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　　摘要：为探究格尼襟翼对垂直轴风力机气动性能的影响，结合TSST湍流模型对直线翼垂直轴风力机展开数值模拟研究。结果表明：低尖速比下，格尼襟翼可显著提升垂直轴风力机的气动性能，但在高尖速比下会降低气动性能;垂直轴风力机组间流体速度随尖速比的增大而增加，此高速流体可有效提升机组风能利用系数;因上游风力机组间流体加速作用，下游风力机在各尖速比下的气动性能均高于原始单风力机，且当尖速比为2.72时，下游风力机最大平均力矩比原始单风力机提高20.3%;上游风力机组安装格尼襟翼可有效提高机组间流体加速效果，使下游风力机迎风速度更高，尖速比为2.51时，格尼襟翼风力机组的下游风力机平均力矩比原始单风力机和原始格尼襟翼风力机分别提高36.5%和24%。

　　关键词：垂直轴风力机;格尼襟翼;流动控制;气动性能

　　近年来，垂直轴风力机(VerticalAxisWindTurbines，VAWTs)以结构简单、制造维护成本低、噪声污染小及可与建筑结合等优势受到学术界广泛关注[1-2]。然而，垂直轴风力机运行时，不同方位角下叶片攻角会发生大幅度周期性变化，极易引发动态失速并与尾流相互作用等问题，导致垂直轴风力机的风能利用率低于水平轴风力机[3]。因此，为了提高垂直轴风力机性能，学者们开展了大量研究，如优化风场布局或采用有效流动控制技术等[4-6]。

　　风电场中水平轴风力机的尾迹严重影响下游风力机的气动性能，导致其输出功率大幅下降[7]。为减少功率损失和降低疲劳损伤，水平轴风力机组间距通常较远，占据大量土地资源[8]。研究表明，垂直轴风力机组间的相互作用可对整机性能产生促进效果，提高其风能利用率[9]。1981年，Schatzle等[10]首次研究了垂直轴风力机组间的相互影响及整机气动干扰作用。Thomas[11]提出一对相距较近的垂直轴风力机组，可利用其相互作用获得更高的气动效率。Duraisamy等[12]通过对2台并排的垂直轴风力机组进行数值研究，结果发现风力机组反向及同向旋转均可获得比单风力机更高的功率输出。Lam等[13-14]通过实验研究得到与文献[12]相同的结论。韩振东[15]通过田口设计方法研究了实度、俯仰角、翼型、旋转方向及风力机间距对并排双垂直轴风力机组气动性能的影响，并得出最优工况下的参数组合。Zanforlin等[16]研究了双垂直轴风力机组性能提高的流动机理，结果表明，对于并排布置双风力机组，相邻的风力机改变了来流方向，使风向更有利于叶片产生力矩，且交错排布的风力机组气动性能要低于并排布置。Posa[17]采用大涡模拟方法研究了并排双垂直轴风力机组尾流特性，发现尾迹涡间相互作用对风力机组影响甚微，而阻塞效应对增加风力机组间下游风速和动量通量起关键作用。Ahma-di-Baloutaki等[18]对不同阵列下垂直轴风力机组性能展开系统研究，结果表明，并排机组的功率系数略高于单风力机，且下游风力机气动性能较高，并提出3台风力机的最优风场排布方案。

　　在流动控制研究方面，格尼襟翼(GurneyFlap，GF)作为有效提升翼型气动性能的流动控制装置，其在垂直轴风力机上的应用备受关注[19-20]。Xie等[21]研究了不同高度GF对NACA0012翼型气动性能的影响，模拟结果表明，在翼型尾缘安装GF可显著提高翼型气动性能。Jang等[22]通过数值模拟方法研究了在翼型尾缘安装格尼襟翼后的效果，结果表明格尼襟翼可有效增加翼型升力系数和俯仰力矩。Ismail等[23]通过数值模拟研究了凹槽格尼襟翼对垂直轴风力机叶片性能的影响，结果表明，安装于叶片尾缘下表面的凹槽格尼襟翼可大幅提高叶片的平均力矩。Shukla等[24]采用数值模拟方法研究了凹槽、格尼襟翼及凹槽格尼襟翼对不同翼型垂直轴风力机性能的影响，得出攻角小于12°时，凹槽格尼襟翼的NACA0021翼型气动性能更优。Yan等[25]研究了高度为1%～5%弦长的格尼襟翼对直线翼垂直轴风力机性能的影响，数值模拟结果表明格尼襟翼可有效提高风力机在低尖速比下的风能利用系数。Zhu等[26]通过数值模拟方法研究了格尼襟翼和凹槽格尼襟翼对垂直轴风力机气动性能的影响，结果表明，与原始风力机相比，添加格尼襟翼及凹槽格尼襟翼均可使垂直轴风力机获得更高的气动性能。Bianchini等[27]研究了不同安装位置和高度的格尼襟翼对垂直轴风力机性能的影响，得出在较低尖速比下，格尼襟翼能显著提高风力机气动性能，且布置在翼型内侧高度为2%弦长的GF效果最优。

