600 kW帶尾緣襟翼風力機設計及優化

賈亞雷，馬 凱，李 璐

( 1.北華航天工業學院航空宇航學院，廊坊 065000；2.邯鄲市交通建設投資管理中心，邯鄲 056400)

0 引 言

為了實現“十四五”期間能源利用綠色低碳轉型、碳達峰及碳中和目標，加大可再生能源開發利用是我國能源發展的改革方向[1]。我國具有豐富的風能資源，其中距地面高10米位置處理論風能儲量為43.5億千瓦，可開發的風能約為2.97億千瓦，可開發面積約為20萬平方千米。我國風電裝機容量及并網發電量在最近十年中增長迅速， 2020年中國風電裝機容量新增52吉瓦，為2019年裝機容量的兩倍，令中國風力發電總量超過歐洲、非洲、中東和拉丁美洲的總和。我國目前已經成為全球最大的風電市場，隨著裝機容量的增長，我國風力發電量也有了顯著的增長，2020年上半年，全國6 000千瓦及以上風電廠發電量2 379億千瓦時，同比增長10.9%，增速比上年同期回落0.6個百分點。

風力機葉片是將風能轉化為電能的重要的核心部件，葉片的氣動外形以及對發電機組的控制方式決定了風力機的發電效率和使用壽命。近年來國內外對于翼型的研究及優化設計已經趨于成熟，現在單純的對翼型參數優化及葉片參數優化對于提高風力機的捕風效率提高已經不明顯，要想提高葉片的氣動性能，需要結合新的葉片結構形式來提高風力機的捕風能力。

國內外學者在基本翼型尾緣加裝各種Gurney 襟翼，研究結果表明Gurney 襟翼改變了上下翼面的壓力分布，不同的Gurney 襟翼參數在一定攻角范圍內可增加翼型的升力系數及升阻比。李傳峰等人用CFD方法研究了可變形尾緣襟翼氣動性能，結果表明變形尾緣襟翼可明顯提高升力系數和升阻比。C.P.Van Dam等人研究了微型滑動襟翼(MICROTAB)對翼型氣動性能性能的影響。以上各種改善翼型的氣動性能襟翼裝置各自缺點，Gurney 襟翼與翼型主體的連接強度較低，連接結構實現困難。可變形尾緣襟翼由于其結構復雜，且變角度不易實現。微型滑動襟翼(MICROTAB)制造成本很高[2]。

在翼型尾緣添加分離式尾緣襟翼對于改善風力機氣動性能效果較為明顯，該方法不但可以提高低風速風力機的捕風能力，還能適當調節和控制風力機的功率及載荷，在風頻變化較快時還能起到輔助變槳作用，在降低風力機的運維成本的同時還可以延長風力機的使用壽命。設計優化帶分離式尾緣襟翼的風力機葉片并對其氣動性能進行分析具有重要的意義。

文章以南澳風場NM600 kW型風力機為研究對象，驗證了修正動量葉素理論設計模型，在此基礎上，在其葉片增加了10%倍弦長的尾緣襟翼，襟翼分別向壓力面及吸力面偏轉10°，設計了帶尾緣襟翼的風力機葉片，并對其功率進行比較和分析。

1 設計方法驗證

驗證設計方法可靠性以南澳風場的NM600 kW型風力機為研究對象，風力機具體參數見表1。

表1 風力機設計參數

研究采用修正的葉素-動量理論設計模型，該方法考慮了葉尖損失和輪轂損失，葉片在展向分為16段，共計17個截面，截面翼型選取具有良好性能的NACA4412，分別對葉片的17個截面弦長和扭角迭代計算，設計步驟如下：

采用修正的葉素-動量理論設計模型設計17個截面翼型弦長和相對扭角時，要先把誘導因子a和b計算出來。葉素-動量理論模型風能利用系數公式為：

(1)

要使得風力機捕風能效果最好，首先要確保葉片各設計截面的功率系數最大，也就是說要求解式(1)的條件極值，可表示為：

(2)

其極值條件可表示為：

b(1-b)λ2=a(1-a)(0

(3)

F=Ft×Fh

(4)

(5)

(6)

(7)

根據計算得到各個設計截面的局部速比λ值，利用式(2)- (7)即可得到相對應的誘導因子a與b值，從而可以計算出各個設計截面對應的弦長C 與翼型截面扭轉角θ：

(8)

θ=φ-α

(9)

