最优叶尖速比风力发电机尾迹与静止盘尾迹的比较

抽象的

将以最佳尖端速度比操作的风力涡轮发电机（WTG）的唤醒与通过静止盘替换的转子进行WTG的唤醒进行比较。使用非均匀交错的笛卡尔栅格用大型涡模拟（LES）模型进行数值模拟。数值模拟的结果与来自风洞实验的结果进行比较。静止盘的唤醒的特性与WTG的特征显着不同。下游距离的速度缺陷（：WTG后面的转子直径约为流入速度的30％至40％。相反，立即在固定盘后面观察到流动分离（），远唤醒的速度赤字（）固定盘小于WTG的磁盘。

1.介绍

作为反对全球变暖的对策，CO的大幅减少₂排放已成为一个紧急问题。因此，风力能量的有效利用是作为清洁和环保的解决方案的关注。在日本，风力发电设施的数量迅速增加，以实现2010年的3亿千瓦风力生成能源的目标。这些风力发电设施范围从少量风力涡轮机发生器（WTG）到大风农场（WF）有数十个WTGS。

在此背景下，我们开发了RIAM-COMPACT(九州大学应用力学研究所，复杂地形气流计算预测)，一个非平稳的，能够在几公里或更少的目标区域内，预测风力涡轮机建设的最佳地点至精确点水平的非线性风概要模拟器[1]。Riam-Compact还可以估算具有观察数据的拟议WTG的年度能量产生和利用能力。为了模拟风场，Riam-Compact采用了一个大涡模拟（LES）技术。

为了提高模拟结果的准确性，已经在Riam-Compact的研发中进行了不断的努力。作为这一努力的一部分，目前正在开发高精度的唤醒模型以评估WTGS之间相互干扰的影响。唤醒模型将能够在WTG之间确定适当的分离距离，以避免由于农场WTGS之间的相互干扰而整体上的风电场中的能量产生。这种唤醒模型的发展是有效规划风电场的有效规划，特别是在包括日本在内的平坦区域有限的国家，其中大型WTG在高浓度下构建。

当网站上安装多个WTG时，通常认为以下经验值适用于两个WTG的分离距离：在流动方向上的大约十倍的WTG转子直径和翼展方向上的WTG转子直径的三倍。已经进行了一些风隧道和现场实验以研究WTG的唤醒流动[2，3.]。然而，没有足够地研究了唤醒流的特性。

本研究检查了唤醒流程的以下两个特征，使得能够构建精确的唤醒模型。首先，在单个WTG的转子直径的上述10倍的十倍的下游距离处评估平均风速缺陷。其次，将单个WTG的唤醒流的特性与固定盘的特性进行比较，该固定盘被用作现有唤醒模型的基础。在这两种情况下，考虑以最佳尖端速度比（最大功率输出处的尖端速度比在最佳尖端速比下操作的WTG的唤醒流程。调查是用LES模型进行的，该模型使用非均匀交错的笛卡尔栅系统。数值模拟的结果与来自风洞实验的结果进行比较。

2.数值模拟技术和结果

２.１.数值模拟技术

LES模拟使用具有可变网格间距的交错笛卡尔栅格进行。用于计算技术采用有限差分法（FDM）。对于子级别（SGS）模型，混合时间尺度模型[4)是利用。混合时间尺度模型的特点是计算稳定性高，不需要近壁阻尼函数。对于显式过滤，应用辛普森规则。对于压力-速度耦合算法，基于一阶显式Euler方法的分数阶(FS)方法[5使用)。采用逐次超松弛法求解压力的泊松方程。为了离散除对流项外的所有空间项，采用了二阶中心差分格式。对流项采用三阶迎风差分格式离散，该格式由基于Kajishima插值技术的四阶中心差分项组成[6[第四衍生物形式的数值分散术语。3.0的加权值通常被应用于Kawamura和Kuwahara（Kawamura-Kuwahara方案）提出的三阶Unumwind差异方案中数值分散术语的系数[7]。然而，在本研究中将系数设定为0.5，以最小化数值分散的影响。

