風電機組葉片流固耦合的數值模擬方法

2016-12-21 by:CAE仿真在線來源:互聯網

隨著風電機組單機容量的不斷增大,風電機組葉片尺寸也越來越長。對于超長風電機組葉片的氣動計算及結構計算,常規的葉片剛性體假設所引起的誤差越來越大,因此必須考慮葉片在風載條件下結構變形對氣動力的影響。流固耦合(fluid-structure interaction, FSI)是研究風電機組葉片氣彈特性及結構特性的重要手段,國內外通過流固耦合對葉片的結構響應、流場變化、葉片載荷分布等特性進行了一系列研究。流固耦合按照求解方法可分為完全耦合和交替求解。李媛等以MPCCI為數據交換平臺連接商用CFD,CSD軟件,模擬考慮風切變時輪轂高度額定風速下的風輪全三維流固耦合,分析了風剪切對葉片繞流、變形以及耦合作用對載荷分布的影響規律。胡丹梅等采用k-SST紊流模型和滑移網格技術,對海上風電機組葉片進行了流固藕合計算分析,發現葉片流固耦合作用使葉片氣動攻角、扭矩增大。Zahle等采用不可壓縮重疊網格技術,分析了水平軸風電機組風輪與塔架間的耦合作用。Hsu等通過對5 MW三葉片水平軸風電機組風輪在有無塔架情況下進行了流固耦合研究,發現葉片轉過塔架時由于塔影效應使單個葉片氣動扭矩降低10%-12%。 Zhang等通過對比研究,發現風切變對風電機組葉片變形及應力的影響明顯大于流固耦合所產生的作用。任年鑫等基于三維黏性不可壓縮Navier-Stokes方程和重整化群k-ε(RNG)湍流模型,數值模擬美國可再生能源實驗室(NREL)5 MW海上風電機組的氣動性能,并研究了浮式平臺不同運動幅值及運動周期對風電機組葉片氣動性能的影響規律。陳海萍等選用k-ε湍流模型,將風作為黏性不卡壓縮流體,計算出流固耦合作用下風電機組葉片的應變分布。李德源等采用計算多體系統動力學理論,基于R-W(Roberson-Wittenburg)建模方法,建立柔性葉片的氣彈耦合方程,結合相應的風電機組氣動載荷分析模塊,實現了葉片的氣彈耦合分析。王旭東等將葉片的啟動與結構力學模型進行耦合,研究葉片變形對來流的影響,提出一種旋轉葉片結構性能分析方法。Dong等應用CFD-CSD禍合方法對風電機組葉片的載荷及氣彈特性進行研究,發現葉片氣彈變形顯著降低氣動載荷。MEXICO (model experiment incontrolled conditions)實驗是由歐盟資助的一項大型風電機組實驗。梁明軒通過對葉片模態分析得到葉片各階模態,發現葉片扭轉、揮舞、擺振三者之間的耦合,并對葉片氣動彈性問題進行研究,建立葉片顫振方程,確定了葉片顫振發散條件。楊華等應用風電機組旋轉葉片表面壓力的三維PIV(particle image velocimetry)流場測量方法,測試得到無偏航工況下葉片上5個測試斷面的表面壓力系數分布,并計算了該工況下葉輪所受的軸向力和切向力。潘旭運用Ansys、CFX基于Ansys Workbench軟件平臺對某MW級水平軸風電機組葉片進行流固耦合數值模擬,分析了藕合過程中葉片的變形及應力變化。陸洋等利用Newmark數值積分法獲得葉片氣彈響應的穩態周期解,分別以NREL Phase VI非定常空氣動力學實驗及其公開的1.5 MW風電機組葉片為算例計算了有/無預彎葉片的氣彈響應。以上研究均通過建立風輪旋轉的計算模型對風輪流固禍合進行研究,網格劃分困難,涉及到移動域與靜止域網格匹配等復雜過程,計算成本高。為此,本文采用風切變形式模擬風輪旋轉及來流風速的綜合效應,研究風電機組葉片流固耦合數值模擬的一種新方法。

1流體計算模型

1.1流體域求解方法

流場中的控制體既不能產生質量也不能消滅質量,因此它滿足質量守恒定律。該定律在流場中的數學表達式為連續性方程

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式中,p,t,V分別為流體密度、時間和流體速度。

動量守恒定律可表述為:控制體中流體的動量對時間的變化率等于外界作用在該微元體上的各種力之和。其在流場中的數學表達式為運動方程

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能量守恒定律是流動系統必須滿足的基本定理,在不考慮溫度變化條件下,其數學表達式為

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式中,F為質量力,P 為表面壓強。

1.2葉素速度

風電機組風輪運行過程中實際參考風速為來流風速和旋轉風速的共同作用,通過改變葉片不同葉展處的風速可實現正常來流風速和旋轉風速的疊加效果。不同葉展處的參考風速Vref的計算公式為

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式中,Vo為自然來流風速;w 為風輪旋轉角速度;r 為葉展位置的旋轉半徑;a為軸向誘導系數;a’為切向誘導系數。

