傘形風(fēng)力機(jī)尾流特性及輸出特性研究

劉 東 包道日娜 劉旭江 劉嘉文 吳勝勝 王 鵬 唐 迪

內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué)能源與動力工程學(xué)院，呼和浩特，010051

0 引言

現(xiàn)階段，對風(fēng)力機(jī)尾流特性的研究主要集中于數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)測試。在數(shù)值模擬方面，學(xué)者們開展了不同運(yùn)行條件下尾流結(jié)構(gòu)的研究。馬劍龍等[1]研究了不同動態(tài)風(fēng)速變化對尾跡流場速度分布以及渦量耗散的影響規(guī)律，結(jié)果表明，不同風(fēng)速變化對尾跡速度變化以及中心渦強(qiáng)度最大值的位置會產(chǎn)生影響。張旭耀等[2]研究了剪切來流作用下風(fēng)力機(jī)的尾流特性，結(jié)果表明，剪切來流作用下尾流區(qū)軸向速度呈現(xiàn)非對稱性分布，輪轂上方葉尖渦和葉根渦的移動速度大于輪轂下方葉尖渦和葉根渦的移動速度。許昌等[3]基于格子玻爾茲曼方法(Lattice Boltzmann method，LBM)與大渦模擬(large eddy simulation，LES)相結(jié)合的方法，研究了復(fù)雜地形下風(fēng)力機(jī)的尾流特性。張立茹等[4]對水平軸風(fēng)力機(jī)的三維非定常尾跡流場進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，并進(jìn)行了尾流擴(kuò)散特性的研究。除此之外，實(shí)驗(yàn)測試也是研究風(fēng)力機(jī)尾流特性的主要方法之一。劉鑫等[5]采用兩臺激光雷達(dá)測量了目標(biāo)風(fēng)力機(jī)一個(gè)月內(nèi)的自由來流風(fēng)速和尾流廓線。韓玉霞等[6]為研究湍流強(qiáng)度對風(fēng)力機(jī)尾跡速度恢復(fù)的影響機(jī)理，利用高頻粒子圖像測速儀(particle-image velocimetry，PIV)對均勻來流和格柵來流入流時(shí)風(fēng)力機(jī)下游尾流數(shù)據(jù)進(jìn)行了采集。包道日娜等[7]為研究偏心距風(fēng)力機(jī)的輸出特性，對1.5 kW可變偏心距風(fēng)力機(jī)樣機(jī)進(jìn)行了流場數(shù)值模擬及風(fēng)洞試驗(yàn)。

上述有關(guān)尾流特性的研究都是針對常規(guī)水平軸風(fēng)力機(jī)的，而由于傘形風(fēng)力機(jī)具有特殊的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，其在運(yùn)行中的尾流特性以及輸出特性定會與常規(guī)水平軸風(fēng)力機(jī)存在很大區(qū)別。傘形風(fēng)輪這一概念最早由英國工程師PLATTS等[8]提出，并建立了最早的傘形風(fēng)力機(jī)模型同時(shí)對該模型進(jìn)行了氣動性能測試。隨后CRAWFORD等[9]通過在葉根處進(jìn)行鉸鏈柔性連接來改變收縮角大小的方法建立了一種新型傘形風(fēng)力機(jī)模型，并分析了不同收縮角工況下傘形風(fēng)力機(jī)的輸出性能。EGUCHI等[10-11]分別構(gòu)造了不同收縮角工況下的傘形風(fēng)輪輪轂，對不同收縮角工況下具有柔性材質(zhì)葉片的小型傘形風(fēng)力機(jī)進(jìn)行了風(fēng)洞測試。我國學(xué)者已對葉根處由柔性鉸鏈連接的傘形風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)的安全性展開了一系列研究[12-13]。本課題組設(shè)計(jì)制造了連桿機(jī)構(gòu)的傘形風(fēng)力機(jī)，并進(jìn)行了輸出性能及結(jié)構(gòu)安全性等一系列研究[14-18]。上述研究大多注重于傘形風(fēng)力機(jī)的功率輸出特性以及結(jié)構(gòu)安全性研究，但一直以來缺少從尾流特性方面研究傘形風(fēng)力機(jī)的輸出性能，因此對傘形風(fēng)力機(jī)尾流特性及輸出特性進(jìn)行分析具有很大的研究價(jià)值。

