气动弹片对垂直轴风力机性能影响研究

1、气动弹片对垂直轴风力机性能影响研究刘青松1，缪维跑2，李春1，李根1（1. 上海理工大学 能源与动力工程学院，上海 200093；2. 上海市动力工程多相流动与传热重点实验室，上海 200093）摘 要：针对垂直轴风力机切向力峰值特性，提出一种具普适性的直线翼垂直轴风力机气动弹片运动控制策略。采用高精度CFD数值模拟方法，研究不同尖速比下气动弹片对垂直轴风力机气动性能的影响并分析了其流动机理。结果表明：气动弹片在高尖速比下可显著抑制流动分离并改善其动态失速特性，功率系数得到极大提升；切向力和转矩系数在气动弹片作用相位角范围内，均有一定提高，而在其它相位角内，风力机性能不受影响。关键词：气动弹片

2、；垂直轴风力机；流动分离；气动性能；计算流体力学中图分类号：TK83 文献标志码：AInvestigation on the Influence of Aerodynamic Flap on the Performance of Vertical Axis Wind TurbineLIU Qing-song1, MIAO Wei-pao2, LI Chun2, LI Gen1(1. School of Energy and Power Engineering, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai, China,

3、 Post Code: 200093;2. Shanghai Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transfer in Power Engineering, Shanghai, China, Post Code: 200093)Abstract: Aiming at the peak characteristics of tangential force of VAWT, a flap motion control strategy generally applicable to SB-VAWT blades is proposed. In

4、this paper, the high-precision CFD numerical simulation method is used to explore the influence of the flap on the aerodynamic performance of VAWT under different tip-speed ratios. The results indicate that the flap can significantly suppress flow separation and improve its dynamic stall characteris

5、tics at high tip speed ratio, and the power coefficient can be increased dramatically. The tangential force and torque coefficient are improved within the azimuth range of flap action, while the aerodynamic performance of VAWT is not affected in other no-action azimuths range.Key words: aerodynamic

6、flap, vertical axis wind turbine, flow separation, aerodynamic performance, CFD引 言收稿日期： ；修订日期： 基金项目：国家自然科学基金项目（51976131，51676131）；国家自然基金国际(地区)合作与交流项目（51811530315）；上海市“科技创新行动计划”地方院校能力建设项目（19060502200）。Project funding: National Natural Science Foundation of China ,51976131，51676131); International Coo

7、peration and Exchange of the National Natural Science Foundation of China (51811530315); Capacity Building Project of Local Institutions of Shanghai (19060502200).作者简介：刘青松（1995-），男，陕西安康人，上海理工大学硕士研究生，E-mail:J .随着世界能源危机的不断加剧和环境保护的迫切需求，风能作为一种清洁、无污染的可再生能源受到日益重视。风力机作为捕获风能装置的一种，按风轮轴线方向可分为水平轴和垂直轴1。较之于水平轴风力

8、机，垂直轴风力机因具有噪声低、运行稳定、无需对风以及制造成本低等优点2-4，且随着单机容量不断增大和风电快速发展，在未来风能应用领域将发挥巨大的发展潜力5。然而，垂直轴风力机因其结构特点，其运行过程中流场异常复杂，叶片表面易出现流动分离以及动态失速现象，导致风力机整体性能降低并增加叶片疲劳载荷6。因此，有必要采用流动控制技术以抑制大分离流动并改善动态失速特性，从而提高垂直轴风力机的气动效率。目前，在风力机流动控制方法研究中，仿生是一类重要且有效的思路7，如模仿鲨鱼鳞片和飞禽羽翼表面微结构对叶片进行改型设计从而提升翼型气动性能8。受鸟类羽毛应对阵风和着陆时轻微抬起的启发，国内外学者尝试在翼型吸力

