鋸齒尾緣風力機葉片氣動及噪聲性能研究

馬俊祥,趙振宙,鄭康樂,張克凡,吳昊,張爽

(1.華能國際電力股份有限公司河南清潔能源分公司,鄭州 450003;2.河海大學能源與電氣學院,南京 211100;3.華能臨河熱電廠,內蒙古 巴彥淖爾 015002)

風力發電產業日益成熟,風電機組不斷向著大型化、規?；l展[1-2],風力機葉片的噪聲聲壓級也隨著葉片的增長而不斷增強。水平軸風力機葉片引起的環境噪聲污染,在重視綠色低碳、可持續發展的當下是風電推廣發展的重大阻力,因此控制運行噪聲是風力機設計過程中需考慮的重要因素之一[3]。風力機運轉產生的機械噪聲與氣動噪聲是風電場噪聲的重要來源,其中機械噪聲通過改進機械部件工藝已經得到了很好的抑制[4]。而氣動噪聲則通過依據仿生學原理改造的鋸齒型風力機葉片進行控制。根據最新的研究顯示,風力機葉片的鋸齒結構能夠改變傳統葉片模型邊界層的流動方式,使流動分離得到改善[5]。

GHASEMIAN[6]基于五種不同的葉尖度比,運用不可壓大渦模擬(LES)模型和FW-H聲學來模型研究垂直軸風力機氣動噪聲,研究表明輻射噪聲強度和轉速具有直接關系,OASPL(總聲壓級)隨接收器的距離呈對數趨勢變化。GRUBER[7-8]在不同流速和攻角工況下對三十七個鋸齒尾緣翼型進行實驗測試,結果顯示葉片前緣的鋸齒結構能降低噪聲,葉片后緣的鋸齒結構能減少尾流。CHEN[9]等人基于k-ωSST湍流模型和FW-H 方程在不同風速(3～25 m/s)、不同轉速(36～120 r/min)下對NREL Phase VI翼型進行氣動噪聲模擬,計算發現,在相同工況下風速越大,氣動噪聲越大,風輪轉速越大,氣動噪聲越大。張兆德[10-11]等采用LES/Lighthill方法對二維翼型及1.5 MW大型風力機進行研究,發現相對風速對噪聲的影響比攻角更大,進而提出降低風力機氣動噪聲的措施。黃乾[12]運用嵌入式大渦模擬和FW-H方程分析了鋸齒對NACA 0018翼型的非穩態特征,研究表明長鋸齒翼型影響了邊界層的運動,降低了噪聲的總聲壓級,具有降噪功能。OERLEMANS[13-14]團隊應用相控陣麥克風陣列檢測技術系統地研究了大型風力機的噪聲聲源,測試結果表明寬帶后緣噪聲是風力機的主要聲源。

結合前人仿生鋸齒的研究成果,本文以NREL Phase VI風力機作為基本模型,運用數值模擬的方法,研究在7 m/s風速工況下鋸齒尾緣結構對NREL Phase VI風力機的氣動及噪聲特性的影響,進一步認識降噪機理,為找出理想的鋸齒結構并應用于風力機降噪提供參考。

1 數值模擬方法

1.1 聲學控制方程

1.1.1 Lighthill方程

Lighthill在1952年推導出了Lighthill方程,是認識和研究氣動聲學的基礎方程。

(1)

1.1.2 FW-H方程

根據已知的Lighthill基本方程整理可得：

(2)

對風力機的氣動噪聲來說,單極子聲源主要是葉片厚度噪聲,偶極子聲源主要是因為葉片非定常氣動力。在低速流動中,偶極子是氣動噪聲的重要來源,四極子聲源可以忽略。當達到超音速時,四極子源在氣動噪聲中顯得非常重要。

1.2 湍流模擬

采用分離渦模擬(DES)的方法來控制流動。DES是Spalart在1997年提出的結合大渦模擬(LES)與雷諾平均(RANS)的混合模擬方法：在近壁面區運用RANS方法進行模擬,大量減少壁面的網格數量;在遠壁面的主要流場區域運用LES方法進行模擬,保留了在主要流場區域運用大渦模擬得到的流場細節。DES 97是基于S-A模型,是DES最早的形式,其表達式為：