為研究傘形風(fēng)力機(jī)風(fēng)輪收縮角對風(fēng)力機(jī)尾流及功率輸出特性的影響，本文選取5 kW傘形風(fēng)力機(jī)建立模型，分別進(jìn)行了不同收縮角工況下的數(shù)值模擬與風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)，研究了收縮角對風(fēng)力機(jī)尾流及功率輸出特性的影響，分析了尾流特性及功率輸出特性隨收縮角變化的規(guī)律。

1 傘形風(fēng)力機(jī)

1.1 工作原理及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

為保證分布式微電網(wǎng)系統(tǒng)發(fā)供電平衡，且滿足分布式風(fēng)力機(jī)的輸出功率調(diào)控需求以及在惡劣環(huán)境下安全運(yùn)行的需求，一種新型的傘形轉(zhuǎn)子概念被提出。當(dāng)來流風(fēng)速低于額定風(fēng)速時(shí)，傘形風(fēng)力機(jī)的下風(fēng)向結(jié)構(gòu)使風(fēng)輪能夠?qū)崟r(shí)對風(fēng)，保持最大輸出功率。當(dāng)來流風(fēng)速高于額定風(fēng)速時(shí)，通過調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)使風(fēng)輪收縮到最佳位置，以保證風(fēng)力機(jī)輸出功率保持在額定范圍內(nèi)。當(dāng)來流風(fēng)速達(dá)到風(fēng)力機(jī)切出風(fēng)速時(shí)，調(diào)整風(fēng)輪至最大收縮角工況下，實(shí)現(xiàn)對風(fēng)力機(jī)的保護(hù)。

傘形風(fēng)力機(jī)由風(fēng)輪調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)、支撐機(jī)構(gòu)、伺服推桿機(jī)構(gòu)以及發(fā)電機(jī)組成，圖1為傘形風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)圖。傘形風(fēng)力機(jī)通過對功率信號的實(shí)時(shí)監(jiān)測，由控制系統(tǒng)發(fā)送指令帶動伺服電機(jī)，以實(shí)現(xiàn)通過發(fā)電機(jī)中空軸的推桿的推拉動作，進(jìn)而帶動風(fēng)輪的調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)完成葉片的收縮動作[9]。

明清之際是女性悼亡詩的創(chuàng)作高峰期。單是悼念殉國亡夫，同期女詩人中就有李因《悼亡詩哭介龕》48首、章有湘《哭夫子》4首等佳作，而商景蘭簡短有力的《悼亡》詩卻最受時(shí)人稱道。第二首亦是幽咽吞吐：

1.葉片 2.鉸座 3.連桿 4.螺栓 5.小輪轂 6.大輪轂 7.螺紋頂桿 8.推拉盤 9.伺服電機(jī) 10.蝸輪蝸桿減速箱 11.電動推桿 12.軸承連接法蘭 13.軸承支座 14.發(fā)電機(jī)中空軸 15.風(fēng)力發(fā)電機(jī)本體 16.葉片支架 17.葉片壓板

1.2 傘形收縮角理論計(jì)算

目前傘形風(fēng)力機(jī)來流風(fēng)速與收縮角的對應(yīng)關(guān)系通過風(fēng)輪掃掠面積與輸出功率的關(guān)系進(jìn)行估算確定。當(dāng)來流風(fēng)速為v∞時(shí)，傘形風(fēng)輪改變收縮角后的風(fēng)輪掃掠面積為