圖1 升力系數曲線

在設計風力機葉片各個截面弦長及扭角的過程中，設計攻角α取值至關重要，圖3表明，攻角α=6°時，翼型NACA4412具有最大的升阻比，為了使風力機具有最高的捕風效率，把攻角α=6°確定為的葉片個截面設計攻角，此攻角下翼型的升阻比為CL/CD=126.2，升力系數、阻力系數分別為CL=1.073，CD=0.008 5。為了便于與葉根圓柱面過度，葉根處弦長應該適當降低，所以各截面設計攻角從葉尖到根適當增加，葉根處設計攻角為α=8°。由于葉根處旋轉半徑小，對風力機捕風能力出力小，葉根處捕風效率適當降低對整個風力機的捕風效率影響不大，但確可大幅度降低葉片制造成本。

圖2 阻力系數曲線

圖3 升阻比曲線

結合文獻[3-4]，對葉片各個截面弦長及扭角進行迭代計算，葉片最終設計結果參數見表2。

表2 風力機設計結果

葉片的葉尖扭角設計為0°，沿葉片展向向葉根方向，各個截面翼型扭角逐漸增大，葉根處翼型扭角為21.5°，周向誘導因子由葉尖到葉根逐漸減大，軸向誘導因子由葉尖向葉根越來越小。新設計功率曲線如圖4所示，圖4表明新設計風力機葉片與文獻[5]計的葉片一致性較好，其弦長比文獻中對應弦長略小，且展向翼型扭角分布更加均勻，由于該設計考慮了輪轂損失和葉尖損失因素，該設計的葉尖參數與文獻參數差別稍大，總體來說，該設計模型及方法是可靠的、合理的。

圖4 風力機的功率圖

2 帶尾緣襟翼風力機葉片設計實例

在驗證了設計模型及方法的基礎上，采用上述方法對帶尾緣襟翼的風力機葉片進行設計，根據文獻[2]，尾緣襟翼選取翼型的10%長，偏轉角度按10度，在此襟翼參數下的翼型氣動性能最好，所以該設計在此基礎上設計帶尾緣襟翼的風力機葉片，風力機葉片設計結果見表3。

表3 帶襟翼風力機設計結果

由于帶尾緣襟翼的個截面翼型的升力系數明顯提高，所以設計參數中葉片截面弦長與不帶尾緣襟翼葉片截面弦長明顯減小，各個截面翼型扭角變化不大，該設計表明帶尾緣襟翼的風力機葉片可以有效降低葉片的重量。

圖4為三種葉片風力機的功率曲線對比，分別為南澳風場NM600 kW風力機葉片、文章根據修正動量葉素理論理論設計的風力機葉片、帶尾緣襟翼的風力機葉片。圖4表明，采用修正的動量葉素理論理論模型設計的葉片與NM600 kW葉片基本一致，表明該設計方法是可靠的。在低風速下帶尾緣襟翼風力機葉片的輸出功率比原風力機輸出功率有明顯的提高，當風速超過額定風速時，輸出功率增加不明顯。當風速大于20 m/s時，帶尾緣襟翼的風力機輸出功率相比原風力機稍有下降。因為在風速低時，葉片各個截面相對翼型攻角較小，尾緣襟翼偏轉使得截面翼型的升力系數且在一定范圍內升阻比也增大，導致風力機捕風效率增加，功率增加，風速越小功率輸出增加越明顯，當風速為5 m/s時，風力機功率增大接近20%，且風力機的啟動風速由原來的5 m/s降為4 m/s，增加了風力機的運行風速范圍。在迎面風速高于20 m/s時，風力機葉片截面翼型已經開始失速，翼型的升阻比不升高反而下降，最終使降低了風力機的捕風能力。總之帶尾緣襟翼的風力機運行的風速范圍比原風力機增大，可大大增大風力機的年發電量。

表2和3對比表明，帶尾緣襟翼的風力機葉片各個截面翼型弦長明顯低于原有設計葉片對應弦長，主要是由于帶尾緣襟翼翼型升力系數和升阻比有所提高，所以對應的葉片截面翼型弦長也相應有所降低。

3 結束語

(1)研究表明修正的動量葉素理論設計模型是可靠的；

(2)帶尾緣襟翼的風力機可以在一定范圍內提高風力機的輸出功率，且可以降低風力機原有的啟動風速，擴大風力機的有效運行風速范圍，進而提高風力機年發電量；

(3)帶尾緣襟翼的風力機可以在一定程度上減小葉片的截面翼型的弦長，降低葉片的質量，降低葉片的制造成本。