风速对大型海上风力机的气动弹性影响研究
海上机组与陆地机组的不同
（2012—2013学年第一学期）班级:电气10-3姓名：谭志杰学号： 20102101040专业：电气工程及其自动化指导教师：王海云海上机组与陆地机组的不同随着全球节能减排的深入展开，各国对新能源开发利用的步伐也不断加快。
随着陆地风力发电技术的的日益成熟，陆地上的有限风能相继开发，人们又想到了海上丰富风能资源，考虑建设海上风电场。
海上风电场的风速高于陆地风电场的风速，但海上风电场与电网联接的成本比陆地风电场要高。
综合上述两个因素，海上风电场的成本和陆地风电场基本相同。
这样一股建设海上风电场的的热潮在世界范围掀起，海上风力发电机的组成为业内关注的焦点，它与陆地风力发电机组的区别主要体现在地基建设的难度高，机组各部件载荷比陆地机组强度大，安全设计采用特殊安全等级。
从外部特征上表现在不同之处（1）、电网连接，国外好多海上风电场电网没有直接并网，而是采用AC(交流输电线)方式并入该地区的输电系统。
但有些风电场如瑞典、挪威和德国的其联网方式采用直流方式，输电方式采用高压直流输电。
（2）、敷设海底电缆，海上风电场通过敷设海底电缆与主电网并联，为了降低捕鱼工具、锚等对海底电缆造成破坏的风险，海底电缆必须埋起来。
如果底部条件允许，可用水冲海床(使用高压喷水)，然后使电缆置入海床而不是将电缆掘进或投入海床，这样做的方法最好。
（3）、联结电压，对于120-150兆瓦容量的风电场与30～33千伏的电压等级相联时，每个风电场中，会有一个30～150千伏变电站的平台和相应的辅助设备。
与大陆的联结采用150千伏电压等级。
（4）、远程监控，海上风电场远程监控要比陆地远程监控更重要一些，海上风电场的工作人员难于跑到现场观测机组，采用远程智能监控更利于运行管理。
（5）、定期检修，在天气条件比较恶劣的情况下，维修人员很难接近风机，风机得不到正常检修和维护，就会存在安全隐患。
所以，确保海上风机高可靠性显得尤其重要。
对于一些偏远的海上风电场，应合理设计风机的定期检修程序。
试析海上风机在强台风下叶片受损风险与对策
［收稿日期］ ２０１０－０７－２８［基金项目］ 中国工程院土木、水利与建筑工程学部重点咨询项目“我国海上风电场建设重大工程问题研究”（２００８－ＸＺ－０５）［作者简介］ 王景全（１９３７—），男，江西南昌市人，中国工程院院士，解放军理工大学教授，博士生导师，长期从事浮式结构、风电场建设等方面的研究；Ｅ－ｍａｉｌ：ｗａｎｇｊｑ＠ｃａｅ．ｃｎ试析海上风机在强台风下叶片受损风险与对策———考察红海湾风电场的启示王景全１，陈政清２（１．解放军理工大学工程兵工程学院，南京２１０００７；２．湖南大学风工程试验研究中心，长沙４１００２８）［摘要］ ２００３年９月近海丘陵区风电场———汕尾红海湾风电场风机叶片被台风“杜鹃”吹坏。
从破坏形式可以断定叶片曾发生大幅度扭转颤振而且与不利地形有关。
从这一实例来看，同等强度台风情况下海上风机叶片受损的风险可能低于海岸风机，因为海面平坦，不具备风向局部变化条件。
此次风灾也表明，保持风机处于停转顺桨，但可偏航的暂停状态是叶片防损的关键。
［关键词］ 海上风机；强台风；叶片受损；风险；对策［中图分类号］ ＴＭ３１５ ［文献标识码］ Ａ ［文章编号］ １００９－１７４２（２０１０）１１－００３２－０３1 台风“杜鹃”作用下红海湾风电场叶片受损情况 于午铭在文献［１］中详细介绍了２００３年９月２日台风“杜鹃”袭击广东汕尾市红海湾风电场的过程和风电场受损情况。
２０１０年４月１３—１４日，笔者一行８人实地考察了红海湾风电场，并听取风电场总经理吴少花女士的详细介绍。
依据以上信息可以总结出台风致红海湾风电场叶片毁坏的如下特点：１）红海湾风电场位于汕尾市施公寮半岛，地处褐石湾西海岸，共有２５台Ｖ４７－６６０变桨距风电机组，１３台位于低海拔平坦地带，另外１２台安装在海拔３０～６４ｍ的丘陵地区（见图１），离海岸线一般在２ｋｍ以内。
２）“杜鹃”台风经过风电场持续时间为１４∶００～１９∶００，共５ｈ。
浮动式海上风力发电机荷载及振动控制研究进展
浮动式海上风力发电机荷载及振动控制研究进展本文通过浮动式海上风力发电机所受风荷载及其振动控制研究进行了分析总结，分析了目前荷载计算方法及振动控制方法的有效性及合理性，对今后风荷载模拟方法选用及振动控制方面的研究奠定基础。
标签：海上风力发电机;风荷载研究;振动控制分析;发展展望1 引言目前海上风力发电的开发主要集中在欧洲。
近年来，北美、亚洲各国也加入到海上风电的开发行列，使得海上风电的研究更加深入。
虽然我国拥有丰富的海上风能资源，但海上风电进展迟缓，技术尚不完备。
由于海上风电相比于陆上风电，所处环境更为复杂，面临大风、海浪、潮汐、海啸以及地震等灾害的侵扰，海上风力发电技术朝着单机容量大型化、发电机组设备技术化、风场区域深海化的趋势发展。
面对新的发展趋势，浅海域风力发电场的发展已经不能满足风能发展的要求，海上风电场将进军深海领域，因此浮动式海上风力发电机的发展前景愈加广阔。
本文结合国内外研究成果，总结了浮动式海上风力发电机的作用荷载及在其振动控制方面的研究现状，并根据研究现状对海上风力发电机的未来研究问题进行了展望。
2 浮动式海上风力发电机风荷载研究空气流动变产生风，风的强弱用风速表示。
通常认为瞬时风速由平均风和脉动风两部分组成。
受海面粗糙度的影响，平均风速沿高度存在变化，该变化规律称为平均风速梯度或者风剖面。
一般用指数率或对数率描述平均风速沿高度的变化规律。
脉动风则具有随时间和空间变化的随机性，通常假定其为具有零均值的平稳高斯随机过程时间序列。
其性能可用功率谱密度函数和相干函数来描述。
功率谱密度函数可以反映脉动风中不同频率风速对应的能量分布规律，水平脉动风速谱主要有Davenport谱、Kaimal谱和Harris谱等，竖向脉动风速谱有Panofsky-McCormick谱、Lumley-Panofsky谱等。
在时域中脉动风的相关性一般用相关函数来表示，相关函数分为自相关函数和互相关函数。
频域中脉动风的相关性一般用相干函数来表示，风洞实验和实测表明，相干函数是一条指数衰减曲线。
1500风机双馈与直驱
双馈与直驱风力发电机组是将风能转化为电能的机械。
从能量转换的角度来看，风力发电机组包括风力机和发电机两大部分。
其中风力机是将风能转换为机械能，发电机则是将机械能转换为电能。
风力发电机组有多种分类方法，从转速的角度分为高速机、中速机和低速机；从桨叶和速度控制方式上分有定浆、变浆、定速、变速四种组合；从控制方式上可分为失速控制、主动失速和变桨距控制。
从发电机励磁方式可分为永磁式、电励磁、复合励磁式；从电机的结构和机电能量转换关系上又可分为：同步电机、异步电机、感应电机；从发电机输出电压的角度分为高压电机、低压电机、超高压电机。
从发电机组的输出电功率可分为小型、中型、大型、特大型系列，其中小型风力发电机容量为1～1kW，中型风力发电机为100～1000kW，大型风力发电机为1000kW以上的机型。
风力发电机组还有水平轴机型与垂直轴机型之分，水平轴风力机的叶片是安装在水平轴上，叶片接受风能转动去驱动所要驱动的机械。
水平轴风力机分多叶片低速风力机和1～3个叶片的高速风力机。
水平轴风力发电机是目前世界各国风力发电机最为成功的一种形式，而生产垂直轴风力发电机的国家很少，主要原因是垂直轴风力发电机效率低、需启动设备，同时还有些技术问题尚待解决。
此外，根据使用的场合大型和特大型风力发电机又分为陆地型和海上型，目前，陆地型的主流机组发电功率为600kW～2500kW，而海上型的主流机组应在1500kW以上。