　　目前，采用格尼襟翼对单翼型或单风力机性能的影响已有相关研究，但针对格尼襟翼在垂直轴风力机组风场的研究尚属空白。因此，笔者采用计算流体力学软件Fluent19.2开展数值模拟，探究格尼襟翼对单垂直轴风力机及风力机组的影响，并分析垂直轴风力机在风场中的性能，为优化垂直轴风力机组整体性能提供参考。

　　1计算模型及网格

　　1.1几何模型

　　以三叶片直线翼垂直轴风力机为研究对象，二维风力机结构如图1，其中V∞为来流风速，ω为风力机转速，θ为风力机方位角，叶片1对应θ=0°。风力机模型参考文献[28]，基本参数见表1。

　　风力机叶片为NACA0021对称翼型，几何参数见图2。图3为格尼襟翼翼型结构，基本参数参考文献[26]～文献[27]，高度hG为1.25c，宽度LG为0.05hG。

　　1.2计算域及网格划分

　　原始单风力机计算域选用经典C型结构，边界条件如图4所示，整个计算域划分为4个子区域，其中E1为外流域，E2为旋转域，E3为转轴控制域，E4为叶片控制域。相邻流域采用interface边界进行数据传递(图中虚线所示)，叶片与塔架表面均设置为无滑移壁面。风轮转轴S为计算域中心，为保证风力机流场不受边界条件影响及尾迹充分发展，计算域入口半圆AD︵半径为80R，边界AB、BC分别为150R和160R。前端AD︵及上下边界AB、CD均为速度进口;边界BC为压力出口。流体介质为空气，密度为1.225kg/m3，动力黏度为1.7894×10-5kg/(m·s)，来流风速V∞为9m/s，湍流强度为1%。

　　图5为垂直轴风力机组布置示意图。风力机组排布方式参考文献[18]，上游反向旋转的风力机VAWT1和VAWT2距离为D，下游风力机VAWT3转轴中心距上游风力机组转轴中心的水平距离为3D。垂直轴风力机组计算域尺寸、边界条件及计算域划分均与原始单风力机相同。

　　原始单风力机计算域及叶片附近网格分布如图6所示。垂直轴风力机组网格分布如图7所示。旋转域E2采用非结构网格，E1、E3和E4均采用结构网格。由于叶片表面附近与风轮转轴附近流动情况较为复杂，故对此处网格进行加密处理。为保证精确模拟黏性底层的流动情况，取翼型表面第一层网格高度为3.173×10-5m，对应无量纲y+≈1。

　　1.3计算方法及湍流模型

　　采用计算流体力学软件Fluent19.2进行数值计算，基于有限体积法对Navier-Stokes流动控制方程进行离散，压力速度耦合基于Simplec算法，控制方程各项均采用二阶迎风格式。

　　Rezaeiha等[29]对比不同湍流模型的计算结果发现，与其他湍流模型相比，TSST模型考虑了叶片表面层流至湍流的转捩过程，在模拟垂直轴风力机旋转时具有更高精度，故采用该湍流模型进行求解。计算时间步长对应风轮旋转角度为0.5°，取第16个旋转周期稳定结果进行分析。

　　2.2气动性能验证为验证

　　所选湍流模型的准确性，基于已验证的网格数量，对不同尖速比下原始风力机性能进行数值计算，将计算值与文献[28]实验值进行比较，结果见图9。

　　由图9可知，在低尖速比范围内，本文计算值与实验值相吻合，由于二维计算忽略了支撑杆和机械摩擦损耗，导致高尖速比下计算值略高于实验值，但整体数值变化趋势保持一致，故所采用的湍流模型在模拟垂直轴风力机时具有准确性。此外，文献的实验数据样本数量较少，并未准确捕捉最佳尖速比。为详细描述Cp曲线，本文模拟增加了2个尖速比(2.72和2.82)，并得到最佳尖速比为2.72。

　　3结果与分析

　　3.1格尼襟翼对单风力机性能的影响

　　格尼襟翼是一种有效提高翼型气动性能的流动控制装置，图10给出了原始单风力机和格尼襟翼风力机(GF-单风力机)风能利用系数的变化曲线。

　　风能利用系数明显高于原始单风力机，表明在流动分离现象严重的低尖速比范围内，垂直轴风力机叶片尾部安装格尼襟翼可有效抑制流动分离，改善叶片在低尖速比下的气动性能和失速特性。当λ=1.42时，GF-单风力机的风能利用系数相比原始单风力机明显提高，这显著提高了低风速下风力机的自启动性能。当λ≥2.62时，GF-单风力机与原始单风力机的风能利用系数曲线几乎重合，此时该装置并未起到改善效果，当λ增至3.28时，GF-单风力机的输出功率略低于原始单风力机，其控制作用已失效，导致输出功率略有下降。

