基于CFD模擬的濃縮風能裝置結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計

姬忠濤，田 德

基于CFD模擬的濃縮風能裝置結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計

姬忠濤1，田 德2

（1. 曲靖師范學院物理與電子工程學院，曲靖 655011；2. 新能源電力系統(tǒng)國家重點實驗室（華北電力大學），北京 102206）

濃縮風能裝置的結(jié)構(gòu)直接影響濃縮風能型風電機組的性能。在該文中，采用計算流體力學軟件對濃縮風能裝置進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化。優(yōu)化方案是在原模型擴散管后增加一段錐形管，并分析錐形管的母線長度及偏轉(zhuǎn)角對濃縮性能的影響。分析結(jié)果表明，錐形管母線長度為0.4（為中央圓筒直徑），偏轉(zhuǎn)角為50°時的優(yōu)化模型為較優(yōu)模型。濃縮風能裝置優(yōu)化模型的濃縮性能由錐形管后方的漩渦和錐形管內(nèi)壁面上的流動分離決定。漩渦的存在使?jié)饪s風能裝置優(yōu)化模型的濃縮性能優(yōu)于原模型。流動分離會使?jié)饪s性能降低。使?jié)饪s風能裝置得到優(yōu)化的最佳狀態(tài)是錐形管后方出現(xiàn)一個強烈的漩渦，同時錐形管內(nèi)壁面附近不出現(xiàn)強度較大的流動分離。

風能；計算流體力學；優(yōu)化；濃縮風能裝置；漩渦；流動分離

0 引 言

眾所周知，風電機組的功率與風輪處風速的三次方成正比[1-3]。這意味著，即使風速上很小的提升，都會使風電機組的功率大幅度增加[4]。因此，科研人員對傳統(tǒng)風電機組進行優(yōu)化設(shè)計[5]，以盡可能多地提取風中蘊含的能量[6]，其中最可靠的方法是采用濃縮風能型風電機組[7]。

濃縮風能裝置作為濃縮風能型風電機組的核心部件，由收縮管、中央圓筒和擴散管組成[8-10]。由于空氣自中央圓筒流出后，在擴散管內(nèi)部會出現(xiàn)流動分離，因此擴散管的結(jié)構(gòu)對濃縮風能裝置的濃縮性能影響最大[11]。

在擴散管的結(jié)構(gòu)優(yōu)化方面，Co?oiu等[12]通過在擴散管上開4個環(huán)形槽的方法連接濃縮風能裝置外壁高壓區(qū)和內(nèi)壁的流動分離區(qū)，使流動分離區(qū)向擴散管出口方向推移，進而使?jié)饪s風能裝置性能得到大幅提升。Ohya等[13]采用在擴散管出口處增加法蘭盤的方法對濃縮風能裝置進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，使風電機組的輸出功率提高了4～5倍。Kardous等[14]對安裝有法蘭盤的濃縮風能裝置利用仿真和可視化系統(tǒng)觀察的方式進行了研究，發(fā)現(xiàn)法蘭盤的高度對濃縮風能裝置性能影響較大；且隨著法蘭盤高度的升高，其對濃縮風能裝置性能的促進作用會減弱。

對于安裝有法蘭盤的濃縮風能裝置，其濃縮性能較好，但其軸向長度較大，用在高處不易控制；且法蘭盤為回轉(zhuǎn)體，其母線與軸線垂直。母線與軸線夾角小于90°，即將法蘭盤替換為錐形管的情況并未加以討論。

因此，在本論文中將通過在濃縮風能裝置擴散管外緣增加一段錐形管的方法對濃縮風能裝置進行優(yōu)化，并采用計算流體力學軟件對優(yōu)化模型進行分析，得出濃縮風能裝置最優(yōu)模型，并分析結(jié)構(gòu)優(yōu)化對濃縮風能裝置濃縮性能的影響機理。

1 結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案

結(jié)構(gòu)優(yōu)化對象為100 W濃縮風能型風電機組所用的濃縮風能裝置。圖1所示為濃縮風能裝置結(jié)構(gòu)優(yōu)化示意圖。其中，收縮管母線、中央圓筒母線、擴散管母線繞回轉(zhuǎn)軸旋轉(zhuǎn)一周形成一個回轉(zhuǎn)面，然后通過加厚5 mm即可形成濃縮風能裝置原模型。收縮管母線左端點繞回轉(zhuǎn)軸旋轉(zhuǎn)一周形成入口圓。其中，為擴散角，濃縮風能裝置模型中央圓筒內(nèi)徑為，其值為900 mm。為提升濃縮風能裝置的濃縮性能，在濃縮風能裝置擴散管外緣新增一段錐形管。該錐形管母線為EF，長度為，與豎直方向的夾角，即偏轉(zhuǎn)角，為。優(yōu)化方案如下：將的值定為0.1、0.2、0.3、0.4、0.5、0.6，每個值對應(yīng)的為0°、10°、20°、30°、40°、50°、60°，并對值為0，即原模型進行一次模擬計算，以確定最佳的優(yōu)化模型。計算次數(shù)總計為43次。

