低風速風機非光滑葉片減阻特性研究*

李奕軒,吳洪磊,儂玉昌

(1.西安工業(yè)大學 機電工程學院,陜西 西安 080202;2.太原理工大學 機械與運載工程學院,山西 太原 030024;3.貴州大學 機械工程學院,貴州 貴陽 550025)

0 引 言

我國“十三五”規(guī)劃中對低風速風電產(chǎn)業(yè)發(fā)展給予了很大的重視,明確表示要加快開發(fā)中東部和南方地區(qū)低風速風能資源。我國南方低風速區(qū)域往往伴隨著復雜地形特征,例如,廣西低風速區(qū)的丘陵地貌、貴州省低風速區(qū)的噶斯特地貌等,由于復雜地形的影響,風資源存在風速低、風切變、風向多變、湍流等特點。

葉片作為風電機組能量轉化的關鍵部件,其氣動性能直接決定了風力發(fā)電機的發(fā)電效率和運行壽命。復雜地形低風速條件下風機葉片中所受阻力增加,影響著葉片的氣動性能;其表現(xiàn)為當氣流流過風機葉片表面時會產(chǎn)生層流分離現(xiàn)象,造成風機葉片表面的摩擦阻力與壓差阻力增大。

如何解決低風速風機葉片減阻問題已成為近年來研究熱點,其對低風速風力發(fā)電行業(yè)的發(fā)展具有重要意義[1-3]。

基于仿生學的非光滑面減阻技術通過控制邊界層流動狀態(tài),破壞流場中的湍流渦結構,抑制湍流猝發(fā)從而達到減阻的目的,它以能源損耗低、減阻效果顯著和簡單易行等獨特優(yōu)勢而被廣泛關注[4]。

國內外許多學者針對非光滑表面減阻技術在葉片減阻的應用進行了研究,劉家成等人[5]針對葉片表面凹坑結構對氣動、繞流和噪聲特性的影響進行了研究,但未分析其對葉片結構的影響。

王珺等人[6]針對V型非光滑表面,對水泵葉片減阻性能的影響進行了研究,但沒有分析不同流速下非光滑葉片的減阻性能。LEE S J等人[7]將仿生鯊魚體表非光滑V型結構布置于機翼表面,針對其在不同雷諾數(shù)中的減阻性能進行了研究,但沒有分析V型結構參數(shù)對減阻的影響。代翠等人[8]將凹坑非光滑減阻表面布置于離心泵葉片表面,達到了12.7%的減阻率,但未考慮凹坑形狀對減阻的影響。

目前,研究者主要將脊狀等非光滑表面減阻結構應用于高速旋轉葉輪減阻,通過數(shù)值模擬的方法,對其減阻機理與特性進行分析,但卻鮮有針對低風速條件下風力發(fā)電風機葉片的減阻問題而開展的研究。

筆者基于凸包非光滑表面減阻理論,以低風速風機葉片作為研究對象,采用正交試驗與數(shù)值模擬相結合的方法,研究變異凸包非光滑表面結構在低風速條件下對葉片減阻性能的影響,并分析變異凸包非光滑表面的減阻機理,為低風速風機葉片減阻優(yōu)化提供前瞻性參考。

1 模型介紹與工況分析

1.1 葉片模型

筆者以2.5 MW水平軸升力型低風速風力發(fā)電機葉片作為研究對象,分析變異凸包非光滑減阻結構對葉片減阻性能的影響。其葉片長62.5 m,由翼型沿葉片基線的弦長、預扭角以及厚度分布組成。

葉片基線分布參數(shù)如表1所示。

表1 葉片基線分布參數(shù)

風機與葉片三維模型如圖1所示。

圖1 風機與葉片三維模型

1.2 變異凸包模型

筆者通過定義凸包非光滑結構參數(shù),改變其結構參數(shù),研究低風速條件下變異凸包非光滑表面結構對風機葉片減阻性能的影響。

定義的變異凸包結構參數(shù)如圖2所示。

圖2 變異凸包結構參數(shù)

