Замена актуатора турбины: Ремонт электронного актуатора турбины своими руками

Cummins City Diesel Electronic Turbo Actuator

Описание

ВАЖНОЕ ПРИМЕЧАНИЕ!
Эта деталь не подлежит возврату, если пломба коробки с продуктом сломана. Вы обязаны правильно диагностировать проблему с турбонаддувом перед заказом. Неправильная установка может и приведет к повреждению турбокомпрессора.

** Продукт поставляется с синей защитной пломбой на внешней стороне коробки с деталями. Если эта пломба сломана или подделана, товар возврату не подлежит. **

С турбокомпрессором Variable Geometry Technology (VGT) в грузовиках Ram Turbo Diesel ’07 .5– ’18 все изменилось, когда дело дошло до его обслуживания. Чтобы работать с ним, вам потребовалось обучение, дорогие инструменты, и вы не могли проверить привод, поэтому, как владельцу грузовика DIY-er, вам пришлось заменить турбонагнетатель, который стоит дорого.

Город Дизель работал, чтобы исправить это. Первым шагом была разработка тестера исполнительных механизмов, который мог бы использовать каждый. Вскоре после того, как они выпустили его, начали появляться более доступные восстановленные турбокомпрессоры. Однако проблема все еще оставалась, потому что привод должен быть откалиброван для турбокомпрессора, и вы не могли просто заменить привод. Это означает, что вам придется либо заплатить гонорар за калибровку привода в магазине, где есть необходимое оборудование (средняя цена 200 долларов), либо купить турбонагнетатель целиком, даже если привод был единственной проблемой.

Экономичное решение: создание нового привода и корпуса редуктора. Вы заменяете всю электронику, включая печатную плату, двигатель, адаптер жгута проводов и новую коробку передач. Нет необходимости в калибровке и сложной установке. Опять же, для вас это означает, что у вас есть жизнеспособный и экономичный вариант замены привода в случае возникновения проблемы.

• Экономичное решение — нет необходимости заменять всю турбину.
• Нет необходимости в дорогих инструментах или поездке на калибровку в автосалон.
• Протирает лопатки / самотестирование при каждом ключевом цикле, предотвращая накопление сажи и нагара.
• Электродвигатель привода имеет почти вдвое больший крутящий момент: это затрудняет замерзание лопаток и обеспечивает более быструю реакцию дроссельной заслонки.
• Привод с самого начала был разработан для работы с тюнерами EFI-live на вторичном рынке.
• Не мешает работе выхлопного тормоза.
• Запасной привод, корпус редуктора, прокладки и переходник проводки в комплекте.
Перед покупкой убедитесь, что шестерня привода на турбонагнетателе свободна. Если эту шестерню нельзя легко переместить одним пальцем, вам необходимо заменить турбо. Если вы чувствуете сопротивление, не заказывайте эту деталь. Если вы действительно почувствуете сопротивление, это приведет к отказу этого привода и любого другого привода. *** ЭТО НЕЛЬЗЯ ВОЗВРАТИТЬ *** ЕСЛИ У ВАС КОД P226C, ЭТО НЕ УСТРАНЯЕТ ПРОБЛЕМУ.
• Слить охлаждающую жидкость
• Снимите четыре 5-миллиметровых болта с внутренним шестигранником, которыми привод крепится к турбонагнетателю.
• Убедитесь, что шестерня привода на турбонагнетателе свободна.
• Отделите корпус привода, открутив 4 винта с головкой Torx, удерживающих его вместе.
• Присоедините наш привод к коробке передач с помощью прилагаемых винтов. (Очень важно, чтобы турбокомпрессор был полностью высохшим перед установкой нового привода. В противном случае и печатная плата поджарилась, мы аннулируем гарантию)
• Прикрутите узел обратно к турбонагнетателю с помощью прилагаемых новых болтов с шестигранной головкой 5 мм.
• Заменить охлаждающую жидкость.