中間截面位于中央圓筒中部，風輪即安裝在中間截面上，因此中間截面處的風速將直接影響濃縮風能型風電機組的功率輸出。為評價濃縮風能裝置優(yōu)化模型的性能，在中間截面上沿45°方向均勻布置21個點，其中最下面一點在軸線上，最上面一點是個例外，因為該點設(shè)置在中央圓筒內(nèi)壁面上的話，在計算流體力學軟件中將無法取點，因此該點設(shè)置在距離中央圓筒內(nèi)壁面2 mm處。其他20個點中，相鄰2個點之間的間距為22.5 mm。同時，中央圓筒出口平面與軸線交于一點，過該點沿90°方向均勻布置21個點，布置方法及間距與中間截面上21個點類似，區(qū)別在于位置和方向。

1.回轉(zhuǎn)軸 2.收縮管母線 3.中央圓筒母線 4.擴散管母線 5.中間截面

1.Rotation axis 2.Generatrix of shrinkage pipe 3.Generatrix of central cylinder 4.Generatrix of diffuser 5.Middle section

注：為收縮管母線半徑，mm；表示豎直方向；為錐形管母線長度，mm；為偏轉(zhuǎn)角，(°)；為中央圓筒直徑，mm；為擴散角，(°)。

Note:is the radius of generatrix of shrinkage pipe, mm;indicates vertical direction;is generatrix length, mm;is deflection angle, (°);is the diameter of central cylinder, mm;is diffusion angle, (°).

圖1 濃縮風能裝置結(jié)構(gòu)優(yōu)化示意圖

Fig.1 Sketch diagram of structural optimization design of concentrator

2 計算流體力學分析

2.1 建立模型

根據(jù)圖1所示濃縮風能裝置各項尺寸，通過CAD軟件建立濃縮風能裝置優(yōu)化模型。圖2a是為0.2，為20°時的濃縮風能裝置優(yōu)化模型。將其導入到有限元分析軟件中，創(chuàng)建一個直徑為20 m，長度為30 m的圓柱。該圓柱與濃縮風能裝置優(yōu)化模型共用同一個對稱軸，且該圓柱頂圓圓心與濃縮風能裝置優(yōu)化模型入口圓圓心間距為5 m，底圓圓心與濃縮風能裝置優(yōu)化模型入口圓圓心間距為25 m。通過布爾減運算在圓柱中減去濃縮風能裝置優(yōu)化模型，最終即可得到流體場模型如圖2b所示。

圖2中的濃縮風能裝置內(nèi)部未設(shè)置風輪，將濃縮風能裝置中央圓筒內(nèi)部視為一個風場。對濃縮風能裝置進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化的目的是在外部氣流條件相同的情況下，使該風場蘊含的風能盡可能多，在此過程中無需考慮風輪的阻擋作用。通過結(jié)構(gòu)優(yōu)化對濃縮風能裝置定型之后，再對風輪進行優(yōu)化，以盡可能多地從該風場中獲取風能。

2.2 網(wǎng)格劃分

對流體場劃分網(wǎng)格時，采用patch conforming算法，網(wǎng)格類型為四面體網(wǎng)格，相關(guān)中心（relevance center）選細化（fine），相關(guān)性（relevance）設(shè)為70。在濃縮風能裝置表面附近劃分出膨脹層；劃分方法是在濃縮風能裝置表面1cm的厚度范圍內(nèi)劃分出20層的膨脹層。膨脹算法（inflation algorithm）為Post。劃分好的網(wǎng)格如圖2c所示。