葉素速度矢量的三角形關系如圖1所示,圖中α、β、?分

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2結構計算模型

2.1結構計算方法

風電機組葉片為多自由度有阻尼的非線性結構,其結構動力學運動方程為

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2.2葉片結構模型

為了用靜止葉片模擬葉片旋轉效應,只通過將葉素處的速度按照速度矢量關系修正還不能達到應有效果,需要對葉片不同截面處翼型的氣動扭角進行修正。如圖1所示,以旋轉導致的風速方向作為參考方向,將該截面處的翼型進行順時針旋轉,旋轉角θ等于人流角?。新翼型各點坐標相對于原坐標的計算公式為

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根據扭角修正方法,對某5 MW風電機組葉片各截面處的翼型扭角進行修正,修正后建立整個葉片的結構模型,如圖2所示。

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3邊界條件

耦合系統以MPCCI為數據交換平臺,采用弱耦合方式,數據傳遞過程中固體與流體分別求解,只在禍合界面上進行數據交換,禍合過程如圖3所示。流固藕合交界面上分別滿足邊界位移及應力的連續性,即

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4算例分析

4.1模型基本參數

以某年平均風速8 m/s 的二類風電場中5 MW風電機組葉片為研究對象,該機組風輪直徑127 m,葉片長62 m,額定風速12.2 m/s,風輪額定轉速13.5 r/min。在額定風速及額定轉速條件下,根據上述方法對葉片進行計算,得到各翼展處的參考風速及修正角度如表1所示。

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根據表1的參考風速及修正角度,進行風電機組葉片結構建模,得到修正前后葉片的結構模型(圖2)。對修正后的結構模型進行有限元離散化,得到流場計算的全局網格及局部網格單元如圖4所示。計算節點共計30萬,網格單元共計86萬。

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采用等效質量、剛度分布的方法建立風電機組葉片殼結構模型。葉根段厚度為0.12 m,葉尖段為0.012 m,中間各段厚度沿展向線性變化,網格采用三角形殼單元S3R。節點總數5000,單元總數10000。用于結構計算的葉片有限元網格單元如圖5所示。

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4.2結果分析

風輪旋轉模擬模型與均勻來流初始模型的風電機組葉片表面壓力計算結果對比如圖6所示。兩種模型的葉片表面壓力呈現相同的變化規律,由葉根到葉尖逐漸減小;靠近葉尖處同一翼型截面上壓力沿前緣到尾緣先迅速減小到最小值,后逐漸增大。數值上,旋轉模擬模型葉片的表面壓力小于均勻來流初始模型,整體誤差小于5%,驗證了風輪旋轉模擬模型的可靠性。

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風輪旋轉模擬模型與均勻來流初始模型的風電機組葉片40 m展向位置翼型周圍氣壓、流速的計算結果如圖7及圖8所示

兩種模型葉片40 m展向位置翼型周圍氣壓分布,與MEXICO實驗60%半徑位置測試壓力數據呈現相同的變化規律,翼型升力側壓力小于壓力側壓力;翼型壓力側表面壓力從前緣到尾緣呈現先減小后增大的變化趨勢,最大壓力位于前緣點靠下位置,最小壓力位于升力側30%弦長處。

兩種模型葉片40 m展向位置翼型周圍空氣流速分布規律相同,翼型升力側流速大于壓力側流速;翼型壓力側附近流速從前緣到尾緣先增大后減小,最小流速位于前緣點靠下位置,最大流速位于升力側約25%弦長處。

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兩種模型葉片40 m展向位置翼型周圍氣壓及流速計算結果的整體誤差在3%以內。

風輪旋轉模擬模型與均勻來流初始模型的風電機組葉片結構位移計算結果對比如圖9所示。兩種模型葉片的結構位移從葉根到葉尖逐漸增大,在葉尖達到最大值。旋轉模擬模型葉片的最大結構位移計算結果為5.98 m,均勻來流初始模型葉片的最大結構位移計算結果為5.74 m,誤差小于3%。

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結論

以風切變形式模擬風輪旋轉與來流風速綜合效應,對風電機組葉片各展向位置翼型的扭角進行修正,提出一種用于風電機組葉片流固禍合數值模擬的風輪旋轉模擬模型。在輪轂中心處風速為額定風速條件下,應用風輪旋轉模擬模型對風電機組葉片進行三維流固耦合數值計算,并與均勻來流初始模型計算結果及文獻實驗結果進行了對比分析。風輪旋轉模擬模型葉片40 m展向位置翼型周圍氣壓的仿真計算結果與MEXICO實驗測試結果的分布規律相同。兩種模型葉片的表面壓力、翼型周圍氣壓及流速計算結果的分布規律相同,風輪旋轉模擬模型得到的葉片面壓力小于均勻來流初始模型的計算結果,整體誤差小于5%;葉片40 m展向位置翼型周圍氣壓及流速計算結果,以及葉片最大結構位移計算結果的誤差均小于3%。

作者:王偉龍,田德,鄧英,林俊杰

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