圖2中，凸包底面為圓形，其形狀與尺寸通過R控制，縱截面圓弧通過H與L進行控制，凸包橫截面采用曲線擬合方法進行校正。

縱截面與底面表達式如下:

(1)

凸包非光滑結構在流動分離區(qū)域有類似脊肋結構減阻效果,大大降低非光滑表面的壓差阻力;而凸包結構之間擁有形似凹坑的結構,有助于凸包減阻結構對摩擦阻力的影響。

變異凸包非光滑表面減阻結構布置位置對減阻性能有著很大的影響,其適用于層流分離點之后湍流強度較大的區(qū)域[9,10]。

1.3 工況分析

低風速區(qū)域由于復雜地形導致風流存在風切變、湍流、風向多變等特點,針對低風速風機葉片的減阻優(yōu)化,需要對低風速特點進行分析。

筆者以低風速區(qū)測風塔100 m高度的低風速數(shù)據(jù)為基礎,該地區(qū)可利用風速(3 m/s～20 m/s)時數(shù)占比為92%,其中,3 m/s～8 m/s的風速占比為62.8%,全年平均風速為5.6 m/s,風能密度為3 675.3 kW·h/m2,平均風功率密度425 W/m2,有效風功率密度為454.3 W/m2,平均風功率密度等級為3級。

數(shù)據(jù)預處理得到的風速概率分布圖如圖3所示。

圖3 風速概率分布圖

由于風向多變特性會導致葉片的攻角發(fā)生變化,筆者對工況中低風速風機葉片光滑翼型在不同攻角條件下(0°、4°、8°、12°),氣流流速隨翼型攻角變化圖進行分析,所得到的結果如圖4所示。

圖4 氣流流速隨翼型攻角變化圖

圖4中：隨著攻角的增加,最大速度也呈現(xiàn)上升的趨勢,風機翼型表面的最大速度點在背風側偏移,同時層流分離點葉片翼型前緣移動;當攻角在4°～12°時,葉片翼型尾緣處低速流域范圍增大,氣流流動分離明顯增大,翼型流動分離區(qū)域湍流強度較大,適合凸包結構排布,最終選擇將變異凸包結構布置于風機葉片翼型尾翼,布置距離為葉片截面翼型弦長尾段的20%。

2 模型預處理和數(shù)值模擬

2.1 減阻模型尺寸

研究表明[11]1-2:由于黏性子層的流體幾乎為層流,在黏性子層到對數(shù)律層之間的渦流很少,邊界層的湍流猝發(fā)一般發(fā)生在對數(shù)律層中。當非光滑表面的尺寸在邊界層的對數(shù)律層的范圍中,則將會有效改變邊界層流動狀態(tài),抑制湍流邊界層猝發(fā)。通過計算平板邊界層厚度,估算出葉片表面的邊界層厚度,計算出非光滑表面結構的減阻尺寸范圍。

平板邊界層厚度的估算公式如下[11]4-5:

(2)

式中：Re(l)—長度為l的板的雷諾數(shù)；u—平均流速，m/s；ν—流體的運動黏度，m2/s；Δy(l)—長度為l的板的湍流邊界層厚度，mm。

筆者針對貴州低風速可用風速范圍3 m/s～20 m/s的低風速流域，運動黏度v=1.589×10-5m2/s，低風速風機葉片截取長度l=1 m(原長為62.5 m)，葉片弦長范圍為：15.2 mm～53.5 mm。

因此，估算凸包非光滑表面結構的尺寸范圍為：

(3)

式中：v—來流風速，m/s。

分析結果表明:在低風速風機葉片段模型中,葉片表面的變異凸包非平滑單元的高度設定在0.178 mm和1.202 mm之間,將會改變邊界層湍流的流動狀態(tài)。

2.2 網(wǎng)格劃分與邊界條件設置

筆者采用ANSYS 20.0 Workbench對流場流域進行非結構化網(wǎng)格劃分。變異凸包非光滑表面的網(wǎng)格尺寸定義為0.1 mm,其他表面網(wǎng)格定義為0.5 mm。