Обзоры

Отлично отработали

28 сент.2021 г. | Автор: Брайден

Поддержка Genos

22 августа 2021 г. | Стив Хендрикс,

Актуатор турбины для моего 2015 Ram 2500

23 июня 2021 г. | Автор: Джонни Турбо

Спасибо

8 июня 2021 г. | Кен Кэмпбелл,

Подходит для моей 14-цилиндровой кабины 3500 и шасси

22 мая 2021 г. | Автор: Гэвин Коннин,

Отличный продукт и поддержка

3 апр.2021 г. | Питер Феррара,

ОБНОВЛЕНИЕ ЭЛЕКТРОННОГО ТУРБОПРИВОДА

30 окт. 2020 г. | Автор: Дэн Ульрих,

Отличный товар

07 окт.2020 г. | Джим Брюэр,

Отлично работает !!!

12 марта 2020 г. | Автор: ДЖЕЙМС ДЖОНСОН,

Отлично! Замечательная деталь и сервис.

26 дек.2019 г. | Автор: Майкл Робинсон,

Видео

Диск привода — обзор

1.

Чтобы расширить анализ неподвижного диска привода, приведенный выше, на вращающийся диск привода, он должен быть изменен, чтобы включить вращающиеся компоненты в скорость жидкости, но при этом сохраняются осевые и радиальные компоненты одинаковыми.Для этого используют вращающуюся кольцевую струйную трубку (рис. 12) и выводят уравнения, которые связывают скорости следа с соответствующими скоростями ветра на диске ротора. Здесь уравнения выводятся с учетом влияния следа за ротором ветряной турбины и потерь в наконечнике.

Рис. 12. Модель вращающейся кольцевой струйной трубки.

Чтобы учесть эффект следа, здесь делаются два допущения: поток считается полностью осевым вверх по потоку; но что на выходе ротора имеет вращение с угловой скоростью ω в направлении, противоположном ротору.Это не следует путать с Ω, то есть угловой скоростью ротора ветряной турбины.

Если предположить, что в дальнем следе ω мало по сравнению с Ω, то давление перед ним эквивалентно давлению в дальнем следе. Кроме того, если учесть, что угловой момент и масса в кольцевой струйной трубке сохраняются, выражения могут быть получены в плоскости ротора [11]. Например, применяя уравнение Бернулли между разделами 1 и 2 на рис.12 и упрощая, получаем перепад давления на диске как:

(65) p1 − p2 = ρ (Ω + ω2) ωr2

Теперь элементарный тяга на кольцевом элементе может быть получена.Для трубки с радиусом r и толщиной d r ее площадь поперечного сечения составляет 2 πr d r .

(66) dT = (p1 − p2) dA = ρ (Ω + ω2) ωr2⋅2πrdr

Если a ′ = ω2Ω определяется как коэффициент угловой индукции, то подставляя в уравнение. (66) дает.

(67) dT = 4πρΩ2a ′ (1 + a ′) r3dr

Также, заменив A на d A = 2 πr d r в уравнении. (60), полученное из теории осевого импульса, аналогичное соотношение для d T было установлено следующим образом:

(68) dT = 2afρU02 (1 − af) ⋅2πrdr

Приравнивая уравнения. (67) и (68) и упрощение дает:

(69) af (1 − af) a ′ (1 − af) = Ω2r2U02 = λr2

, где λ _r — местное отношение наконечника к скорости.

Из принципа сохранения углового момента крутящий момент на роторе должен быть равен угловому моменту следового потока.

Элементарный момент τ, действующий на кольцевой элемент дифференциала, может быть выражен следующим образом:

(70) τ = ωr2dṁ = ωr2⋅ρU1dA = ωr2⋅ρU1⋅2πrdr = 2πρU1ωr3dr

Из уравнения. (57), где U _R = U ₁ и a ′ = ω2Ω, угловой момент можно выразить как:

(71) τ = 2a′ρU0Ω (1 − af) r2⋅2πrdr

Мощность, производимая каждым радиальным элементом, представлена ​​как d P = Ωτ и из уравнения.(71), это упрощается до [11]:

(72) dP = 12ρAU03 [8λ2a ′ (1 − af) λr3dλr]

, где λ = Ом _R / U _R — наконечник– передаточное отношение ротора.

