田　德，毛曉娥，林俊杰，鄧　英（新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（華北電力大學(xué)），北京102206）

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濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場仿真分析

田德，毛曉娥，林俊杰，鄧英
（新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（華北電力大學(xué)），北京102206）

摘要：濃縮風(fēng)能裝置是濃縮風(fēng)能型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的主要部件之一，其結(jié)構(gòu)直接影響機(jī)組輸出功率的大小。為了提高濃縮風(fēng)能裝置的濃縮效率，以濃縮風(fēng)能裝置為研究對象，應(yīng)用三維建模軟件與CFD（computational fluid dynamics）軟件建立了幾何模型與網(wǎng)格模型?；谏鲜瞿Ｐ停岢鰬?yīng)用數(shù)值模擬方法對濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場進(jìn)行仿真分析，并通過比較分析不同湍流模型下的內(nèi)部流場特性，得知標(biāo)準(zhǔn)κ-ω湍流模型更加適用于濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場仿真?；谏鲜鰸饪s風(fēng)能裝置模型和湍流模型，分別對不同尺寸參數(shù)的濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場特性進(jìn)行仿真分析，得到了擴(kuò)散角對濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場特性的影響比收縮角、中央圓筒長度的影響大的規(guī)律，此規(guī)律為濃縮風(fēng)能裝置結(jié)構(gòu)優(yōu)化與設(shè)計(jì)提供了依據(jù)，優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)能明顯提高風(fēng)能品質(zhì)和風(fēng)電機(jī)組輸出功率。

關(guān)鍵詞：風(fēng)能；模型；流場；濃縮風(fēng)能裝置；湍流模型；數(shù)值模擬

田德，毛曉娥，林俊杰，鄧英.濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場仿真分析[J].農(nóng)業(yè)工程學(xué)報(bào)，2016，32（01）：104-111.doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2016.01.014 http://www.tcsae.org

Tian De, Mao Xiao′e, Lin Junjie, Deng Ying.Internal flow field simulation of concentrated wind energy device[J].Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering（Transactions of the CSAE）, 2016, 32（01）: 104－111.（in Chinese with English abstract）doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2016.01.014 http://www.tcsae.org

0　引言

濃縮風(fēng)能型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組是國際上獨(dú)創(chuàng)的技術(shù)產(chǎn)品，它是國內(nèi)田德教授所帶領(lǐng)團(tuán)隊(duì)經(jīng)過多年研究的成果[1-5]，國外也有許多學(xué)者對類似的風(fēng)電機(jī)組進(jìn)行了大量研究[6-10]。風(fēng)電機(jī)組的功率與流經(jīng)風(fēng)輪處風(fēng)速的三次方成正比，提高風(fēng)輪處風(fēng)的流速，可大幅度增加機(jī)組的輸出功率，濃縮風(fēng)能型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組就是這樣一種風(fēng)電機(jī)組，它是使自然風(fēng)通過濃縮風(fēng)能裝置將稀薄的、非穩(wěn)定的風(fēng)能濃縮加速、整流和均勻化后驅(qū)動風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)發(fā)電的一種風(fēng)力發(fā)電裝置。

濃縮風(fēng)能型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組總體結(jié)構(gòu)主要由濃縮風(fēng)能裝置、發(fā)電機(jī)、風(fēng)輪、尾翼、回轉(zhuǎn)體、塔架等部件組成[11]。其中濃縮風(fēng)能裝置是該種機(jī)組的主要部件之一，它的結(jié)構(gòu)直接影響機(jī)組輸出功率的大小。濃縮風(fēng)能裝置前方設(shè)收縮管，中間設(shè)中央圓筒，后方設(shè)擴(kuò)散管。自然風(fēng)流經(jīng)濃縮風(fēng)能型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組時，呈湍流運(yùn)動的自然風(fēng)在增壓圓弧板、收縮管、中央圓筒和擴(kuò)散管的共同作用下被增速、整流和均勻化后驅(qū)動風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)發(fā)電[12]，從而提高了風(fēng)能的能流密度，降低了自然風(fēng)的湍流度，改善了風(fēng)能的不穩(wěn)定性等弱點(diǎn)，提高了風(fēng)能品位[4]。與普通型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組相比，濃縮風(fēng)能型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組具有單機(jī)輸出功率大、切入風(fēng)速低、同等級功率風(fēng)輪直徑小、電能質(zhì)量高、噪聲低、運(yùn)行安全性高、偏航系統(tǒng)運(yùn)行平穩(wěn)節(jié)能、機(jī)組使用壽命長、年發(fā)電量大等優(yōu)點(diǎn)[4]。

