浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2019, 53(11): 2223-2230 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2019.11.021

能源工程

双层反转垂直轴风力机的流场特性数值模拟

徐文浩,, 邱展, 喻伯平, 王福新,

Numerical simulation on flow field characteristics of a double-layer counter-rotating vertical axis wind turbine

XU Wen-hao,, QIU Zhan, YU Bo-ping, WANG Fu-xin,

通讯作者: 王福新，男，研究员. orcid.org/0000-0002-7946-6473. E-mail： fuxinwang@sjtu.edu.cn

收稿日期: 2018-09-25  

Received: 2018-09-25  

作者简介 About authors

徐文浩（1994—），男，硕士生，从事风力机气动特性研究.orcid.org/0000-0003-1735-3956.E-mail：578009935@qq.com , E-mail：578009935@qq.com

摘要

针对由垂直轴风力机运行过程中的动态失速问题所导致的功率系数较低的问题，提出双层反转构型的垂直轴风力机. 通过在传统垂直轴风力机内侧设置反转向辅助叶片的方式，改善垂直轴风力机流场，从而提高其功率系数. 将该风力机与传统垂直轴风力机进行计算流体动力学数值模拟对比分析，研究不同叶尖速比情况下两者流场特性的差异以及双层风力机内外层风轮起始运转相位差的影响. 通过计算得到的内层辅助叶片的时均扭矩系数为正，不需要额外功率输入. 外层叶片的扭矩系数结果表明，采用这种构型会降低叶片上游区域扭矩系数的峰值，同时大幅提高下游区域扭矩系数，从而实现时均发电效率的提高. 对流场中涡系结构进行分析，结果表明，功率系数提升的原因是内层辅助叶片的反向旋转抑制了主叶片的动态失速. 特别是当叶尖速比为1.85时，在初始相位差为90°的对比算例中，与传统垂直轴风力机相比，新构型下的叶片时均扭矩系数提高了43.92 %.

关键词： 垂直轴风力机 ; 叶尖速比 ; 双层风轮 ; 反转 ; 动态失速 ; 相位差

Abstract

Aiming at the low power coefficient problem caused by dynamic stall during the operation of vertical axis wind turbines (VAWTs), a double-layer counter-rotating VAWT was proposed. By setting the counter-rotating auxiliary blade in the inner of the traditional VAWT, the flow field of the VAWT is improved, thereby the power coefficient is increased. The computational fluid dynamics (CFD) numerical simulation of the proposed wind turbine and traditional VAWT has been carried out. The difference between the flow field characteristics of the two wind turbine configurations under different tip speed ratios (TSRs), and the influence of the initial operating phase difference between inner and outer layers of the double-layer wind turbine were studied. Results show that the time-averaged torque coefficient of the inner auxiliary blade is positive, and extra power input is not required. Results of the torque coefficient of the outer blade show that the arrangement of the proposed wind turbine improves the time-averaged power generation efficiency by reducing the peak value of torque coefficient of the main blade in the upstream, as well as greatly improving the torque coefficient of the main blade in the downstream. The vortex structure in the flow field was analysed, and the results indicates that the main reason for the increase of torque coefficient is that the inner auxiliary blades restrain the dynamic stall phenomenon of the main blade. Especially when the tip speed ratio was 1.85 and the phase difference was 90°, the time-averaged torque coefficient of the main blade of the proposed configuration was increased by 43.92%, compared with that of the traditional VAWT.

Keywords： vertical axis wind turbine ; tip speed ratio ; double-layer wind turbine ; counter-rotating ; dynamic stall ; phase difference

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本文引用格式

徐文浩, 邱展, 喻伯平, 王福新. 双层反转垂直轴风力机的流场特性数值模拟. 浙江大学学报(工学版)[J], 2019, 53(11): 2223-2230 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2019.11.021

XU Wen-hao, QIU Zhan, YU Bo-ping, WANG Fu-xin. Numerical simulation on flow field characteristics of a double-layer counter-rotating vertical axis wind turbine. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2019, 53(11): 2223-2230 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2019.11.021

垂直轴风力机（vertical axis wind turbine, VAWT）由于风向适应性强、结构强度高和成本低廉等特点，能适应多种复杂环境下的风电能转化，是未来绿色能源发展的重要方向[1-2]. 直线翼垂直轴风力机由于叶片制作成本低、运输方便、气动性能优良，已经成为垂直轴风力机研究的主要对象[3-5]. 垂直轴风力机叶片在运行过程中伴随着动态失速现象，其前缘涡周期性的生长和脱落，以及复杂的转捩和再附着过程，会引起气动性能损失，造成发电效率降低，这是限制垂直轴风力机发展的主要原因之一[6].