迄今为止世界各国并网的绝大多数的风力发电机组都是陆上水平轴的机组。
1、风力机兆瓦级水平轴风力机由叶片、轮毂、转桨距装置、风罩等构成。
其中叶片又是风力机的关键部件，叶片不仅决定了风力机组的切入风速、切出风速、额定风速、额定功率等重要参数，其造价也达到了风力发电机组总造价的18%以上，为风力发电机组所有部件之最。
叶片的翼型就是翼剖面，它是指用垂直于叶片长度方向的平面去截叶片而得到的截面形状，翼型的曲线形状非常复杂，是一种难以用函数方程表达的曲线，美国国家航空咨询委员会（NASA的前身）和前苏联的中央气体流体动力研究院都通过实验确定出了适合各种不同用途的翼型，分别给予编号，供日后设计者使用。
塔影效应下风轮仰角对风力机气动特性的影响
收稿日期:2023-06-20。
基金项目:(JY20230096);(52066013)。
通信作者:(1975-),,,,。
E-mail:************.cn塔影效应下风轮仰角对风力机气动特性的影响路瑶1,于鹏2,张立茹1,3,高伟1,闫蓉1,牛大川1(1.,010080;2.,110006;3.,010080)摘要:,,,、,。
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,,;3°,6°。
关键词:;;;中图分类号:TK81文献标志码:A 文章编号:1671-5292(2024)03-0340-080引言、,、。
、,[1]。
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,,[2]。
[3],,,。
,,[4]。
,,,,9°,[5]。
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,,。
[6]。
,,,[7]。
,,[8];,3,[9]。
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S ,,,,。
1几何模型及网格划分1.1几何模型及计算域、、S 可再生能源Renewable Energy Resources第42卷第3期2024年3月Vol.42No.3Mar.2024,[10]1。
,2D ,2D ,5D 。
,,1D , 1.5D ,3D 。
1.2网格划分,1。
,。
,,0.5,。
1.3网格无关性验证2。
2,,,300,。
,、,300。
2湍流模型选取及网格可靠性验证2.1湍流模型SST k-ω。
SST k-ω,k-e k-ω,k-e ,k-ω[11]。
ə(ρk )ət +ə(ρu i k )əx i =əəx j Γk əkəx j()+G k -Y k (1)ə(ρω)ət +ə(ρu i ω)əx i =əəx j Γωəωəx j()+G ω-Y ω+D ω(2):G k ;G ω;Γk ,Γωk ω;Y k ,Y ωk ω,Y k =ρm k 32l k -ω,l k -ω=k12βk ω。
PISO [12]。
,,。
,,、、。
2.2计算可靠性验证,(λ)(C p )[13],3。
3,λ,C p ,λ 5.5,表1风力机设计参数图1计算域网格与部分截面网格Fig.1Compute grid domains and partial sectional grids1D3D2D5Dzxy图2网格无关性验证曲线Fig.2Grid independence verification curve200250300350400/4.54.44.34.24.1图3计算值与实验值对比Fig.3Compare the calculated value withthe experimental value4.55.05.56.06.5λ0.550.500.450.400.350.300.250.200.15151********路瑶袁等塔影效应下风轮仰角对风力机气动特性的影响。
风力机复合材料叶片流固耦合分析
风力机复合材料叶片流固耦合分析张旭;刘安宇【摘要】为了给风力机叶片优化设计及研发工作提供准确的数据,减少成品的开发周期,降低成本,并保证风力机的安全运行,提出一种针对铺层后风力机风轮及叶片并利用ANSYS Workbench进行单向流固耦合分析的方法.主要在传统翼型NACA4412模型下进行叶片建模改进,应用铺层设计把叶梢、叶根、展向等改成渐变式厚度并进行流固耦合分析.数值模拟结果表明:叶片在风速13 m/s时叶尖部分压力最大,此时叶片弦长及其厚度处于最小状态,叶片中部靠近叶片前缘的位置为应力最大处.【期刊名称】《沈阳工业大学学报》【年(卷),期】2019(041)002【总页数】5页(P138-142)【关键词】风力机叶片;流固耦合;数值模拟;铺层设计;有限元;数据传递;应力【作者】张旭;刘安宇【作者单位】天津工业大学机械工程学院, 天津300387;天津工业大学机械工程学院, 天津300387【正文语种】中文【中图分类】TK83风力发电已经成为世界上最具发展前景的能源开发方式.目前，利用风能最为行之有效的装置是风力发电机，其中最具重要性的部件即为叶片，因为其性能与风力机运行现状及稳定性存在直接关联.在风力机的运行过程中，叶片周围空气的流动对叶片产生的作用力促使叶片出现一定程度的形变，这一变化会导致周边空气的流向发生变化.为了得到精准的叶片动力学响应，首要要考虑叶片及流场间存在的作用，即必须考虑叶片与其周围流场的耦合作用.国外研究人员对流体和固体风力发电机组进行了大量研究.Tongchitpakdee等对偏航条件下的大型风机进行了数值模拟计算，并对其气动性能进行了系统分析[1]；Rachid等在定常情况及非定常情况下对NACA4415翼型的叶片弯曲及扭转效应进行分析研究，延长了风力机的使用寿命[2]；Kim等考虑了气动弹性对叶片的影响，并对大型风力机叶片性能进行了预测[3].自80年代中期至今，国内研究人员对实体研究流固耦合问题与风力发电机整机的流固耦合进行了大量的研究.徐建源等利用ADAMS软件建立了风波联合作用海上风力机模型，并对其进行流固耦合分析，得到了复杂工况下的风力机叶片的动态响应参数[4]；李少华等利用Fluent软件并结合SSTk-ω模型对1.2 MW风力机旋转风轮流场进行模拟，但是并没有考虑风力机塔筒与流场间的相互作用对数据造成的影响[5]；胡丹梅等在水平轴风力机模型不同尖速比条件下对风轮下游流场速度进行测量，获得风力机叶片尾迹的流场定量信息，由于该测量方法容易受外界因素的影响，因此，流动情况与实际情况有一定误差[6-7]；田琳琳等结合制动盘理论与CFD方法，并通过Fluent软件对9台风力机的尾流互相干扰情况进行模拟，得到风力机尾流相互影响的结果[8]；陈海萍等研究了叶片周围流场对叶片结构特性的影响[9]；潘萍萍等通过Fluent软件对1.5 MW风力发电机塔筒进行流固耦合分析，得到了风力机塔筒的动态评估方法[10].本文应用ANSYS软件对改进后的2 MW风力机叶片模型进行流固耦合分析，通过对传统翼型NACA4412的改进，应用铺层设计把叶梢、叶根、展向等厚度改成渐变式.首先得到风力机叶片及风轮的流场计算结果，再将风力机流场的计算结果施加到固体计算中，得到风力机的应力分布，进而得出应力最大值及变形量最大位置，所得结果可以为风力机的设计和安全运行提供指导[11].1 流固耦合方法流固耦合问题从数据传输的角度来看，其计算可以分为两种：单向流固耦合和双向流固耦合.单向流固耦合是指通过流体计算获得的压力、速度等数据可以通过连接界面导入固体结构，或者将从固体计算获得的网格位移转移到流体的计算.