一般情況下，濃縮風(fēng)能型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的成本高于同功率普通型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組，但可以通過對濃縮風(fēng)能裝置進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化來降低成本、提高濃縮風(fēng)能裝置性能，以此來提高機(jī)組的發(fā)電效率、增加經(jīng)濟(jì)效益。

文中首次提出采用數(shù)值模擬方法對濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場進(jìn)行仿真分析，在文獻(xiàn)[13-15]研究基礎(chǔ)上，采用其幾何模型、物理模型、數(shù)學(xué)模型、以及邊界條件和計(jì)算域，研究來流時不安裝風(fēng)輪的濃縮風(fēng)能裝置在不同湍流模型下內(nèi)部流場的分布規(guī)律，比較分析得出更加適用于濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場仿真的湍流模型；對濃縮風(fēng)能裝置不同結(jié)構(gòu)參數(shù)情況也進(jìn)行了更加細(xì)化的模擬仿真分析，為結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供依據(jù)。

1　濃縮風(fēng)能理論

風(fēng)力發(fā)電機(jī)組風(fēng)輪軸輸出功率的計(jì)算公式可簡單描述為：

式中P為風(fēng)力發(fā)電機(jī)組風(fēng)輪軸輸出功率，W；Cp為風(fēng)能利用系數(shù)；ρ為空氣密度，kg/m3；V為風(fēng)速，m/s。

根據(jù)式（1），如果使自然風(fēng)的速度增加n倍，則風(fēng)能將增加n3倍。這就是濃縮風(fēng)能理論的基本思想[16]。

2　仿真計(jì)算

2.1幾何模型

濃縮風(fēng)能裝置的幾何模型選用參數(shù)為：收縮段的入口直徑與出口直徑分別為1 272 mm和900 mm；中央圓筒為工作段，即為風(fēng)輪安裝段，其直徑為900 mm；擴(kuò)散段的入口直徑和出口直徑分別為900 mm和1 272 mm。其中，收縮角（收縮段圓弧的弦與中心軸夾角的2倍）為90°，擴(kuò)散角（擴(kuò)散管壁面與中心軸夾角的2倍）為60°，收縮段的圓弧面與中央圓筒的筒壁相切，二者連接光滑，如圖1所示[13-15]。

圖1　濃縮風(fēng)能裝置幾何模型Fig.1 Geometry model of concentrated wind energy device

2.2物理模型和數(shù)學(xué)模型簡化

在實(shí)際的風(fēng)力發(fā)電過程中，濃縮風(fēng)能裝置處于自然界中，其外部風(fēng)場可看作無限大，在自然溫度、壓力和風(fēng)速下，濃縮風(fēng)能裝置壁面厚度和熱量傳遞可忽略不計(jì)。因此，流體流動可以看作是常溫常壓下的低速流動，若只考慮均勻來流時濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流體的流動情況，不考慮濃縮風(fēng)能裝置壁面厚度和熱傳遞等影響，物理模型可簡化為不可壓縮流體非傳熱穩(wěn)態(tài)問題[13-15]。

數(shù)學(xué)模型的簡化：基本控制方程為連續(xù)性方程、Navier-stokes方程。

壓力-速度耦合：用典型的SIMPLE算法。

2.3計(jì)算域的確定

考慮計(jì)算機(jī)的配置及減少計(jì)算邊界對結(jié)果的影響，整個計(jì)算區(qū)域取濃縮風(fēng)能裝置尺度的5倍以上，在研究中計(jì)算域的長度為12.4倍濃縮風(fēng)能裝置長度，寬與高均為6.7倍濃縮風(fēng)能裝置入口直徑，所以計(jì)算區(qū)域尺寸為L×B× H=8.5 m×8 m×8 m，L為計(jì)算區(qū)域長度，B為寬度，H為高度；計(jì)算模型尺寸為L×φ=0.685 m×1.272 m，L為計(jì)算模型總長度，φ為計(jì)算模型軸向截面最大直徑。計(jì)算模型的坐標(biāo)原點(diǎn)位于中心軸上，圓筒中央中心點(diǎn)坐標(biāo)為（-0.068，0，0），同時保證出口邊界處流體不產(chǎn)生回流[13-15]。

