风力机三维旋转叶片非定常气动特性数值模拟研究

风力机三维旋转叶片非定常气动特性数值模拟研究
胡国玉;孙文磊;曹莉
【摘要】Based on computational fluid dynamics (CFD) method,this paper simulated the aerodynamic characteristics of NREL Phase VI wind turbine.Reynolds-Averaged Navier-Stokes (URANS) turbulence models are used in the simulations,and extensive comparisons with experimental data are performed.By the comparison for power,thrust and sectional force coefficients of NREL Phase Ⅵ wind turbine between CFD and NREL,the results at constant pitch and variable wind speed show that the CFD predictions match the experimental data consistently well at low wind speed.At high wind speed,there is a little difference due to the effects of flow separation.The simulation results reveal the unsteady aerodynamic characteristics of wind turbine blade with three-dimensional rotational effect.%文章基于CFD方法对NREL Phase VI风机的气动特性进行了数值模拟.根据NREL定桨变速的实验工况,通过求解三维非定常雷诺平均Navier-Stokes方程(RANS),基于k-ω SST湍流模型分析了不同风速工况下的风机叶片流场特性,得到了气流沿叶片展向的流动分布.通过与NREL NASA-Ames风洞实验数据的对比,在低风速时采用CFD仿真的计算结果与实验结果更为吻合;在失速区域,由于气流分离的影响,CFD仿真的计算结果与实验结果对比差异较明显.CFD仿真大体上能够较好地预测实验风机的性能,分析动态失速现象发生的原因,揭示叶片在三维旋转效应下的非定常气动特性.
【期刊名称】《可再生能源》
【年(卷),期】2016(034)006
【总页数】5页(P867-871)
【关键词】风力发电机;三维旋转效应;非定常气动特性;动态失速;分离流
【作者】胡国玉;孙文磊;曹莉
【作者单位】新疆大学机械工程学院,新疆乌鲁木齐 830047;新疆大学机械工程学院,新疆乌鲁木齐 830047;新疆大学机械工程学院,新疆乌鲁木齐 830047
【正文语种】中文
【中图分类】TK83
一般情况下，风力机的气动设计和载荷分析是采用稳态叶素-动量理论BEM[1]（Blade Element Momentum，BEM）进行计算的，但是由于基于二维翼型数据的BEM方法没有考虑到三维旋转效应，导致其计算值偏低。

对于湍流风场中运行的风机，其叶片在旋转过程中所受到的动态载荷一般高于设计值，这些被低估的动态载荷往往成为风机叶片疲劳破坏和损毁的主要原因。

在风机结构设计中，对风机叶片的气动特性和动态载荷的准确预估尤为重要。

由于湍流风场具有明显的非定常流动特性，风速的空间梯度将会引起三维旋转叶片攻角不断变化，当叶片攻角超过临界攻角时，旋转叶片表面的气流边界层会发生流动分离而产生动态失速现象，从而使风机的空气动力特性更加复杂。

Chaviaropoulos研究了三维旋转效应对风机叶片气动性能的影响[2]。

伍艳基于改进动态失速的半经验模型对比分析了二维非旋转与三维旋转效应的叶片非定常气动特性，表明考虑三维旋转效应的计算结果能更好地预估叶片的气动特性[3]。

与传统的风力机气动分析方法相比，计算流体力学方法（CFD）能够展现高精度的
流场结构和细节，更好地捕捉旋转叶片表面边界层的分离以及分离涡流等流动现象。

因此，应用CFD仿真来计算模拟三维旋转作用下的叶根和叶尖涡效应，在揭示风
力机叶轮流场的气动特性方面具有优势。

本文基于CFD仿真对三维旋转效应下的
风机叶片的气动特性进行了模拟，分析了不同来流情况下风轮的流场特性，得到了气流沿叶片展向的流动分布，通过与NREL NASA-Ames风洞实验数据[4]基于功率、推力和截面力系数的对比，验证了所采用CFD仿真的正确性，并深入研究和
分析了动态失速流动分离现象，揭示了三维旋转效应下风机叶片的非定常气动特性。

本文采用NREL Phase VI风机作为研究对象。

NREL Phase VI风机为固定桨距的失速控制型两叶片风机，额定功率为20 kW，叶轮直径为10 m，轮毂高度为12 m，转速恒定为72 r/min，叶片翼型为扭转/变弦长S809翼型，叶片弦长，扭角分布及叶片几何模型如图1所示。