计算流体力学简称CFD，主要使用离散点上的一系列变量值代替时域和空间域中的一系列物理量.通过建立可以表示变量之间关系的代数方程，将基本方程离散化，通过CFD的数值模拟，可以显示流动领域的运动.在通过CFD分析的工程应用中，可以深入研究耦合问题以实现实验指南，达到节约成本的目的.流固耦合分析流程图如图1所示.图1 耦合系统流程示意图Fig.1 Schematic diagram of coupling system2 三维模型建立本文利用NASYS APDL建立风力机叶片的三维实体模型.采用传统翼型NACA4412应用复合材料建立叶片有限元模型如图2a所示，该模型总长44.5 m，翼型最大弦长3.1 m，根部为直径2.34 m的圆形，质量为10.6 t.为了加强叶片稳定性，在叶片中部添加两个厚为1.6 cm的加强筋，叶根部也进行了加厚，具体模型如图2b所示.叶片的建模工作主要在传统翼型NACA4412模型下进行改进，应用铺层设计把叶梢、叶根、展向等厚度改成渐变式，这样不仅更加接近实体模型，在强度、刚度上也有所加强，风轮模型如图2c所示.3 静止单叶片流固耦合分析3.1 流场计算分析根据叶片结构在ANSYS软件中绘得实体模型，有针对地对流体实际范围进行了设定，同时进行了网格划分，不过因常规风力机体积过大，因此在制定计算域的过程中需要将其设置为叶片的数倍以上.设置的流体域范围为202 m×103 m×63 m，所划分的网格数为4 601 159，计算域及计算域网格模型如图3所示.在进行流场分析时应先抑制叶片固体域，以实现对流体域的保护，设置流体控制温度为25 ℃.依照入口实际条件对其速度进行控制，并将这一设定速度称为恒速，流体的方向则需要垂直于入口界面，结合实际情况设置流体速度大小为13 m/s，而流体出口处设定为自由流出，风力机叶片边界条件设置为光滑无滑移壁面.风场流速图如图4a所示，叶片在迎风面和背风面的压力分布如图4b、c所示，在背风面叶片受到较小的压力，而迎风面叶片受到压力最大.图2 叶片及风轮模型Fig.2 Models for blade and wind wheel图3 计算域及计算域网格模型(静止状态)Fig.3 Models for computational domain and computationaldomain grid (static state)图4 风场流速及迎风面、背风面压力分布Fig.4 Wind field velocity and pressure distributionof windward and leeward surfaces3.2 叶片静力分析叶片翼面材料为玻璃钢，该材料为线性材料，用MP命令定义其材料特性.其各层的线性材料特性为正交异性，具体参数为：展向模量42.6×109 Pa，径向模量16.5×109 Pa，剪切模量5.5×109 Pa，泊松比0.22，密度1 950 kg/m3.通过Static Structural接收风场的分析结果数据，并实现结构静力的相关研究.首先单独保留叶片，确保流程部分处于制约状态.由于叶片实际网格划分直接影响最后的研究结果，因此在划分过程中要确保其规则性.在Static Structural模块下选择Engineering Data，定义材料参数密度、弹性模量、泊松比和剪切模量，导入固体模型，定义网格划分参数划分网格，设置的网格数为980 916，定义固定约束.划分网格后的模型如图5所示.图5 叶片网格模型Fig.5 Model for blade grid4 旋转状态风轮流固耦合分析4.1 流场计算分析将Fluent模块的Solution与Static Structural模块的Setup建立连接进行单向流固耦合分析，导入风轮分别建立旋转流体域和外部空气流体域，旋转流体域半径为48 m，高度为6 m.外部空气流体域尺寸为606 m×296 m×296 m，设置网格划分参数及膨胀层，计算域及计算域网格模型如图6所示.图6 计算域及计算域网格模型(旋转状态)Fig.6 Models for computational domain and computationaldomain grid (rotation state)设置室温为25 ℃，入口速度为13 m/s，定义旋转轴为y轴，旋转速度为1.894 49 rad/s，风场流速图如图7a所示，通过Contour云图显示的压力云图如图7b 所示，可以看出压力从叶根到叶尖逐渐减少，叶根最大，而在叶尖处最小.图7 风场流速及风轮压力分布Fig.7 Wind field velocity and pressuredistribution of wind wheel4.2 风轮结构静力分析在Static Structural模块下选择Engineering Data进行材料参数定义：密度为1 950 kg/m3，弹性模量为42.6×109 Pa，泊松比为0.22，剪切模量为5.5×109 Pa，导入固体模型，划分网格，设置叶轮网格数为1 393 827，定义固定约束.划分网格后的模型如图8所示.图8 风轮网格模型Fig.8 Model for wind wheel grid4.3 结果输出导入流体分析结果即压力，选择导入压力的面为叶片外表面，得到应变分布如图9所示.由图9可知，在额定速度下风力机运行时，风力机结构受风场的影响出现变形，变形的趋势与在风场中所受到的叶片表面压力分布是基本吻合的，此外在形变量最大的叶尖处，相对于叶根处的约束部分最远，并且此处叶片材料是最薄的，与文献[11]实验结果基本吻合.图9 风轮应变分布Fig.9 Stain distribution of wind wheel5 结论本文合理应用ANSYS Workbench实现风力系统中风轮及叶片的单向流固耦合分析，得到两者在运行数据上存在的关联.实验中得到的数据为进行叶片疲劳及共振频率测试提供了一定的参考，为之后的研究提供基础.在实际运行工作中，叶片的固有频率为耦合之后整个系统的固有频率，这个固有频率包括了风力机塔架在系统中对叶片的影响，系统中旋转离心力的作用，风场在系统中对叶片的影响，系统中重力作用等一系列的作用，这些影响与单个叶片在静止状态下的模态频率有一定的区别，但一般而言频率的变化很小.在今后的叶片优化设计过程中，同样需要关注该部分问题，以便得到的模型与实际运作更为接近，减小并优化设计周期.【相关文献】[1]Tongchitpakdee C，Benjanirat S，Sankar L N.Numerical simulation of the aerodynamics of horizontal axis wind turbines under yawed flow conditions [J].Journal of Solar Energy Engineering，2005，127(4)：464-474.[2]Rachid Y，Ismail E B，Tritsch J B，et al.Dynamic study of a wind turbine blade with horizontal axis[J].European Journal of Mechanics，2001，20(2)：241-252.[3]Kim D H，Kim Y H.Performance prediction of AGARD 445.6 wind using different turbulent a 5 MW wind turbine blade considering aeroelastic effect [J].World Academy of Science，Engineering and Techno-logy，2011，81：771-775.