2.4網(wǎng)格劃分

由于研究對象為濃縮風(fēng)能裝置的內(nèi)部流場，為了得到更精確的計(jì)算結(jié)果，需要將內(nèi)部的網(wǎng)格劃分的比較密。在劃分網(wǎng)格時，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格模型如圖2所示。

圖2　計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格模型Fig.2 Mesh model of computational domain

2.5邊界條件確定

根據(jù)實(shí)際情況，模型入口采用速度入口邊界條件，來流平行于X軸，大小為10 m/s；出口采用壓力出口、自由出流的邊界條件，相對靜壓為0 Pa；計(jì)算域其他邊界采用固定壁面、無滑移邊界條件。

2.6網(wǎng)格無關(guān)性

對于網(wǎng)格無關(guān)性問題，網(wǎng)格數(shù)過多或過少，都可能產(chǎn)生誤差較大的計(jì)算結(jié)果，只有網(wǎng)格數(shù)量控制在一定范圍內(nèi)，計(jì)算結(jié)果才可能和實(shí)驗(yàn)值比較接近。不同網(wǎng)格數(shù)對流速的影響如圖3所示。

圖3　不同網(wǎng)格數(shù)對流速的影響Fig.3 Different grid number’s influence on flow velocity

由圖3a可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)從329 252增加到3 712 982時，最大流速值和沿X軸的流速值增大趨勢明顯；當(dāng)網(wǎng)格數(shù)從3 712 982增大到9 483 527時，最大流速值和沿X軸的流速值變化緩慢，可近似看作一條水平線，且計(jì)算結(jié)果之間的差值變化很小，不同網(wǎng)格數(shù)之間流速誤差變化趨勢如圖3b所示，由此可以認(rèn)為網(wǎng)格數(shù)等于或大于3 712 982時計(jì)算結(jié)果具有網(wǎng)格無關(guān)性。

由圖3b可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為9 483 527時，沿X軸的流速與上一個計(jì)算結(jié)果的差值增大，產(chǎn)生這種結(jié)果可能是由于網(wǎng)格變密時離散點(diǎn)的數(shù)量增多，使舍入誤差增大所致，由此說明并不是網(wǎng)格劃分的越密越好。

從圖3b可以看出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)在[5 153 900，7 715 019 ]區(qū)間內(nèi)時，最大流速誤差和沿X軸最大流速矢量值誤差最小，均為0.01。考慮到計(jì)算時間和計(jì)算機(jī)配置，在后面的計(jì)算中選擇網(wǎng)格數(shù)為5 153 900的濃縮裝置網(wǎng)格模型。2.7不同湍流模型對濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場的影響

雖然目前已經(jīng)提出了多種湍流模型，但是還沒有適用于各種流動現(xiàn)象的湍流模型。湍流模型的選擇，取決于流動包含的物理問題、精確性要求、計(jì)算資源的限制、模擬求解時間的限制[17]。通過對不同湍流模型下的濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場進(jìn)行仿真，可以得到不同湍流模型對其內(nèi)部流場分布的影響。

在來流風(fēng)速10 m/s、風(fēng)向沿圖2中的X軸正方向的初始條件下，運(yùn)用CFD軟件分別對Spalart-Allmaras、標(biāo)準(zhǔn)κε、標(biāo)準(zhǔn)κ-ω及RSM四種湍流模型下的濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場進(jìn)行仿真，將仿真結(jié)果后處理，得到速度分布圖，如圖4～5所示。

圖4　不同湍流模型下濃縮風(fēng)能裝置徑向流速分布Fig.4 Radial velocity distribution of concentrated wind energy device in different turbulence models

分析對比圖4（a）～（d）中4種不同的湍流模型下濃縮風(fēng)能裝置徑向特征截面流速分布可知，在Spalart-Allmaras模型中，從-0.2～+0.2 m之間，濃縮風(fēng)能裝置入口與出口處速度曲線重合；在標(biāo)準(zhǔn)模型中，在-0.25～-0.35 m與+0.25～+0.35 m之間，濃縮風(fēng)能裝置入口與出口處速度曲線重合，且在-0.25～+0.25 m之間，濃縮風(fēng)能裝置入口與出口處速度曲線非常接近，說明二者速度基本相等。但根據(jù)文獻(xiàn)[13]中實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可知，濃縮風(fēng)能裝置入口與出口的速度并不相等，且在濃縮風(fēng)能裝置入口處流速迅速增大，由此判斷Spalart-Allmaras模型和標(biāo)準(zhǔn)模型不適用于濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場的仿真計(jì)算。