传统的研究思路主要关注动态失速对风力机效率的影响. 如Dunne [7]将垂直轴风力机叶片运行过程中前缘涡的生长时间，与Gharib等[8]和Dabiri[9]所作的动态失速前缘涡的生长时间联系起来，认为在叶片达到最大迎角的同时，前缘涡的无量纲生长时间达到4，会提高风力机的整体扭矩系数. Ferreira等[10-12]通过将三维垂直轴风力机简化为二维模型，针对性地对垂直轴风力机的前缘涡的演化过程进行试验和计算研究. 另外，风力机设计的相关研究表明，叶尖速比、叶片数[13]、翼型[14]和叶片弯度[15]等是影响风力机叶片动态失速的重要设计因素.

为了抑制动态失速，Miau等[16]采取叶片周期变桨距的方式，降低有效攻角，从而抑制大尺度涡的形成，减少扭矩损失. 李岩[17]提出在叶片后加辅助小翼的方法，改善叶片周围的流场，提高风力机的扭矩系数，并通过计算机流体力学（computational fluid dynamics, CFD）方法进行验证. 陈珺等[18-19]通过在水平轴和垂直轴2种风力机的叶片前缘设置微小圆柱，有效抑制了叶片在大攻角下的流动分离，在一定程度上提高了失速迎角，避免了大尺度前缘涡的生成.和庆斌[20]提出双层可伸缩式垂直轴风力机模型，其内外2层同列且相对位置固定，内层叶片带可伸缩式阻力型叶片，其主要目的在于利用内层阻力型叶片的较好自启动性来改善原型风力机启动性差的问题；同时还进行双层同转向升力型垂直轴风力机的研究，对比结果表明，双层同转向的布局，在半径比为0.7时，改善效果最佳，可以提高整机的风能利用率. Dabiri[21]利用多台相反转向风机的近距离空间搭配，使紧密相邻的风机能从前置风机的尾迹中汲取能量，提高风场单位面积的发电功率. 综上所述，通过采取避免大尺度动态失速涡的产生或者提高叶片失速迎角等措施，可以有效提高垂直轴风力机的扭矩系数. 双层风轮[20]和相反转向[21]的设计方法，则为发展新型风力机构型提供了崭新的思路.

本研究在前人工作的启发下，提出在风轮内层设置反转向风轮的新型垂直轴风力机构型，并通过CFD数值模拟，对比分析不同叶尖速比条件下，垂直轴风力机传统构型与新构型的流场特征及扭矩系数的差异. 在此基础上进一步分析不同初始相位条件下内层风轮运动对流场特征及扭矩系数输出的影响.

1. 模型设置与CFD验证

1.1. 模型设置

传统垂直轴风力机可简化为双叶片H型模型，如图1所示. 图中，Φ为相位角，β为安装角. 计算参数参考Li等[22]的实验和计算数据，叶片翼型为NACA0015，弦长为0.225 m，展长为1.02 m，旋转半径r=0.85 m，β=6°. 为了比较不同有效攻角下的流场特征差异，设置5组叶尖速比（λ=ωR/U0，λ为叶尖速比，ω为转速，R为旋转半径，U0为来流速度），分别为1.50、1.85、2.29、2.52、3.00.

图 1

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图 1   双叶片H型垂直轴风力机简化模型示意图

Fig.1   Schematic diagram of double-blades H-VAWTs


双层反转垂直轴风力机的构型设计如图2所示，在传统垂直轴风力机的基础上，增加内层相反转向的辅助叶片. 内层辅助叶片的翼型为NACA0015，弦长为0.112 5 m，展向长度为1.02 m，r=0.6 m，β=6°，角速度与外层主叶片保持一致. 通过特定的机械结构，在旋转轴处将内外层叶片的支撑杆通过2级的锥形齿轮组连接，实现内外层叶片同速反转的运作形式. 来流方向改变会导致初始相位差∆Φ的改变，由于本研究选取的是内层双叶片布局，初始相位角的范围为0°~180°. 为了验证在风向改变后，双层反转布局的可行性，同时为了研究相位差改变导致的流场差异和对扭矩系数的影响，内层风轮设置了2组初始相位差，分别为0°、90°，如图2所示为相位差为90°的情况.