圖2 計算流體力學分析前處理結(jié)果

2.3 參數(shù)設(shè)置

在本文中，每一次計算流體力學分析，除了濃縮風能裝置結(jié)構(gòu)上的不同以外，其他設(shè)置均相同。

2.3.1 湍流模型

在本文中，湍流模型為SST-模型，即剪切應(yīng)力輸運-模型。這種模型將-模型和-模型結(jié)合起來運用；其在壁面附近采用-模型，在邊界層外部采用-模型，這樣既可以使計算結(jié)果更加準確，又可以降低計算成本。該模型考慮了湍流剪切應(yīng)力的傳遞，可以對不同壓力梯度下流動分離的開始及尺度進行高度準確地預(yù)測[15-17]。眾多科研人員，如Heikal[18]、Kosasih[19]、Wong[20]等，采用SST-模型進行濃縮風能裝置相關(guān)研究，并將計算結(jié)果與試驗結(jié)果進行比較，結(jié)果表明，采用SST-模型對濃縮風能型風電機組的性能進行預(yù)測是可靠的。

2.3.2 數(shù)值仿真計算條件

仿真計算時，考慮熱交換，啟用能量方程。流體介質(zhì)是空氣。在對由相同收縮管、中央圓筒和擴散管制成的濃縮風能裝置進行車載試驗時，當風速為10.83 m/s時，安裝在濃縮風能裝置內(nèi)部的風輪達到發(fā)電機的額定轉(zhuǎn)速，因此將風速定為10.83 m/s[21]。同時，在進行車載試驗時，環(huán)境溫度為296.75 K，大氣壓強為88 800 Pa，因此在數(shù)值仿真時溫度及壓強依此2參數(shù)進行設(shè)置。同時通過查表的方式查得密度、黏度、導熱系數(shù)、恒壓比熱容分別為1.044 kg/m3、1.85×10-5kg/(m·s)、0.026 22 W/(m·K)、1 013 J/(kg·K)。根據(jù)濃縮風能裝置的尺寸進行計算，得出流量、湍動能、比耗散率分別為3 552.048 kg/s、0.165 382 m2/s2、11.786 s-1。濃縮風能裝置表面的粗糙高度定為0.3 mm，離散格式為二階迎風格式。

進口邊界為質(zhì)量流量入口，流速方向定為與進口邊界垂直。濃縮風能裝置壁面以及流體場外殼壁面的熱邊界條件均采用固定溫度，其值為296.75 K。出口邊界采用壓力出口。

2.4 仿真計算驗證

在文獻[22]中，對比分析了對濃縮風能裝置進行車載試驗時得出的試驗數(shù)據(jù)及仿真數(shù)據(jù)。分析結(jié)果表明，中央圓筒中間截面處仿真計算值與實際測量值的相對誤差在5%和10%以內(nèi)的點所占百分比分別為41.67%和83.33%，即多數(shù)誤差在10%以內(nèi)，基本滿足定量預(yù)測要求。在對比不同濃縮風能裝置濃縮性能時，仿真計算可以得出與車載試驗相同的結(jié)果，因此文獻[22]中的仿真計算方法可以用來對濃縮風能裝置進行定性分析。在本論文中，采用的仿真計算方法與文獻[22]中的仿真計算方法相同，因此仿真計算結(jié)果是可靠的。

3 結(jié)果與討論

3.1 優(yōu)化性能分析

中間截面的風速直接影響濃縮風能型風電機組的功率輸出；同時中央圓筒出口截面上的靜壓越低，則濃縮風能裝置濃縮性能越好。因此，在本節(jié)中，將比較中央圓筒出口截面上21個點的平均靜壓，以及中間截面上21個點的風速大小，進而得出最佳的值及值。

3.1.1 偏轉(zhuǎn)角優(yōu)化性能分析

圖3為不同值及值時，中央圓筒出口平面上21點平均靜壓變化圖。為了使每個值對應(yīng)的不同偏轉(zhuǎn)角的濃縮風能裝置優(yōu)化模型均可以和原模型進行比較，圖中70°對應(yīng)的點為原模型中央圓筒出口處21點平均靜壓。