Коэффициент мощности в дифференциальной кольцевой форме может быть выражен как в формуле. (73):

(73) dCp = dP1 / 2ρU03A

Объединение уравнений. (72) и (73) и интегрирование в заданных пределах дает следующее уравнение.

(74) Cp = 8λ2∫λhλa ′ (1 − af) λr3dλr

, где λ _h — отношение наконечника ступицы к скорости.

Ур. (69) может быть решено относительно a ׳ в терминах a , а затем подставлено в уравнение. (74) решить для максимальной выработки мощности, чтобы получить уравнение. (75) ниже.

(75) λr2 = (1 − af) (4af − 1) 2 (1−3af)

Теперь уравнение. (75) можно подставить обратно в уравнение. (69), чтобы получить следующее выражение:

(76) a ′ = (1−3af) (4af − 1)

Следующее уравнение получается путем дифференцирования уравнения. (75) относительно , , _{, f,} , чтобы получить уравнение. (77) ниже:

(77) 2λrdλr = 6 (4af − 1) (1−2af) 2 (1−3af) 2daf

Максимальный коэффициент мощности ротора можно получить, подставив уравнения.(75) — (77) в уравнение. (74) и упростив его следующим образом [26]:

(78) Cp, max = 24λ2∫a1a2 [(1 − af) (1−2af) (1−4af) (1−3af)] 2daf

, где a ₁ — коэффициент осевой индукции для λ _r = λ _h ; и ₂ означает, что для λ _r = λ.

2a.1 Диск привода Модель

Кривая мощности

На рисунке 2a-1 ниже показана типичная кривая мощности современной ветряной турбины с регулируемым шагом и горизонтальной осью.Это график зависимости мощности от скорости ветра. Сплошная синяя линия (P _wind ) обозначает мощность ветра. Энергия ветра пропорциональна кубу скорости ветра, как показано линией ветра P _{. Что это значит? Если вы удвоите скорость ветра, в результате вы получите восьмикратное увеличение мощности, которую вы можете получить от ветра.}

Рисунок 2a-1. Кривая мощности HAWT

ПГУ Аэрокосмической техники

Следующее видео объясняет 3 области ветра (или силы) на рис. 2a-1:

Щелкните, чтобы увидеть стенограмму видео.

Расшифровка: кривая мощности HAWT с регулируемой высотой тона

Настоящая ветряная турбина, если вы посмотрите на нее, для ее запуска потребуется немного скорости ветра. Таким образом, существует область от нулевого ветра до определенной скорости ветра, называемой скоростью включения ветра, в которой ветряная турбина не производит энергии. Также называется регион 1. Ничего не происходит. Затем, когда достигается заданная скорость ветра, мощность увеличивается, и вы видите, что она почти параллельна мощности, которая становится доступной с самой скоростью ветра.Но это только определенная часть того количества, которое на самом деле может уловить машина, ротор ветряной турбины. Мы узнаем, сколько это стоит. Этот регион называется регионом 2. Мощность увеличивается.

В идеале вы хотите производить энергию с помощью ветряной турбины и хотите зарабатывать деньги. Правильно, вы хотите продать власть. В идеале вы хотите пройти здесь до конца, но вы ограничены. Что вас ограничивает? Генератор. Первое, что вас ограничивает, — это генератор. Генератор может потреблять только определенную мощность и подавать ее в электрическую сеть.Вы должны начать контролировать власть. Это типичная кривая мощности современной ветряной турбины с горизонтальной осью с регулируемым шагом. Вы управляете мощностью, изменяя шаг лезвия. Изменение нагрузки и, следовательно, крутящего момента и мощности, производимых ротором. Скорость ветра, при которой достигается номинальная мощность турбины и генератора, называется номинальной скоростью ветра. С этого момента, по мере увеличения скорости ветра, мы увидим, что вам придется наклонять все больше и больше лопастей, чтобы приспособиться к тому факту, что приходит больше энергии ветра, но вы можете позволить уловить только ее большую часть.По сути, вы должны отрегулировать угол наклона лопастей так, чтобы локальные углы атаки, действующие на локальные участки аэродинамического профиля, становились меньше, и, следовательно, нагрузки становились относительно меньшими, а мощность оставалась прежней.

