零质量射流对风力机翼型动态失速特性的影响
发布时间：2021-04-17 23:14
为了改善风力机大厚度翼型的气动性能,采用零质量射流对翼型附近的流动进行流动控制。采用非定常雷诺时均模拟方法（URANS）对动态失速状态下带零质量射流的DU97-W-300翼型的绕流场进行数值模拟,并对比控制前和控制后的翼型气动特性。结果表明,随着射流折合频率的增加,翼型失速攻角逐渐增大,升力系数曲线的波动次数逐渐减小。零质量射流可以有效抑制流动分离,其抑制动态失速的能力随翼型折合频率的增加而增强,随激励器动量系数的增加而增强。
【文章来源】：可再生能源. 2019,37(03)北大核心
【文章页数】：7 页
【部分图文】：
里型nnann的几何植型
数为160，第一层网格高度为0.001mm，Y+<1，翼型周向网格数为460，网格总数为8万。为了精确求解喷口附近的流动结构，在翼型喷口附近区域进行了加密。激励器位于20%弦长处时，流场区域的局部网格如图3所示。2.2边界条件采用速度进口、压力出口边界条件。叶片表面将激励器振动膜的振动过程转化为喷口所在位置射流速度随时间的变化关系[10]，即：v（t）=Vsin（2πft）（1）式中：V为一个周期内激励速度的最大值；f为激励频率。射流最大速度随时间的变化如图2所示。由图2可知，射流最大速度呈正弦规律变化。射流动量系数定义为cμ=2HCv0U∞2（2）式中：H为喷口宽度；C为翼型弦长；U∞为主流来流速度；v0为激励器整个工作周期内的吹气平均速度。v0=1TT20乙v（t）dt（3）式中：T为激励器的工作周期。翼型振荡的折合频率定义为k=πCωU∞（4）式中：ω为翼型振荡频率。压力系数定义为CP=P-P∞0.5ρU∞2（5）式中：P，P∞分别为翼型表面静压和翼型来流远场压强；ρ为流体密度。给定5种折合频率，研究不同折合频率下零质量射流对翼型气动特性的影响。给定4种射流动量系数，研究不同动量系数下零质量射流推迟翼型动态失速的效果，具体研究方案见表1。图1翼型DU300的几何模型Fig.1GeometricmodelofDU300airfoil30°Hv（t）XU∞图2射流最大速度随时间的变化Fig.2Variationofmaxvelocitywithtimev/V10-1t/T00.250.500.751.00表1研究方案Table1Parameterssetting研究方案R
2数值方法2.1计算域与网格本文采用圆形计算域，为了减少计算域边界对翼型表面压力分布的影响，计算域半径R=30C。使用ICEM软件中的O型网格进行网格划分，生成全域结构网格。径向网格数为160，第一层网格高度为0.001mm，Y+<1，翼型周向网格数为460，网格总数为8万。为了精确求解喷口附近的流动结构，在翼型喷口附近区域进行了加密。激励器位于20%弦长处时，流场区域的局部网格如图3所示。2.2边界条件采用速度进口、压力出口边界条件。叶片表面将激励器振动膜的振动过程转化为喷口所在位置射流速度随时间的变化关系[10]，即：v（t）=Vsin（2πft）（1）式中：V为一个周期内激励速度的最大值；f为激励频率。射流最大速度随时间的变化如图2所示。由图2可知，射流最大速度呈正弦规律变化。射流动量系数定义为cμ=2HCv0U∞2（2）式中：H为喷口宽度；C为翼型弦长；U∞为主流来流速度；v0为激励器整个工作周期内的吹气平均速度。v0=1TT20乙v（t）dt（3）式中：T为激励器的工作周期。翼型振荡的折合频率定义为k=πCωU∞（4）式中：ω为翼型振荡频率。压力系数定义为CP=P-P∞0.5ρU∞2（5）式中：P，P∞分别为翼型表面静压和翼型来流远场压强；ρ为流体密度。给定5种折合频率，研究不同折合频率下零质量射流对翼型气动特性的影响。给定4种射流动量系数，研究不同动量系数下零质量射流推迟翼型动态失速的效果，具体研究方案见表1。图1翼型DU300的几何模型Fig.1Geometricmodel
【参考文献】：
期刊论文
[1]涡发生器对风力机翼型动态失速的影响[J]. 戴丽萍,许雅苹,周强,王晓东,康顺. 工程热物理学报. 2018(08)
[2]激励特性对零质量射流的影响[J]. 祝健,康顺,王晓东. 工程热物理学报. 2017(06)
[3]斜出口合成射流控制机翼分离流实验研究[J]. 左伟,顾蕴松,程克明,刘源. 实验流体力学. 2014(06)