流場模型與網(wǎng)格劃分如圖5所示。

圖5 試驗裝置與計算域網(wǎng)格

圖5(a)中的試驗裝置模型圖,由半圓柱與長方體組合,半圓柱半徑為5 m,長方體尺寸為10×10×1 m,葉片段截取長度為1 m,入口風速(輪轂高度風速)分別設置為3 m/s、6 m/s、9 m/s、12 m/s、15 m/s、18 m/s、20 m/s。為使模擬流場的風速更加符合復雜地形低風速條件,入口速度的風切變采用自定義函數(shù)(user-defined function,UDF)進行編譯。

根據(jù)選址風電場的風資源特性,風切變模型如下:

(4)

式中：z—距離地面的垂直高度，m；z(v)—高度z對應的風速，m/s；v—輪轂高度處的風速，m/s；風電場的風切變指數(shù)為1/6。

出口邊界條件設置為壓力出口,為了使模擬更接近真實工況,葉片近壁區(qū)設置了膨脹層[12],同時對葉片尾流區(qū)域網(wǎng)格進行加密;

初始條件設置為:求解器設置為穩(wěn)態(tài),湍流強度設置為5%,模型采用RNGk-ε模型,模型通過修正湍流黏度,考慮了平均流動中的旋轉流動的影響,可以很好地處理高應變率及流線彎曲程度較大的氣流,適合凸包非光滑面近壁區(qū)漩渦流動的仿真計算。

3 試驗與結果分析

3.1 正交試驗

筆者通過改變凸包非光滑表面的結構參數(shù),得到了變異凸包非光滑表面減阻結構;通過設計正交試驗,分析了非光滑表面結構參數(shù)對低風速風機葉片減阻性能的影響。

變異凸包水平因子如表2所示。

表2 變異凸包水平因子

表2中，變異凸包設置了底面半徑R，凸包高度H，頂點偏移距離L，凸包排列間隔D共4個形狀因素，凸包間隔D定義為凸包底面圓心的間距；每個因素分別設置4個水平。筆者以減阻率K作為減阻性能指標，當減阻率K越大時，說明變異凸包非光滑表面的減阻性能越好，其計算方式如下式所示:

(5)

式中：f_smooth—光滑葉片表面的總阻力，N；f_convex—變異凸包非光滑葉片表面的總阻力，N；總阻力為摩擦阻力與壓差阻力之和。

設計4因素4水平的正交試驗L16(4×4)得到16組不同變異凸包模型如圖6所示。

圖6 16組不同變異凸包模型

正交試驗直觀分析表如表3所示。

表3 正交試驗直觀分析表

由表3可得:16組不同變異凸包非光滑表面的減阻性能隨著結構參數(shù)的改變呈現(xiàn)較大差異,最大減阻率達5.89%,達到較好的減阻效果;最小為-5.12%,反而增大了阻力,變異凸包結構參數(shù)的不同,對低風速條件下凸包非光滑表面的減阻影響較大。

正交試驗極差分析如表4所示。

表4 極差分析表

正交試驗方差分析表如表5所示。

表5 方差分析表

3.2 結果分析

筆者采用正交試驗表3中的減阻率K,評價非光滑葉片在低風速條件下變異凸包的減阻性能。

第8組變異凸包在試驗中減阻率最佳(為5.89%),由極差分析表中的平均值ki可知,變異凸包最佳減阻參數(shù):底面半徑R為1.50 mm、頂點偏移距離L為0.45R、凸包高度H為1.5 mm,凸包間隔D為20 mm;影響變異凸包非光滑葉片減阻性能的結構參數(shù)由大到小依次為:底面半徑R、高度H、排列間隔D以及頂?shù)灼凭嚯xL。

從表5方差分析表中F值的大小可以看出,各因素對試驗影響大小的順序為底面半徑R、高度H、排列間隔D以及頂?shù)灼凭嚯xL,結果與極差分析結果一致;查F值分布表得臨界值F0.01(3,3)=29.5,F0.05(3,3)=9.3,從F值與臨界值的比較來看,底面半徑R與凸包高度H為顯著性因素,最優(yōu)減阻凸包結構參數(shù)為R4H4D3L4。