圖3 不同母線長度及偏轉(zhuǎn)角對應(yīng)的中央圓筒出口處21點平均靜壓變化圖

從圖3中可以看出，所有優(yōu)化模型的平均靜壓均低于原模型的平均靜壓，說明在原模型擴散管外緣新增一段錐形管起到了優(yōu)化濃縮風能裝置的作用。當為60°，值在0.1至0.6之間變化時，與為其他角度時相比，平均靜壓隨值的增加降低不明顯，甚至出現(xiàn)略微升高的情況。這說明簡單地將原模型的擴散管延長對其濃縮性能的提升有限。當偏轉(zhuǎn)角為0°，值在0.1至0.6之間變化時，平均靜壓隨值的增大降低，但降低幅度不大。在偏轉(zhuǎn)角位于10°至50°之間時，平均靜壓隨值的增大基本上呈降低趨勢，且隨偏轉(zhuǎn)角的升高，降低的幅度基本上逐漸加大。當值為0.1時，偏轉(zhuǎn)角為30°時平均靜壓最低，且偏轉(zhuǎn)角為30°、40°、50°時平均靜壓相差不大；當值為0.2、0.3、0.4和0.5時，偏轉(zhuǎn)角為50°時平均靜壓最低；當值為0.6時，偏轉(zhuǎn)角為40°時平均靜壓最低，且偏轉(zhuǎn)角為40°、50°時平均靜壓相差不大；從中可以看出，值為0.1和0.6，偏轉(zhuǎn)角為50°時，濃縮風能裝置優(yōu)化模型濃縮性能較好；而值為其他值時，濃縮性能最優(yōu)，因此可以認為為50°時，濃縮風能裝置優(yōu)化模型的濃縮效果最好。

3.1.2 母線長度優(yōu)化性能分析

風電機組的輸出功率與風輪處風速的三次方成正比，若風輪處風速增加為原來的倍，則風電機組的輸出功率將增加為原來的3倍。

令=0.1、0.2、0.3、0.4、0.5、0.6。設(shè)為50°，值為時，濃縮風能裝置中間截面處的平均風速為V，可吸收風能為W，原模型中間截面處的平均風速為0，可吸收風能為0。將濃縮風能裝置中間截面上21點處風速的平均值定為中間截面處的平均風速。

提取原模型以及為50°時不同值對應(yīng)模型中間截面處的21點風速，并計算其平均值，得出原模型中間截面處的平均風速為15.3 m/s；為50°時，值分別0.1、0.2、0.3、0.4、0.5、0.6時對應(yīng)濃縮風能裝置模型中間截面處的平均風速分別為18.1、19.0、18.9、19.7、19.9、20.6 m/s，則V/0分別為1.185、1.240、1.234、1.285、1.301、1.342，W/0分別為1.664、1.906、1.882、2.124、2.202、2.419，其中W/0是V/0對應(yīng)數(shù)據(jù)的三次方。

圖4是W/0隨值的變化圖。從圖中可以看出，W/0隨值的增加總體上呈遞增趨勢。當0.1≤≤0.2時，W/0隨值增長較快；當0.2≤≤0.3時，W/0隨值的增長有所減小，但減小幅度不大；當0.3≤≤0.4時，W/0隨值的增長大幅提高；當0.4≤≤0.5時，雖然W/0在增長，但增長量較少；當0.5≤≤0.6時，W/0隨值增長較快，但增長幅度小于0.3≤≤0.4時W/0的增長幅度。考慮到隨著錐形管母線長度延長，對應(yīng)濃縮風能裝置成本將大幅上升，因此將錐形管母線最佳長度定為0.4。

圖4 可吸收風能增長率WnD /W0隨d值變化圖

3.2 優(yōu)化機理分析

3.2.1 濃縮性能的影響因素

決定濃縮風能裝置濃縮性能的關(guān)鍵因素是擴散管內(nèi)壁上的流動分離。發(fā)生流動分離，濃縮風能裝置的濃縮性能將變差。但流動分離之后，如果流線可以重新向擴散管內(nèi)壁靠攏，則濃縮風能裝置的濃縮性能將得到提高。

若使擴散管內(nèi)壁不發(fā)生流動分離，要求圖1中的擴散角在4°左右[23]；在這種情況下，如果要使?jié)饪s風能裝置的濃縮性能依然較好，則要求濃縮風能裝置出口面積與入口面積之比保持為某一個值，那么就會導致濃縮風能裝置軸向長度較長，會使?jié)饪s風能裝置成本升高，且可能使?jié)饪s風能型風電機組的重心不在立柱軸線上，進而帶來一些潛在的危險。

隨著信息交流環(huán)境的迅速變化，強化服務(wù)已成為公共圖書館發(fā)展的迫切要求，而只有通過基于用戶的研究，公共圖書館服務(wù)才能更加貼近用戶需求，利用有限的資源產(chǎn)生最大的社會效益。