图 2

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图 2   双层反转垂直轴风力机构型及传动机构示意图

Fig.2   Schematic diagram of configuration of double-layer counter-rotating VAWTs and drive mechanism


1.2. 计算方法及网格划分

数值模拟基于商业软件Fluent16.2的Simple算法进行不可压非定常流场求解，利用滑移网格实现内层计算域的旋转，并通过Interface进行数据交换. 叶片在旋转过程中伴随着典型的动态失速现象，气流会产生转捩、分离以及再附着等现象，因此选取Trans-SST模型[23]，其在SST k-ω模型的基础上引入了间歇性和转捩起始准则2个输运方程，在计算有转捩及分离的流动时，具有更高的可信度.

为了同时满足流场解析精度和计算资源消耗的要求，时间步长选取为每个周期1 440步，本研究通过设置Interface进行多块网格拼接，从而保证复杂流动区域有足够的网格数，而整体计算域网格数又保持在可以接受的范围内. 在叶片附近及尾迹区域进行网格局部加密，不同网格块对应的空间位置如表1所示.

表 1   各网格块的空间位置

Tab.1  Position of grid blocks

网格名称 空间位置坐标/m
近场网格 最小值（−2.00，−2.00，−0.51）；
最大值（4.00，2.00，0.51）
远场网格 最小值（−5.00，−5.00，−0.51）；
最大值（15.00，5.00，0.51）
外层风轮网格 内层半径0.65；外层半径1.05
内层风轮网格 半径0.65
内层网格 半径0.65

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为了引入三维流场中展向流动的影响，对简化二维模型进行2.5维的CFD计算. 如图3（a）所示，为了使远场足够大，最外层的远场网格为粗网格，为20 m×10 m×1.02 m，网格数仅为74 250；近场网格所在的区域是风力机的近尾迹区域，流动较复杂，需要较密网格，网格数为290万. 远场网格与近场网格之间的流动现象并不复杂，所以在其交界面处，外层网格的尺寸可略大于内层网格，从而可以降低外层网格的数量，节约整体计算所需的资源. 为了更好地捕获叶片附近涡系结构，进一步对外层叶片所处的外层风轮网格、内层叶片所处的内层风轮网格以及无内层风轮的内层网格进行加密处理. 同时由于此处的滑移网格内外侧流动较复杂，此处内外层网格尽量保持大小一致.

图 3

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图 3   计算域及加密的网格块

Fig.3   Computational domain and fine gird blocks


1.3. 评估参数

通过CFD计算可以获得叶片的扭矩Q，从而进一步获得影响发电效率的2个重要力学参数：功率系数 ${C_{\rm{p}}}$、扭矩系数 ${C_{{\rm{qs}}}}$[13]，表达式分别为

${C_{\rm{p}}} ={{Q\omega }}\left/\left({{0.5\rho U_0^3DH}}\right)\right.,$

${C_{{\rm{qs}}}} = {Q}\left/\left({{0.5\rho U_0^2DHR}}\right)\right..$

式中：ρ为空气密度，D为风轮对应直径，H为叶片的展向长度.

1.4. 算例验证

当λ=2.29时，本研究扭矩系数的计算结果与Li等[22]的三维测压实验结果和计算结果的对比如图4所示. 其中实线为本研究单层垂直轴风力机扭矩系数在一个周期内的变化曲线. 可以看出，本研究计算结果与Li等[22]的计算结果整体趋势一致，但计算结果与实验结果之间有明显差异. 原因如下：为了研究垂直轴风力机运行过程中的动态失速现象，本研究参考Ferreira等[10-12]的处理方法，将三维模型简化为二维模型，进行2.5维计算，避免翼尖涡对前缘涡的影响，从而导致力矩特性与三维模型的实验数据有差异. Li等[22]也将此现象归因于在计算时没有考虑翼尖涡的影响.

图 4

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图 4   单层构型的叶片扭矩系数对比验证

Fig.4   Comparison and validation of blade torque coefficient of single-layer configuration


2. 结果分析

2.1. 叶尖速比对流场的影响分析

如图5所示为在3种叶尖速比情况下，单层与双层构型在0°相位角处的涡量云图. 图中， ${{\omega }_{z}} $为z方向的涡量，由图5（a）、（c）、（e）可知，在单层构型中，当λ=1.85时，后行叶片（运动方向与来流一致的叶片）在上游区域产生的第1个动态失速涡已经脱落，第2个前缘涡正处于生长阶段. 随着叶尖速比的增加，当λ=2.29时，后行叶片的第1个前缘涡刚出现脱落的迹象；当λ=2.52时，未产生大尺度的前缘涡. 这些现象表明，随着叶尖速比的增加，叶片在上游区域的动态失速现象逐渐减弱. 另一方面，流场中动态失速现象的强弱，也可以通过观察后行叶片前缘涡的演化程度进行比较.

