced to pump the low speed fluid behind the turbine．The effect could make the pressure reduced，the effective velocity almost increased 1．4 times，and the energy grade was improved．In the condition of wind speed ranges from 2 to 6 m/s and ocean current speed ranges from 2 to 4 m/s，the power output of the turbine exponentially increased as the flow velocity increased，and flow capacity was increased by 32．70%－35．33% than single-stage turbine．The energy utilization efficiency of the turbine went up to 66%－77%．

Keywords:lobed ejector; ocean current energy; wind energy; effective velocity; ejection ability

通信作者:顏培剛，peigang_y@ sina．com．

作者簡介:韓萬龍(1984—)，男，博士研究生;顏培剛(1975—)，男，教授，博士生導師;何玉榮(1976—)，女，教授，教育部新世紀人才;韓萬金(1942－－)，男，教授，博士生導師．

基金項目:國家自然科學基金委創新研究群體(51121004)．

收稿日期:2015－04－01．

doi:10．11918/j．issn．0367-6234．2016．01．003

中圖分類號:V 231．3

文獻標志碼:A

文章編號:0367－6234(2016) 01－0021－08