[4]徐建源，祝贺.风波联合作用海上风力机动态特性分析 [J].中国电机工程学报，2010，30(5)：120-124.(XU Jian-yuan，ZHU He.Dynamic characteristic analy-sis of offshore wind turbine under combined wind and wave action [J].Proceedings of the CSEE，2010，30(5)：120-124.)[5]李少华，岳巍澎，王东华，等.基于CFD的旋转风轮气动性能分析 [J].动力工程学报，2011，31(9)：705-708.(LI Shao-hua，YUE Wei-peng，WANG Dong-hua，et al.Aerodynamic performance analysis of rotating wind turbine based on CFD [J].Journal of Chinese Society of Power Egineering，2011，31(9)：705-708.)[6]胡丹梅，欧阳华，杜朝辉.水平轴风力机尾迹流场试验 [J].太阳能学报，2006，27(6)：606-612. (HU Dan-mei，OUYANG Hua，DU Chao-hui.Test of wake field of a horizontal axis wind turbine [J].Acta Energiae Solaris Sinica，2006，27(6)：606-612.)[7]胡丹梅，田杰，杜朝辉.水平轴风力机尾迹的测量与分析 [J].动力工程学报，2006，26(5)：751-755.(HU Dan-mei，TIAN Jie，DU Chao-hui.Measurement and analysis of the wake of a horizontal axis wind turbine [J].Journal of Chinese Society of Power Engineering，2006，26(5)：751-755.)[8]田琳琳，赵宁，钟伟.风力机尾流相互干扰的数值模拟 [J].太阳能学报，2012，33(8)：1315-1320.(TIAN Lin-lin，ZHAO Ning，ZHONG Wei.Numerical simulation of wind turbine wake interference [J].Acta Energiae Solaris Sinica，2012，33(8)：1315-1320.)[9]陈海萍，孙文磊，郭健.风力发电机叶片的流固耦合分析 [J].机床与液压，2010，38(19)：79-82.(CHEN Hai-ping，SUN Wen-lei，GUO Jian.Fluid-structure coupling analysis on wind generators blade [J].Machine Tools and Hydraulic，2010，38(19)：79-82.)[10]潘萍萍，陈长征，孟强.基于流固耦合的风力机塔筒动态特性分析 [J].可再生能源，2012，30(8)：46-49.(PAN Ping-ping，CHEN Chang-zheng，MENG Qiang.Dynamic characteristics analysis of wind turbine tower tube based on fuid-structure coupling analysis [J].Renewable Energy Resources，2012，30(8)：46-49.)[11]起雪梅，张敬东.2.0MW风力发电机叶片的流固耦合分析 [J].机械，2017，44(4)：58-62. (QI Xue-mei，ZHANG Jing-dong.Fluid-structure coupling analysis of 2.0MW wind turbine blades [J].Mechanics，2017，44(4)：58-62.)。
风力机翼型挥舞摆振非定常气动特性分析
风力机翼型挥舞摆振非定常气动特性分析吕坤;谢永慧;张荻【摘要】参考实际运行状态下的风力机翼型,应用动网格并采用k-ωSST湍流模型对NREL S809翼型在Re=1×106情况下的翼型振荡进行了数值模拟,同时分析了挥舞、摆振及二者耦合振动对风力机翼型气动性能的影响.结果表明:相同振幅和频率下,翼型挥舞比摆振引起的气动力波动大得多；翼型未达到失速时,翼型吸力面的流动分离可以使翼型获得额外的升力；挥舞的振幅或频率较大时,翼型会发生失速,且来流攻角越大,挥舞使得翼型更易发生失速；在挥舞-摆振耦合引起的翼型气动力变化中,挥舞起主导作用.%The moving mesh and the k-w SST model were adopted to simulate the aerodynamic performance of the NREL S809 airfoil at the Reynolds number of 1X106. The effects of flapwise, edgewise and combined flap/lead-lag oscillations on the aerodynamic performance of the airfoil were analyzed- The results show that the aerodynamic fluctuation caused by flapwise oscillation is much larger than that caused by edgewise oscillation with the same amplitude and frequency. The lift is greater due to flow separation on the suction surface of the airfoil when the airfoil is not in stall status. Larger amplitude and higher frequency of the oscillation will lead to dynamic stall of the airfoil, and the dynamic stall of the airfoil occurs more easily with the increase in the attack angle. In addition, flapwise oscillation plays a dominant role in the aerodynamic fluctuation caused by combined flap/lead-lag oscillation.【期刊名称】《西安交通大学学报》【年(卷),期】2011(045)009【总页数】8页(P47-53,100)【关键词】挥舞;摆振;风力机翼;湍流模型;数值模拟【作者】吕坤;谢永慧;张荻【作者单位】西安交通大学能源与动力工程学院,710049,西安;西安交通大学能源与动力工程学院,710049,西安;西安交通大学能源与动力工程学院,710049,西安【正文语种】中文【中图分类】TK83在气动力、惯性力和弹性力的耦合作用下,风力机叶片旋转时容易发生振动,通常振动有3种形式:①挥舞,即叶片在垂直于旋转平面上的弯曲振动;②摆振,即叶片在旋转平面内的弯曲振动;③扭转,即绕叶片变距轴的扭转振动[1].