9、面加装类似鸟类羽毛的气动弹片进行流动控制并已展开大量研究。文献9研究了不同雷诺数下弹片角度对S809翼型气动性能的影响，结果表明：最优弹片角度随攻角呈近似线性关系，且在高雷诺数下弹片改善流动分离效果更好。文献10研究了气动弹片对NACA0018翼型气动性能的影响，结果表明：大攻角下，气动弹片可显著抑制流动分离，升力系数最大可提高约37.11%；而小攻角下，气动弹片会降低翼型的气动性能。文献11对比研究了大攻角下气动弹片处于最佳角度和气动力矩平衡角度时对翼型气动性能的影响，结果表明：弹片处于最佳角度时提升升力效果更为明显，而在气动力矩平衡角度时会因弹片尾部流体冲击导致翼型表面形成压力增大区域进而

10、影响流动控制效果。文献12对比研究了单弹片和双弹片对翼型气动性能的影响，结果表明：单弹片性能更优，且最大升力系数可提高约27.31%。Kernstine等13利用风洞实验对气动弹片安装位置和尺寸进行了初步研究，得出在大攻角下，弹片安装在距离翼型尾缘30-40%倍弦长位置，且弹片宽度为10-40%倍弦长时，其效果最佳。Schatz等14通过实验和数值模拟方法研究了气动弹片流动控制机理，指出弹片的主要作用是通过降低翼型尾缘脱落涡的吸力峰值来减缓流动分离。Allemand等15基于实验研究了气动弹片延展向分段和不分段两种情况对翼型气动性能的影响，得出分段弹片在翼型深失速下具有更好增升减阻性能。Sch

11、lter等16对比研究了气动弹片对NACA0012、SD8020和NACA4412等三种翼型的作用效果，得出在失速攻角下弹片能有效提高上述三种翼型的升力。Rosti等17等采用实验和数值模拟的方法研究了气动弹片在NACA0020翼型上仰过程中的作用效果，发现襟翼在大攻角下可提高平均升力，并影响涡脱落频率。Hao等18采用流固耦合方法研究了双弹片装置对翼型气动性能的影响，得出深失速情况下，靠近前缘的弹片能够最大范围的抑制翼型吸力面的回流，而靠近尾缘的弹片可以起到一定的辅助作用，使得翼型气动性能得到显著提升。Hafien等19采用双向流固耦合方法研究了多个气动弹片对翼型升力系数的影响机理，发现弹片

12、可显著降低翼型升力系数波动幅度。综上，目前对于气动弹片的研究主要侧重于弹片几何尺寸、形状、数量和安装位置等方面，其不足之处在于： = 1 * GB3 多以分析加装气动弹片的单翼型为主，较少涉及弹片用于垂直轴风力机整机效果的研究； = 2 * GB3 气动弹片在大攻角下可起到增升减阻的效果，但在小攻角下会破坏翼型表面贴附流动，进而影响翼型气动性能，目前，针对小攻角下气动弹片的研究未见相关文献报道； = 3 * GB3 垂直轴风力机运行时，叶片攻角呈周期性变化，且极易受动态失速的影响，而现有研究多集中于弹片角度、位置和长度等参数固定不变的情况，一旦运用于风力机势必造成某些工况下气动性能欠佳。基于此

13、，本文将气动弹片应用于垂直轴风力机，并提出一种普遍适用于直线翼垂直轴风力机（Straight-Bladed Vertical Axis Wind Turbine，SB-VAWT）的气动弹片运动控制策略，即在叶片出现大攻角流动分离时，弹片弹出，而在其他方位角下，弹片贴附翼型表面，保持翼型原有的形线不变，从而不会影响垂直轴风力机气动性能。采用高精度计算流体力学（Computational Fluid Dynamic，CFD）数值模拟方法对原始SB-VAWT进行研究，首先通过与实验值对比和网格无关性、时间步长及旋转周次等验证方法证明计算模型的可靠性；其次开展气动弹片改善SB-VAWT气动性能的作用机