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

式(7)中S為渦量的絕對值,此外

(10)

g=r+cw2(r6-r)

(11)

(12)

常數項取值為：

κ=0.41,σ=2/3,cb1=0.135 5,cb2=0.622

(13)

式中：Δ=max(Δx,Δy,Δz),Δ取流場中x,y,z三個方向網格的最大值;參數CDES=0.65;dw表示網格中心到壁面的距離。這樣,在dwCDESΔ的區域采用LES方法計算。所以DES通過網格來判別RANS和LES區域。

2 鋸齒型風力機葉片氣動數值模擬

2.1 幾何模型

以NREL Phase VI風力機葉片為基本模型[15],對其葉片尾緣進行切割改型,得到鋸齒尾緣NREL Phase VI風力機葉片。風力機是全部由S809翼型組成的兩葉片水平軸風力機,翼型相對厚度0.209 5,風力機葉輪直徑10.058 m,葉尖槳距角3°,用MATLAB程序進行坐標變換,輸出.ibl文件并導入到Proe程序中進行葉片建模。NREL Phase VI鋸齒尾緣葉片是保持原型葉片各個截面翼型弦長大小不變并將翼型尾緣長度約7.5%弦長處改造成鋸齒形狀而成,如圖1所示。

圖1 風力機模型

2.2 計算網格

首先對NREL Phase VI風力機原型用ICEM進行非結構性網格劃分,然后使用Fluent模擬計算,再對結果進行后處理分析。本文不考慮塔架的影響,計算流場中入口與風力機的距離為6R(R為葉片半徑長度),出口與風力機的距離為10R,流場壁面與風力機的距離為6R,使風力機尾流得到充分發展并減少了壁面對風力機的影響,數值模擬結果更為準確。為保證模擬結果的穩定性和準確性,先進行k-ωSST定常計算至結果收斂,再進行2周k-ωSST非定常計算,最后使用DES方法計算一個周期。

2.3 計算結果分析

2.3.1 鋸齒對葉片表面壓力系數的影響

選取5個具有試驗數據的展向位置,進行壓力系數的對比,進一步分析鋸齒結構對風力機的影響。展向位置分別為0.300R、0.467R、0.630R、0.800R和0.950R。

如圖2所示,為7 m/s風況下的壓力系數曲線圖。在展向r=0.300R、x/c<0.3和x/c> 0.5處,風力機原型與試驗值的壓力系數吻合程度較好;而在x/c=0.4時,吸力面和壓力面的壓力系數的試驗值明顯高于數值模擬計算值, 風力機鋸齒型與原型的壓力系數曲線重合。在展向r=0.467R處,風力機原型的數值模擬值與試驗值一致,在x/c>0.85處,由于鋸齒尾緣漏氣的原因,風力機原型下表面壓力系數高于鋸齒型壓力系數。在展向r=0.630R處,風力機原型的模擬壓力系數值與試驗值吻合度很高,在靠近壓力面前緣點位置處,風力機原型的壓力系數值大于鋸齒型。在展向r=0.800R處,風力機原型的模擬壓力系數值與試驗值吻合度最低。特別是在x/c<0.7處,壓力面的系數絕對值遠大于數值模擬值,是轉矩出現差異的主要原因。在r=0.950R葉尖處與0.4

圖2 7 m/s風況下葉片表面壓力系數圖

2.3.2 鋸齒對葉片表面流動的影響

如圖3所示,為7 m/s風況下NREL Phase VI風力機原型與鋸齒型的表面壓力云圖和極限流線圖。

圖3 7 m/s風況下葉片表面壓力云圖和極限流線圖

從云圖上看,最大的壓力區域出現在壓力面葉尖部分前緣處,最小壓力區域出現在吸力面的前緣處。在展向r>0.4R區域,尾緣段的壓力值明顯比中間段的大。從極限流線圖上看,在葉片的壓力面,兩者流線相似;在葉片吸力面靠近葉尖尾緣區域,風力機原型相較于鋸齒型出現了明顯的分離現象,這說明葉片尾緣鋸齒結構改變了壁面的分離模式,使流場得到改善。風力機原型的徑向流動現象也比鋸齒型更為明顯,鋸齒結構使葉根及連接部分產生了復雜的流動,有效地改變了葉根部分的流動狀態。