[4]合成射流环量控制翼型增升技术[J]. 张攀峰,燕波,戴晨峰. 中国科学:技术科学. 2012(09)
[5]零质量射流技术及其应用研究进展[J]. 张攀峰,王晋军,冯立好. 中国科学（E辑:技术科学）. 2008(03)
本文编号：3144316
【文章来源】：可再生能源. 2019,37(03)北大核心
【文章页数】：7 页
【部分图文】：
里型nnann的几何植型
数为160，第一层网格高度为0.001mm，Y+<1，翼型周向网格数为460，网格总数为8万。为了精确求解喷口附近的流动结构，在翼型喷口附近区域进行了加密。激励器位于20%弦长处时，流场区域的局部网格如图3所示。2.2边界条件采用速度进口、压力出口边界条件。叶片表面将激励器振动膜的振动过程转化为喷口所在位置射流速度随时间的变化关系[10]，即：v（t）=Vsin（2πft）（1）式中：V为一个周期内激励速度的最大值；f为激励频率。射流最大速度随时间的变化如图2所示。由图2可知，射流最大速度呈正弦规律变化。射流动量系数定义为cμ=2HCv0U∞2（2）式中：H为喷口宽度；C为翼型弦长；U∞为主流来流速度；v0为激励器整个工作周期内的吹气平均速度。v0=1TT20乙v（t）dt（3）式中：T为激励器的工作周期。翼型振荡的折合频率定义为k=πCωU∞（4）式中：ω为翼型振荡频率。压力系数定义为CP=P-P∞0.5ρU∞2（5）式中：P，P∞分别为翼型表面静压和翼型来流远场压强；ρ为流体密度。给定5种折合频率，研究不同折合频率下零质量射流对翼型气动特性的影响。给定4种射流动量系数，研究不同动量系数下零质量射流推迟翼型动态失速的效果，具体研究方案见表1。图1翼型DU300的几何模型Fig.1GeometricmodelofDU300airfoil30°Hv（t）XU∞图2射流最大速度随时间的变化Fig.2Variationofmaxvelocitywithtimev/V10-1t/T00.250.500.751.00表1研究方案Table1Parameterssetting研究方案R
2数值方法2.1计算域与网格本文采用圆形计算域，为了减少计算域边界对翼型表面压力分布的影响，计算域半径R=30C。使用ICEM软件中的O型网格进行网格划分，生成全域结构网格。径向网格数为160，第一层网格高度为0.001mm，Y+<1，翼型周向网格数为460，网格总数为8万。为了精确求解喷口附近的流动结构，在翼型喷口附近区域进行了加密。激励器位于20%弦长处时，流场区域的局部网格如图3所示。2.2边界条件采用速度进口、压力出口边界条件。叶片表面将激励器振动膜的振动过程转化为喷口所在位置射流速度随时间的变化关系[10]，即：v（t）=Vsin（2πft）（1）式中：V为一个周期内激励速度的最大值；f为激励频率。射流最大速度随时间的变化如图2所示。由图2可知，射流最大速度呈正弦规律变化。射流动量系数定义为cμ=2HCv0U∞2（2）式中：H为喷口宽度；C为翼型弦长；U∞为主流来流速度；v0为激励器整个工作周期内的吹气平均速度。v0=1TT20乙v（t）dt（3）式中：T为激励器的工作周期。翼型振荡的折合频率定义为k=πCωU∞（4）式中：ω为翼型振荡频率。压力系数定义为CP=P-P∞0.5ρU∞2（5）式中：P，P∞分别为翼型表面静压和翼型来流远场压强；ρ为流体密度。给定5种折合频率，研究不同折合频率下零质量射流对翼型气动特性的影响。给定4种射流动量系数，研究不同动量系数下零质量射流推迟翼型动态失速的效果，具体研究方案见表1。图1翼型DU300的几何模型Fig.1Geometricmodel
【参考文献】：
期刊论文
[1]涡发生器对风力机翼型动态失速的影响[J]. 戴丽萍,许雅苹,周强,王晓东,康顺. 工程热物理学报. 2018(08)
[2]激励特性对零质量射流的影响[J]. 祝健,康顺,王晓东. 工程热物理学报. 2017(06)
[3]斜出口合成射流控制机翼分离流实验研究[J]. 左伟,顾蕴松,程克明,刘源. 实验流体力学. 2014(06)
[4]合成射流环量控制翼型增升技术[J]. 张攀峰,燕波,戴晨峰. 中国科学:技术科学. 2012(09)
[5]零质量射流技术及其应用研究进展[J]. 张攀峰,王晋军,冯立好. 中国科学（E辑:技术科学）. 2008(03)
本文编号：3144316
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