垂直轴风力机翼型动态气动性能研究

垂直轴风力机具有叶片疲劳载荷小，结构重心低稳定性能好，制造及安装简单等优势 ；但也存在着启动性能差，难以有效摆脱动态时速效应影响等劣势。通常垂直轴风力机采用对称翼型作为其叶片的基础造型。但由于垂直轴风力机运行时复杂的气动特性，笔者提出了应用于垂直轴风力机的两段式翼型，参考 NACA0012翼型，结合气动以及结构性能，初步建立了两段式翼型的主要几何参数。以CFD数值计算为实验平台，给出了两段式翼型应用于垂直轴风力机的动态气动性能。

2 模型及计算2.1 垂直轴风力机运行机理升力型垂直轴风力机叶片方位角变化从 0。～360。，因此通常叶片采用对称翼型，如 NACA0012，NACA0012及 NACA0018等。图 1给出了风力机做功原理。图 1中 为来流风速；Vt为切向线速度；为合速度；Ol为攻角；F。为升力； 为方位角；F 为阻力；09为角速度；A为尖速比；R为风轮半径。

在说明运行原理之前，首先定义尖速比概念，表达式如下：、 (oR A- - - wR图 1 垂直轴风力机做功原理对于垂直轴风力机，叶片所受相对速度是切向线速度与来流风速的矢量合。因此，翼型的攻角范围并收稿 日期：2013-04-06基金项目：国家自然基金资助项目(E51176129)，上海市研究生创新基金项目(JWCXSL1021)。

作者简介：聂佳斌(1988-)，男，上海人，硕士在读，研究方向：风力机气动性能。

· 40 ·研究与分析 2013年第3期(第26卷，总第125期)·机械研究与应用 ·aU- -- L-aaa -古 等 ， y u- 古筹 雾， - 式中： ，l， ， 分别是旋转坐标系中的方位和速度。

它们与静止坐标系的关系如下： Xcos 0Ysin 0， XCOS 0-ysin 0 (11)Y-Xsin 0Ycos 0，Yxsin 0ycos 0(12)UUcos 0 Vsin 0wyUUCOS 0-vsin 0-wy (13) - Usin 0 VcOS 0-fOXVusin 0VCOS 0wX (14)式中： ，Y为方位； ， 为速度荏静止坐标系； 为旋转角度。

3 结果分析动态失速最为明显的特征表现为涡脱落过程，即动态失速可通过涡脱落及其对翼型低压面的扰动效应加以描述。对于俯仰运动的翼型而言，其上仰运动时产生的C 和 C。值，远高于对应攻角的静态值。此现象由翼型非定常运动和边界层分离共同引起。

图6直观的给出了风力机旋转之初，尾迹涡形成及发展全过程。最终 CFD计算 4.75个周期后的尾涡分布如图7所示。由于三叶片风力机相互叶片夹角 120。，因此只需给出 1/3的运行周期便能表征这个周期下运动情况。由于纸质文本的限制，论文无法给出整个动态过程中流场的变化，只能以方位角 30。

图6 尾迹涡发展过程从整个流场的涡量图可清晰的观察到每个周期的失速涡发展、脱落及耗散的过程，同时为更好的说明动态失速涡的特点，根据图2将翼型与相对来流间· 42 ·的运动方式分为上仰和下俯两个阶段，其中不同的尖速比划分的角度不同，当A4时，下俯阶段对应的方位角为-14.5。<沙≤194.5。，上仰阶段的方位角为194.5。< <346.5。。

- 为深入了解垂直轴风力机翼型周围动态流场的特点，将局部放大不同方位角下翼型周围的速度、流线以及涡量分布，其中图8给出了翼型不同方位角的涡量分布，其中，图8(b)中翼型方位角 350。，此时攻角 Ot14.3。，大攻角状态下能观察到翼型尾缘处对旋的尾缘涡呈条状，同时其主体依旧附着于翼型表面，因此形成了图6中流场上半区域中的条状对旋涡。图8(a)中翼型方位角 200。，攻角 -14.4。，此时的对旋涡形状呈圆形，区别于下俯过程中的条状形态，同时动态失速涡脱落特征更为明显，也就形成了图7中流场下半区域中类似于卡门涡的涡系。

Vortieitv Magnitude(d) 3 ， 12 220ro I I押 Mzgaitude甏l霉-～ 目蒜 目嚣 i器(g) 29O， 6，38。 《h) 40， 2.01)。

图8 翼型尾涡分布攻角前的负号可理解为来流作用在翼型上下 2个不同的表面，而翼型为对称，这样 OL-14.4。在静 ～帆1喜啪 器栅辩 q I1。

-～ 隧· 机械研究与应用 ·2013年第3期(第26卷，总第125期) 研究与分析态条件下意味着攻角大小为 14.4。，但作用在翼型背面。从图8(a)、(b)的对比能够发现，同样是 14.4。

