翼型型線改變的三葉片H型垂直軸風力機氣動特性研究

郭欣，陳永艷，2，田瑞，2，韓成榮，何為，于磊磊

（1.內蒙古工業大學能源與動力工程學院，內蒙古呼和浩特 010051；2.風能太陽能利用技術教育部重點實驗室，內蒙古呼和浩特 010051）

0 引言

風能是一種清潔能源，大氣中任何時候都有約1 000萬MW的電力可用，因此，相比其它能源，從風資源中可提取的能源有很強的競爭力。風力機按照風輪轉軸與地面位置的不同又分為水平軸風力機和垂直軸風力機（VAWT），水平軸風力機適合于大型化與大規模化的并網發電，而VAWT具有結構簡單、無需對風偏航結構、成本低、噪音小、壽命長、起動風速低及便于安裝的優點，更適用于偏遠地區、農牧地區及內陸低風速區。因此，針對VAWT等中小容量離網型和分布式風能利用的新型風力機的研發也成為了當前國際風能領域的研究熱點[1]。但是，相對于水平軸風力機而言，VAWT研究時間較晚，技術有待完善，還有進一步的提升空間[2]。因此，開展VAWT的研究具有重要的意義。

風力機翼型型線的設計是影響風力機功率的主要因素之一，針對翼型型線的設計、修改和優化的研究主要是在葉片表面應用主動流或被動流技術。被動流技術包括在葉片表面安裝渦流發生器或者襟翼等。這種類型的流量控制技術可以提高葉片升力系數并增大切向力。王國付通過風洞試驗對DU系列的兩種仿生翼型進行了流場測試，發現凹凸前緣對應的凸包截面延緩了流動分離，凹谷截面使流動分離提前[3]。Linyue Gao使用CFD仿真研究了渦流發生器（VG）的流動物理特性及其尺寸對DU97-W-300翼型的空氣動力性能的影響，發現VG長度的增加對升力有負面影響，相鄰VG間距的增加對抑制流動分離有積極影響[4]。Ion Malael通過研究T型條型雙面格尼襟翼，給NACA0012翼型輪廓提供了一個新概念，并對其進行修正，提高了翼型的升力系數[5]。吳正人將脊狀表面布置于離心機翼型葉片中部區域，應用數值模擬的方法對其減阻效果及機理進行了研究，發現適當尺寸的脊狀表面可以減小葉片表面的摩擦阻力及剪切應力[6]。

隨著VAWT性能提高研究的開展，迫切需要更多研究進一步提高VAWT的風能利用率。由于翼型型線改變的整機模擬及風洞試驗研究較少，故本文設計了一種波浪型凹槽布置于VAWT翼型外表面前側，并與布置于后側的3種凹槽及原始VAWT進行比較，采用模擬與風洞試驗相結合的方法，研究了不同葉尖速比（λ）情況下，VAWT的功率狀況及流場特性的變化規律。

1 幾何模型及物理模型

1.1 幾何模型

本文采用三葉片直線翼模型，葉片為NACA0012對稱翼型。在Solidworks中完成翼型幾何輪廓建模，分別于葉片外表面前側0.1c～0.4c（c為翼型弦長）處和內表面后側0.9c處布置了凹槽結構。針對凹槽結構尺寸的不同將其分別命名為0.5波浪型、1波浪型、1.5波浪型、Dimple型和Gurney Flap（GF/格尼襟翼）型，具體幾何結構參數見表1、表2。

表1 前側流線型凹槽翼型尺寸Table 1 Airfoil size of front stream line groove %c

表2后側3種翼型襟翼尺寸Table 2 Three wing flap sizes on the rear side %c

由文獻[7]確定出后側典型Dimple型凹槽和格尼襟翼的最佳尺寸，圖1為幾何形狀示意圖。

圖1 NACA0012前后側凹槽幾何示意圖Fig.1 Schematic diagram of NACA0012 front and rear groove geometry

1.2 湍流模型

CFD的數值域如圖2所示。

圖2 邊界條件示意圖Fig.2 Schematic diagram of boundary conditions

圖2中，風輪直徑（D）為860 mm，旋轉域直徑為2.5D，計算域長度為40D，寬度為10D，c為210 mm，壁面邊界外流場上、下邊界為無滑移壁面邊界。旋轉域和靜止域之間的交界面采用滑移網格技術。使用結構化網格對葉片附近進行網格加密處理，對葉片前緣的網格的縱向與橫向加密，Y+取1，對應的首層網格高度為0.002 9 mm。翼型附近及旋轉域網格如圖3～5所示。湍流模型選取Transition SST（TSST）湍流模型[8]。使用壓力基瞬態求解器，采用SIMPLEC算法，使用二階迎風格式離散，收斂精度為10-6，時間步長為1°方位角，迭代次數為25次，當風力機旋轉12圈后提取數據進行分析。