图 5

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图 5   3种叶尖速比下单层与双层构型在0°相位角处的涡量云图

Fig.5   Vorticity contours of single-layer configuration and double-layer configuration at phase angle of 0° in three kinds of tip speed ratios


如图6所示为不同叶尖速比下，单层构型与双层构型中主叶片的扭矩系数对比图. 结合图5、6可以发现，当λ=1.85时，由于叶片在上游区域的第1个动态失速涡的脱落时刻早于其他2种工况，对应的扭矩系数出现首次峰值的时刻也早于其他2种工况. 在λ=1.85的算例中，叶片在上游脱落了第1个动态失速涡之后，又生长出第2个动态失速涡，所以伴随着二次涡的生长与脱落，对应的扭矩系数在第1个峰值之后出现了二次峰值.

图 6

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图 6   3种叶尖速比下单层构型与双层构型主叶片的扭矩系数对比

Fig.6   Comparison of main blade torque coefficients of single-layer configuration and double-layer configuration in three kinds of tip speed ratios


由图5中双层垂直轴风力机的流场可知，由于内层辅助叶片对主叶片附近流场的改善，在相同叶尖速比的情况下，前缘涡的生长得到不同程度的抑制. 当λ=1.85时，与单层风力机相比，双层风力机中第1个脱落的前缘涡距离叶片更近，即其前缘涡脱落时间更晚，内层辅助叶片对前缘涡的演化有一定程度的延缓；当λ=2.29时，前缘涡受到明显的抑制，双层构型的下侧叶片无明显大尺度前缘涡脱落；当λ=2.52时，内层辅助叶片对尾迹中的涡量起到了抑制作用.

与单层构型相比，在双层构型中前缘涡提前脱落，扭矩系数首次峰值出现较早，峰值也较低. 当λ=1.85时，流场中二次涡脱落较晚，双层构型的扭矩系数的二次峰值也出现延迟. 在下游区间，由于双层构型的尾迹中没有出现涡街，其扭矩系数大于单层构型. 此外，传统风力机的叶片在经过下游区域时，由于叶尖速比的差异，叶片会产生不同形式的尾迹. 在较低叶尖速比（λ=1.85、2.29）下，叶片在下游区域会出现典型的涡街结构. 这种结构会增加叶片的压差阻力，降低下游区域的扭矩系数. 双层布局对叶片尾迹中的涡街结构有抑制作用，当λ=2.29时，涡街结构的尾迹已被完全消除，当λ=2.52时，尾迹中的涡量也得到一定程度的抑制.

2.2. 内外层相位差对流场的影响分析

内外层叶片的初始相位差决定内外层叶片的交汇时刻. 当初始相位差为0°时，内外层叶片会在90°、180°、270°、360°处相汇；当相位差为90°时，内外层叶片会在45°、135°、225°、315°处相汇. 在主叶片与内层辅助叶片交汇的时刻，叶片的相对运动会加速主叶片内侧流场的速度. 由图5可知，当λ=2.29，叶片在相位角180°时，前缘涡正处于脱落状态. 如图7所示为当λ=2.29，内外层叶片相位差分别为0°、90°时的涡量云图. 由相位差为0°的算例可以看出，内外层叶片在180°处相汇，恰好处于主叶片脱涡时刻，在此附近区域加速内侧流场，可以抑制前缘涡的生长，促使其以尾迹中涡量的形式脱落至尾迹中，并且加速流场还能促进动态失速的再附着过程. 与初始相位差为90°的算例相比，相位差为0°的算例中内层辅助叶片对主叶片的前缘涡的抑制作用更显著.

图 7

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图 7   内外层叶片相位差分别为0°、90°的情况下不同时刻的涡量云图

Fig.7   Vorticity contours in different moments with phase differences between inner and outer blades of 0° and 90° respectively


2.3. 扭矩系数对比分析

如图8所示为当λ=2.29时传统单层垂直轴风力机与双层反转向垂直轴风力机的扭矩系数对比. 可以看出，内层辅助叶片使得上游区域的扭矩系数峰值降低；在初始相位差分别为0°、90°的算例中，双层构型中下游叶片的扭矩系数整体均高于传统构型中的扭矩系数，整个周期内的时均扭矩系数分别比传统构型提高了32.78%、23.63%.