大小的攻角，却形成了不同尾涡结构。整体流域中，从涡系的整体形态上能区分出翼型上仰以及下俯的区域，上仰过程中脱落的涡主要呈条状，而下俯过程中脱落的涡系则呈圆形，而这些现象的主要原因是翼型的动态影响，由于翼型 自身的运动趋势，导致其攻角始终变化，翼型对于来流始终表现为上下煽动的对应关系。

垂直轴风力机运行整个周期内动态尾迹涡的特点可归结为以下几点：(1)在翼型快速下俯运动过程中，尽管边界层内部会发生逆流现象，但整体流动仍保持附着状态，并超出稳定分离点以外。

(2)当上仰运动的翼型处于大攻角工况下，翼型前缘开始出现动态失速涡并沿上表面迅速发展。

(5)在翼型上仰运动过程中，产生强度较强的顺时针(翼型前缘处)或逆时针(翼型尾缘处)二次涡以及高阶次涡。

(6)随着翼型下俯运动的继续，流动开始表现为由前缘至尾缘的再附着过程。整个翼型振荡运动周期中，其下俯运动中流动再附着所对应的攻角，远小于上仰运动中流动分离所对应的攻角。

(7)通过翼型尾缘涡的不同形态可判断叶片是处于上仰过程还是处于下俯阶段。显然，翼型运动的动态效应及其产生的涡动力学现象会影响到作用在翼型上的整体气动力与力矩。

获取垂直轴风力机运行时的气动特性参数需要对 CFD监视得到的数据进行-定的修正，这是由于风力机翼型始终处于运动状态导致数据处理上的难度增加。CFD计算时监视到的升阻力沿着水平和竖直两个方向分布，而翼型升阻力的定义中，升力的方向为垂直于来流方向向上，而阻力则沿着来流方向，因此得到的监视数据需要坐标变化。此时升阻力系数的方向需要考虑方位角及攻角变化的联合关系，攻角是方位角的函数因此升阻力系数的方向只与方位角-个量有关。

升力系数方向角：卢 fan ( ) (15)阴力系数方向角：卢-号 tan ( )- 'IT (16)其中，CFD计算中，升力系数定义如下：Cl： 1 (17) 式中： 为升为；V为参考速度；A为作用面积；C。 为CFD监视升为数据。

由于实际运行过程中，翼型受到的相对来流速度的大小是变化的，且 CFD计算时监视到的 C。 是以为恒定参数计算得到的，因此最终数据需要经过相对风速比的修正。具体转换如下：Cl： ± (18)COS (A sin Ac COS2 i (19) -(A s n A)式中：C 为CFD升力监视值；C 阴力系数监视值。

动态情况下，翼型升阻力显示了迥然不同的特性。相比静态情况下升力系数随攻角变化成-条直线的趋势不同，翼型运动过程中的升力或阻力系数随攻角呈环状周期形变化，无论是上仰或是下俯过程，其升力或阻力系数值都将偏移静态值。图9给出了翼型动态情况下升阻力系数变化情况，图 9(a)～(d)分别是第-、二、三以及第四周期下升力系数变化情况，从图中能够看到升力系数总趋势变化不大，但各曲线形状稍有不同，这是因为第-、二周期时风力机周围流彻未达到稳定，叶片尾流还未完全发展。等到了后几个周期就能发现明显的周期变化规律，这表征了风力机流场 已趋于动态的周期变化规律。

15 -10 -5 0 5 10 15 15 10 u5 0 5 l0 15(a)第-罔期 墩角。) (b)第二阚期 攻角(15 IO 5 0 5 10 15 .15 .10 .5 0 5 10 15(c)第三周期 玫角 ) (d)第四周期 攻胄lr图9 翼型动态升力系数与攻角变化关系图10给出了动态升力系数随方位角 的变化关系，由于方位角即翼型绕主轴公转时所处的位置，通过它能够直观的找到风力机翼型最大升力所处方位角♂合图8能够了解到虽然攻角大小相等，但上仰· 43 ·研究与分析 2013年第3期(第26卷，总第125期)·机械研究与应用 ·以及下俯是所能得到的最大升力系数却不同，显然当c(90。，270。)时其升力系数比 c(0。，90。]u[270。，360。)来的大，这表明翼型处于上风半周期时其受到的升力大。

图 10给出风力机运行时翼型动态阻力系数，从图线的形态上能发现它虽然是环状分布，但总体结构较静态偏差不大，只有在下俯至大攻角时，其值会有突然的明显抬升，这是因为尾涡脱落造成的。随着周期的推移，阻力系数趋于动态的周期变化，动态流场结构虽然比较复杂，但其分布是有规律的。在 90%的攻角范围内，阻力系数维持在0.05以下，这对于风力机的运行比较有利。同样，动态阻力系数环状的分布特性也是由于翼型对于攻角不断的俯仰运动导致的，虽然在中高尖速比下偏移特性不明显，但当尖速比减小时，偏移量将明显增加，尤其是当翼型大范围运行于失速攻角以外时，阻力整体平均抬升明显，这是导致升力型垂直轴风力机启动性能差的原因之-。