A′=π(Rcosθ)2=Acos2θ

(1)

式中，A′為風(fēng)輪改變收縮角后的掃掠面積，m2；θ為收縮角，(°)；R為風(fēng)輪半徑，m；A為風(fēng)輪未收縮時(shí)的掃掠面積，m2。

此時(shí)傘形風(fēng)力機(jī)的輸出功率為

(2)

式中，Psc為風(fēng)輪改變收縮角后的模擬功率，其理論值為5 kW；ρ為空氣密度，取ρ=1.293 kg/m3；Cps為模擬風(fēng)能利用系數(shù)；Psw為來流風(fēng)速v∞下風(fēng)輪未收縮時(shí)的模擬功率，W；η為發(fā)電機(jī)效率，取η=0.93。

由式(2)可推導(dǎo)出收縮角與來流風(fēng)速的對應(yīng)關(guān)系，可表示為

(3)

因此，可根據(jù)式(3)得到來流風(fēng)速高于額定風(fēng)速時(shí)來流風(fēng)速與理論收縮角的對應(yīng)關(guān)系，如表1所示。

表1 來流風(fēng)速與收縮角的對應(yīng)關(guān)系

2 數(shù)值計(jì)算過程

2.1 風(fēng)力機(jī)建模以及網(wǎng)格劃分

傘形風(fēng)力機(jī)葉片翼型選取NACA63415，風(fēng)輪直徑5 m，風(fēng)輪模型按1∶1比例利用SolidWorks軟件建立簡化模型。利用ANSYS CFX軟件對傘形風(fēng)力機(jī)進(jìn)行尾流特性的模擬，模擬計(jì)算域劃分為旋轉(zhuǎn)域(風(fēng)輪區(qū)域)與靜止域(流場域)，靜止域入口高度和寬度分布均設(shè)置為3D(D為風(fēng)輪直徑)，入口至風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)域距離設(shè)置2D，風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)域至出口處距離設(shè)置11D。靜止域選取質(zhì)量好、精度高的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分，既可提高計(jì)算精度，清晰刻畫傘形風(fēng)力發(fā)電機(jī)尾跡流場的變化，又可大幅度減少網(wǎng)格數(shù)量，節(jié)約計(jì)算成本。由于風(fēng)輪機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，故旋轉(zhuǎn)域選取非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格進(jìn)行劃分，圖2所示為靜止域、旋轉(zhuǎn)域網(wǎng)格劃分結(jié)果。

(a)靜止域

2.2 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

為保證風(fēng)輪尾部流場結(jié)果的可靠性，在0°收縮角工況數(shù)值模擬時(shí)比較了103萬、220萬、443萬、700萬、1039萬網(wǎng)格數(shù)下的模擬結(jié)果，結(jié)果對比如表2所示。由表2可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)由103萬增加到700萬時(shí)，模擬功率增幅24.8%，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)由700萬增加到1039萬時(shí)，模擬功率增幅0.97%，且當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為700萬時(shí)，模擬功率與額定功率的偏差率最低(為2.6%)，因此將靜止域網(wǎng)格數(shù)控制在700萬左右。

表2 不同的網(wǎng)格尺寸對應(yīng)的計(jì)算結(jié)果

2.3 邊界條件及其他設(shè)置

入口設(shè)置為速度入口，分別選取11，12，14，17 m/s來流風(fēng)速及其對應(yīng)的收縮角進(jìn)行模擬。出口設(shè)置為壓力出口，壁面邊界及葉片等機(jī)構(gòu)均設(shè)置為Wall，且近壁面設(shè)置為無滑移，圖3所示為計(jì)算域邊界條件設(shè)置結(jié)果。為使各模擬工況均在最佳尖速比下運(yùn)行，旋轉(zhuǎn)域設(shè)置轉(zhuǎn)速分別為220，240，280，340 r/min。旋轉(zhuǎn)域和靜止域交界面設(shè)置為interface進(jìn)行數(shù)據(jù)傳遞，旋轉(zhuǎn)域與靜止域交界采用瞬態(tài)轉(zhuǎn)子模型。為滿足傘形風(fēng)力機(jī)流動分離特性及尾流變化特性進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算的實(shí)際需求，本文選取瞬態(tài)計(jì)算模型以及SSTk-ω湍流模型進(jìn)行數(shù)值模擬，瞬態(tài)計(jì)算時(shí)間步長設(shè)定為風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)1°所用的時(shí)間，為得到穩(wěn)定且精確的尾流模型，以風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)15圈以后的結(jié)果進(jìn)行數(shù)值結(jié)果分析。