Итак, в конце концов, обычно, если скорость ветра становится около 25 метров, вам необходимо выключить турбину. Это почему? Это не проблема генератора. Это нагрузки от лезвия. Становится проблемой нагрузки и усталости. Также штормовые условия. Во время шторма у вас больше колебаний, большая амплитуда, и это создает проблему, вам нужно отключить ротор.Это максимальная скорость ветра. Итак, у нас есть эти 3 отдельных участка на кривой мощности современной ветряной турбины с горизонтальной осью с регулируемым шагом.

Поле обтекания ротора ветряной турбины очень сложное. Лопасти современных ветряных турбин промышленного масштаба оснащены различными аэродинамическими профилями, которые оптимизированы для работы в соответствующем положении по размаху лопастей. В зависимости от скорости ветра лопасти устанавливаются вместе, чтобы либо максимизировать извлечение мощности при заданной скорости ветра, либо контролировать выработку энергии при скорости ветра выше номинальной. Кроме того, лопасти испытывают упругие деформации и подвергаются порывам ветра, турбулентным водоворотам и входящему срезанному профилю ветра окружающего пограничного слоя атмосферы (ABL).

Рисунок 2a-2. Упрощенное изображение ветра через зону движения ротора.

Источник: Справочник по ветроэнергетике. Бертон. © 2015 Penn State. Воспроизведено с разрешения John Wiley & Sons.

Очевидная сложность проблемы включает изменяющееся во времени трехмерное турбулентное течение с вихревыми структурами.Кажется непрактичным получить некоторое базовое представление о выработке энергии и нагрузках на лопасти без значительного упрощения проблемы. С этой целью давайте представим ветряную турбину как устройство, которое извлекает импульс и энергию из ветра и делает это «равномерно» по рабочей области ротора (как показано на рис. 2a-2). Следовательно, мы можем рассматривать ротор как бесконечно толстый приводной диск (поверхность), который уменьшает импульс осевого ветра.

Одномерная и осесимметричная модель гидродинамики — это модель трубки тока, снова см. Рис.2а-2. Поскольку ветряная турбина извлекает импульс и энергию из осевого свободного потока, ветер внутри трубки потока замедляется. Следовательно, струя тока должна расширяться, чтобы обеспечить сохранение массы в первом случае.

Мы добавляем еще одно предположение к проблеме, касающееся пренебрежения эффектами сдвига в струе тока. Это означает, в частности, что существует однородный профиль ветра на входе и выходе из струйной трубки. Следовательно, не учитываются вязкие потери (невязкие), которые запрещают генерацию завихренности и связанных с ней вихревых структур, таких как корневые и концевые вихри (безвихревые).Далее мы предполагаем, что приводной диск неподвижен (не вращается) и что равномерный ветер, входящий в струйную трубку, не изменяется во времени (устойчивый).

Подведем итог допущениям модели приводного диска: устойчивый, одномерный, невязкий, без вращения, без вращения.

Базовый анализ струйной трубки

Обратимся к рис. 2a-3 (верхний график), где показано поперечное сечение трубки потока. Мы видим, что равномерный профиль ветра V ₀ входит в струйную трубу.Скорость ветра внутри струйной трубки непрерывно уменьшается (нижний график), поскольку ветряная турбина извлекает импульс и энергию из профиля ветра, попадающего в струйную трубу. На приводном диске равномерный профиль ветра имеет величину и ; в выходной плоскости струи тока величина скорости уменьшилась до u ₁ . Отметим, что скорость ветра V ₀ вне струйной трубки остается неизменной.

Рисунок 2a-3. Расширение струйной трубки, уменьшение скорости и скачок давления при прохождении ветра через приводной диск.

Источник: Аэродинамика ветряных турбин. Хансен (2008). © 2015 Penn State. Воспроизведено с разрешения.