14、理研究；最后分析切向力峰值特性以验证本文提出的弹片控制策略可行性。本研究可为实际工程应用中控制和改善SB-VAWT的动态失速特性、提高气动性能提供理论依据和实现途径。1 数值模型1.1气动与几何参数垂直轴风力机多采用NACA系列对称翼型，其中NACA0018因具有较高气动性能而被广泛应用于SB-VAWT设计20。因此本文选用NACA0018翼型作为原始翼型。翼型主要气动参数包括升力系数、阻力系数、切向力系数及法向力系数：(1)(2)式中：为垂直来流方向的升力，N；为平行来流方向的阻力，N；为空气密度，kg/m3；为相对风速，m/s；c为翼型弦长，m；为攻角，。图1为垂直轴风力机翼型受力与速度三

15、角形。图1 垂直轴风力机翼型受力及速度三角形Fig. 1 Force and velocity triangle of VAWT图中：为来流速度，m/s；为旋转角速度，rad/s；为旋转半径，mm；为叶片所处相位角；和为翼型切向力和法向力，N。切向力是指翼型升力与阻力在翼型旋转圆周切线方向的合力，是推动风轮旋转的动力，在一定程度上可反映风力机性能：(3)力矩系数与平均功率系数均是衡量SB-VAWT气动性能的重要指标：(4)式中：为相位角时所受的力矩，Nm；为输出功率，W；A为扫风面积，m2。为便于与实验值对比，垂直轴风力机相关几何参数和运行参数与均文献24保持一致，详见表1。表1 垂直轴风力机

16、几何及运行参数Tab. 1 Geometrical and operational parameters of the SB-VAWT参数值参数值弦长c/mm200雷诺数/Re1.02105旋转直径D/mm800进口速V/(m/s)8叶片个数N3旋转角速/(rad/s)8-30实度=Nc/D0.75尖速比0.25-1.51.2计算方法及网格划分CFD计算用于模拟湍流的方法包括直接数值模拟（Direct Numerical Simulation，DNS）、大涡模拟（Large Eddy Simulation，LES）、分离涡模拟（Detached Eddy Simulation，DES）及雷诺时

17、均方法（Reynolds-Averaged Navier-Stokes，RANS）21。相较于其它三种方法，雷诺时均方法具有计算成本低、计算效率高及其解精度可满足工程实际需要等优点，是流体机械领域中使用最为广泛的湍流数值模拟方法。在所有雷诺时均方法中，SST 湍流模型因兼具和湍流模型优势被广泛运用于H型垂直轴风力机22。综合计算成本和精确度，本文选用SST k-湍流模型。SB-VAWT计算域及网格分布如图5所示。本文采用STAR-CCM+多面体网格生成器创建二维多边形网格，并采用滑移网格和重叠网格相结合的技术实现垂直轴风力机叶片和气动弹片复合运动。进口为速度进口，出口为压力出口条件，上、下表面

18、为无滑移壁面。翼型和弹片表面为光滑壁面，边界层网格采用低壁面处理，满足近壁面网格的。(a) 计算域拓扑结构(a) Mesh topology of simulation domain(b) 计算域网格(b) Mesh of calculation domain.图5 计算域拓扑结构及计算网格分布Fig. 5 Mesh topology and distribution1.3气动弹片模型气动弹片置于NACA0018翼型内侧（见图5(a)），其结构示意图如图2所示。图2 弹片翼型模型Fig. 2 Model of airfoil with flap弹片固定于距离翼型前缘0.5c的位置，长度取0.1

19、5c，文献18已指出，弹片厚度并非影响翼型气动性能的最主要因素，故本文弹片厚度取0.01c，弹片角度随风力机旋转呈周期性变化。图3为不同尖速比下无弹片SB-VAWT单叶片切向力随相位角变化曲线。图3 不同尖速比下无弹片SB-VAWT切向力曲线图Fig. 3 The tangential force of SB-VAWT without flap under different tip speed ratio由图3可知，不同尖速比下，在0-90相位角内，叶片切向力均呈现不断增大的趋势，在=90附近达到峰值；而在90-180范围内，切向力急剧下降，这是由于在该相位角内，叶片极易出现大范围流动分离2