不同風速(3 m/s、9 m/s、15 m/s、20 m/s)變異凸包的減阻性能如圖7所示。

圖7 不同風速變異凸包的減阻性能

由圖7可知:相同風速條件下的16組變異凸包,非光滑葉片的升力系數(shù)與阻力系數(shù)基本一致;特別是阻力系數(shù),當風速條件相同時,阻力系數(shù)變化不大,誤差基本控制在0.01～0.02之間;

當風速逐漸增大時,變異凸包非光滑葉片的減阻率也逐漸增大,這說明隨著風速的增加,變異凸包的減阻效果越來越顯著;同時,隨風速的增大,最優(yōu)變異凸包參數(shù)基本為第8組,說明了變異凸包結構具有穩(wěn)定減阻性能。

光滑葉片與第8組非光滑葉片減阻性能對比圖如圖8所示。

圖8 光滑葉片與第8組非光滑葉片減阻性能對比圖

由圖8中變異凸包非光滑葉片與光滑葉片的升阻比對比可知:布置了非光滑表面減阻結構的風機葉片具有更高的升阻比,相同風速條件下具有更好的減阻性能;這說明變異凸包非光滑表面減阻結構可以實現(xiàn)減阻增升的效果。

3.3 減阻特性分析

筆者通過多因素多水平的正交試驗分析低風速條件下變異凸包非光滑葉片的減阻性能,采用直觀分析結合方差分析的方法,分析葉片尾翼變異凸包布置區(qū)的剪切應力分布、速度矢量與壓力分布、尾跡渦流分布規(guī)律,研究低風速條件下最佳減阻參數(shù)組合的變異凸包在不同風速不同攻角下的減阻特性與減阻機理[13]。

3.3.1 葉片剪切應力分布

分析光滑葉片與非光滑葉片尾翼的剪切應力分布,可以直觀反映葉片尾翼所受到的摩擦阻力。

表面剪切應力對于有效面積的積分為表面黏性阻力,表達式如下:

(6)

式中：τ—剪切應力，Pa；A—剪切力作用的有效面積，mm2。

光滑葉片與非光滑葉片剪切應力對比圖如圖9所示。

圖9 光滑葉片與非光滑葉片剪切應力對比圖

圖9中:施加變異凸包非光滑表面的剪切應力小于光滑葉片表面的剪切應力,葉片前段光滑表面的剪切應力沒有太大區(qū)別,從流體遇到變異凸包非光滑結構式,剪切應力開始變化,流體開始接觸凸包非光滑結構,剪切力呈現(xiàn)突然上升趨勢,凸包非光滑結構之間的連帶效應致使光滑區(qū)域剪切應力下降的效果,形成剪切應力帶狀分布,證明了凸包非光滑結構可以降低葉片尾翼表面剪應力,達到了減阻效果。

3.3.2 速度、壓力分布

非光滑葉片尾翼截面速度矢量分布如圖10所示。

圖10 非光滑葉片尾翼截面速度矢量分布圖

圖10中:凸包之間形成低速回轉渦流,其底部速度矢量方向與凸包頂部的邊界層速度方向相反,其截面形狀類似于凹坑非光滑減阻結構,誘導了凸包之間的低速回轉渦流,其作用類似于軸承,分離了邊界層與葉片翼型表面的接觸,使氣流與葉片表面的接觸方式由滑動摩擦變?yōu)闈L動摩擦,大大降低了葉片尾翼凸包非光滑表面的摩擦阻力[14]。

圖10的區(qū)域A中,出現(xiàn)的流動特征是湍流邊界層的相干結構(湍流邊界層的相干結構指的是邊界量級空間內相似的流動特征),其為變異凸包引導湍流產(chǎn)生的連貫結構,并對湍流流動產(chǎn)生規(guī)則性的擾動[15]。

由圖10可知:風機葉片表面速度矢量由光滑表面過渡到非光滑表面呈現(xiàn)梯度變化,根據(jù)無滑移條件,流體在非光滑表面速度變化梯度小于光滑表面,速度梯度變化意味著邊界層流動狀態(tài)的變化,相應的邊界層的切應力也減小;