这3种形式的振动在一起还会引发耦合,由此产生气动弹性不稳定.风力机叶片的振动及气弹耦合对风力机的气动性能及安全性有重要影响,所以深入研究翼型振荡状态下的气动特性,对改进翼型设计、提高风力机的气动效率和安全性具有重要的意义.许多学者对翼型振动的气动性能进行了深入研究,如:Ekaterinaris等[2]采用 Baldw in-Barth湍流模型对NACA 0012翼型的俯仰、平振及耦合运动下的动态失速性能进行了计算,指出振动状态下翼型的气动性能有别于静止状态;Walker等[3]对翼型等速上仰问题进行了大量的实验研究,指出当攻角大于静态失速攻角时,动态失速涡的存在对翼型上表面的速度和压力分布有重大影响,随着翼型上仰速度的增加,动态失速涡附着在翼型上的时间更长,由此可以显著增加翼型大攻角条件下的时均气动力;Ramsay等[4]通过风洞实验系统地研究了不同的雷诺数、平均迎角、迎角振幅和减缩频率下NREL S809翼型俯仰振荡的动态失速性能,分析了各因素对动态失速性能的影响;Guerri等[5-6]应用计算流体动力学方法深入研究了风力机叶型的流固耦合效应,得到了翼型的不同振型和气动力变化,同时着重研究了叶型的挥舞-扭转耦合振动.但是,迄今为止的大多研究是针对翼型俯仰振荡运动的动态失速进行的,而针对翼型挥舞、摆振及二者耦合振动时的气动性能却不多见.本文应用动网格技术,采用k-ω SST湍流模型,在实验[3]和Re=l×l06下对二维NREL S809翼型振荡进行了数值模拟.1 数值模型1.1 数值方法求解雷诺平均N-S方程利用商业软件CFX,计算模型采用k-ωSST湍流模型[5,7-8],瞬态项离散采用二阶迎风后插隐式时间步方法,空间离散采用二阶迎风格式.k-ωSST湍流模型[9]的计算方程如下湍流黏性系数湍动能方程湍流频率方程式中 :F1和 F2是混合函数;β、γ、σk、σω为模型参数.k-ωSST湍流模型利用函数F1将 k-ε和k-ω方程结合起来,然后利用函数F2来改进涡团黏性系数μt在壁面逆压流动区域的结果,充分发挥k-ε模型处理自由流、k-ω模型处理壁面约束流动的特长,同时还借鉴了 Johnson-King模型[10]不平衡作用的思想,以增强对复杂流的适应性.1.2 计算模型风力机翼选用S809翼型[4](主要应用于两叶片NREL PhaseⅥ风力机),额定功率为19.8 kW,叶片展长为5.03m.参照实际建立了风力机模型,如图1所示,图中:V为来流风入口的相对速度;α为攻角;β1为桨距角;F为作用在桨叶上的气动合力.F可以分解为F x、F y,Fx与来流风向垂直,称为驱动力,使桨叶旋转做功,Fy与来流风向平行,称为轴向推力,通过塔架作用在地面上.摆振沿x轴方向进行,挥舞沿y轴方向进行. 图1 风力机翼型受力模型参考文献[7]中的风力机模型,其叶片产生的最大功率区域在0.75倍展长附近,该区域桨距角β1=0°,因此取β1=0°建立计算域.计算网格用C 型结构化网格,翼型表面分布了300个节点,翼型前缘和尾缘网格采用加密处理,总网格数为12万.计算域及翼型周围网格如图 2所示,图中翼型弦长c=600 mm,计算域外边界距离翼型边界面至少为15倍弦长.计算域分内、外2个区,内区是直径为2倍于翼型弦长的圆,通过动网格来控制内区网格的移动可模拟翼型振动.图2 翼型计算区域及其周围网格分布图为了验证计算模型的正确性,对不同来流攻角下翼型的升力、阻力系数进行了计算,结果如图3所示.由图3可见,来流攻角在0°～18°内 ,计算与实验的阻力系数基本吻合.来流攻角小于10°,计算获得的升力系数与实验的偏差很小;来流攻角大于10°,计算获得的升力系数与实验之间出现了偏差,但在工程上该偏差是可以容忍的.所以,来流攻角在6°～12°之间时,可以采用本文模型进行数值分析.图3 不同来流攻角下翼型升力、阻力系数为了便于研究翼型振荡对风力机输出功率的影响,在参考文献[8]中定义式中:Cx为驱动力系数;Cy为轴向推力系数.2 数值模拟及分析2.1 翼型挥舞翼型挥舞在y方向上的位移[5-6]为式中:A为翼型挥舞的振幅;f为振动频率;φ为相位差,φ=0.直径为45 m左右的叶轮,其自激振动频率在1～3 Hz之间,且随着叶片展长的减小,自激振动频率增加[11-12].该叶轮的叶片振型以一阶挥舞和一阶摆振为主,在极限挥舞载荷作用下通过叶片有限元模型计算和实验得到的叶尖挠度可以达到8m以上.文献[13]在Re=1×105、缩减频率 k=0.8、无量纲挥舞振幅h=A/c=0.4～0.7下数值模拟了NACA 0012翼型的气动性能.参考文献[5-6,13-14]、结合实际风力机振动情况确定A=0.05～0.5 m,f=1～3 Hz,其中 3 Hz对应于最大的k=0.44.每个振动周期的时间步长数n对计算精度有显著影响.图4为 A=0.3m 、f=3 H z、α=10°时,n分别取15、30、60的 Cx计算结果.图4 不同n下的Cx计算结果由图4可见:n取30、60时,对应二者的驱动力系数曲线几乎完全重合;n取15时,对应曲线与前二者有明显区别.n不同时,对应驱动力系数峰值间存在最大误差.经分析知:n=15时,Cx峰值偏差ΔCx=6.9%;n=60 时,ΔCx=2.3%,该值与 n=30时相差无几,所以计算时本文的n=30.图5为 f=3 H z、α=10°且在不同挥舞振幅下Cx、Cy随时间的变化,该结果与文献[6,14]相似.图 5 f=3 Hz、α=10°且在不同挥舞振幅下Cx、Cy随时间的变化由图5可见,Cx和Cy随着翼型的振动产生了周期性的变化.结合翼型的运动规律可以发现:当翼型在平衡位置沿y轴正向运动时,Cx和Cy达到最小值;当翼型在平衡位置沿y轴负向运动时,Cx和Cy达到最大值.翼型振动时,对应来流速度的大小和方向均发生了变化:翼型沿 y轴正向运动时,对应来流速度和攻角最小,翼型产生的升力最小,Cx和Cy达到最小值;翼型沿y轴负向运动时,翼型仍未失速,其产生的结果恰好与正向运动时相反,所以Cx和Cy均达到最大值.翼型的挥舞不仅导致来流速度和攻角发生变化,还会引发流动分离和旋涡.图6为 A=0.2 m、f=3 H z、α=10°且翼型在平衡位置沿y轴正向和负向运动时的流场.当翼型沿y轴正向运动时,对应来流攻角较小,翼型表面不会发生流动分离.当翼型从最大位移处沿y轴负向运动时,对应来流攻角逐渐增大,翼型表面逐渐出现流动分离;当翼型负向运动至平衡位置时,对应来流攻角达到最大值,流动分离更为严重;当翼型继续负向运动时,对应来流攻角逐渐减小,流动分离现象逐渐减弱,直至消失.1.17 s时,对应来流的速度和攻角达到最大值,流动分离最为严重,这2种因素均有可能导致Cx 和Cy达到最大值.考虑翼型振动前后Cx和Cy的变化如图7所示.图6 翼型在平衡位置沿y轴正向和负向运动时的流场正向运动负向运动图7 考虑翼型振动前后Cx和Cy的变化曲线1、2对应于翼型静止状态;曲线3、4分别对应A=0.2m、f=3 Hz、α=10°的曲线由图7可以发现:翼型沿y轴负向运动时,正常振动状态下的Cx和Cy均大于仅考虑来流速度及攻角的情况,振动下的Cx和Cy表现出增大的特性;翼型负向运动至平衡位置时,压力面附近气流压力增大,其大于吸力面,由此产生压力梯度,此时气流绕过翼型尾缘由压力面流向吸力面,并带动下游流体回流,使得边界层内的流体质点离开壁面挤向主流,从而加剧了边界层分离.下游回流的流体受到主流的冲击折返向下游流动,并在分离点的下游产生剪切涡和尾流区,造成能量损失,促使吸力面产生低压区,因而翼型获得额外的升力,使得Cx和Cy增大.