在本文的数值模拟中，使用了基于湍动能的剪切应力输运线性湍流模型（k-ω SST 模型）。

kω SST模型在结合k-ω模型和k-ε模型优点的基础上，利用适用于低雷诺数的k-ω模型和适用于高雷诺数的k-ω模型的混合函数来完成从边界层内部到外部逐渐转变。

CFD仿真将包括湍流波动和风剪切作用的风湍流模型作为初始入口边界条件。

IEC61400-1规定了相应的湍流风模型[5]。

为了提供适合于风机动态风载分析的风湍流输入，Mann[6]提出和开发了高效的湍流风模型，该模型能用描述风速度波
动的3个分量进行三维流场仿真。

以Mann湍流风模型作为风湍流边界条件的原理图如图2所示。

在Phase VI叶轮的数值模拟中，没有考虑塔架和机舱的影响。

用一半圆柱区域作为计算域，并将其分为外层的地面坐标系区域和靠近叶片的旋转坐标系区域，如图3所示。

利用两叶片的Phase VI叶轮中的一个叶片模拟所有计算工况，通过应用
周期性边界条件来实现另一个叶片的模拟。

应用周期边界可以使计算域减少为原来
的一半，因此网格数和计算量也减半。

整场采用六面体结构化网格，整个计算域网格分布如图4所示。

叶片采用了O-O型网格拓扑结构，网格数为201×101×241。

叶片附近的旋转坐标系区域作为一个单独的旋转参考系，在上游的入口边界，设定水平来流风速以及湍流度等参数；在下游出口，利用了压力出口边界。

风轮叶片采用无滑移壁面边界条件。

NREL实验序列S[4]用于预测定桨变速的实验工况，风速为5～25 m/s，以1 m/s 为时间间隔，叶片变桨角度为3°。

本文CFD仿真选择了失速前后的5，10，15
和25 m/s风速为计算工况，其中最高的两个风速对应于叶片的失速工况，其仿真结果的正确性尤其重要。

图5显示了Phase VI风机基于CFD仿真计算的推力和功率与NREL的S序列实
验数据的对比情况，不同来流风速下，CFD仿真计算出的推力值在其实验测量的
标准偏差范围内，并且与实验数据相吻合。

在5～15 m/s时，CFD仿真计算出的推力值和实验数据的对比结果也比较相符。

在25 m/s时，CFD仿真计算出的推
力预测值要高于相应的实验值，其主要原因是，在高风速条件下叶片表面发生了严重的流动分离，并存在复杂的三维径向流动。

在5～15 m/s时，CFD仿真计算出的功率值比相应的实验值略低；在25 m/s时，叶片吸力面的大部分区域出现了较大程度的分离流动和径向流动，导致模拟值略高于相应的实验值。

总体上，CFD
仿真能够很好地模拟出风机的性能。

法向力系数直接影响叶片截面上的压力分布，通过计算截面力系数，例如径向（法向）力系数Cn，能够对风机的空气动力特性进行更好地检查。

本文将三维非定常
雷诺平均Navier-Stokes方程（RANS）作为数值模拟求解的控制方程，对叶片5个不同径向截面（r/R=0.30，0.47，0.63，0.80，0.95）上的法向力系数Cn 进行了计算。

图6给出了采用RANS方法计算的法向力系数Cn与实验数据的对比。

由图6可知，CFD仿真对所有截面的仿真都与实验数据匹配良好。

在低风速
（5 m/s）时，除了靠近叶根处的过渡截面，其它位置均没有发生气流分离。

在其它截面位置上，CFD仿真都能进行准确预测。

在高风速（25 m/s）时，由于存在
较严重的气流分离，并且发生涡流脱落，CFD仿真的计算结果与实验结果的差异
逐渐显现出来，在采用RANS方法计算较大攻角的附着气流时，往往比预测值偏高。

通过对叶片不同展向位置（r/R=0.30，0.47，0.63，0.80，0.95）和不同来流风
速工况下（5，10，15,25 m/s）的压力系数进行计算，得到了叶片不同截面位置
上压力系数的分布结果。

图7给出了计算结果与实验结果的对比。

风速为5 m/s时，气流是完全附着流动的，各截面压力系数几乎与实验数据完全
吻合。

风速为10 m/s时，展向位置为r/R=0.47的实验数据和CFD仿真结果略有差异，实验数据在吸力面显示了平坦的压力分布，而CFD仿真则预测了一个后缘
峰值，这主要是由于流场受到叶片上横向流动的干扰引起。