圖3 計(jì)算域邊界條件設(shè)置結(jié)果

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 模擬功率分析

輸出功率和風(fēng)能利用系數(shù)是風(fēng)力機(jī)輸出特性最直接的體現(xiàn)，在數(shù)值模擬計(jì)算得到風(fēng)輪扭矩的基礎(chǔ)上，可根據(jù)下式計(jì)算出風(fēng)力機(jī)在相應(yīng)工況下的輸出軸功率：

(4)

式中，P0為風(fēng)輪的軸功率，W；T為風(fēng)輪的驅(qū)動扭矩，N·m；ω為風(fēng)輪的角速度，rad/s；n為風(fēng)輪的轉(zhuǎn)速，r/min。

此時(shí)風(fēng)力機(jī)的輸出功率為

Ps=P0η

(5)

其中，Ps為風(fēng)力機(jī)的模擬功率，當(dāng)風(fēng)輪收縮(即存在收縮角)時(shí)，Ps=Psc，當(dāng)風(fēng)輪未收縮(即收縮角為0°)時(shí)，Ps=Psw；發(fā)電機(jī)效率η的取值為0.93。

由輸出功率的模擬值可以得到模擬風(fēng)能利用系數(shù)

(6)

輸出功率既是風(fēng)力機(jī)輸出特性的最直接體現(xiàn)，也是確保風(fēng)力機(jī)能夠穩(wěn)定運(yùn)行的重要依據(jù)。由傘形風(fēng)力機(jī)的工作原理可知，在超額定風(fēng)速的工況下，傘形風(fēng)力機(jī)通過增大風(fēng)輪收縮角度、減小風(fēng)輪的掃掠面積而實(shí)現(xiàn)對輸出功率的有效控制。圖4所示為傘形風(fēng)力機(jī)不同收縮角下的模擬功率，圖5所示為傘形風(fēng)力機(jī)不同收縮角下的模擬風(fēng)能利用系數(shù)。

圖4 模擬功率隨收縮角變化

圖5 模擬風(fēng)能利用系數(shù)隨收縮角變化

由圖4可知，在最佳尖速比下，隨著來流風(fēng)速的增大，轉(zhuǎn)速增大，傘形收縮角增大，風(fēng)輪掃掠面積減小，輸出功率模擬值得到有效控制；當(dāng)收縮角為25°時(shí)，模擬功率為5.50 kW，超理論功率10%；當(dāng)收縮角為44°時(shí)，模擬功率為5.16 kW，超理論功率3.2%；當(dāng)收縮角為58°時(shí)，模擬功率為4.69 kW，為理論功率的93.8%，控制效果良好。由圖5可知，當(dāng)收縮角為44°時(shí)，模擬風(fēng)能利用系數(shù)為理想風(fēng)能利用系數(shù)的77%左右，表明此時(shí)收縮角已對風(fēng)輪捕風(fēng)性能產(chǎn)生一定影響；當(dāng)收縮角為58°時(shí)，模擬風(fēng)能利用系數(shù)僅為理想值的70%左右，這是因?yàn)榇藭r(shí)風(fēng)輪掃掠面積持續(xù)減小，導(dǎo)致風(fēng)能捕獲能力也持續(xù)降低。