流動分離之所以能夠?qū)е聺饪s風能裝置濃縮性能變差，主要原因在于出現(xiàn)流動分離時，擴散管內(nèi)壁面附近的氣流會向遠離擴散管內(nèi)壁面的方向流動，進而導致擴散管軸線附近一段距離內(nèi)的流速升高，而該距離之外的部分流速降低，甚至出現(xiàn)逆流現(xiàn)象，并最終導致通過擴散管橫截面總的質(zhì)量流量降低，進而使中央圓筒中間截面的流速降低，導致濃縮風能裝置濃縮性能變差。

為便于分析，將值為，值分別為0°、10°、20°、30°、40°、50°、60°的模型分別編號為10-0、10-10、10-20、10-30、10-40、10-50、10-60號模型。如優(yōu)化模型的值和值分別為0.4和50°，則優(yōu)化模型為4-50號模型。

為分析優(yōu)化模型的濃縮性能優(yōu)于原模型的原因，圖5給出了4-50號模型和原模型的剖面速度矢量圖。從圖中可以看出，錐形管后方產(chǎn)生了漩渦，而漩渦中的風速較高，對應(yīng)靜壓較低，因此在錐形管后方形成了一個強烈的低壓區(qū)，形成對濃縮風能裝置優(yōu)化模型內(nèi)部強烈的抽吸作用，使空氣加速向錐形管外緣流動，進而使中央圓筒出口處的流量提升，中央圓筒中間截面處的風速提高。

從圖5可以看出，錐形管后方的漩渦是導致濃縮風能裝置優(yōu)化模型濃縮性能提升的關(guān)鍵因素，而不同優(yōu)化模型的濃縮性能是有差別的，因此在后文中將通過將錐形管后方的速度矢量圖放大后進行分析，以確定其原因。

圖5 優(yōu)化模型（d=0.4D，β=50°）與原模型剖面速度矢量圖

3.2.2 偏轉(zhuǎn)角優(yōu)化機理分析

優(yōu)化模型的值和值分別為0.4和50°，因此為了研究偏轉(zhuǎn)角的優(yōu)化機理，本節(jié)對4-0、4-10、4-20、4-30、4-40、4-50、4-60號模型的計算結(jié)果進行分析。從圖3中可以看出，當=0.4時，濃縮風能裝置優(yōu)化模型濃縮性能由高到低依次為4-50號模型、4-40號模型、4-30號模型、4-20號模型、4-10號模型、4-0號模型、4-60號模型。在計算流體力學軟件中將7個模型對應(yīng)錐形管后方的速度矢量圖放大后如圖6所示。

從圖6a可以看出，4-0號模型由于偏轉(zhuǎn)角為0°，因此相當于原模型擴散管外緣增加了一個法蘭盤。法蘭盤右邊的壁面為內(nèi)壁面。該法蘭盤后方形成了漩渦；此漩渦中心的靜壓較低，使法蘭盤外壁面邊緣噴出的空氣亦受到此漩渦中心的吸引進而向法蘭盤內(nèi)壁面方向運動。與漩渦中心距離稍遠的地方由于風速較大，壓差形成的向心力小于氣流旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的離心力，導致這些氣流偏離漩渦中心而向法蘭盤下方流去；法蘭盤內(nèi)壁下方存在相對較高的靜壓區(qū)，則向法蘭盤內(nèi)壁面下方流去的氣流必須通過減速升壓與逐漸升高的靜壓抗衡，并最終與原模型擴散管噴出的氣流混合向下游流去。法蘭盤外緣流出的空氣由于漩渦的存在向原模型擴散管出口流動，進而阻礙原模型擴散管噴出的氣流向上方擴散；此外，法蘭盤內(nèi)壁面下方出現(xiàn)了流動分離，使原模型擴散管出口處流出的氣流向上方擴散不暢，這些均導致4-0號模型的濃縮性能下降。

從圖6c可以看出，對于4-20號模型，與4-10號模型類似，錐形管內(nèi)壁面下方發(fā)生的流動分離變?nèi)酰Ｐ蛿U散管出口噴出的氣流向上方的擴散情況得到進一步改善，因此4-20號模型的濃縮性能得到進一步的提高。

從圖6d可以看出，對于4-30號模型，產(chǎn)生的漩渦中心位置與錐形管內(nèi)壁面之間的距離變大，錐形管外緣噴出的氣流經(jīng)漩渦中心吸引流向錐形管內(nèi)壁面的量變得更少，錐形管內(nèi)壁面下方發(fā)生流動分離的位置以及與原模型擴散管出口處噴出的氣流混合向下游流去的位置均更加靠上，進而原模型擴散管出口噴出的氣流可以更好地向上方擴散，進而導致4-30號模型的濃縮性能進一步提高。