從標(biāo)準(zhǔn)湍流模型和雷諾應(yīng)力RSM湍流模型對應(yīng)的濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)縱向特征截面的流速分布圖中可以看出，濃縮風(fēng)能裝置入口與出口處速度曲線不重合，說明二者速度不相同，而且標(biāo)準(zhǔn)湍流模型對應(yīng)的裝置入口與出口的速度曲線距離較大，說明兩者的值相差較大。標(biāo)準(zhǔn)湍流模型和雷諾應(yīng)力RSM湍流模型的在縱向特征截面流速的分布與文獻(xiàn)[13]中的實(shí)驗(yàn)結(jié)果相符，在此說明了湍流模型和雷諾應(yīng)力RSM湍流模型適用于濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場的仿真計(jì)算。

為了確定合適的湍流模型，對濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部的軸向流速分布進(jìn)行分析，如圖5所示。

圖5　不同湍流模型下濃縮風(fēng)能裝置軸向流速分布Fig.5 Axial velocity distribution of concentrated wind energy device in different turbulence models

由圖5可知，流速的變化隨著距中心軸距離不同而變化。在中心軸及其附近，沿軸向的流速變化趨勢緩慢；在遠(yuǎn)離中心軸靠近壁面處的流速沿軸向變化趨勢明顯。在濃縮風(fēng)能裝置入口處，中心軸處流速最大，流速從中心軸處向壁面處逐漸減小，在靠近壁面處流速最??；當(dāng)流體進(jìn)入濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部后，靠近壁面處的流速逐漸增大，大于中心軸處流速，之后在中央圓筒入口附近達(dá)到最大值；隨著流體的流動，中心軸處流體的流速緩慢增加，而靠近壁面處的流體流速下降，但流速仍然大于中心軸處的。在中央圓筒的入口與出口附近，分別有一個流速波峰，在這兩個波峰之間，有一個流速波谷，該波谷所處位置為圓筒中間截面附近，該波谷由邊界層效應(yīng)所致。

分析對比圖5（c）～（d）中不同湍流模型下濃縮風(fēng)能裝置不同半徑處的軸向流速分布可知，在0.1 m后，也就是在擴(kuò)散管內(nèi)，RSM模型靠近壁面處的流速不穩(wěn)定，具有波動性，但是濃縮風(fēng)能裝置具有均勻化流體、產(chǎn)生穩(wěn)定流體的特點(diǎn)，所以在濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流體的波動性很小，可以簡化為均勻流動，因而RSM模型不適用于濃縮風(fēng)能裝置的流場仿真；而在標(biāo)準(zhǔn)κ-ω模型中，在擴(kuò)散管中的速度變化平緩，不具有波動性。由此推斷標(biāo)準(zhǔn)κ-ω模型更適用于濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場的仿真計(jì)算。

綜上所述，標(biāo)準(zhǔn)κ-ω湍流模型更適用于濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場的仿真計(jì)算。在以下的計(jì)算中，均選擇標(biāo)準(zhǔn)κω模型進(jìn)行計(jì)算。

2.8幾何參數(shù)對濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場的影響

濃縮風(fēng)能裝置是濃縮風(fēng)能型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的主要部件之一，它的結(jié)構(gòu)直接影響機(jī)組輸出功率的大小。所以，提高濃縮風(fēng)能裝置的濃縮效率是改善濃縮風(fēng)能型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組性能的關(guān)鍵。通過對不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下流場分布進(jìn)行研究，得到了各參數(shù)對內(nèi)部流場分布影響的規(guī)律，為得到合理的濃縮風(fēng)能裝置結(jié)構(gòu)提供依據(jù)。

2.8.1收縮角對流場分布的影響

收縮管是一個過流截面逐漸縮小的管段，其阻力主要是沿程摩擦[18]。如果收縮管角度過小，則收縮管過長，成本高且不易加工制造?？紤]收縮管內(nèi)流動穩(wěn)定性及加工制造方便，收縮管的收縮角采用60°～90°。