圖3 旋轉域網格Fig.3 Rotating domain grid

圖4 葉片周圍網格Fig.4 Mesh around the blade

圖5 凹槽處網格Fig.5 Grid at the groove

葉片受力和速度矢量情況如圖6所示。

圖6 葉剖面受力關系圖Fig.6 Force relationship diagram of leaf profile

圖6中:θ，α和φ分別為安裝角、攻角和入流角。氣動扭矩Cm、切向力Ft及風能利用率Cp皆是衡量垂直軸風力機氣動性能的重要指標。

式中:M為扭矩；P為輸出功率；ρ為空氣密度；As為掃風面積；Ct為切向力系數；H為葉片展長；R為風力機葉片的旋轉半徑；n為風力機的轉速；V∞為設計所選定的額定風速。

2 CFD仿真

2.1 網格無關性驗證

網格質量的高低和數量的多少對模擬計算結果的準確性和所需計算時間有很大的影響，為節省計算資源和時間，需要進行網格無關性驗證分析。本文設計3種網格方案，劃分3種不同精細度的網格，網格數量分別為54萬、80萬和112萬，并在選取范圍內的各個λ情況下進行計算分析（圖7）。

圖7 網格無關性驗證Fig.7 Grid independence verification

由圖7可知，網格數為80萬的Cp值與網格數為112萬的Cp值偏差較小，且相對來說更接近試驗值，因此選取網格數為80萬作為最終計算網格數是合理的。

第三，交往的不斷發展和社會關系的再生產是實現“現實的人”歷史發展性的必然要求。交往的發展和社會關系的再生產是內在同一的，交往構成了社會關系的再生產；社會關系的再生產又推動了人的交往的發展。二者的動態發展過程表征著“現實的人”的社會歷史性。

2.2 仿真結果

風力機通過風輪從風中獲取動力，通過數值模擬計算可得到風力機的Cm值。圖8為在10 m/s的風速下，4種類型風力機的Cm隨λ變化曲線。由圖8可知:隨著λ的增加，Cm先增大后減小；3種波浪型風力機的Cm較原始風力機均有所提高，其中0.5波浪型風力機和1波浪型風力機除在λ為1.57的工況下外，其余工況下的Cm均比1.5波浪型風力機好；1波浪型風力機和0.5波浪型風力機在高λ工況下的Cm值大致相同，但當λ為0.9時，1波浪型風力機的Cm為0.049 4，比0.5波浪型風力機提高了19.3%。故判斷1波浪型風機效果較好，與原始翼型的VAWT相比，Cm提高了38.5%，在低λ情況下對風力機有較好的改進效果。

圖8 前側波浪型風力機的C m隨λ的變化曲線Fig.8 The relationship between cm andλof front wave wind turbine

圖9為后側3種改型風力機的Cm變化曲線。由圖9可知，Dimple型風力機的改進效果在高λ下比較明顯，當λ為1.57時，Cm提高了22.6%。在后側3種改型中，Dimple型效果最好。

圖9 后側Dim ples，GF，Dim ple GF風力機的C m隨λ的變化曲線Fig.9 Back Dimples，GF，Dimple GF wind turbine C m change withλ

1波浪型風力機和Dimple型風力機的Cm變化曲線如圖10所示。由圖10可知:在高λ下，Dimple型風力機比原始風力機的改進效果好；在低λ下，1波浪型風力機比原始風力機的改進效果好。

圖10 Dim ple及1波浪型風力機的C m隨λ的變化曲線Fig.10 Dimple and 1 wave wind turbine C m changes withλ

2.3 單葉片切向力分析

風力機葉片旋轉過程中，實際是葉片的Ft對中心轉軸產生轉矩，Ft可以直觀反映出風力機的風能利用率。當λ為0.9時，Ft相對于θ的波動曲線如圖11所示。

圖11 1波浪型及原風輪單葉片的F t隨θ的變化Fig.11 1 wave and original wind turbine blade tangential force changes with azimuth angle

由圖11可知:在低λ的情況下，Ft會出現兩個峰值，這是葉片在低λ時的實際攻角波動范圍較大所造成的；1波浪型風力機單葉片Ft的第一次峰值和第二次峰值均增大，而在第二次峰值的增長尤為明顯，從8.5 N增加到11.3 N，比原風力機單葉片提高了32.9%，即1波浪型結構對風力機的積極影響主要體現在葉片在下風區的時候，表明1波浪型風機在下風區的捕風能力增強，下風區Ft的峰值后移，在θ為300°時達到峰值。