20、3，导致翼型阻力增加从而导致风轮推力减小。针对上述切向力峰值特性，本文提出以下气动弹片运动控制策略，如图4所示。弹片1、弹片2和弹片3分别安装在SB-VAWT叶片1（B1）、叶片2（B2）和叶片3（B3）内侧。(a) 弹片1运动规律(a) Motion law of flap1(b) 弹片2运动规律(b) Motion law of flap2(c) 弹片3运动规律(c) Motion law of flap3图4 SB-VAWT旋转两周内气动弹片运动规律Fig. 4 The motion law of aerodynamic flap in two rotational cycles由图4可

21、知，气动弹片在相位角=90-135时，以速度抬起；在=135-180时以速度降下；在其余相位角下，贴附翼型表面，并保持翼型形线不变。弹片最大抬起角度为30，则弹片运动的速度可定义为：(5)(6)式中：为单叶片旋转一周所需要的时间，s。2 可靠性验证为验证计算模型可靠性，本文从网格无关性、时间步长及旋转周次等三方面进行验证，旋转角速度为26rad/s，即相应尖速比为1.3的工况。2.1网格无关性验证SB-VAWT网格无关性验证结果如表2所示。由于旋转域风场环境相较于外流场更为复杂，因此网格单元细化过程中并非均匀缩小。表2 网格无关性验证Tab. 2 The verification of mes

22、h-independence网格数Cp相对网格3误差网格11864410.2863.05%网格22230900.2930.68%网格32738540.295由表知，在总网格数为22.3万与27.4万时计算结果相近，网格2与网格3误差仅为0.68%。因此考虑计算成本，本文选取网格2作为最终计算模型。2.2时间步长验证对于周期性非定常模拟，合适的时间步长对模拟精度和计算成本具有重要影响。此处将单位为“秒”的时间步长转化为旋转角度的时间步长：(7)式中：为单位时间步长转过的角度，；为旋转角速度，rad/s。本文选取=0.5、1和2等3个时间步长进行验证，对应的时间步长为别为：t1=，t2=，t3=。

23、图6为不同时间步长对SB-VAWT气动性能的影响。图6 不同时间步下功率系数变化曲线Fig. 6 The variation of power coefficient under different time steps由图6可知，当采用时间步长为t1和t2时，功率系数曲线几乎重合，最大相对误差小于2%，而时间步长t3对应的曲线较低，误差相对较大。因此，本文选用时间步长为t2，即单位时间步长旋转1。2.2旋转周次验证合理的数值模拟结果需保证收敛性和稳定性，常通过模拟风力机运行所需旋转周次来表示。图7为功率系数随旋转周次变化曲线。图7 旋转周次验证Fig. 7 The verification

24、of rotation revolutions由图7可知，第9圈开始功率系数曲线逐渐趋于稳定。因此本文均选取旋转周次为9作为计算稳定结果。3 结果与分析为验证计算结果可靠性，将其与文献24中三维CFD数值结果和文献25中实验值进行对比，如图8所示。图8 计算值与实验值比较Fig. 8 Comparison of the calculation results and experiment values由图可知，本文的二维CFD结果（无弹片）与文献24计算的三维CFD结果（无支撑杆）吻合度较高，但在高尖速比时与实验结果均存在一定的差异。该差异主要由转轴的干涉和支撑杆阻力引起，而实验考虑了支撑杆的

25、影响。此外，尽管本文的计算结果（无弹片）与三维CFD结果（无支撑杆）显示出良好的一致性，但在高尖速比下，功率系数Cp要略高。这是因为二维CFD无法考虑叶尖损失；导致二维模拟结果与真实三维CFD数值模拟相比，高估约32%的性能，该现象在文献26中得到验证。由图8可知，加装气动弹片后，SB-WAVT功率系数得到显著提高，在尖速比=1.3和=1.4时，带弹片SB-VAWT功率系数可分别提高20.7%和17.8%左右。图9为尖速比=1.3时原始SB-VAWT和带有气动弹片SB-VAWT的瞬时涡量云图。由本文气动弹片控制策略可知：弹片仅作用在相位角=90-180范围内，因此这里只分析叶片B1在该范围内的