從圖6e可以看出，對于4-40號模型，漩渦中心與錐形管內(nèi)壁面間距變得更大，導致原模型擴散管出口噴出的一部分氣流被漩渦吸引由漩渦和錐形管內(nèi)壁面之間流過，并與錐形管外緣噴出的氣流混合向下游流去。另一部分氣流流向漩渦并與漩渦上方流過的氣流混合向下游流去。錐形管內(nèi)壁面下方還存在較高的靜壓區(qū)，因此在該位置發(fā)生了流動分離，但強度不大。總體上看，4-40號模型擴散管出口噴出的氣流可以較為順暢地向上方擴散，因此4-40號模型與4-30號模型相比，其濃縮性能得到大幅提高。

從圖6f可以看出，對于4-50號模型，漩渦強度較大，且其中心靜壓較低，與錐形管內(nèi)壁面間距依然較大，進而導致原模型擴散管出口噴出的氣流更多地向漩渦和錐形管之間流動。由于偏轉(zhuǎn)角較大以及漩渦的存在，進而導致錐形管內(nèi)壁面下方未出現(xiàn)流動分離。因此，與4-40號模型相比，擴散管出口噴出的氣流向上方擴散更為順暢，因此4-50號模型的濃縮性能得到進一步地提高。

從圖6g可以看出，4-60號模型只是將原模型擴散管簡單地延長，錐形管外緣噴出的氣流速度會得到提高，進而對模型內(nèi)部的抽吸作用會提高。雖然錐形管后方產(chǎn)生了漩渦，但漩渦強度不大，且距離錐形管內(nèi)壁面較遠，因此其濃縮性能的提升幅度是有限的。

由以上分析可知，濃縮風能裝置優(yōu)化模型的濃縮性能是由錐形管后方的漩渦和錐形管內(nèi)壁面上的流動分離決定的。總體上看，錐形管后方出現(xiàn)的漩渦可以形成對濃縮風能裝置優(yōu)化模型內(nèi)部強烈的抽吸作用，進而使?jié)饪s性能提升。因此從圖3中可以看出，所有優(yōu)化模型的濃縮性能均優(yōu)于原模型。錐形管偏轉(zhuǎn)角越小，則漩渦強度越大，以至于可以將錐形管外緣噴出的氣流向錐形管內(nèi)壁面吸引，進而影響擴散管出口處的氣流徑向上的擴散，使原本優(yōu)越的濃縮性能降低。同時，偏轉(zhuǎn)角越小，錐形管內(nèi)壁面上越容易出現(xiàn)流動分離，進而使?jié)饪s性能降低。因此，最佳狀態(tài)是錐形管后方出現(xiàn)一個強烈的漩渦，但該漩渦的強度不至于將錐形管外緣的氣流過多地向錐形管內(nèi)壁面吸引，同時錐形管內(nèi)壁面附近不出現(xiàn)強度較大的流動分離。母線長度為0.4時，偏轉(zhuǎn)角為50°，可以實現(xiàn)此狀態(tài)。

圖6 待選模型（d=0.4D）錐形管后方剖面速度矢量圖

3.2.3 母線長度優(yōu)化機理分析

為了研究母線長度的優(yōu)化機理，本節(jié)對1-50、2-50、3-50、4-50、5-50、6-50號模型的計算結(jié)果進行分析。在計算流體力學軟件中將6個模型對應(yīng)錐形管后方的速度矢量圖放大后如圖7所示。

從圖7a中可以看出，目前計算條件下，1-50號模型錐形管后方未發(fā)現(xiàn)旋渦，但在錐形管后方存在速度方向的劇烈改變，這種情況容易導致小范圍內(nèi)風速的升高，進而在錐形管后方形成了一個低壓區(qū)，對濃縮風能裝置優(yōu)化模型內(nèi)部形成了抽吸作用，使氣流能夠更好地沿徑向擴散，且錐形管內(nèi)壁面上并未出現(xiàn)流動分離，因此濃縮性能得到較大提升。

從圖7b中可以看出，由于母線長度變大，2-50號模型錐形管出口處的速度進一步升高，錐形管后方也存在速度方向的劇烈改變，且接近于形成漩渦，因此在錐形管后方形成了一個低壓區(qū)，對濃縮風能裝置優(yōu)化模型內(nèi)部形成了更為強烈的抽吸作用，使?jié)饪s性能得到了進一步提升。