2.4 葉片噪聲特性分析

利用DES方法和FW-H方程,對NREL Phase VI風力機的氣動噪聲進行數值模擬,本節針對氣動噪聲的模擬結果分析聲信號聲壓指向性和監測點噪聲頻譜。選取的時間步長為0.017 4 s,風力機的轉速為72 r/min,旋轉一周大約需要0.833 4 s。

2.4.1 聲信號聲壓指向性

監測點位置：如圖4所示,分別于弦向l1=0.5 m、l2=2 m范圍處在展向平面R=5.029 m布置五層,依次為0.300R、0.467R、0.630R、0.800R、0.950R。以葉片翼型的氣動中心(0,0,0)為原點,進行兩周設置,其中點間隔為15°,第一周為0.5 m,第二周為2 m。設x軸負方向180°,x軸正方向0°,y軸負方向270°,y軸正方向90°。

圖4 風力機葉片噪聲監測點位置

如圖5所示,為7 m/s風速工況下風力機原型與鋸齒型的聲場指向性分布規律圖,縱坐標SPL代表聲壓級。從圖中可以看出,在7m/s風速工況下,同一展向平面和同一弦向范圍內,風力機原型和鋸齒型的聲場指向性分布形狀都相似,且除0°和180°方向處的監測點位置外,風力機鋸齒型的聲壓級數值都低于原型,證明了鋸齒結構可以有效降低風力機葉片聲壓級;而0°和180°方向出現的差異是改變其指向分布的體現,尤其是在展向平面r=0.630R和r=0.800R的0°方向監測點處,風力機鋸齒型聲壓級也能得到較好的優化結果。同時在展向平面r=0.300R和r=0.467R的330°方向處,由于出現了尾跡流擾動,使得此處風力機原型聲壓級略小于鋸齒型。

圖5 聲場指向性分布圖

另外由圖可知,在同一展向平面,l2=2 m弦向范圍的噪聲聲壓級除個別點外,均小于l1=0.5 m處的聲壓級,這表明與風力機葉片的距離越大,噪聲的聲壓級越小,基本符合翼型聲壓級分布規律。l2=2 m的曲線很好地顯示了偶極子特性;在l1=0.5 m處,由于該展向在截面翼型的實際攻角在α=15°附近,0°和180°方向監測點的聲壓級明顯比l2=2 m處監測點的值小,且最大值出現在15°和165°方向監測點處,這一結果與前緣點噪聲聲壓級最高的規律一致。

在同一弦向范圍內,當l1=0.5 m時,風力機原型的大聲壓級在0°～30°、150°～195°和330°～360°方向之間,極大值集中出現在15°和165°方向處;最小噪聲聲壓級在r=0.300R平面出現,最大噪聲聲壓級在r=0.630R和r=0.800R平面處相互交錯出現,其中在0°～15°、150°～165°和330°～360°方向下,r=0.630R平面處監測點的聲壓級比r=0.800R平面處監測點的聲壓級大,而在180°～210°方向下,r=0.630R平面處監測點的聲壓級比r=0.800R平面處監測點的聲壓級小,其他方向幾乎一致。當弦向范圍為l2=2 m時,r=0.300R、r=0.467R、r=0.630R和r=0.800R平面都表現出極好的偶極子特性,其中最大連線方向位于0°和180°處,最小連線方向位于90°～270°處。而r=0.950R平面則在90°～270°處連線方向最大,0°和180°處連線方向最小。