图 8

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图 8   不同构型的主叶片的扭矩系数曲线

Fig.8   Main blade torque coefficient curves with different configurations


初始相位差分别为0°、90°的算例中外层主叶片扭矩系数的差异，主要在于上游区域扭矩系数峰值的差异. 在初始相位差为0°的双层反转向算例中，外层主叶片的扭矩系数峰值更小，这是由于在其峰值出现的时刻，内外叶片交汇，其扭矩系数峰值的损失更大；在初始相位差为90°的算例中，内外层叶片交汇时刻与扭矩系数峰值对应时刻不一致，因此扭矩系数损失更小.

如图9所示为不同叶尖速比下主叶片的时均扭矩系数. 可以看出，在一定范围内，时均扭矩系数会随叶尖速比的增加而变大. 在低叶尖速比情况下，动态失速现象较明显，增加内层辅助叶片能显著提高主叶片的时均扭矩系数，而在高叶尖速比的情况下，改变效果不明显. 如图10所示为在不同叶尖速比下，主叶片时均扭矩系数的提升比例δ. 当λ=1.85，初始相位差为90°时，提升百分比最高，δ=43.92%. 随着叶尖速比的增加，提升比例逐渐降低，当λ=2.29时，相位差为0°的构型的提升比例更高，这是由内层辅助叶片与外层叶片交汇位置的差异所导致的. 随着转速的进一步提高，动态失速现象减弱，内层辅助叶片对时均扭矩系数的提升效果也逐渐减弱.

图 9

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图 9   不同叶尖速比下主叶片的时均扭矩系数

Fig.9   Time-averaged torque coefficient of main blade with different tip speed ratios


图 10

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图 10   不同叶尖速比下主叶片时均扭矩系数的提升比例

Fig.10   Improvement percent of main blade torque coefficient in different tip speed ratios


2.4. 与同转向构型的对比分析

如图11所示为同转向与单层和反转向构型的涡量图对比. 与反转构型相似的是，同转向构型的主叶片，在180°相位角处的前缘涡尺度比单层构型的前缘涡尺度小，主叶片在下游区域没有出现涡街结构的尾迹. 同转向构型的前缘涡尺度小的原因如下：内层辅助叶片限制了前缘涡向内侧发展的空间，使得前缘涡向后侧移动，进而提前脱落. 与反转向构型不同的是，反转向构型的内层辅助叶片与主叶片是相对运动，对主叶片所处流场有加速的效果. 如图12所示为当λ=2.29时，同转向构型与反转向构型的扭矩系数对比结果. 如图12（a）所示，由于有效速度相对较高，反转向构型在上游区域的扭矩系数略大于同转向的扭矩系数. 在下游区域，2种构型处于内层辅助叶片的尾迹区域，均无涡街结构的尾迹，扭矩系数均显著提高. 由图12（b）可以看出，双层构型对扭矩系数有提升作用，反转向构型的提升比例略大于同转向构型.

图 11

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图 11   4种构型风力机处于0°相位角时刻的涡量图

Fig.11   Vorticity contours of four VAWT configurations with phase angle of 0°


图 12

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图 12   4种构型的瞬时扭矩系数和时均功率系数对比图

Fig.12   Comparison diagram of instantaneous torque coefficient and time-averaged power coefficient


3. 结　论

（1）与传统垂直轴风力机相比，双层反转向垂直轴风力机对低叶尖速比情况下的动态失速现象有明显的抑制作用，时均功率系数显著提升，尤其是在λ=1.85和∆Φ=90°时，时均扭矩系数提高了43.92%.

（2）时均扭矩系数的提升比例，随叶尖速比的增加、动态失速的减弱而降低.

（3）双层反转向构型与同转向构型相似之处在于都限制了上游区域前缘涡的生长，以及下游区域的涡街结构尾迹；不同之处在于由于内层叶片的相对运动，反转向构型的扭矩系数略大于同转向构型.

（4）内层辅助叶片与主叶片的初始相位差，即内外层叶片相交汇时主叶片所处的相位角，对主叶片的时均扭矩系数有影响，在主叶片脱涡时刻相交汇，会进一步提高时均扭矩系数.

（5）在本研究中，双层反转向垂直轴风力机内层叶片的弦长、半径及安装角相对单一，而这些参数都会对内外层叶片的相互干扰造成影响. 目前的结论证明了双层反转向构型的可行性. 下一步将探究更多设计参数对风机流场以及功率系数的影响，以寻找最优的参数设计.

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一种叶片前缘前带微小圆柱的垂直轴风力机

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