考慮收縮角度變化時，有兩種情況：一是在收縮角度變化時，確保進(jìn)入濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部的流體質(zhì)量不變，即收縮角度變化時收縮管入口截面半徑不變，而改變收縮管長度；二是在收縮角度變化時，流入濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部的流體質(zhì)量改變，即收縮管入口截面半徑變化，此時收縮管長度不變。兩種情況下內(nèi)部流場的最大流速的變化趨勢如圖6所示。

圖6　濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場最大流速隨收縮角度變化趨勢Fig.6 Maximum flow velocity’s variation trends of concentrated wind energy device’s internal flow field related to reducer angle

由圖6可知，當(dāng)收縮管長度相同時，收縮管入口截面半徑隨收縮角增大而增大，內(nèi)部流場最大流速在85°時達(dá)到最大25.33 m/s，比原始收縮角為90°時的最大流速值23.95 m/s增大了1.38 m/s；計(jì)算得到收縮管入口截面半620.43 mm，比原來的636 mm減小了15.57 mm。

由圖6可知，當(dāng)收縮管長度不同時，收縮管長度隨收縮角增大而減小，內(nèi)部流場的最大流速在80°時達(dá)到最大26.10 m/s，比原始收縮角為90°時的最大流速值23.95 m/s增大了2.15 m/s；計(jì)算得到此時收縮管長度d為221.7 mm，比原來的186 mm增大了35.7 mm。

綜上所述，在收縮管入口截面半徑不變時改變收縮角，當(dāng)收縮角為80°時濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場的流速有最大值，為26.10 m/s。

2.8.2擴(kuò)散角對流場分布的影響

擴(kuò)散管是一個逐漸擴(kuò)大的流路，考慮結(jié)構(gòu)和制造的難易程度，擴(kuò)散管擴(kuò)散角采用60°～90°。

研究擴(kuò)散角度對流場分布的影響與收縮角的研究方法相同，即擴(kuò)散角度的變化有兩種情況：一是擴(kuò)散角變化時，擴(kuò)散管長度為定值，則擴(kuò)散管出口截面半徑變化；二是擴(kuò)散角度變化時，擴(kuò)散管出口截面半徑為定值，則擴(kuò)散管長度變化。兩種情況下內(nèi)部流場的最大流速的變化趨勢如圖7所示。

圖7　濃縮裝置內(nèi)部流場最大流速隨擴(kuò)散角度變化趨勢Fig.7 Maximum flow velocity’s variation trends of concentrated wind energy device’s internal flow field related to diffuser angle

由圖7可知，當(dāng)擴(kuò)散管長度不同時，擴(kuò)散管長度隨擴(kuò)散角增大而減小，內(nèi)部的最大流速在80°時達(dá)到最大25.36 m/s，比原始擴(kuò)散角為60°時的最大流速值23.95 m/s增大了1.41 m/s；通過計(jì)算得到此時擴(kuò)散管長度為221.7 mm，比原來的322 mm減小了100.3 mm。

由圖7可知，當(dāng)擴(kuò)散管長度相同時，擴(kuò)散管出口截面半徑隨擴(kuò)散角增大而增大，內(nèi)部的最大流速在80°時達(dá)到最大26.16 m/s，比原始擴(kuò)散角為60°時的最大流速值23.95 m/s增大了2.21m/s；通過計(jì)算得到此時擴(kuò)散管出口截面半徑為720.19mm，比原來的636mm增加了84.19mm。

綜上所述，在擴(kuò)散角度變化時，擴(kuò)散管出口截面半徑改變時，擴(kuò)散角為80°時濃縮裝置內(nèi)部流場的流速有最大值，為26.16 m/s。

將上述所得的收縮角與擴(kuò)散角各自所得的最優(yōu)的情況進(jìn)行對比分析，如表1所示。

表1　角度對濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場的影響Table 1 Angles’effects on the internal flow field of concentrated wind energy device

由表1可知，改變角度后得到的最大流速與原始參數(shù)下流速的最大值相比，擴(kuò)散角對應(yīng)的流速變化率略大于收縮角，但二者相差不大。

2.8.3中央圓筒長度對流場分布的影響

濃縮風(fēng)能裝置有三個重要的長度參數(shù)：收縮管長度、中央圓筒長度、擴(kuò)散管長度。各段的長度對濃縮風(fēng)能裝置的增速、整流和均勻化效果有不同程度的影響，由于收縮管長度與收縮角有一定的幾何關(guān)系，擴(kuò)散管與擴(kuò)散角有一定的幾何關(guān)系，所以僅僅研究中央圓筒長度對濃縮裝置內(nèi)部流場的影響。