3.2 尾流特性分析

由于風(fēng)輪的旋轉(zhuǎn)作用，使得風(fēng)輪后的尾流流場速度分布與風(fēng)輪前的尾流流場速度分布有很大不同，為研究風(fēng)輪后不同截面處尾流直徑及尾流速度恢復(fù)情況，本文選取傘形風(fēng)力機(jī)分別在0°、25°、44°、58°不同收縮角工況下風(fēng)輪后1D～10D距離的截面進(jìn)行研究，并將尾流速度vw和沿尾流方向上的距離y分別用來流風(fēng)速v∞和風(fēng)輪直徑D作量綱一處理，圖6為傘形風(fēng)力機(jī)尾流速度分布圖，其中-1D距離是指風(fēng)輪前1D距離，該處風(fēng)速即來流風(fēng)速v∞。

由圖6可知，當(dāng)來流風(fēng)速經(jīng)過不同收縮角下的風(fēng)輪時(shí)都有不同程度的速度虧損，且均沿輪轂中心呈對稱分布，在同一截面下尾流速度呈現(xiàn)輪轂中心最小、沿葉片展向方向逐漸增大至來流速度的分布趨勢，這是由于風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)過程中產(chǎn)生的中心渦、葉尖渦影響導(dǎo)致。隨著收縮角的增大，風(fēng)輪掃掠面積減小，導(dǎo)致尾流直徑減小，并且尾流影響范圍增大，尾流速度恢復(fù)減慢。在0°收縮角、風(fēng)輪后10D位置處時(shí)尾流速度已基本恢復(fù)至來流速度，在25°收縮角時(shí)尾流速度可恢復(fù)至來流速度的90%，在44°、58°收縮角時(shí)尾流速度可恢復(fù)至來流速度的80%。除此之外，隨著收縮角的增大，傘形風(fēng)力機(jī)速度虧損的最大位置會發(fā)生改變，在0°、25°收縮角時(shí)速度虧損的最大位置出現(xiàn)在風(fēng)輪后2D位置處，在44°、58°收縮角時(shí)速度虧損的最大位置出現(xiàn)在風(fēng)輪后1D位置處。

(a)θ=0°

為研究葉片不同位置后的尾流速度恢復(fù)情況隨收縮角的變化趨勢，分別提取葉片相對半徑0.25R(葉根)、0.55R(葉中)、0.95R(葉尖)處軸向尾流速度變化曲線進(jìn)行分析，圖7所示為葉片不同位置后的尾流速度隨收縮角的變化情況。

(a)θ=0°

由圖7可知，在相同收縮角下0.25R葉根部位的速度虧損最大，而相對半徑為0.95R葉尖截面處的速度虧損最小，且葉尖后的尾流速度最先恢復(fù)至來流風(fēng)速。隨著收縮角的增大，在葉尖、葉中、葉根后的尾流速度都呈現(xiàn)出恢復(fù)減慢、速度虧損減小的趨勢，這主要是因?yàn)殡S著收縮角的增大，風(fēng)輪掃掠面積減小，風(fēng)能轉(zhuǎn)化率降低，所以速度虧損會減小。此外，葉尖、葉根后的尾流速度分布規(guī)律主要是葉尖渦、葉根渦導(dǎo)致的。

3.3 渦量特性分析

渦量反映了流體的旋轉(zhuǎn)程度，其定義為流體旋轉(zhuǎn)角速度的2倍，用來描述流場的有旋運(yùn)動特性。同時(shí)渦的形成及脫落是造成風(fēng)力機(jī)效率下降、能量耗散的原因之一，為研究影響傘形風(fēng)力機(jī)輸出特性的原因，本文截取傘形風(fēng)力機(jī)不同收縮角下的渦量云圖進(jìn)行分析，圖8為不同收縮角下的渦量分布云圖，其中不同顏色代表渦強(qiáng)度。