2.2。WTG的建模

数字1显示了风洞实验中研究的小尺度WTG。WTG模型的叶片为MEL翼型[8增加厚度。由风洞实验确定的WTG性能曲线可知，目前WTG的最佳顶速比为4(如图箭头所示)2）.为了在数值模拟中重现风洞实验的条件，旋转器、机舱和塔架的配置被用矩形网格近似重建(图)4）.为了模拟WTG转子的旋转，基于叶片元件理论的致动器盘方法[9，10] 被申请;被应用。在执行器 - 盘方法中，旋转刀片产生的切向和推力被添加到Navier-Stokes方程中作为外部术语。这些外部术语代表了在流动流动方向上施加在流体上的反作用力和旋转。因此，将转子作为物体不存在壁边界条件。在本研究中，由于采用了非均匀交错的笛卡尔栅格系统，所以旋转方向的力的部件被分解成始线和垂直方向。除了对WTG的减速效果的研究简单地作为牵引体之外，所采用的建模方法允许研究叶片旋转对气流的影响，这被认为是采用的建模方法的主要益处。此外，该模型被设计成使得用户通过仅输入叶片弦长，提升系数，拖动系数和攻角作为距离的距离来模拟各种WTG的唤醒流。转子的中心。利用所开发的模型，模拟尖端速比的整个WTG，包括塔的整个WTG，最佳尖端速度比。

2.3。计算域和条件

数值模拟进行（1）气流以最佳尖端速度比和（2）气流经过的WTG，转移转子被直径与转子相同的直径相同的WTG。具有固定盘的WTG将简单地称为静止磁盘以下。在模拟中应用的计算域和边界条件总结在图中3.．计算域的维度是（流动（) ×横向(）×垂直（)),为转子直径。计算域由181 × 171 × 161个网格点(约500万个网格点)组成，， 和方向分别。WTG周围提供了足够高的网格分辨率，分析了整个WTG的流场，包括旋转器，机舱和塔（）.除了转子处的风速之外，应用相同的边界条件;对于静止盘的情况，风速在表面上的所有网格点和盘的内部设置为零。在这两种情况下，风速在表面上的所有网格点和旋转器，机舱和塔的内部设定为零。至于压力的边界条件，在所有表面上施加Neumann边界条件。基于均匀流入风速的流量的雷诺数，和转子直径，， 那是，， 是在目前的研究中。对于模拟，时间步骤 (） 用来。

2.4。计算结果和讨论

图5和6是流动的轮廓图（）风速，，在WTG附近分别以最佳的尖端速度比和固定盘的附近操作。前图显示了流动的横截面（从顶部观看的风速场，而后者的目的显示了从侧面观看的相同风场．在这些图中，显示了30个等距等高线间距和，并显示整个计算域。这两个图表明，WTG和固定盘之间的唤醒流的特性显着不同。在WTG的情况下，唤醒宽度与转子直径大致相同，并且在大约大约的下游距离下观察起伏运动。如图所示5和6．此外，在WTG的叶片尖端处形成强尖端涡旋的形成。可以推测这些涡流抑制了唤醒及其周围流动之间的动量交换，结果，WTG附近的唤醒宽度大致减小到转子直径。但是，在大约的下游距离处，尖端涡流的效果对于剪切不稳定性变得充分弱，以引起唤醒流动中的波动。换句话说，在最佳尖端速度比下产生的尖端涡流的影响延伸到至少的下游距离．

相反，固定盘后面的唤醒流的特性是复杂的。在固定盘后面立即形成大面积的反转。由于围绕盘的边缘缠绕的流动卷曲，静止盘后面的流动的跨度分量的大小明显大于WTG（未示出）后面的流程。从反向流量区域，周期性涡流。涡旋脱落的Strouhal数量和固定盘后面的棚涡流的结构是对流体动力学的高兴趣的主题，将在未来的研究中进行调查。图7和8图中是否有靠近WTG和圆盘的流动放大图5和6分别包括旋转器，机舱和塔上的动态压力场。放大的视图提供了在WTG周围的唤醒流动之间的上述差异的确认，并且在固定盘周围。相同的图表显示了WTG的各个组分的涡旋脱落，即旋转器，机舱和塔，并产生这些组件后面的流动分离。虽然没有由于空间限制而显示，但在WTG的下游观察了一条Karman Vortex街。这些结果表明，在未来对WTG的振动和WTG承受高风的能力的情况下，需要分析整个WTG周围的气流而不是WTG的各个组分。为了解决这些问题，本研究中使用的计算技术可以用作有效的工具，因为它是用户友好和计算廉价的。