26、流场变化。0.2c0.75c（a）无弹片(a) Airfoil without flap（b）有弹片(b) Airfoil with flap图9 尖速比=1.3时SB-VAWT 瞬时z轴涡量云图Fig. 9 Instantaneous z-vorticity contours of SB-VAWT at of 1.3由图可见，当相位角=90时，叶片B1内侧流动分离尚不明显，此时弹片贴附翼型表面，以保持翼型原有形线，故不会破坏贴附流动；当相位角=110时，无弹片B1内侧流动分离点位置向前缘移动至0.2c（距离前缘位置）位置，而加装气动弹片的B1分离点却延迟至0.75c处；当相位角进一步增加，无

27、弹片翼型在前缘即发生分离，且产生大尺度分离涡，而弹片翼型分离区内涡尺度显著减少，表明弹片降低了SB-VAWT翼型的有效攻角，进而减小了前缘流动分离区域；当相位角增至150时，流动分离最为严重，原始翼型内侧出现大小不等的脱落涡，而弹片将大尺度涡分割成小尺度涡，并稳定在弹片两侧，提高了气流下洗能力。图10为作用在SB-VAWT上的合力矩系数与切向力。与无弹片翼型相比，通过在翼型内侧加装气动弹片显著增大了合力矩系数，且波动幅度较小，说明此时风力机的功率输出更为稳定，在一定程度上可降低SB-VAWT疲劳载荷从而提升整机效率。(a) TSR=1.2(b) TSR=1.3(c) TSR=1.4(d) TS

28、R=1.5图10 不同尖速比下SB-VAWT转矩系数和切向力Fig. 10 The moment coefficient and tangential force of SB-VAWT under different tip speed ratio由图10右侧切向力曲线可知，无论是有弹片还是无弹片翼型，其切向力在相位角=0-90内不断增加，且在90附近取得切向力峰值。这是由于在该相位角范围内不会发生大范围流动分离，湍流损失少，大部分气动力转化为风轮旋转所需的推力；而在90-180相位角内切向力急剧下降，是因为在该范围内，翼型内表面出现深失速现象，翼型尾缘出现周期性的脱落涡，导致流体速度降低，流

29、线发生变化最终导致切向力减小。相较于无弹片翼型，有弹片翼型合力矩系数与切向力在90-180相位角内得到了显著提升。这是因为流动分离区域在该范围内大幅度受气动弹片的影响，气动弹片能够将翼型内侧出现的大尺度涡分散为多个小涡，能有效改善SB-VAWT的动态失速特性，从而增大合力矩系数和切向力峰值。当尖速比=1.3时，弹片效果最为明显，其合力矩系数和切向力在整个相位角内均大于无弹片翼型，这说明SB-VAWT在该尖速比下，风轮所受推力最大，输出功率最高。这与图8中实验值对应最佳尖速比opt=1.3显示出良好的一致性。此外，与无弹片翼型相比，在气动弹片的作用下，风力机切向力有效作用范围得到了极大的改善。表

30、明该弹片运动控制规律可显著抑制出现在SB-VAWT叶片内侧的大分离流动，提高风力机整体性能。4 结 论本文采用STAR-CCM+研究了以NACA0018为基础翼型的SB-VAWT在翼型内侧加装类似鸟类羽毛的气动弹片对整机性能的影响。结论如下：（1）气动弹片可显著抑制垂直轴风力机大范围流动分离，提升整机气动性能。（2）加装气动弹片后，可有效提高SB-VAWT风能利用率。相较与无弹片情况，风能利用系数在尖速比TSR=1.3和TSR=1.4时可分别提升20.7%和17.8%。（3）提出的弹片运动控制策略可显著提高切向力峰值与作用范围，可普遍适用于具有相似切向力峰值特性的直线翼垂直轴风力机。参考文献:

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