H型风轮流动控制的实验研究

王建明，陈超，朱建勇，申振华，阮海彬

（1. 沈阳航空航天大学 航空航天工程学部（院），辽宁 沈阳 110136；2. 江苏六和新能源设备科技

有限公司，江苏 溧阳 213300）

在环境与能源日益严峻的当今社会，风能作为一种可再生的清洁能源，逐渐受到各国政府的高度重视[1-2]。风力机是将风能转化为其他形式能的机械装置，其中风轮叶片是风力机的核心部件，叶片气动性能的优劣直接影响风力机气动效率的高低。按照来流方向与风力机风轮旋转轴方向的关系，风力机分为水平轴与垂直轴风力机；按照风轮扭矩产生的机理不同，风力机又分为升力型与阻力型风力机[3-4]。H型风力机作为一种升力型垂直轴风力机，既具有较高的气动效率，也具有垂直轴风力机共有的不受来流方向影响，安装维护方便，气动噪声低，结构外形简单等优点[5]，此外该型风力机适合安装在高湍流度、低风速的城市环境，近年来受到学术与应用领域的高度重视[6]。

尽管H型风力机具有不同于水平轴风力机的优势，但是仍然存在着自启动困难、动时速以及工作雷诺数低带来的复杂气动问题等。目前，大量的研究通过实验和数值计算手段分析实度、展弦比等气动外形参数对风轮气动性能的影响，给出了较优的气动外形设计参数[7-11]；翼型气动性能的优劣直接决定了风轮风能的转化效率，分析厚度、弯度、粗糙度以及雷诺数等参数对翼型气动性能的影响以及通过优化算法对翼型气动外形进行优化设计也是H型风轮设计的一个重要方面[12]，研究表明：较高雷诺数工作条件，采用非对称厚翼型均有利于H型风轮的自启动[13]；还有一些学者利用流管法或涡模型对H型风轮功率特性进行预测，并且针对不同的来流条件，对预测模型进行改进[14]；为了详细研究风轮扭矩产生机理以及流场结构，利用PIV研究风轮叶片脱落涡的产生、大尺度涡形成、耗散过程以及风轮下游尾迹的速度场等[15-16]。以上研究的目的均是为了提高H型风轮的气动效率，在风轮气动外形与翼型优化已达到较高水平的基础上，借助流动控制技术进一步提高风轮的气动效率是有必要并且是可行的。

流动控制技术是空气动力学研究的重要方向。被动流动控制是一种无需辅助能量消耗的控制方式，结构简单易实现，以涡流发生器、Gurney襟翼和叶尖小翼为代表的被动控制技术在水平轴风力机上已得到应用并取得了较好的效果[17-18]；赵万里等对在叶片尾缘安装Gurney襟翼的H型风轮进行风洞实验测试，表明襟翼有利于提高风轮的启动性能和气动效率[19]。目前，有关H型风轮流动控制方面的公开发表的研究较少以及被动流动控制的方法有限。本论文提出一种新的被动流动控制方法，建立试验模型并进行了风洞实验，验证了该流动控制方法对于提高风轮气动效率的可行性。

1 试验过程

本论文提出的被动流动控制方法是：通过风轮顶部的引气弯管将风轮上游来流引入风轮的空心主轴，然后因离心力作用在支撑臂内加速后进入叶片空腔，最后在叶片尾缘窄槽产生射流。流动控制原理见图1。

图1 流动控制方法示意图Fig. 1 The sketch of the flow control method

实验模型：如图2所示，风轮叶片数N=3，翼型为NACA0022，叶片安装角为0，翼型弦长C=0.1 m，叶轮旋转半径R=0.3 m，叶片高度L=0.6 m，翼型尾缘处开1 mm宽的窄槽，射流方向沿弦长方向。

图2 实验模型Fig. 2 The experimental model

本实验在沈阳航空航天大学低速风洞中进行，试验段尺寸：宽×高×长=1.2 m×1.0 m×3 m，方形截面，风速范围：4 m/s～50 m/s，湍流度≤0.14%。

将风力机模型置于风洞试验段。风力机主轴上端通过内圈轴承与引气弯管连接，使主轴与引气弯管相对转动；另外引气弯管上端固定于风洞上壁，使得进气方向始终平行于来流方向以保证引气过程充分平稳；主轴下端分别连接扭矩转速仪、电动机和磁粉制动器。测试装置如图3所示。

图3 测试装置Fig. 3 The testing device

H型风轮的启动加速阶段时间较长，在尖速比λ<1时，风轮通过升力阻力交替的模式进行推动，在尖速比λ>1以后，风轮完全由升力进行推动。为保证实验风轮可以较快达到待测旋转状态，首先由电动机驱动风力机启动并达到一定转速，然后将风洞风速调整到预定工况风速，通过观察转速扭矩仪显示仪表发现风轮转速不断增大，扭矩数值不断减小，当扭矩的正负号发生改变时，表明风轮开始作为动力对外做功，电机变为负载，此时断开电机与旋转主轴之间的皮带连接，最后通过磁粉制动器控制阻尼大小从而调节风轮在不同转速下稳定运行，并且在不同转速相对稳定时，采集一段时间历程的风轮转速、扭矩。实验工况风速分别为8 m/s、9 m/s和10 m/s。