圖8所示為濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場中最大流速隨中央圓筒長度的變化趨勢。

圖8　濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場最大流速隨中央圓筒長度變化趨勢Fig.8 Maximumflowvelocity’svariationtrendsofconcentratedwind energydevice’sinternalflowfieldrelatedtocentercylinderlength

由圖8可知，中央圓筒長度在177～297 mm范圍內(nèi)，速度變化總體呈現(xiàn)上升趨勢，在207 mm和在297 mm時分別出現(xiàn)峰值；在297 mm時流速最大值達(dá)到最大24.91 m/s，與中央圓筒原始設(shè)計(jì)長度為177mm時的最大流速23.95m/s相比增大了0.96 m/s，增長率為4%。

綜上所述，考慮角度和長度得到的最大流速值可得，對濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場特性的影響因素大小分別為：擴(kuò)散角度、收縮角度、中央圓筒長度。

2.9算例分析

在原濃縮裝置結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，選擇擴(kuò)散角為80°且擴(kuò)散管長度不變的結(jié)構(gòu)，對該結(jié)構(gòu)在不同來流風(fēng)速下濃縮裝置內(nèi)部流場的流場特性進(jìn)行仿真分析，變化趨勢如圖9所示。

圖9　濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)流場最大流速隨不同來流風(fēng)速變化趨勢Fig.9 Maximum flow velocity’s variation trends of concentrated wind energy device’s internal flow field related to inflow velocity

由圖9可知，來流風(fēng)速為3 m/s時，濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)流速的最大值為9.06 m/s；濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)的最大流速與來流風(fēng)速的大小成線性關(guān)系，由此說明了濃縮風(fēng)能裝置具有較高的濃縮效率。

3　模擬結(jié)果可靠性分析

3.1試驗(yàn)方法與內(nèi)容

為了驗(yàn)證所建模型以及設(shè)置條件的可靠性，采用車載法對濃縮風(fēng)能裝置進(jìn)行試驗(yàn)，利用客貨車搭載濃縮風(fēng)能裝置模型沿直線公路變速行駛時能夠產(chǎn)生不同流速的自然風(fēng)場[5]。試驗(yàn)時自然風(fēng)速小于2 m/s，且風(fēng)向與汽車行駛方向小于15°，對試驗(yàn)結(jié)果影響較小。濃縮風(fēng)能裝置模型試驗(yàn)測試點(diǎn)分布如圖10所示，其中A點(diǎn)設(shè)置皮托管，測量自然風(fēng)場風(fēng)速。

調(diào)節(jié)客貨車的行駛速度產(chǎn)生流速為10 m/s的自然風(fēng)場。在濃縮風(fēng)能裝置模型不安裝葉輪和發(fā)電機(jī)的情況下，用皮托管和數(shù)字壓力計(jì)測量模型內(nèi)部不同測試點(diǎn)的總壓（Pt）和靜壓（Ps）。

圖10　模型測試點(diǎn)分布Fig.10 Test point distribution of model

3.2試驗(yàn)結(jié)果與分析

濃縮風(fēng)能裝置模型在風(fēng)速為10 m/s的自然風(fēng)場中，測試點(diǎn)1、2、3、4、5和6點(diǎn)沿軸向的速度分布如圖11所示。

由圖11可知，濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部各測試點(diǎn)處流速變化趨勢的模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果基本相同。模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果之間的差別則是由于試驗(yàn)所用模型與模擬所建的模型有微小差別，并且也存在試驗(yàn)現(xiàn)場測量誤差。因此，濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場模擬結(jié)果是可靠的。

圖11　模型的各測試點(diǎn)流速沿軸向分布Fig.11　 Flow velocity distribution of test points in axial spacing of model

4　結(jié)論

以小型濃縮風(fēng)能型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的濃縮風(fēng)能裝置為研究對象，基于計(jì)算流體力學(xué)軟件，仿真分析了不同湍流模型和不同濃縮風(fēng)能裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)對其內(nèi)部流場特性的影響。通過分析研究可知：

1）網(wǎng)格劃分不是越密越好，需要進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性分析確定合適的網(wǎng)格數(shù)；

2）標(biāo)準(zhǔn)κ-ω湍流模型更適合于濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場的仿真分析；