由圖7c可以看出，隨著母線長度繼續(xù)變大，3-50號模型錐形管后方出現(xiàn)了漩渦，但該漩渦的中心距離錐形管內(nèi)壁面較遠，以至于對擴散管出口噴出的氣流沿徑向上的抽吸作用不夠強烈，且錐形管內(nèi)壁面中部偏上位置出現(xiàn)了流動分離現(xiàn)象，這會導致中央圓筒內(nèi)壁附近的幾個點的速度降低幅度過大，進而使中間截面上21個點的平均速度稍低于2-50號模型。因此，與2-50號模型相比，雖然母線長度的變大使漩渦開始出現(xiàn)，但濃縮性能稍有下降。

從圖7d可以看出，隨著母線長度繼續(xù)變大，4-50號模型錐形管后方的漩渦更加強烈，使距離錐形管內(nèi)壁面較遠距離的氣流都被吸引從漩渦和錐形管內(nèi)壁面之間流過，進而更好地促進了氣流的徑向擴散。雖然錐形管內(nèi)壁面中部偏上位置出現(xiàn)了輕微的流動分離現(xiàn)象，但對濃縮性能的影響不大，因此濃縮性能得到了較大提升。

從圖7e可以看出，5-50號模型錐形管后方出現(xiàn)了更為強烈的漩渦，對濃縮風能裝置優(yōu)化模型內(nèi)部的抽吸作用更強，可以使?jié)饪s性能得到大幅提升；但母線長度變大，導致錐形管內(nèi)壁面附近出現(xiàn)了由錐形管入口至出口之間的逆壓梯度，進而使錐形管內(nèi)壁面中部出現(xiàn)了較強的流動分離，可以使錐形管內(nèi)氣流沿徑向向上的擴散受到阻礙，進而使?jié)饪s性能減弱，因此兩相抵消，雖然5-50號模型的濃縮性能會得到提升，但提升幅度會變小。

從圖7f可以看出，隨著錐形管母線長度的繼續(xù)延長，6-50號模型錐形管后方出現(xiàn)的漩渦與5-50號模型相比更為強烈，對模型內(nèi)部的抽吸作用也更強，可使?jié)饪s性能得到大幅提升；而由于旋渦的強度更大，導致錐形管內(nèi)壁面中部偏上位置出現(xiàn)的流動分離與5-50號模型相比減弱，因此雖然6-50號模型的濃縮性能與5-50號模型相比，同樣受到漩渦和流動分離的影響，但提升幅度會大幅提高。

圖7 待選模型（β=50°）錐形管后方剖面速度矢量圖

由以上分析可知，在偏轉(zhuǎn)角為50°的情況下，母線長度延長，可以使錐形管后方的漩渦變得更為強烈，使?jié)饪s性能得到提升；同時，母線的延長也會使錐形管內(nèi)壁面附近容易出現(xiàn)流動分離，進而使?jié)饪s性能的提升幅度降低。當母線長度延長至0.3時，開始出現(xiàn)輕微的流動分離；延長至0.4時流動分離的強度依然不大；而延長至0.5、0.6時，則出現(xiàn)了較為強烈的流動分離，使?jié)饪s性能提升幅度降低，而濃縮風能裝置優(yōu)化模型的制造成本卻會快速升高，因此，在偏轉(zhuǎn)角為50°的情況下，選擇0.4為最佳母線長度是合適的。

4 結(jié) 論

1）濃縮風能裝置優(yōu)化模型的濃縮性能由錐形管后方的漩渦和錐形管內(nèi)壁面上的流動分離決定。漩渦的存在使?jié)饪s風能裝置優(yōu)化模型的濃縮性能優(yōu)于原模型。流動分離會使?jié)饪s性能降低。

2）錐形管偏轉(zhuǎn)角越小，漩渦強度越大；但漩渦強度過大，將會把錐形管外緣噴出的氣流向錐形管內(nèi)壁面吸引，進而影響擴散管出口處的氣流徑向上的擴散，使原本優(yōu)越的濃縮性能降低。同時，偏轉(zhuǎn)角越小，錐形管內(nèi)壁面上越容易出現(xiàn)流動分離，也會使?jié)饪s性能降低。濃縮風能裝置優(yōu)化模型的最佳狀態(tài)是錐形管后方出現(xiàn)一個強烈的漩渦，但該漩渦的強度不至于將錐形管外緣的氣流過多地向錐形管內(nèi)壁面吸引，同時錐形管內(nèi)壁面附近不出現(xiàn)強度較大的流動分離。母線長度為0.4（為中央圓筒直徑）時，偏轉(zhuǎn)角為50°，為最優(yōu)模型，可以實現(xiàn)此狀態(tài)。