所以,来流速度和攻角增大和翼型振动引起的流动分离都会加剧Cx和Cy增大.以上研究中挥舞振幅比较小,翼型未达到失速.当挥舞振幅较大时,叶片会发生失速颤振.研究发现 ,在 f=3 Hz、α=10°下 ,当 A 大于或等于 0.4m时,翼型失速.图8为 A=0.5 m时不同频率下Cx的变化规律.图8 A=0.5m时不同频率下Cx的变化由图8可见,在f=3 H z下,A=0.5 m与A=0.05～0.3 m时 Cx情况有很大区别,其中:A=0.05～0.3 m时驱动力一直为正值;A=0.5 m且翼型沿y轴负向运动至平衡位置附近时,驱动力会急剧降至负值,Cx甚至达到-0.4.由图8还可见:在相同的挥舞振幅下,振动频率越大,翼型受到的气动力波动越剧烈,当频率达到一定程度时,翼型失速;随着振动频率的增加,翼型沿y轴负向运动且在相同位移处的速度增大,来流速度和攻角随之增大,流动分离和旋涡产生的可能性就越大.频率增大到了一定程度时,流动分离会导致翼型失速,如图8中f=3 H z的情况.图9为翼型在一个振动周期内的流场演化.在1～1.17 s之间,翼型从最大位移处沿y轴负向振动,但仅在翼型吸力面尾缘附近发生了流动分离.1.17 s时,翼型在平衡位置达到最大速度,此时来流速度和攻角最大,翼型前缘附近流动在逆压梯度的作用下开始发生流动分离,并在1.18 s时形成前缘分离涡.前缘分离涡在向后扩展的运动中,翼型升力迅速增加,从而导致Cx迅速增加,这与文献[15]的实验结论吻合,说明前缘涡和翼型表面剪切涡的存在,有助于在翼型上表面产生低压区,进而获得额外的升力. 图9 不同时刻的流场演化情况前缘涡继续向后运动,在1.23 s时翼型尾缘上部诱导出反向旋转的二次涡结构,翼型进入失速状态.尽管此时前缘涡和剪切涡进一步增强,但后缘出现的反向旋转的后缘涡抵消了一部分前缘涡和剪切涡,从而造成升力迅速下降,阻力迅速增加,Cx迅速降低,甚至达到 Cx=-0.4的情况.在 1.27 s时后缘涡脱离翼面向后运动,翼型脱离失速区.此后,翼型继续沿y轴负向振动,对应的来流速度和攻角逐渐减小,翼型重新摆脱了失速状态.2.2 翼型摆振翼型摆振沿 x方向的振荡形式[6,16]为式中:B为翼型摆振振幅;φ为相位差,φ=0.叶片振型是以一阶挥舞和一阶摆振为主的,尽管不同振型时参振的惯性矩不同,但一般情况下,机翼的一阶挥舞和一阶摆振的固有频率比较接近.图10 为且在不同摆振振幅下Cx、Cy随时间的变化.对比图10和图5发现,在相同的振幅和频率下,翼型摆振比挥舞引起的气动力波动小得多.摆振时,翼型沿x轴方向振动,远处来流在 x轴方向的速度分量比y轴的大得多,所以摆振引起的来流速度和来流攻角的变化比挥舞小得多,同时摆振引起的流动分离也远不及挥舞的严重,因此在相同的振幅和频率下,翼型摆振比挥舞引起的气动力波动要小得多.图11为时挥舞和摆振下Cx随X、Y变化的曲线.由图10 不同摆振振幅下Cx、Cy随时间变化的曲线图11 不同频率下 Cx随X、Y变化的曲线图11可以看出,相同振幅和频率下,翼型摆振比挥舞引起的气动力波动要小得多.2.3 翼型挥舞-摆振耦合振动挥舞-摆振不稳定性是风力机单个叶片在挥舞与摆振耦合下产生的.研究表明:当风力机叶片在载荷作用下或者挥舞和摆振频率接近时,挥舞-摆振不稳定性显现出来.本文将挥舞和摆振的频率均设为2 Hz,在参考文献[5-6,17]的基础上,得到耦合振动下叶型受力的运动方程下面研究A分别为 0.05、0.1、0.2、0.3 m 时的情况.图12为耦合振动时不同挥舞振幅下Cx、Cy随时间变化的曲线.图12 耦合振动时不同挥舞振幅下 Cx、Cy随时间变化的曲线(B=0.2m)对比图12和图5发现,耦合振动时翼型受到的气动力的规律与挥舞时很相似,即Cx 和Cy均随着翼型的振动产生周期性的变化.另外还发现,在相同的挥舞振幅下,耦合振动时气动力波动比挥舞时略小,这与采用的耦合振动方程有关.由于2种振型的相位差为π,所以翼型在以最大速度沿y轴负向振动的同时,又以最大速度沿 x轴正向振动,此刻受翼型沿x轴方向运动的影响,对应的来流速度和攻角有所减小.为了研究耦合振动时摆振对翼型气动力的影响,本文取 A=0.2 m,B 分别为 0.05、0.10、0.20、0.30 m,攻角α=10°.图13为耦合振动时不同摆振振幅下Cx、Cy随时间变化的曲线.图 13 耦合振动时不同摆振振幅下Cx、Cy随时间变化的曲线(A=0.2m)由图13可见,B 分别为0.05、0.10、0.20、0.30 m时,对应的Cx变化曲线几乎完全重合.对比图13与图12发现,在耦合振动中,摆振对翼型气动力的影响比挥舞小得多,这个结果与非耦合振动下的结果是一致的.由此可以推断,在耦合振动引起的翼型气动力变化中,挥舞起主导作用.来流攻角的变化对风力机翼型气动性能的影响很大.采用耦合振型研究不同来流攻角对翼型气动性能的影响时,取A=0.2 m,B=0.2 m,攻角α分别为6°、8°、10°、12°.图 14 为不同来流攻角下 Cx、Cy随时间变化的曲线.由图14可见,来流攻角对翼型气动性能的影响很显著.相同振型下,同一时刻来流攻角越大,Cx和Cy越大.这是因为,翼型未失速,对应来流攻角越大,翼型的升力越大.同时还发现,相同振型下,来流攻角越大,Cx的波动越大,而Cy的波动越小.来流攻角在逐渐增大直至接近失速攻角的过程中(见图3),翼型升力的增加逐渐减缓,因而攻角较大时翼型振动引起的升力变化较小.轴向推力主要是翼型升力沿y轴的正向分力,因此Cy的波动较小.但是,由 f=3 Hz时的情况(见图8)知,来流攻角在逐渐增大直至接近失速攻角的过程中,翼型驱动力仍可以快速增大,因而Cx的波动较大.图14 不同来流攻角下Cx、Cy随时间变化的曲线对不同来流攻角的翼型挥舞失速颤振研究发现:在 f=3 H z下,当α=8°、A ≥0.5 m 时 ,翼型接近失速;当α=10°、A=0.4 m 时,翼型会失速;当α=12°、A=0.33 m 时,翼型失速.当来流攻角接近于翼型失速攻角区域时,较小的挥舞振幅会使翼型进入失速状态,这说明来流攻角越大,挥舞更易导致翼型失速.3 结论本文参考实际状态下的风力机模型,应用动网格技术,采用 k-ωSST湍流模型,对NREL S809翼型在Re=1×106时的翼型振动进行了数值模拟,分析了挥舞、摆振及二者耦合振动对风力机翼型气动性能的影响,由此得出如下结论.(1)翼型在挥舞和摆振中,Cx和Cy产生周期性的变化.与摆振相比,挥舞更易引起气动力的大幅波动.(2)翼型在未失速时,其吸力面的流动分离可以使翼型获得额外的升力,翼型振动引起的流动分离会促进Cx和Cy增大.(3)当挥舞的振幅、频率较大时,翼型会发生失速.挥舞时 ,f=3 Hz、α=10°、A≥0.4 m,或者 A=0.4 m 、α=10°、f ≥3 Hz,翼型会达到失速 .来流攻角越大,挥舞更易导致翼型失速.(4)在耦合振动引起的翼型气动力变化中,挥舞起主导作用,摆振是次要的.参考文献:[1] 李本立,宋宪耕,贺德馨,等.风力机结构动力学[M].北京:北京航空航天大学出版社,1999:4-5.[2] EKATERINARIS JA,SORENSEN N N.Numerical investigation of airfoil dynam ic stall in simultaneous harmonic oscillatory and translatory motion[J].Journal of So lar Energy Engineering,1998,120(1):75-83.