(a)θ=0°

由圖8可知，當(dāng)收縮角為0°、25°時(shí)，可以在風(fēng)輪后11D范圍內(nèi)看到葉尖渦與中心渦的形成、發(fā)展及分解的全過程，在上述收縮角工況下傘形風(fēng)力機(jī)的葉尖渦與中心渦向下游發(fā)展，隨著收縮角的增大，中心渦強(qiáng)度增大，影響范圍逐漸增大，葉尖渦強(qiáng)度呈減小趨勢；由于中心渦強(qiáng)度大于葉尖渦強(qiáng)度，因此在上述收縮角工況下傘形風(fēng)力機(jī)葉根處尾流的速度虧損情況比葉尖處尾流的速度虧損情況嚴(yán)重；最終葉尖渦與中心渦在風(fēng)輪后11D范圍內(nèi)全部分解，因此上述工況中傘形風(fēng)力機(jī)在葉根及葉尖處的尾流速度基本恢復(fù)至來流風(fēng)速。當(dāng)收縮角為44°時(shí)，葉尖渦強(qiáng)度持續(xù)減小，而中心渦的強(qiáng)度和影響范圍繼續(xù)增大，葉尖渦在風(fēng)輪后11D范圍內(nèi)已分解，而中心渦具有持續(xù)延續(xù)的趨勢，這也導(dǎo)致傘形風(fēng)力機(jī)在44°收縮角工況下葉尖處與葉根處的尾流速度恢復(fù)情況不一致，僅有葉尖處尾流速度恢復(fù)至來流風(fēng)速。當(dāng)收縮角為58°時(shí)，隨著收縮角的增大，傘形風(fēng)力機(jī)的葉尖渦強(qiáng)度繼續(xù)減小，而此時(shí)中心渦強(qiáng)度開始逐漸減小，但中心渦強(qiáng)度依舊大于葉尖渦強(qiáng)度，因此上述工況下傘形風(fēng)力機(jī)葉尖部位與葉根部位的速度虧損情況逐漸得到緩解，但葉根部位速度虧損仍嚴(yán)重于葉尖部位速度虧損；由于收縮角的增大使得中心渦的影響范圍繼續(xù)增大，因此在58°收縮角工況下尾流速度恢復(fù)最慢，尾流影響范圍最廣；由于收縮角的增大使得葉尖距逐漸減小，葉尖越來越靠近輪轂中心，因此受中心渦的影響，葉尖與葉根部位的尾流速度都未恢復(fù)至來流風(fēng)速。

通過分析不同收縮角工況下傘形風(fēng)力機(jī)渦量的變化可知：隨著收縮角的增大，傘形風(fēng)力機(jī)葉尖渦強(qiáng)度呈減小趨勢，其中心渦強(qiáng)度則呈先增大后減小趨勢，這是因?yàn)橹行臏u的強(qiáng)度受來流風(fēng)速及葉根處橫截面積等因素影響，在44°收縮角工況前隨著收縮角的增大，葉根處橫截面積變化較小，因此隨著來流風(fēng)速的增大，傘形風(fēng)力機(jī)的中心渦強(qiáng)度逐漸增大；在44°收縮角工況后葉根處橫截面積隨著收縮角的增大迅速減小，其葉根橫截面積的減小對中心渦強(qiáng)度的影響遠(yuǎn)大于風(fēng)速增加對中心渦強(qiáng)度所帶來的的影響，因此在44°收縮角工況后隨著收縮角的增大，傘形風(fēng)力機(jī)的中心渦強(qiáng)度逐漸減小。中心渦的影響范圍則隨收縮角的增大而持續(xù)增大，由于渦量的傳輸是風(fēng)力機(jī)能量耗散的主要原因之一，因此中心渦傳輸范圍增大也是造成傘形風(fēng)力機(jī)輸出性能下降的因素之一。

4 風(fēng)洞試驗(yàn)