Перед тем, как продолжить, давайте внимательнее посмотрим на выходную плоскость, где сходятся два однородных профиля скорости. Присутствует резкий градиент скорости, однако наше предположение о невязком и, следовательно, безвихревом потоке допускает «свободное» скольжение вдоль струйной трубки. Следовательно, в анализе отсутствуют потери на трение. — Хотя распределение скорости вдоль струйной трубки непрерывно, для статического давления ситуация иная.Очевидно, что местное статическое давление должно равняться давлению окружающей среды p ₀ на входе и выходе трубки потока. Однако непрерывное замедление потока внутри трубки требует увеличения давления в соответствии с законом Бернулли (о котором мы поговорим немного позже). Следовательно, единственный способ обеспечить, чтобы статическое давление на входе и выходе трубки потока равнялось p ₀ (давление окружающей среды), — это иметь скачок давления Δ p на приводном диске.Именно этот скачок давления действует как внешняя сила для жидкости и извлекает осевой импульс, соответственно энергию и мощность.

Далее давайте запишем некоторые знакомые инженерные отношения.

Мы можем записать площадь диска ротора как функцию диаметра ротора D как:

(2а.1)

Что касается массового расхода (м *) через струйную трубку, мы можем оценить его на приводном диске:

(2a.2)

и на выходной плоскости (с учетом того, что область выхода A ₁ у струйной трубки нам пока неизвестна):

(2a.3)

Скачок давления Δ p на приводном диске воздействует на область диска ротора A , создавая осевое усилие T ветряной турбины:

(2a.4)

Отметим, что сила тяги действует по ветру в продольном направлении.Это является следствием того факта, что ветряная турбина извлекает осевой импульс и энергию, что противоположно поведению воздушного винта, который создает силу тяги против ветра, ускоряя жидкость за счет мощности двигателя. Из второго закона Ньютона мы знаем, что сила равна изменению количества движения. Рассматривая струйную трубку как контрольный объем, мы обнаруживаем, что сила тяги T является единственной внешней силой, действующей на контрольный объем, и что эта сила уравновешивается потоками импульса, которые входят в контрольный объем и покидают его:

(2a.5)

Что касается мощности P (это то, что нам действительно нужно в ветроэнергетике), мы помним, что мощность равна энергии в единицу времени. Ветряная турбина извлекает «кинетическую» энергию из ветра, следовательно, количество извлекаемой мощности равно разнице потоков кинетической энергии, поступающих и выходящих из контрольного объема трубки потока:

(2a.6)

Для расчета тяги ротора T и мощности P нам необходимо найти скорости u и u ₁ на приводном диске и в выходной плоскости. Помимо сохранения массы и 2-го закона Ньютона, мы можем применить классическое уравнение Бернулли для несжимаемой жидкости к потоку внутри трубки тока. Тем не менее, мы отмечаем из рисунка 2.2, что давление на приводном диске прерывистое.Следовательно, уравнение Бернулли может применяться только до и после скачка давления.

Видео вопрос: Каковы условия для применения уравнения Бернулли?

Щелкните, чтобы увидеть стенограмму видео.

Расшифровка стенограммы: Условия использования уравнения Бернулли

Когда можно использовать уравнение Бернулли? Устойчивый, Невязкий, безвихревый, несжимаемый, и вот пятая. Кто-нибудь помнит пятое условие? Это тот, который здесь не поможет.Консервативные телесные силы. Каков пример консервативной телесной силы? Гравитация — это консервативная телесная сила. Как насчет скачка давления? Это консервативно? Нет, это не так. Это похоже на ударную волну. Это означает, что вы НЕ можете применять здесь уравнение Бернулли повсюду, но разбейте проблему и примените уравнение Бернулли перед приводным диском и после приводного диска. Именно этим мы и займемся дальше.