　　为了深入探究GF对垂直轴风力机的影响，对比分析了GF-单风力机和原始单风力机的单叶片瞬时力矩系数随相位角的变化情况，如图11所示。图中，迎风区的平均力矩系数为θ=0°～180°时力矩系数的平均值，背风区的平均力矩系数为θ=180°～360°时力矩系数的平均值，在一个周期内平均力矩系数为θ=0°～360°时力矩系数的平均值。

　　由图11可知，在所研究尖速比范围内，叶片外侧尾缘安装格尼襟翼均可使风力机在迎风区获得较高的力距系数，而在背风区增加了额外阻力，导致力距系数降低。低尖速比范围内(λ为1.62和2.35时)，垂直轴风力机在一个旋转周期内叶片攻角变化范围较大，流动分离现象严重，而格尼襟翼可有效抑制流动分离，减缓叶片失速现象，提升叶片在迎风区的气动性能，使叶片在λ为1.62和2.35时迎风区的平均力距系数分别提高139%和55.8%。当叶片旋转至背风区时，叶片压力面和吸力面互换，格尼襟翼的位置由迎风区压力侧转变为吸力侧，使该装置失效，并增加了额外阻力，导致背风区力距系数明显低于原始单风力机。然而，在一个周期内，格尼襟翼仍能大幅改善垂直轴风力机的气动性能，λ为1.62和2.35时，平均力距系数可分别提高119.4%和26%。

　　相关期刊推荐：《动力工程学报》(月刊)创刊于1981年。刊登内容主要包括：汽轮机和燃气轮机，锅炉技术，电站辅机，自动控制，监测和故障诊断技术，工程热物理，洁净煤和环保技术，水轮机和大电机以及动力系统工程。设有：锅炉技术、汽轮机与燃气轮机技术、环保技术、自动控制技术、辅机技术、热工技术、计算技术、振动分析等栏目。

　　当λ=3.1和3.28时，叶片攻角变化范围较小，且主要在失速攻角以下，气流几乎附着在叶片表面，动态失速现象较弱，格尼襟翼的改善效果不如低尖速比时明显。二者迎风区的力矩系数分别增加15.7%和16.2%，但整个旋转周期内力矩系数分别下降4.1%和3.6%，这是因为格尼襟翼增加了背风区阻力，整机气动性能降低。

　　对比图10和图11可知，中低尖速比下，格尼襟翼可显著提高风力机气动性能，而高尖速比下，格尼襟翼会增加叶片阻力，导致风能利用系数略低于原始单风力机。

　　3.2风场中整机气动性能

　　为分析风场中风力机的气动性能，保持下游风力机转速不变，比较上游风力机组与原始单风力机的风能利用系数，结果如图12所示。

　　由图12可知，当垂直轴风力机组交错排布时，上游双风力机组风能利用系数与原始单风力机存在一定差异。低尖速比下，风力机组间影响较小，上游风力机气动性能与原始单风力机一致。当λ>2.72时，上游各风力机的风能利用系数均明显高于原始单风力机，且当λ为3.1和3.28时，VAWT1的气动性能最优，较原始单风力机分别提高了8.3%和7.8%。·

　　为探究风力机组的性能提升机理，图13给出了上游风力机组尖速比分别为1.62、2.35、2.62和3.1时的风力机组流场速度分布云图。

　　由图13可知，上游风力机组间流体速度明显高于来流风速。随着上游双风力机组尖速比的增加，机组间流体速度不断提高，这主要是由于双风力机组之间存在阻塞效应，对中间流体有明显加速效果，同时改变风力机周围流场结构会使上游风力机气动性能得到提高，并增加下游风力机的迎风速度，从而提高下游风力机的输出功率。

　　风场中，下游风力机气动性能易受上游风力机组影响，通过保持上游风力机组尖速比不变，改变下游风力机转速来探究下游风力机的气动性能。由于上游风力机组之间的阻塞作用对流体有加速效果，因此下游风力机实际迎风速度大于来流风速。由图13可知，上游风力机组尾流速度复杂，无法得出下游风力机准确的迎风速度和实际风能利用系数。因此，对比下游风力机与原始单风力机在一个稳定周期内整机的平均力矩，结果如图14所示。——论文作者：倪露露1，缪维跑1，2，李春1，2，刘青松1，张万福1，2