4.1 試驗(yàn)設(shè)備

4.1.1風(fēng)洞介紹

本次測試在位于山東萊蕪的匯豐公司提供的大型多用途回流式風(fēng)洞中完成，風(fēng)洞流場品質(zhì)指標(biāo)符合GJB1179—1991要求建造。風(fēng)洞試驗(yàn)選用6 m×6 m×25 m開口試驗(yàn)段，最大風(fēng)速可達(dá)30 m/s，動力段最大功率450 kW。風(fēng)洞結(jié)構(gòu)如圖9所示。

圖9 風(fēng)洞結(jié)構(gòu)簡圖

4.1.2測試樣機(jī)及試驗(yàn)方案

根據(jù)5 kW傘形風(fēng)力機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)以及設(shè)計(jì)圖紙對傘形風(fēng)力機(jī)各零部件進(jìn)行加工組裝，表3所示為傘形風(fēng)力機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)。測試樣機(jī)主要由葉片、發(fā)電機(jī)、電動推桿、伺服電機(jī)、塔筒等組成，其中發(fā)電機(jī)為低速永磁同步發(fā)電機(jī)，出廠效率為0.93，對主軸進(jìn)行了中空處理以便于螺紋頂桿穿過發(fā)電機(jī)并與葉片相連，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)對收縮角的控制。伺服電機(jī)連接伺服電機(jī)控制柜，通過控制柜控制葉片的收縮角。圖10所示為傘形風(fēng)力機(jī)測試樣機(jī)。

表3 傘形風(fēng)力機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)

圖10 傘形風(fēng)力機(jī)測試樣機(jī)

本次試驗(yàn)為恒風(fēng)速試驗(yàn)，對0°、25°、44°、58°收縮角工況下的傘形風(fēng)力機(jī)進(jìn)行了來流風(fēng)速為5～20 m/s的試驗(yàn)，同時(shí)為確保發(fā)電機(jī)的安全，應(yīng)保證其輸出功率不超出額定功率的50%。各工況測試均通過調(diào)整模擬負(fù)載電壓使風(fēng)輪轉(zhuǎn)速控制在額定轉(zhuǎn)速220 r/min。

4.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

圖11所示為不同收縮角工況下傘形風(fēng)力機(jī)的輸出功率試驗(yàn)結(jié)果。由圖11a可知，在同一來流風(fēng)速條件下，隨著收縮角的增大，傘形風(fēng)力機(jī)的測試功率呈減小趨勢，可見通過增大收縮角的方式來控制傘形風(fēng)力機(jī)的功率輸出在模擬仿真與實(shí)驗(yàn)測試中都是可行的。隨著來流風(fēng)速的增大，不同收縮角工況下傘形風(fēng)力機(jī)的測試功率呈現(xiàn)不同的變化情況，當(dāng)收縮角為0°、25°及44°時(shí)，隨著來流風(fēng)速的增大，轉(zhuǎn)速增大，傘形風(fēng)力機(jī)的測試功率持續(xù)增大，符合一般風(fēng)力機(jī)輸出功率的變化情況；當(dāng)收縮角增大至58°時(shí)，隨著來流風(fēng)速的增大，傘形風(fēng)力機(jī)的測試功率先保持增大趨勢，但當(dāng)來流風(fēng)速增大到一定值后，測試功率呈先減小后增大的變化趨勢，與水平軸風(fēng)力機(jī)失速曲線變化規(guī)律相一致，這是由于傘形風(fēng)輪在收縮過程中產(chǎn)生了類似失速的特征導(dǎo)致的。圖11b則反映了不同收縮角工況下傘形風(fēng)力機(jī)的測試風(fēng)能利用系數(shù)隨來流風(fēng)速的變化情況。在同一來流風(fēng)速條件下，隨著收縮角的增大，傘形風(fēng)力機(jī)的測試風(fēng)能利用系數(shù)逐漸減小，這與通過增大收縮角來降低傘形風(fēng)力機(jī)的風(fēng)能利用率的設(shè)計(jì)初衷相一致。隨著來流風(fēng)速的增大，傘形風(fēng)力機(jī)的測試風(fēng)能利用系數(shù)呈先增大后減小的變化趨勢，這是由于在收縮角的變化過程中使傘形風(fēng)力機(jī)的尖速比發(fā)生了改變，而尖速比會對風(fēng)能利用系數(shù)產(chǎn)生進(jìn)一步影響造成的。

