基于CFD的直線型導流罩加速性能研究

鄧智雯， 袁軍亭， 王世明， 王立原

(上海海洋大學 工程學院， 上海 201306)

1 研究背景

隨著化石能源的緊缺及全球氣候變暖，清潔、可再生能源的開發與利用日益受到世界各國的關注，對改善能源結構具有戰略作用。海洋能不僅是清潔能源，同時也是可再生自然能源，一般包括波浪能、潮汐能、潮流能、鹽差能、溫差能等。我國海洋能資源豐富，海洋能發電技術的研究也正在逐步發展。但由于海域流速及波浪的不規則性等因素，致使我國現有的海洋能發電裝置發電功率較小、可產生發電工作的時間短、發電機組結構尺寸過大、開發成本較高等問題[1]。

加拿大的Faure等[2]在1986年提出可以在垂直水輪機結構外部加裝導流罩。隨后，阿根廷的ISEP小組再次提出在垂直水輪機外加裝導流罩方法，并研究了導流罩對垂直水輪機的發電效率影響。研究結果表明加裝導流罩能使葉輪附近流域的流速增大，能提高發電效率，由此可以達到減小發電機組尺寸，節約成本的目的[3]。隨著數值模擬仿真技術的應用和發展，王樹杰等[4]對4種不同母線的導流罩進行了數值模擬，初步分析了開口張角對圓形導流罩的水動力性能影響。王俊皓等[5]采用數值模擬的方法，對變角度導流罩進行了水動力設計。

本文采用數值模擬與實驗設計相結合的方法，對不同結構參數下的直線型導流罩進行了數值模擬的正交實驗。通過實驗，探索其主要結構參數對直線型導流罩的加速性能的影響規律，找到影響其加速性能的主要因素，最終的得出較優的方案組合。

2 導流罩結構與原理

2.1 導流罩特征與工作原理

直線型導流罩如圖1所示分為擴口段和中間段。擴口段直徑與中間段的直徑的差值，使得流體經過導流罩的時候，產生高低壓差，從而產生抽吸作用，從而使得流體經過中間段的時候流速得到加速[6-7]，將此性能稱作為加速性能，顯然導流罩中部流速相對于來流流速越大，加速性能越優，所以本研究中將以導流罩中部的流速與水流入口處的流速的比值作為衡量指標。

圖1 導流罩示意圖

2.2 加裝導流罩對軸流式浪流發電裝置水輪機的影響

波浪能發電裝置是通過波浪帶動水輪機旋轉，經過能量轉換裝置將水輪機輸出軸的機械能轉化為電能。而導流罩加裝在水輪機之外(如圖1所示)，可增加作用在水輪機上的水流速度。根據貝茲理論，水輪機的輸出軸功率計算公式[8]可簡寫為：

(1)

式中：P為輸出功率，W；ρ為液體密度，kg/m3；S為迎流面積，m2；v為來流速度，m/s；Cp為功率系數。

由上式可知，功率與流速3次函數關系，當流速增加，水輪機的輸出軸功率將大大增加。因此提高導流罩的加速性能，對提高發電機的發電功率有顯著的效果。

3 正交試驗

3.1 水力設計

導流罩的加速性能主要取決于導流罩的結構尺寸。直線型導流罩結構尺寸主要參數包括擴口段直徑D、中間段直徑d、擴口段長度L、中間段長度H和開口張角α。如圖2所示：

圖2 導流罩結構參數示意圖

本研究中，直線型導流罩的是裝在直徑為500 mm的葉輪之外，先將導流罩中間段直徑定為600 mm。設定無窮遠處的水流速度為3 m/s，方向與導流罩入口垂直，根據正交試驗要求設計出9種直線型導流罩，通過CFD仿真，找出其加速性能較優的方案。

3.2 試驗因子與試驗方案

由于導流罩的結構受到葉輪結構以及裝配在葉輪兩段的發電機長度大小的影響，同時為了整個浪流發電機的協調構造，導流罩總長度不得超過3 000 mm，中間段長度H不得低于600 mm。因流體在流動過程中，流體之間的相對運動會產生切應力以及流體與固壁之間不可避免的產生摩擦阻力[9]。若中間段過長則會增加流動阻力，從而產生不必要的能量損失，同時也會導致擴口段長度過小，從而產生迎流面積過小、增速效果顯著減弱等不利影響。開口張角α的大小影響著導流罩引流面積的大小以及導流罩的擴口段局部阻力[9]。故根據經驗將L的實驗參數定為400，700，1 000 mm，H的試驗參數定為600，800，1 000 mm，α的實驗參數定為15°，25°，35°。因子水平如表1所示。

表1 導流罩因子水平表

根據標準的正交表，選用L9(34)正交表，由因素水平表及正交表得出表2所示的9種結構參數配置的試驗方案。通過試驗可以得出擴口段長度L、中間段長度H和開口張角ɑ對直線型導流罩的加速性能的影響規律。