Уравнение Бернулли

Начнем с того, что запишем уравнение Бернулли «перед приводным диском» как:

(2a.7)

В этом уравнении p — давление немного выше по потоку от диска ротора. Если мы определим перепад давления на приводном диске как Δ p , то давление сразу после приводного диска станет p -Δ p . Затем мы можем записать уравнение Бернулли для «нисходящего потока» как:

(2a.8)

Вычитание уравнений Бернулли выше и ниже по потоку друг из друга связывает перепад давления Δ p с неизвестными скоростями u и u ₁ :

(2а.9)

Мы можем использовать соотношение для перепада давления Δ p в уравнении для тяги:

(2a.10)

… для получения u :

(2a.11)

Интересно отметить, что скорость и на приводном диске является средним арифметическим скоростей на входе и выходе из струйной трубки.

Рисунок 2a-4. Расчет коэффициента осевой индукции для определения тяги и мощности.

Источник: Аэродинамика ветряных турбин. Хансен (2008). © 2015 Penn State. Воспроизведено с разрешения.

Во многих инженерных задачах практично использовать безразмерные коэффициенты (рис. 2a-4).Определим ‘коэффициент осевой индукции a от до u = (1-a) ⋅V ₀ , который описывает скорость u на приводном диске как долю скорости ветра набегающего потока V ₀ .

Используя u = ½⋅ (V ₀ + u ₁ ) , мы можем записать скорость u ₁ в выходной плоскости как u ₁ = (1-2a) ⋅V ₀ . Становится очевидным, что в частном случае a = 0 неизвестные скорости u и u ₁ просто равны скорости ветра набегающего потока V ₀ и обе тяги T и мощность P равны нулю.

Пару слов о тяге и мощности:

Щелкните, чтобы увидеть стенограмму видео.

Расшифровка: Thrust and Power

Отметим пару очень важных моментов. Номер один — тяга пропорциональна квадрату скорости ветра. И это также отражается в квадратичной зависимости от коэффициента осевой индукции a. В то время как мощность P пропорциональна кубу скорости ветра. Мы уже упоминали об этом ранее. И это также отражается в зависимости третьего порядка от коэффициента осевой индукции a.

Моделирование следа от ветровой турбины с использованием техники исполнительных механизмов

Philos Trans A Math Phys Eng Sci. 2015 28 февраля; 373 (2035): 20140071.

Йенс Н. Соренсен

¹ DTU Wind Energy, Технический университет Дании, Lyngby 2800, Дания

² Департамент наук о Земле, Университет Уппсала, Кампус Готланд, Висбю, Швеция

Роберт Ф. Миккельсен

¹ DTU Wind Energy, Технический университет Дании, Люнгби 2800, Дания

Дэн С.Хеннингсон

³ KTH Mechanics, Linné FLOW Center, Стокгольм, Швеция

Стефан Иванелл

² Департамент наук о Земле, Университет Упсалы, кампус Готланд, Висби, Швеция

³ KTH FLOW Center, Linné FLOW Center, , Стокгольм, Швеция

Сасан Сармаст

¹ DTU Wind Energy, Технический университет Дании, Люнгби 2800, Дания

³ KTH Mechanics, Linné FLOW Center, Стокгольм, Швеция

Серен Дж.

¹ DTU Wind Energy, Технический университет Дании, Lyngby 2800, Дания

¹ DTU Wind Energy, Технический университет Дании, Lyngby 2800, Дания

² Департамент наук о Земле, Университет Упсалы, Campus Gotland, Visby, Швеция

³ KTH Mechanics, Linné FLOW Center, Стокгольм, Швеция

Abstract

Техника линии привода была представлена ​​как численный инструмент, который будет использоваться в сочетании с моделированием больших вихрей для изучения следа и взаимодействия следа в ветряных электростанциях. Сегодня этот метод в основном используется для изучения основных характеристик следа, а также для прогнозирования производительности ветряных электростанций. В этой статье мы даем краткое введение в проблему следа и методологию линии исполнительного механизма, а также представляем исследование, в котором метод используется для определения свойств ветряных турбин в следе за следом. Представленные результаты включают сравнение экспериментальных результатов характеристик следа вокруг трехлопастной модели ветряной турбины, разработку простой аналитической формулы для определения длины ближнего следа за ветряной турбиной и подробное исследование структуры следа. основан на правильном анализе ортогональной декомпозиции численно сгенерированных снимков следа.