[3] WALKER JM,HELIN H E,STRICKLAND J H.An experimental investigation of an airfoil undergoing large-amp litude pitching motions[J].A IAA Journal,1985,23(8):1141-1142.[4] RAMSAY R R,HOFFMAN M J.Effects of grid roughness and pitch oscillations on the S809 airfoil,NREL/TP-442-7817[R].W ashingtonDC,USA:National Renewab le Energy Lab.,1995:1-166.[5] GUERRIO,HAMDOUNI A,SAKOUT A.Fluid structure interaction of wind turbineairfoils[J].Wind Engineering,2008,32(6):539-557.[6] GUERRIO,HAMDOUNI A,SAKOUT A.Numerical simu lation of the flow around oscillating w ind turbine airfoils:part 2 free vibrating airfoil[J].Multi-Science Publishing,2008,2(4):387-405.[7] G IGUERE P,SELIG M S.Design of a tapered and twisted blade for the NREL combined experiment rotor,NREL/SR-500-26173[R].Washington DC,USA:National Renew able Energy Lab.,1999:1-32.[8] MARTIN.Aerodynamics of wind turbines[M].London,UK:James and James Ltd.:Science Pub lishers,2008:7-13.[9] MENTER F R.Zonal tw o equation k-ωturbulence models for aero dynam ic flows,A IAA 93-2906[R].Reston,VA,USA:A IAA,1993.[10]JOHNSON D,KING L.A mathematically simp le turbu lence closure mode l for attached and separated turbulence boundary layers[J].AIAA Journal,1985,23(11):1684-1692.[11]周梅,朱志坚,乔印虎,等.风力发电机振动保护仪的研制[J].机械研究与应用,2006,19(3):103-104.ZHOU M ei,ZHU Zhijian,QIAO Yinhu,et al.Research for wind turbineo f vibration guard module[J].M echanicalResearch&Application,2006,19(3):103-104.［6］商炳章，白清源.基于特征项权重改进的关联文本分类［J］.计算机研究与发展，2008，45（S0）：252-256.SHANG Bingzhang，BAIQingyuan.Improved association text classification based on feature weight ［J］.Journal of Computer Research and Development，2008，45（S0）：252-256.［7］蔡金凤，白清源.挖掘重要项集的关联文本分类［J］.南京大学学报，2011，47（5）：544-550.CAI Jinfeng，BAI Qingyuan.Association text classification of mining ItemSet significance ［J］.Journal of Nanjing University，2011，47（5）：544-550.［8］ BARALIS E，GARZA P.I-prune：item selection for associative classification ［J］.International Journal of Intelligent Systems，2012，27（3）：279-299.［9］ YANG Yiming，PEDERSON J O.A comparative study on feature selection in text categorization［C］∥Proceedings of the 14th International Conference on Machine Learning.San Francisco，CA，USA：Morgan Kaufmann，1997：412-420.［10］AGRAWAL R，SRIKANT R.Fast algorithms for mining association rules［C］∥Proceedings of the 20th VLDB Conference.San Francisco，CA，USA：Morgan Kaufmann，1994：487-499.［11］HAN Jiawei，PEI Jian，YIN Yiwen，et al.Mining frequent patterns without candidate generation：a frequent-pattern tree approach［J］.Data Mining and Knowledge Discovery，2004，8（1）：53-87. ［12］SEBASTIANI F.Machine learning in automated text categorization ［J］.ACM Computing Surveys，2002，34（1）：1-47.。
垂直轴风力机尾缘开裂襟翼气动性能及其偏转角调节规律
第51卷第4期2020年4月中南大学学报(自然科学版)Journal of Central South University (Science and Technology)V ol.51No.4Apr.2020垂直轴风力机尾缘开裂襟翼气动性能及其偏转角调节规律张立军，顾嘉伟，朱怀宝，胡阔亮，江奕佳，缪俊杰，王旱祥，刘静(中国石油大学(华东)机电工程学院，山东青岛，266580)摘要：为提高垂直轴风力机的气动性能，提出在小型3叶片垂直轴风力机叶片尾缘加装开裂襟翼的设计方案。
首先，根据CFD 数值模拟和正交设计得到偏转角对风力机气动性能影响最大；然后，进一步分析了叶尖速比分别为1.5和2.5时襟翼偏转角对风力机气动性能的影响和增升机理；最后，提出了襟翼偏转角调节规律。
研究结果表明：襟翼的较优参数组合为长度l =20%c 、偏转角β=10°和布置位置t =90%c 。
当叶尖速比T SR 分别为1.5和2.5时，较小的襟翼偏转角(0°<β<10°)能提升叶片平均切向力系数C Tavg ，其中，襟翼偏转角β=10°时，风力机的风能利用率C P 分别提升了7.7%和4.6%；与原型风力机相比，应用襟翼偏转角调节规律后，风能利用率C P 分别提升12.4%和10.4%。