表2 試驗方案

4 導流罩數值模擬仿真

利用流體仿真軟件，可以進行對不同結構參數的導流罩進行仿真試驗，可得出指定位置隨著時間的流速的變化情況。

4.1 模型的選擇

本研究模型采用Standardk-ε模型湍流模型，運用Segregated隱式求解器，壓力和速度耦合采用Couple算法。湍流動能方程、動量方程以及耗散率方程采用二階迎風格式，為了讓計算結果更快的收斂，采用欠松弛技術，特殊耗散率、湍動能松弛因子、松弛因子、速度欠松弛因子均取 0.3， 其他默認。殘差收斂均取為0.0001。

Standardk-ε的數學表達式如下，詳細推導過程可參考文獻[10]。

其湍動能方程為：

Gk+Gb-ρε-YM+Sk

(2)

湍動能耗散率方程為：

(3)

式中：k為湍動能，J；ε為湍動能耗散率；ρ為液體密度,kg/m3；ui為速度，m/s；Gk為平均速度梯度所導致的湍動能，J；Gb為浮力所導致的湍動能，J；YM為可壓縮湍流波動擴張對整體耗散率的貢獻；σk為湍動能普特朗常數；σε為湍動能耗散率普特朗常數；Sk、Sε為用戶自定義的湍動能和湍動能耗散率的源項；μt為湍黏性系數；C1ε、C2ε、C3ε為常數。

4.2 網格劃分與邊界條件

在Gambit中，建立導流罩的二維平面模型，因導流罩為軸對稱模型，故采用二維軸對稱模型來提高計算速度[11-15]。整個計算域以軸線的中心點為坐標原點，以過導流罩軸線的中點并垂直于軸線的直線為基線，以入口距離基線3D(D為導流罩擴口段直徑)，出口距基線5D，保證計算域內流體充分發展[11-12]，并根據模型劃分合適的網格。結構網格能夠節省大量的內存空間，擁有更高的計算效率，本文采用分塊網格技術進行結構網格劃分。網格劃分結果如圖3所示，將接近導流罩壁面及其內部的網格細化。

圖3 網格劃分

此模型邊界條件，參照中國海洋大學工程學院的王樹杰等[4]的模型，入口為速度入口，假定來流來自于無窮遠處，且速度為勻速3 m/s，方向垂直于導流罩入口；出口為自由出口，流域的上邊界和導流罩邊界為無滑移壁面，對稱軸所在邊界為對稱邊界。

5 仿真數值模擬與模型試驗結果分析

5.1 仿真結果

數值計算9組方案的得到速比值如表3所示。

表3 試驗結果

從表3中可以看出，A3B2C1為導流罩轉化速比最大。為排除隨機因素，驗證各結構參數對中間段流速，軸向力系數影響的主次順序，需要對表3中的數據作極差分析。極差分析方案如表4所示：

由表4可知，A3B2C1方案為導流罩轉化速比最大，且極差關系為：RA>RC>RB，因此結構參數對導流罩轉化速比的影響順序為：擴口段長度>開口張角>中間段長度。

綜上所述，方案8導流罩加速性能最佳。如圖4所示：由導流罩入口處沿軸線，水流速度呈階梯式增加，在導流罩中部產生的明顯的增速效果。沿軸線方向的速度曲線如圖5所示，速度在中間位置達到了最大值6.4 m/s。相對于最差的方案速比提高了42.83%。

表4 極差分析表

圖4 方案8導流罩仿真結果圖

5.2 模型試驗

得到最佳轉化速比的導流罩后制作模型。在上海東海計量中心水槽中進行了試驗，試驗裝置如圖6所示。試驗裝置為方案8中的導流罩模型，海流計等。

一共進行了10組試驗。試驗過程中，將導流罩安裝在支撐結構上，將海流計固定在導流罩的軸線上不同的10個位置(如圖7所示)，設計拖曳速度為3 m/s，分別進行10次試驗。通過海流計測得導流罩軸線不同位置處的流場速度，將試驗結果與仿真結果繪制在同一個圖中，如圖8所示。

圖5 方案8導流罩沿軸線的速度

圖6 試驗裝置圖

圖7 導流罩水槽試驗流速測量點

由圖8可知，在導流罩迎流方向擴口段，流場速度迅速增加，從3.1 m/s左右迅速增加至5.5 m/s，在中間段流場速度達到最大6.0 m/s左右，中間段過后又開始不斷減小至3.4 m/s左右。在入口及出口段速度較仿真低一些，這是由于水流沖擊導流罩，出現微小的能量損失。試驗結果與仿真結果符合較好，趨勢基本一致。

圖8 水槽試驗導流罩軸線流速

6 結 論

(1)本文采用正交試驗，通過改變直線型導流罩的結構參數來分析其結構參數對導流罩加速性能的影響，探究表明不同結構參數組合下，導流罩的加速性能明顯不同。

(2)試驗結果分析表明，導流罩擴口段長度和開口張角是影響加速性能的主要因素，中間段張都對加速性能影響不大。

(3)通過對正交試驗結果作極差分析，得到導流罩結構參數的對其加速性能的影響的主次順序。大大縮短了優化導流罩的時間，為軸流式浪流發電機的導流罩設計提供了依據。

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