0 60 l20 180 2帅 3∞ 360 0 60 120 l8o 240 l训O 360a)第-周期 方位角( ) (b)第二周期 方位角(。)0 60 120 l∞ 240 3O0 360 0 60 l20 180 240 300 0(c)第三周期 方位角(。) (d)第四周期 方位角f。)图 10 翼型动态升力系数与方位角变化关系图 11给出了动态阻力系数随方位角的变化关系，从中发现翼型处于 180。< <24O。时，阻力系数抬升明显，同比此方位角下的升力系数虽然出现了极大值，但由于阻力系数的增加，导致了此方位角下翼型的气动性能并不优越。同样，判定翼型系统性能的标准还应参考升阻比的大小，如图12所示。

图 13给出了升阻比随攻角的变化关系，而图 l4给出了升阻比随方位角的变化关系。能够发现升阻比的极大值出现在攻角 4。左右，对应于方位角在 70。附近，方位角从 ：0o发展至 90。时，虽然攻角-直在减小，但升阻比却是-个先增后减的趋势，在 70。时迎来-个极大值后，迅速减小至 0。

同样，升阻比曲线同样印证了升力极大值时气动性能并非-定最优。

(c)第三周期 攻角( ) (d)第四周期 攻角图 11 翼型动态阻力系数随攻角变化关系0 60 120 180 240 3。0 36O方位角f 1[a第-周期动态阻，系数i，、 / -。 。

R 01501OO 05O 0oo 20翟 0O。∞0 o00 6O l2O 180 240 300 360方位角( l(b)第二周期图 12 翼型动态阻力系数随方位角变化关系l5 10 5 0 5 10 15 15 10 5 0 5 10 15(a)第三周期 攻角r 《b)第四周期 攻角(图 13 翼型动态升阻比随攻角变化关系. 厂、-，、、 /0 60 120 180 240 3o0 360(a)第三周期 方位角rr L I- ，.、图 l4 翼型动态升阻比随方位角变化关系(下转第47页)· 机械研究与应用 ·2013年第3期(第26卷，总第125期) 应用与试验焊接后不平整。无法满足流体化工环保工程的使用。

而焊接后的焊缝强度、断裂伸长率不得低于原板的物理力学性能 80%。

图5 拉伸样条 A 图6 拉伸样条5 外观检测PrFE焊接处质量的好坏不紧要看其粘合强度性能，其外观也是重要标准。-般粘接后存在的外观缺点是 ：焊缝不平整，有裂纹或里面有杂质等，而采用该新型焊接方法，这些问题迎刃而解 ，如图7所示。

《上接第44页)(a) ㈣图 7 焊接后的成品外观图无论是升力或是阻力系数，其与静态值整体偏差不大，从本质上翼型气动参数与种类直接相关。但动态气动性能对于研究垂直轴风力机在流场中的效率是不可忽略的因素，比如其阻力瞬时脉动性的提升让风力机做功能力减弱等♂合翼型动态升阻比与翼型周围涡量分布情况(见图8)可发现，圆形尾涡区域伴随着明显的动态失速涡，其翼型升阻比明显较条形尾涡的翼型升阻比低。条形尾涡翼型周围虽然存在失速涡的脱落，但相对于来流与翼型表面结合的依旧非臭密，似乎翼型没有发生失速分离。

4 结 论叶片是垂直轴风力机关键技术之-，其翼型的气动性能直接影响风力机效率。笔者在垂直轴风力机基本原理基础上提出了带副翼的两段式翼型，并将其引入垂直轴风力机的研究。同时采用 CFD计算方法得到两段式翼型动态气动性能，研究分析总结如下：(1)通过对流场涡量分布以及翼型周边涡量分布的研究，总结了垂直轴风力机运行时流动特性的普遍规律。

(2)通过垂直轴风力机翼型升阻力特性曲线可6 结 论PTFE板焊接管材的质量受到温度、压力、时问、原料特征及环境等的影响。在焊接的过程中对接区加热温度为 350～390℃，压力为 10～50 MPa/cm ，焊接后的焊缝强度、断裂伸长率不得低于原板的物理力学性能 80%，并且外观平整，无裂纹。

目前国内外对热板焊接技术有-定的研究，但是国内对 PTFE板焊接技术还处于空白的状态，国外关于 PTFE板焊接技术也处于不断研究的状态。采用本文所阐述的新型焊接技术可以大大的提高 FE板焊接处的物理力学性能，PTFE焊接管也将可以在大范围内推广。