通常利用风能利用系数（功率系数）Cp和扭矩系数Cm随着尖速比λ的变化曲线评价风轮气动效率与启动性能。风能利用系数（功率系数）Cp为单位时间内风轮所获得的能量与来流风能之比；扭矩系数Cm为风能利用系数与尖速比之比，与扭矩成正比；尖速比λ为叶片的叶尖圆周速度与来流风速之比，用来表征风轮风轮旋转速度的快慢。它们的定义如下：

式中，M为扭矩，Nm；w为旋转角速度，rad/s；n为风轮转速，rpm；ρ为空气密度，kg/m3；A为风轮扫掠面积，m2，流动控制时考虑引气弯管管口的面积；V为来流风速，m/s；R为风轮半径，m；L为叶片长度，m。

2 试验数据分析

图4（a）、图4（b）、图4（c）分别为在来流风速V=8 m/s，V=9 m/s和V=10 m/s时的原型与流动控制条件下的扭矩系数Cm与尖速比λ的关系图。

对于原型风轮由图可以看出，在不同的来流风速下，扭矩系数Cm均随着尖速比λ的增大先增大，在尖速比λ大于1以后，扭矩系数Cm取得最大值，然后再减小，主要原因是在小尖速比下，叶片在一个旋转周期内的攻角波动较大，且在大范围相位角位置处于大攻角的失速状态，叶片升力系数小，阻力系数大，升阻比较小，从而导致扭矩系数Cm较小，随着尖速比λ的增大，叶片在一个旋转周期内的攻角波动减小，处于失速状态下的相位角范围减小，处于较高升阻比的相位角范围增大，扭矩系数Cm增大，直至增加到扭矩系数Cm的最大值，当尖速比λ继续增大，叶片在一个旋转周期内的攻角波动继续减小，最大攻角减小，处于较小攻角的相位角范围增大，叶片升力减小，阻力减小，但是升阻比减小，导致扭矩系数Cm减小；由图同样可以看出，随着来流风速的增加，相同尖速比λ对应的扭矩系数Cm增大，且最大扭矩系数Cmmax对应的尖速比λ增大，主要原因是来流风速增大，相应的雷诺数增大，而叶片所选用的NACA0022翼型随着雷诺数的增大，相同攻角对应的升力系数增大，阻力系数减小，升阻比增大，且升阻比最大值对应的攻角增大。

图4 扭矩系数Cm与尖速比λ关系Fig. 4 The torque coefficient Cm versus tip speed ratio λ

对于流动控制下的风轮由图可以看出，在不同的来流风速下，扭矩系数Cm均随着尖速比λ的增大先增大，后减小；相对与原型风轮，流动控制下的风轮的扭矩系数Cm在不同来流风速均得到提高，尤其是在尖速比λ>1.2时，流动控制效果明显，表明本文采用的流动控制方法是有效果的，能够有效提高风轮的启动性能。此外，随着来流风速的增加，流动控制效果减弱，体现在流动控制下的扭矩系数Cm相对于原型扭矩系数Cm增加量在减小，尤其是在尖速比λ<1.2时，流动控制效果减弱明显，在V=10 m/s时，原型与流动控制下风轮的扭矩系数Cm几乎重合，在尖速比λ>1.2时，尽管流动控制效果减弱，但是不同风速下流动控制下的扭矩系数Cm相对与原型的扭矩系数Cm仍有较高的增量。

图5（a）、图5（b）、图5（c）分别为在来流风速V=8 m/s，V=9 m/s和V=10 m/s时的原型与流动控制条件下的风能利用系数Cp与尖速比λ的关系图。

图5 功率系数Cp与尖速比λ关系Fig. 5 The power coefficient Cp versus tip speed ratio λ

由于风能利用系数Cp由公式（3）得到，图5所示的风能利用系数Cp与尖速比λ的变化规律与图4所示的扭矩系数Cm与尖速比λ的变化规律相似。在不同的来流风速下，原型风轮的风能利用系数Cp随着尖速比λ的增大先增大，在尖速比λ大于1以后，风能利用系数Cp取得最大值，然后再减小；随着来流风速的增加，相同尖速比λ对应的风能利用系数Cp增大，且最大风能利用系数Cpmax对应的尖速比λ增大。由图5可以看出，最大风能利用系数Cpmax不超过0.1，这主要是因为本次实验所用的H型风轮没有进行最优化设计，以及主轴与轴承之间存在摩擦，本次实验主要关注的是H型风轮的气动性能规律以及验证尾缘喷气流动控制的效果，并不着重关注具体的气动性能系数。

流动控制下的风轮风能利用系数Cp在不同来流风速下，随着尖速比λ的增大先增大，后减小，相对于原型风轮，流动控制下风轮的风能利用系数Cp均得到不同程度的提高，较高风能利用系数Cp对应的尖速比λ范围得到明显拓宽，在尖速比λ>1.2时，流动控制效果尤为明显；随着来流风速的增大，流动控制效果减弱，体现在流动控制下风轮的风能利用系数Cp相对原型风轮的风能利用系数Cp的增加量不断减小，在尖速比λ<1.2时，流动控制的减弱效果尤为明显，在尖速比λ>1.2时，流动控制下的扭矩系数Cp相对与原型的扭矩系数Cp仍有较高的增量。

3 结论

通过对H型风轮流动控制的风洞实验研究，得到了H型风轮原型以及在尾缘喷气流动控制条件下的风轮的基本气动性能变化规律，验证了尾缘喷气被动流动控制技术提高风轮气动性能的可靠性。该流动控制技术提高风轮气动性能的机理有待进一步研究。

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