圖12為λ為0.9，θ為300°時的速度-流線云圖。由圖12可知，1波浪型葉片的流動分離區縮小，流動分離發生延遲，表明1波浪型凹槽對流動結構有較好的改善。

圖12 λ為0.9，θ為300°時的速度云圖和流線圖Fig.12 Velocity cloud diagram and stream line diagram with θ=300 ° underλ=0.9 sharp speed ratio

對于后側的3種翼型輪廓的改型風力機，效果較好的是Dimple型風力機，選取λ為1.57的工況對原風力機及Dimple型風力機單葉片的Ft進行分析（圖13）。

圖13 Dim ple型及原風輪單葉片的F t隨θ的變化Fig.13 The change of tangential force of single blade of Dimple type and original wind turbine with azimuth angle

由圖13可知，Dimple型風力機在θ為60 °時，Ft達到峰值，且Dimple型風力機單葉片Ft在風輪的上游區有明顯的增大，較原風力機增加了20.2%。

圖14為λ為1.57，θ為60 °時的速度-流線云圖。

圖14 λ為1.57，θ為60°時的速度云圖和流線圖Fig.14 Velocity cloud diagram and stream line diagram ofθ=60 ° atλ=1.57 tip speed ratio

由圖14可知:原始風力機在θ為60°時，葉片的攻角較大，前駐點后移，氣流從葉片上表面繞過后緣，和葉片內表面向尾緣流動的氣流匯合，造成葉片內表面氣流頂著逆壓梯度，向后流動困難，隨著氣流減速嚴重，葉片內表面的邊界層增厚，形成湍流；Dimple結構減緩了氣流從葉片上表面流經下表面的速度，從而減緩了流動分離的程度。

3 風洞試驗裝置與方法

要使風力機的模型與原型處于相同的流動條件，就要使它們的特征參數相同，因此模型與原型具有相同的λ，模型的葉片所使用的翼型與原型相同，并且二者的葉片數量相等，風力機模型的翼弦長、半徑以及翼梁等均為原型按1:1的比例變化而來。盡可能地將試驗和模擬參數相一致，使得到的試驗結果更為合理準確。

本試驗所使用的是內蒙古自治區可再生能源重點實驗室的B1/K2直系式風洞，采用加工制作好的NACA0012原始翼型葉片及帶有1波浪型凹槽的NACA0012葉片和Dimple型凹槽的NACA0012葉片，共3副葉片。

在來流風速為10 m/s的條件下，測試不同工況下的風力機功率。圖15為3種風力機的λ-Cp試驗值曲線圖。圖16為3種風力機的λ-Cp模擬值曲線圖。表3為試驗Cp值和模擬Cp值的誤差分析。

圖15 風速為10 m/s時3種風力機的λ-C p試驗值Fig.15 10 m/s wind turbines with three kinds ofλ-C p experiment figure

圖16 風速為10 m/s時3種風力機的λ-C p模擬值Fig.16 10 m/s wind turbines with three kinds ofλ-C p simulation figure

表3 試驗模擬誤差分析Table 3 The analysis of experimental simulation error %

由圖15可知:與原風輪相比，Dimple型凹槽和1波浪型凹槽的Cp值均有所提高；當λ為0.9時，1波浪型風力機的Cp提高了13.76%，但Dimple型風力機的Cp降低了5.72%；當1.35≤λ≤1.57時，Dimple型風力機的Cp值開始超過同等情況的1波浪型風力機；當λ=1.57時，風力機的風能利用率最大，此時Dimple型風力機的Cp提高了14.6%。因此，在低λ情況下，1波浪型風力機可以提高風力機的自啟動能力，在較高的λ情況下，Dimple型風力機對Cp的提高較為顯著。

4 結論

本文對小型三葉片直線翼垂直軸風力發電機的葉片翼型型線進行了修改，采用模擬和風洞試驗相結合的方法對型線改變后的垂直軸風力機進行計算測量和分析，得到以下結論。

①前側和后側的改型均對風力機的氣動特性有所提高，前側效果最好的是1波浪型風力機，后側效果最好的是Dimple型風力機。

②1波浪型風力機在低λ下可以顯著提升風力機的Cm，當λ為0.9時，與原始翼型的垂直軸風力機相比，Cm提高了38.5%，其單葉片切向力在下風區峰值明顯提高，切向力提高了約32.9%。

③Dimple型風力機在高λ下可以顯著提升風力機的Cm，當λ為1.57時，較原始風力機的Cm提高了22.6%，其葉片切向力在上風區的峰值最高提升了20.2%。

④1波浪型風力機和Dimple型風力機均對延遲流動分離有較好的效果，可改善動態失速特性。