Ключевые слова: ветряные турбины, следы, линия привода, моделирование больших вихрей

1.Введение и современное состояние

Хотя оффшорная ветроэнергетика составляет лишь небольшую часть от общей мощности ветряных турбин, ожидается, что в ближайшем будущем она будет быстро развиваться, и потенциальный оффшорный рынок сегодня является основным драйвером для развития крупных ветроэнергетических установок. Ветряные турбины. Расположенные на море ветряные турбины всегда группируются в ветряные электростанции, чтобы ограничить общие расходы на установку и обслуживание. Следовательно, эффекты следа из-за взаимного взаимодействия между следами турбин являются неотъемлемым, хотя и нежелательным, эффектом, с которым приходится иметь дело разработчику. Эффекты следа вызывают как уменьшение общего производства энергии, так и увеличение самогенерируемой турбулентности, что, как следствие, приводит к сокращению срока службы [1–3]. Моделирование полей течения в ветряных электростанциях во многих случаях основано на простых расчетах одиночного следа в сочетании с некоторыми упрощенными предположениями относительно суперпозиции сливающихся следов [4–6]. Поскольку этот тип метода обычно основан на простых аналитических выражениях, они представляют собой простые и быстрые инструменты анализа и проектирования, которые в значительной степени реализованы в коммерческих пакетах для проектирования ветряных электростанций.Однако они не фиксируют фактические характеристики турбулентности в следе, которые могут значительно отличаться от характеристик поля невозмущенного потока, и в большинстве случаев модели необходимо калибровать по измерениям, чтобы правильно фиксировать местное производство энергии. Кроме того, они игнорируют важный эффект извилистого следа, который, как было показано, оказывает большое влияние на нагрузку ветряной турбины [7]. Более сложный тип инструментов моделирования основан на параболизированных усредненных по Рейнольдсу уравнениях Навье – Стокса [8,9].Модель этого типа является трехмерной и способна предсказывать такие эффекты, как положение центральной линии следа, добавленная турбулентная кинетическая энергия (TKE) и ширина следа. Однако этот тип модели ограничен использованием подхода, основанного на усредненной по Рейнольдсу вихревой вязкости, который не способен правильно уловить пространственно-временное поведение турбулентности. Следовательно, существует потребность в разработке более точных инструментов моделирования для описания характеристик потока в ветряных электростанциях.Однако такой инструмент должен справляться со всеми масштабами, присущими ветропаркам, где ветровые турбины подвержены ветровым условиям атмосферного пограничного слоя. Размер этой проблемы проиллюстрирован на, где показаны различные масштабы времени и длины, связанные с проблемой. Здесь видно, что типичные масштабы длины варьируются от миллиметров, соответствующих толщине пограничного слоя на роторе ветряной турбины, до примерно 10 км, соответствующих размеру ветряной электростанции. В принципе, существует только две шкалы скорости: конечная скорость, соответствующая приблизительно 100 м с ^-1 , и скорость ветра с типичным значением 10 м с ^-1 .Разделение шкалы длины на шкалу скорости дает шкалу времени от микросекунд до более 10 минут. Из этого можно ясно видеть, что полное моделирование, включающее разрешение детальных характеристик аэродинамического пограничного слоя каждой ветряной турбины для полной ветровой электростанции, дает как минимум семь декад масштабов длины и восемь десятилетий масштабов времени. Следовательно, полномасштабное прямое численное моделирование, решающее уравнения Навье-Стокса, будет включать сетку, состоящую из более чем 10 ²¹ точек сетки и порядка 10 ¹⁰ временных шагов, что явно выходит за рамки возможностей настоящего. день компьютерных технологий.Вместо этого нужно предложить некоторые упрощенные методы решения, которые не ставят под угрозу основные характеристики и динамику потока.

Таблица 1.

Требования к масштабу в аэродинамике ветряных электростанций.