3）偏轉(zhuǎn)角為50°時，母線長度延長，可使錐形管后方的漩渦強度更大，提升濃縮性能；同時，又會使錐形管內(nèi)壁面附近容易出現(xiàn)流動分離，降低濃縮性能。出于性價比的考慮，偏轉(zhuǎn)角為50°時，0.4為最佳母線長度。

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Optimized structural design of concentrated wind energy device based on CFD numerical simulation

Ji Zhongtao1, Tian De2

(1,,655011,;2,,102206,)

The structure of the wind concentrator will directly affect the performance of wind-concentrating turbine. In this paper, to optimize the structure, the CFD software was used. The structure was optimized by adding a new conical tube behind the diffuser of the original model, and the influence of both the generatrix length () and the deflection angle () of the conical tube on the concentrator was also analyzed. First, through the CAD software, the optimized model of a wind concentrator was built and a cylinder (diameter: 20 m; length: 30 m, coaxial with the model) was created. With the help of Boolean subtraction, the fluid field model was obtained by subtracting the optimized model from the cylinder. The patch conforming algorithm was used to mesh the fluid field and the mesh type was tetrahedral. Twenty inflation layers were divided in the thickness range of 1 cm marked on the optimization model. In the simulation, SST-turbulence model was adopted, energy equation was used and heat exchange was considered. The air velocity, temperature, density, pressure, viscosity, thermal conductivity, constant pressure specific heat capacity, flow rate, turbulent kinetic energyvalue and specific dissipation ratevalue were 10.83 m/s, 296.75 K, 1.044 kg/m3, 88 800 Pa, 1.85×10-5kg/(m·s), 0.026 22 W/(m·K), 1 013 J/(kg·K), 3 552.048 kg/s, 0.165 382 m2/s2, 11.786 s-1, respectively. The inlet boundary was the mass flow inlet, and the velocity direction was perpendicular to the inlet boundary. Both the thermal boundary conditions of the wall of the concentrator and the shell of the fluid field were at fixed temperature, with a value of 296.75 K. Pressure outlet was used as the outlet boundary. The results of flow field calculation show that the model was optimal when the generatrix length and the deflection angle of the conical tube were 0.4and 50° respectively. The concentrating performance of the optimized model was determined by the vortex behind the conical tube and the flow separation on the inner surface of the tube. The existence of vortices rendered the optimized model better than the original one. However, if the intensity of the vortices was too high, the air ejected from the outer edge of the conical tube would be attracted to the inner wall of the tube and would affect the radial diffusion of the air up-flow at the outlet of the diffuser, thus reducing the originally superior concentrating performance. Meanwhile, the flow separation also reduced the concentration performance. Conversely, if a strong vortex appeared behind the conical tube, and the flow separation near the inner surface of the tube was not so strong, the optimal condition will be reached. At this time, the generatrix length was 0.4and the deflection angle was 50°. Besides, when the deflection angle was 50° and the length of generatrix was extended, the vortex intensity behind the conical tube would increase, and the concentrating performance of the concentrator would improve. However, the flow separation was easy to occur near the inner wall of the conical tube, thus reducing the concentrating performance. But when the generatrix length was 0.3, flow separation appeared. When the generatrix length was 0.4, the flow separation was very slight. And when the generatrix length was extended to 0.5, strong flow separation occurred, dampening the enhancement of the concentrating performance. Compared with 0.5, When the generatrix length was 0.6, the flow separation was slighter. So, for cost-effective consideration, when the deflection angle was 50°, 0.4was the best generatrix length.

wind energy; computational fluid dynamics; optimization; concentrator; vortex; flow separation

姬忠濤，田 德. 基于CFD模擬的濃縮風能裝置結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計[J]. 農(nóng)業(yè)工程學報，2019，35(24)：66－73. doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.24.008 http://www.tcsae.org

Ji Zhongtao, Tian De. Optimized structural design of concentrated wind energy device based on CFD numerical simulation[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2019, 35(24): 66－73. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2019.24.008 http://www.tcsae.org

2019-08-22

2019-11-29

云南省地方本科高校聯(lián)合專項-面上項目（2018FH001-053）

姬忠濤，博士，研究方向為可再生能源與清潔能源。Email：jizt123@126.com

10.11975/j.issn.1002-6819.2019.24.008

F11

A

1002-6819(2019)-24-0066-08