同样，风速为15 m/s，展向位置为r/R=0.3处，CFD在后缘下游0.2弦长处预测了一个峰值，而实验结
果则显示了一个更加平坦的压力分布。

这种差异存在的原因，可能是由非定常气流特性引起的。

对于叶根处气流完全分离的情况，基于非定常k-ω SST湍流模型的CFD仿真可能会对气流分离的预测严重不足，但仍然捕捉到了一些前缘分离的特征。

对于叶片外侧的气流流动情况，该湍流模型能够很好地进行描述，说明非定常kω SST湍流模型不适用于叶根处气流完全分离的情况。

风速为15 m/s时的
r/R=0.63截面和风速为25 m/s时的r/R=0.47截面，CFD对于吸力面压力预测
显著不足，因而导致整个曲线在下侧。

为了对叶片吸力面的流动状态进行分析，图8给出了不同来流速度下叶片吸力面
的压力系数及极限流线分布。

由图8可知，在低风速（5 m/s），CFD仿真结果
完全预测了在旋转叶片上每一处的附着流，极限流线和弦线方向平行，并且近似一个二维流动。

只有S809翼型向圆柱形截面的过渡区域，才有一些分离流，并表现
出微弱的三维特性。

此风速下，吸力面的压力低，叶片提供了升力。

风速为15
m/s时，在多数截面上有显著的分离流，并且非定常涡流随着叶片的旋转在叶片
的下半段脱落。

对于此风速下r/R=0.47截面处，气流从后缘分离并重新附着在叶片表面形成一个封闭分离气泡。

然而，其它截面上所显示的气流皆呈开放分离状态，在分离处涡流远离叶片表面并脱落到尾迹。

在大多数叶片外侧截面处，能观察到明显的压力恢复情况。

风速为25 m/s时，能观察到气流分离的趋势与15 m/s时相似，但会发生大尺度的边界层分离，并且带有猛烈的涡流脱落，在吸力面上几乎没有压力恢复，叶片表面失速严重。

本文基于CFD仿真对NREL Phase VI风机的非定常气动特性进行数值模拟。

根据NREL定桨变速的实验工况，通过求解不可压缩的雷诺平均Navier-Stokes方程（RANS），分析了不同来流情况下风轮的流场特性，得到了气流沿叶片展向的流动分布，通过与NREL NASA-Ames风洞实验数据的对比，CFD仿真计算结果与
实验结果比较吻合，由此验证了CFD仿真的正确性，具体结论如下。

①在风速为5 m/s时，k-ω SST湍流模型的气流完全附着流动，各截面压力系数
几乎与实验数据相同，能够较好地描述流场特性。

说明k-ω SST湍流模型比较适
合研究低速时的风机气动特性。

②由于非定常涡流的影响，k-ω SST湍流模型在风速为15 m/s时的r/R=0.63截面和风速为25 m/s时的r/R=0.47截面上，无法完全预测吸力面上的压力，导致CFD模拟结果曲线在实验数据曲线下侧。

③通过对叶片吸力面表面的气流流动分析，了解到在失速区域叶片大部分截面上有显著的分离流，明确了发生动态失速现象的原因，揭示了叶片在三维旋转效应下的非定常气动特性。

【相关文献】
[1]HansenAC，ButterfieldCP.Aerodynamicsof horizontalaxiswindturbines[J].Annual Review of Fluid Mechanics，1993，25：115-149.
[2]Chaviaropoulos，Hansen.Investigating 3D and rotational effects on wind turbine blades by means of a quasi-3D Navier-Stokes solver[J].ASME Journal of Fluids Engineering，2004，122（2）：330-336.
[3]伍艳，谢华，王同光.风力机叶片的非定常气动特性计算方法的改进[J].工程力学，2008，25（10）：54-59
[3]Wu Yan，Xie Hua，Wang Tongguang.Modification of calculatingunsteady aerodynamic characteristicsof wind turbine blades[J].Engineering Mechanics，2008，25（10）：54-59.
[4]Hand MM，Simms DA，Fingersh LJ，et al.Unsteady aerodynamics experiment PhaseⅥ：wind tunnel test configurations and available data campaigns[R].Golden：National Renewable Energy Laboratory NREL/TP-500-29955，2001.
[5]lEC61400-1，Wind Turbine-Part1：Design Requirements（2005）[S].
[6]Mann，J.Wind field simulation [J].Probabilistic Engineering Mechanics，1998，13 （4）：269-282.。