关键词：垂直轴风力机；开裂襟翼；正交设计；气动性能；调节规律中图分类号：TK83文献标志码：A开放科学(资源服务)标识码(OSID)文章编号：1672-7207（2020）04-0931-13Aerodynamic performance on the trailing edge split flap andregulation law of deflection angle of V AWTZHANG Lijun,GU Jiawei,ZHU Huaibao,HU Kuoliang,JIANG Yijia,MIAO Junjie,WANG Hanxiang,LIU Jing(College of Mechanical and Electronic Engineering,China University of Petroleum,Qingdao 266580,China)Abstract:In order to improve the aerodynamic performance of vertical-axis wind turbine (V AWT),a design scheme for adding a split flap on the trailing edge of the small 3-blade V AWT was proposed.Firstly,by using CFD numerical simulation and orthogonal design method,it was found that the deflection angle had the greatest influence on the aerodynamic performance of wind turbine.Secondly,the influences of the flap deflection angle on the aerodynamic performance of the wind turbine and the increasing mechanism of lift were analyzed when the tip speed ratio was 1.5and 2.5respectively.Finally,the regulation law of the flap deflection angle was proposed.The results show that the optimal length (l )is 20%c ,optimal deflection angle (β)is 10°and optimal arrangement position (t )is 90%c .When tip speed ratio (T SR )is 1.5and 2.5respectively,the smaller fixed deflection angle (0°<β<10°)can increase the average tangential force coefficient of the blade.The output power coefficient (C P )increases by 7.7%and 4.6%respectively when deflection angle is 10°.By using the regulation law of flapDOI:10.11817/j.issn.1672-7207.2020.04.008收稿日期：2019−08−12；修回日期：2019−10−20基金项目(Foundation item)：国家自然科学基金资助项目(51707204）；中央高校基本科研业务专项资助项目(17CX05021)(Project(51707204)supported by the National Natural Science Foundation of China;Project(17CX05021)supported by the Fundamental Research Funds for the Central Universities)通信作者：张立军，博士，教授，从事可再生能源技术和绿色装备制造研究；E-mail:******************.cn第51卷中南大学学报(自然科学版)deflection angle,the output power coefficient increases by12.4%and10.4%respectively compared with that ofthe prototype wind turbine.Key words:vertical-axis wind turbine(V AWT);split flap;orthogonal design;aerodynamic performance; regulation law风力发电机按照主轴相对于地面的安装位置可分为水平轴风力机和垂直轴风力机。
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风速对大型海上风力机的气动弹性影响研究
摘要：海上风力机是未来风电技术发展的重要方向。
通常海上风力机风轮尺度
较大、叶片弹性特征明显，这给风力机的气动弹性分析带来了极大挑战。
利用BEM气动力计算模型及模态叠加结构动力计算模型构建了大型海上风力机气动弹
性分析模型，该模型具有计算效率高、计算结果准确的特征。
利用该模型对不同
风速条件下NREL 5MW海上风力机的气动弹性特征进行了计算和分析。
结果显示，风力机的叶尖位移与风速条件直接相关，呈周期性特征。
风速越高风力机功率波
动频率越低。
关键词：大型海上风力机；气动弹性；BEM；模态叠加模型
0 研究背景
海上风力机为海上风能利用提供了有效的手段。
根据“十三五”规划，海上风
能资源的开发，将成为未来风能利用的重要发展方向。
目前海上风力机技术仍处
于发展过程中，部分海上风电强国已拥有部分示范工程，如挪威Hywind项目、
葡萄牙WindFloat项目等。
此外，近年来日本在海上风电技术领域投入较大，且
已逐步形成海上风力机设计能力[1]。
海上风力机具有单机高功率等特点，通常设计为5MW-20MW[2]，相应的风
力机的风轮半径将大幅增加。
在海上复杂的环境下，气动力、波浪作用力、结构
作用力等将形成复杂的耦合作用力体系，给海上风力机的结构响应分析带来了极
大的困难。
本文通过动量叶素理论（BEM）计算风力机的气动力，采用模态叠加理论对NREL 5MW海上风力机进行了计算。
对风力机的气动力特征及气弹耦合特性进行
了系统地讨论。
1气动力计算BEM模型
复杂条件下风力机气动性能的求解是分析风力机气动弹性特征的关键。
BEM
理论模型将风力机叶片沿展向划分为多个独立的控制单元，假设相互单元之间的
流场并不存在气动干扰，从而将三维问题化简为二维问题。
极大地提高了计算效率，为风力机的气动弹性响应分析提供了条件。
通过将动量理论与叶素理论耦合并迭代求解，可获得当前翼型条件下的轴向
及周向诱导因子和的量值，进而确定当前翼型的作用力。
在此基础上将各控制
单元的受力沿展向积分即可获得叶片的整体气动特性。
2结构动力学计算模态叠加模型
风力机结构动力学计算模型整体上可以分为模态叠加法、多体动力学计算方
法及有限元分析方法。
其中模态叠加法通过将叶片的各阶振型乘以响应系数后叠
加起来计算其动力学响应，具有快速、高效等特征，是目前风力机气动弹性分析
使用的主要方法。
本文基于广义作用力方程，利用Duhamel积分可以求得叶片运
动数值解，再将各阶模态对应的广义位移转换到物理空间可以得到以下位移结果：。