(a)測試功率隨風(fēng)速變化情況

為更直觀地研究傘形風(fēng)力機(jī)收縮角對輸出性能的影響，從輸出性能測試結(jié)果中提取出各來流風(fēng)速下所對應(yīng)收縮角的輸出性能結(jié)果，如圖12所示。由圖12可知，在0°收縮角工況下，測試功率即為額定功率5 kW；在25°收縮角工況下，收縮角對測試功率的影響較小，測試功率仍維持在5 kW附近；隨著來流風(fēng)速的增大，當(dāng)收縮角增大至44°時(shí)，由于風(fēng)輪掃掠面積迅速減小，風(fēng)輪捕風(fēng)能力開始急劇下降，測試功率會減小至4.3 kW左右；當(dāng)收縮角為58°時(shí)，測試功率減小至1.8 kW左右。同時(shí)，測試風(fēng)能利用系數(shù)也隨著收縮角的增大急劇減小。由風(fēng)洞測試曲線可直觀地體現(xiàn)出傘形風(fēng)力機(jī)收縮角對風(fēng)力機(jī)輸出功率控制的可行性以及風(fēng)力機(jī)大風(fēng)限速的有效性。

圖12 各風(fēng)速下對應(yīng)收縮角輸出性能測試結(jié)果

5 結(jié)論

(1)通過數(shù)值模擬探究不同收縮角工況下傘形風(fēng)力機(jī)的尾流變化特性可知，隨著傘形收縮角的增大，傘形風(fēng)力機(jī)尾流的速度虧損程度呈減弱趨勢；同時(shí)隨著收縮角的增大，尾流直徑減小，尾流影響范圍增大，這主要是由于掃掠面積減小導(dǎo)致的。在相同收縮角工況下，不同相對半徑截面處的尾流速度變化情況不同，整體呈現(xiàn)出如下變化特點(diǎn)：相對半徑為0.95R(R為風(fēng)輪半徑)截面處(葉尖部位)速度虧損程度最低，尾流恢復(fù)最快；相對半徑為0.55R截面處(葉中部位)次之；相對半徑為0.25R截面處(葉根部位)速度虧損程度最高，尾流恢復(fù)最慢。

(2)通過數(shù)值模擬探究不同收縮角工況下傘形風(fēng)力機(jī)的渦量分布特性可知，隨著收縮角的增大，傘形風(fēng)力機(jī)的葉尖渦強(qiáng)度呈逐漸減小趨勢，中心渦則呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢，在44°收縮角工況下中心渦強(qiáng)度達(dá)到最大值，隨著收縮角的增大，中心渦強(qiáng)度減小，但是中心渦影響范圍增大，這也是造成尾流速度虧損范圍增大的主要原因。

(3)通過風(fēng)洞試驗(yàn)對不同收縮角工況下傘形風(fēng)力機(jī)的輸出功率測試可知，在試驗(yàn)條件下，當(dāng)來流風(fēng)速超過額定風(fēng)速時(shí)，傘形風(fēng)力機(jī)通過增大收縮角來控制功率輸出具備可行性。并且隨著來流風(fēng)速的增大，不同收縮角工況下測試功率也逐漸增大，隨著收縮角的增大，傘形風(fēng)力機(jī)測試功率明顯減小，測試風(fēng)能利用系數(shù)也急劇減小，驗(yàn)證了傘形風(fēng)力機(jī)葉片收縮角對功率控制的有效性。