数字9示出了在最佳尖端速度比和固定盘处操作的WTG的唤醒流中的虚拟流体颗粒的流线。在WTG的情况下（图9（a）），叶片旋转的结果是螺旋流动形式。相反，在静止盘的情况下（图9（b）），观察到复杂的三维流线。这些结果证实了固定盘后面的复杂湍流的存在，如图所示5- - - - - -8．

WTG的唤醒流程与静止盘的唤醒流程之间的显着差异也在流动的时间平均字段中显而易见（)的分量(图10和11）.获得时间平均流速度的持续时间是 (）.这些图显示了紧接在固定盘后面的大区域的存在;但是，在下游距离时，盘后尾流向速度亏损小于盘后尾流向速度亏损。

为了定量地研究该发现，计算时间平均流速度的始线和垂直轮廓（图12和13）.通过I型热线探针获得这些图中的风隧道实验的曲线。至于翼展的简档，模拟（实线）和实验结果（符号）对于WTG和静止盘，除了配置文件跟在静止的圆盘后面。在这种情况下，展向剖面的偏差是由于使用了i型探头来测量气流。顺流速度在下游距离为转子中心的后面约为WTG流入速度的30-40％。这些定量结果证实，流动速度缺陷在下游距离圆盘后面的尾流比WTG后面的尾流小。叶顶涡的作用延伸到下游的距离，叶顶涡的作用可能是导致叶顶涡后速度亏损较大的原因．

3.结论

本文研究了在最优叶尖速比下运行的单台风力发电机的尾流特性。即使在一个WTG的转子直径10倍的下游距离，转子中心后的风速约为流入风速的30-40%。这种较大的风速差值可能是由于叶尖处形成的叶尖涡抑制了WTG尾流与周围流之间的动量交换。

与由静止盘替换的转子替换的转子的WTG的唤醒也是相比，因为现有的唤醒模型基于固定盘的唤醒。固定盘的直径设定为等于WTG转子的直径。WTG的唤醒流程以及固定盘的彼此显着不同。固定盘的唤醒流量的特征在于磁盘后面的大面积反向流。但是，在下游距离，磁盘后面的唤醒中的流速度缺陷小于WTG后面的尾数。

我们未来的研究主题包括在WTG之后调查流入湍流对WTG和湍流分布的影响。多个WTG背后的唤醒流量的数值模拟也被计划为未来的项目。

参考

1. T. Uchida和Y. Ohya，“利用大涡模拟风力发电机的微型定位技术”，中国风力工业空气动力学杂志CHINESE，卷。96，没有。10-11，第2121-2138,2008。查看在：出版商的网站|谷歌学术
2. L. P. Chamorro和F. Porté-Agel，“热稳定性和来袭边界层流动特性对风力涡轮机尾迹的影响:风洞研究”，边界层气象学，卷。136，没有。3，PP。515-533，2010。查看在：出版商的网站|谷歌学术
3. Y.Käsler，S.Rahm，R. Simmet，以及M.Kühn，“多MW风力涡轮机的唤醒测量，具有连贯的远程脉冲多普勒风潮羊雷达，”大气与海洋技术杂志，卷。27，不。9，PP。1529-1532，2010。查看在：出版商的网站|谷歌学术
4. M. Inagaki，T.Kondoh和Y.Nagano，“一种用于实用LES的固定模型参数的混合时间级SGS模型”液体工程学报，ASME的交易，卷。127，没有。1，pp。1-13,2005。查看在：出版商的网站|谷歌学术
5. J. Kim和P. Moin，“将分数步骤方法应用于不可压缩的Navier-Stokes方程”，计算物理学，卷。59，没有。2，pp。308-323,1985。查看在：谷歌学术
6. T. Kajishima，“非均匀网格对流项有限差分法”，日本机械工程师协会交易，B部分，卷。65，不。633，PP。1607-1612,1999。查看在：谷歌学术
7. T. Kawamura，H. Takami和K.Kuwahara，“在具有表面粗糙度的圆柱体周围的高雷诺数流动的计算”流体动力学研究， vol. 1, no. 12，第145-162页，1986。查看在：谷歌学术
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10. H. Snel，“审查转子空气动力学的现状”，风能，卷。1，pp。46-69,1998。查看在：谷歌学术

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