2.4.2 聲壓級分布頻譜

風力機的氣動噪聲是周期性旋轉的葉片與流動空氣質點作用產生的壓力脈動經由空氣傳播形成的。噪聲聲壓級強度隨著氣流相對速度的增大而增強。旋轉噪聲具有離散性,基頻時對應的噪聲最強,高次諧音逐漸減少。

基本頻率一般表示為：

(14)

式中：n為轉速,r/min;z為葉片數;i為諧波序號,i=1為基頻,i=2,3,…為高次諧波。

圖6為葉片不同監測點處聲壓級隨頻率分布規律圖。圖(a)為4個噪聲監測點位置,噪聲監測點是以葉片氣動中心(0,0,0.950R)為原點,依次取正x軸、正y軸、負x軸、負y軸r2=2 m處,由于在該展向平面的攻角為3°左右,可認為P1在葉片的尾緣處,P2在葉片的吸力面處,P3在葉片的前緣處,P4在葉片的壓力面處。即監測點的坐標分別為P1(2,0,0.950R)、P2(0,2,0.950R)、P3(-2,0,0.950R)、P4(0,-2,0.950R)。圖(b)為7 m/s風速工況下監測點的頻譜分布圖。從圖中可以看出,聲壓級沿葉片氣動中心一周的分布有所不同。在點P1、點P2和點P4處,噪聲聲壓級頻譜呈寬頻特性,而點P3處呈低頻特性,尤以鋸齒型葉片的低頻特性最為明顯。點P3和點P4處聲壓級的主頻為2.4 Hz,強度最大;高階諧波頻率次之,分別為4.8 Hz、7.2 Hz。

圖6 監測點噪聲聲壓級分布

圖7為不同監測點處聲壓級頻譜分布圖。圖(a)為5個噪聲監測點位置,噪聲監測點是以葉片氣動中心(0,0,z)為原點,沿正x軸展向取r2=2 m,即5個點的坐標分別為(2,0,0.300R)、(2,0,0.467R)、(2,0,0.630R)、(2,0,0.800R)、(2,0,0.950R)。圖(b)為7 m/s風速工況下的監測點頻譜分布圖。從圖中可以看出,噪聲聲壓級沿展向越靠近葉尖部分寬頻分布規律越明顯,且當展向平面r/R>0.467時,聲壓的主頻和高階諧波頻率一致,分別為2.4 Hz、4.8 Hz和7.2 Hz。在展向平面r=0.300R處,風力機鋸齒型與原型的聲壓頻譜差別最大,且風力機葉片葉根處紊亂的流線使風力機原型已不再遵循主頻規律。在展向平面r=0.467R處,兩者的吻合度最高,r=0.950R監測點處吻合度次之。

圖7 監測點噪聲聲壓級分布

3 結語

本文以NREL Phase VI風力機為主要研究對象,將 NREL Phase VI風力機葉片進行鋸齒尾緣改造。運用數值模擬方法對整體葉片進行計算,研究7 m/s風速工況下的氣動特性及噪聲特性,主要得出以下結論：

1)NREL Phase VI風力機原型與鋸齒型的主要差別出現在尾緣部分,該截面上鋸齒結構改變了其壓力性能。

2)在葉片吸力面靠近葉尖的尾緣區域,風力機原型相較于鋸齒型出現了明顯的分離現象,這表明鋸齒結構改變了壁面的分離模式,使流場得到改善。

3)7 m/s風速工況時,在同一展向平面,與風力機葉片的距離越大,噪聲聲壓級越小,基本與翼型聲壓級分布規律相吻合。鋸齒型葉片聲壓級明顯低于原型,證明了鋸齒結構的降噪特性;且聲壓級在葉片前緣處較大、尾緣次之,這與鋸齒尾緣改善了流動狀態有關,同時也說明了風力機葉片前緣與尾緣是噪聲集中產生的位置。

4)在葉片尾緣處噪聲聲壓級頻譜呈寬頻特性,而前緣處呈低頻特性,尤以鋸齒型葉片的低頻特性最為明顯。尾緣聲壓級的主頻為2.4 Hz,強度最大;高階諧波頻率次之,分別為4.8 Hz和7.2 Hz。