3）對濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)部流場特性的影響因素大小分別為：擴(kuò)散角度、收縮角度、中央圓筒長度；

4）濃縮風(fēng)能裝置內(nèi)的最大流速與來流風(fēng)速的大小成線性關(guān)系，說明了濃縮風(fēng)能裝置具有較高的濃縮效率。

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Internal flow field simulation of concentrated wind energy device

Tian De, Mao Xiao′e, Lin Junjie, Deng Ying
（State Key Laboratory for Alternate Electrical Power System with Renewable Energy Sources, North China Electric Power University, Beijing 102206, China）

Abstract:Concentrated wind energy device is the core component of concentrated wind energy turbine, and its structure determines output power of the wind turbine.To enhance the efficiency of the concentrated wind energy turbine, a geometry model and mesh model were built by the three-dimensional modeling software and CFD（computational fluid dynamics）software with the concentrated wind energy device as the research object.Based on the model, the feasibility of the numerical simulation method applied in this study was verified by adopting the vehicle-mounted method.The van carrying the model could produce the natural wind field with different flow velocity by running along a straight road with different speeds.When the speed of the van was adjusted properly, the flow speed of the produced natural wind field was 10 m/s.The total pressure（Pt）and static pressure（Ps）at different axial and radial points inside the model without impeller and generator were measured by pitot tube and digital pressure gauge.The simulation and experiment results of the flow velocity variation trends at each test point were roughly the same.So the conclusion could be made that the simulation model is reliable and results are credible.Based on the CFD software analysis of the fluid field, the wind flow was simulated in a specific wind field.The fluid medium was the air with temperature of 296.75 K.The velocity-inlet and pressure-outlet were adopted.The inlet velocity was set to 10 m/s and the gauge pressure of the outlet was set to 0 Pa.Other boundaries were set as stationary wall and no slip.Then the research was performed to research the influence of different turbulence models on the internal flow field.These four kinds of turbulence models were Spalart-Allmaras model, Standard κ-ε model, Standard κ-ω model and Reynolds Stress Model（RSM）.According to the calculation results, we could get the radial and axial velocity distribution of concentrated wind energy device in different turbulence models.In the Spalart-Allmaras model and Standard κ-ε model, the inlet velocity and outlet velocity were roughly the same, which did not accord with the actual situation of the device.And in the RSM, the flow velocity near the wall appeared unstable and fluctuating, which did not match the experiment results either.However, in the Standard κ-ω model, the flow velocity in the diffuser changed slightly.Therefore, we can conclude that Standard κ-ω model is more suitable for the internal flow field simulation of concentrated wind energy device than other models.Based on the above mesh model and turbulence model, internal flow field characteristics of concentrated wind energy devices were simulated and analyzed with different dimensional parameters.The results showed that when the reducer angle was 80°and the inlet diameter was 1272 mm, the internal flow field had the maximum velocity of 26.10 m/s, and the rate of velocity increase was 8.98%.When the diffuser angle was 80°and diffuser length was 322 mm, the maximum velocity of internal flow field was 26.16 m/s, and the rate of velocity increase was 9.23%.When the central cylinder length was 297 mm, the maximum velocity was 24.91 m/s, and the rate of velocity increase was 4.0%.Therefore, a pattern could be summarized that the diffuser angle has greater influence than reducer angle and central cylinder length.At last, the internal flow field of an optimized model was simulated under different inflow wind speeds to analyze the influence of inflow wind speed on the internal flow field.The results showed that there was a linear relationship between the maximum velocity of the flow field and inflow wind speed.And it could be concluded that the concentrated wind energy device has the advantage of high concentration efficiency.All the results and conclusions can provide a basis for the structure optimization of concentrated wind energy device, and the optimized structure can significantly improve the quality of wind energy and output power of wind turbines.

Keywords:wind power; models; flow field; concentrated wind energy device; turbulence model; numerical simulation

作者簡介：田德（1958-），男，吉林松原人，教授，博士生導(dǎo)師，中國農(nóng)業(yè)工程學(xué)會理事，中國可再生能源學(xué)會理事，主要研究方向?yàn)轱L(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)理論與技術(shù)。北京新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（華北電力大學(xué)），102206。Email：tdncepu@163.com

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（59776033）

收稿日期：2015-07-19

修訂日期：2015-11-04

中圖分類號：TK83

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：1002-6819（2016）-01-0104-08

doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2016.01.014