凸包之間出現(xiàn)的低速回轉渦流對湍流邊界層產(chǎn)生規(guī)則性的擾動,改善了湍流邊界層的流動狀態(tài),降低了摩擦阻力[16]。

變異凸包非光滑表面壓力分布圖如圖11所示。

圖11 變異凸包非光滑表面壓力分布圖

圖11中:施加變異凸包非光滑表面結構的葉片尾翼凸包表面的壓力呈現(xiàn)規(guī)律性變化,凸包在湍流作用下,其表面主要為迎風高壓區(qū)與背風低壓區(qū),相鄰凸包截面的壓力分布由高到低,再由低到高,這種壓力分布改變了邊界層湍流的流動狀態(tài);

由于速度與壓力具有連貫作用,高壓區(qū)對應低速區(qū),低壓區(qū)對應高速區(qū),這種壓力與速度的分布改變了邊界層的內部結構,高速區(qū)與低速區(qū)的壓力與速度梯度變化促進邊界層流體的流動,減少了風機葉片尾翼氣流的動能消耗[17]。

3.3.3 尾翼渦量分布

葉片尾跡渦量體現(xiàn)了葉片邊界層湍流的猝發(fā)頻率以及流體的流動狀態(tài),通過分析光滑葉片與變異凸包非光滑葉片尾跡產(chǎn)生的渦量圖,可以直觀體現(xiàn)變異凸包非光滑表面的湍流減阻效果[18-20]。

風速為9 m/s時,光滑葉片不同攻角尾翼的渦量云圖如圖12所示。

圖12 9 m/s光滑葉片不同攻角尾翼的渦量云圖

風速為9 m/s時,非光滑葉片不同攻角尾翼的渦量云圖如圖13所示。

圖13 9 m/s非光滑葉片不同攻角尾翼的渦量云圖

對比圖12與圖13可知:光滑葉片與非光滑葉片在攻角為0°、4°、8°、12°產(chǎn)生的尾流渦量,非光滑葉片在尾流產(chǎn)生的渦數(shù)量、渦半徑、渦產(chǎn)生以及渦脫落的頻率都略小于光滑葉片,說明變異凸包非光滑表面降低了葉片尾翼的速度變化梯度;通過控制葉片尾流區(qū)域渦流的產(chǎn)生,抑制湍流的猝發(fā),改善了葉片尾流的流動狀態(tài),減少了其能量損耗。

4 結束語

筆者以低風速風力發(fā)電機葉片作為研究對象,通過設計正交試驗分析了低風速條件下非光滑表面結構參數(shù)對風機葉片減阻性能的影響,采用數(shù)值模擬方法驗證了變異凸包非光滑葉片的減阻性能。

研究結果表明:

(1)低風速條件下變異凸包非光滑葉片的減阻率最大為5.89%,有效提升了低風速風機葉片的減阻性能;

(2)變異凸包結構作為觸發(fā)源,引導湍流產(chǎn)生擬序結構(凸包間低速旋轉渦流),在后續(xù)凸包結構之間逐個觸發(fā),對湍流流動產(chǎn)生規(guī)律性的作用,并形成低剪切應力帶,有效改善了湍流邊界層的流動狀態(tài);

(3)變異凸包結構通過控制葉片尾流區(qū)域渦流的產(chǎn)生,抑制湍流的猝發(fā),減少了能量損耗;變異凸包附近流域壓力呈現(xiàn)規(guī)律性變化,高壓與低壓有序分布,對凸包間低速旋轉渦流的形成起到了很好的促進作用;產(chǎn)生的壓降推動了流體的流動,抵消了部分流體黏性作用力,起到了主動減阻的效果。

該研究結果可為我國低風速風機葉片設計提供參考,但目前仍存在一些問題,如變異凸包非光滑表面結構對葉片氣動噪聲以及疲勞特性的影響等。

因此,如何對相關的結構進行加工等問題還需在后續(xù)的工作中,做進一步的研究。