Один из способов сделать это — использовать моделирование больших вихрей (LES), что снижает вычислительные затраты путем моделирования малых масштабировать турбулентность с помощью модели в масштабе подсетки (SGS) и заменять фактическую геометрию лопастей ротора линиями, несущими телесные силы, соответствующие нагрузке на лопасти ротора. Таким образом, нет необходимости создавать подробную сетку для геометрии ротора, и точки сетки могут быть выделены для того, чтобы справиться с характеристиками турбулентности в следе. Этот метод, называемый техникой линии исполнительного механизма (AL), был первоначально разработан Соренсеном и Шеном [10], а затем реализован в общем инструменте моделирования аэроупругости Миккельсеном [11] и Трольдборгом [12]. Техника AL объединяет трехмерный решатель Навье – Стокса с техникой, в которой массовые силы распределяются радиально вдоль каждой из лопастей ротора.Таким образом, кинематика следа определяется полным трехмерным моделированием Навье – Стокса, в то время как влияние вращающихся лопастей на поле потока учитывается с использованием табличных данных аэродинамического профиля для представления нагрузки на каждую лопасть. Данные о крыле и последующая нагрузка определяются итеративно путем вычисления локальных углов атаки на основе движения лопастей и местного поля потока. Концепция позволяет детально изучить динамику следа и концевых вихрей, а также их влияние на индуцированные скорости в плоскости ротора. AL и аналогичные модели в последнее десятилетие позволили рассчитать взаимодействие в следе, поля турбулентных потоков в ветряных электростанциях и взаимодействие между ветряными электростанциями и пограничным слоем атмосферы [13–19].

Группа Porté-Agel [20–22] успешно объединила диск привода и модели AL с LES для изучения влияния очень больших ветряных электростанций на структуру потока, включая турбулентные потоки количества движения и тепла в стабильно стратифицированных пограничных слоях атмосферы. . Другие недавние моделирований полных ветряных электростанций включают работу Ivanell et al. [23], Nilsson et al. [24] и Yang et al. [25,26]. Несмотря на важные выводы, уже полученные при использовании модели AL, существует потребность в дальнейшем моделировании следа от ветряных турбин для изучения основных характеристик следа с целью разработки менее сложных инженерных моделей для целей проектирования. В этом исследовании показаны некоторые недавние результаты моделирования, сочетающие теорию нестабильности и инструменты диагностики потока с моделированными характеристиками следа.

Объем здесь ограничивается изучением полей следа для роторов, подверженных атмосферным турбулентным условиям притока, поскольку это соответствует ветряной турбине, расположенной в первом ряду ветряной электростанции.В дальнейшем исследуемый след ударит по следующим турбинам. В статье представлены основы техники AL и ряд результатов нескольких подробных исследований следа. Основные особенности метода AL будут представлены в § 2, в том числе его связь с аэроупругим инструментом, а затем мы кратко опишем, как метод расширяется для включения атмосферной турбулентности. Недавнее экспериментальное исследование обтекания модельной ветряной турбины было проведено в аэродинамической трубе Норвежского университета науки и технологий (NTNU) в Тронхейме, Норвегия [27].В этой работе представлены некоторые из первых подробных экспериментальных результатов характеристик следа ветряных турбин в ближнем следе. Результаты используются в качестве подтверждения модели AL для воспроизведения характеристик ближнего следа. Подтверждение представлено в § 3. Важный вопрос, касающийся аэродинамики ветряной электростанции, связан со свойствами ближнего следа и расстоянием, которое требуется до того, как след достигнет поведения дальнего следа, то есть гауссова профиля скорости с преобладанием диффузии. Этот вопрос был прояснен путем проведения подробных симуляций AL ротора ветряной турбины.Начальная стабильная часть следа исследуется с использованием устойчивости концевых вихрей. После разрушения концевых вихрей след переходит в мелкомасштабную турбулентность. Этот процесс происходит в переходной или ближней зоне следа и завершается, когда достигается состояние дальнего следа. Этот анализ, а также вывод простой инженерной формулы для определения расстояния будут представлены в §4. Данная работа является продолжением исследования, проведенного Sarmast et al. [28]. В §5 мы более подробно рассматриваем динамику следа, используя подходящую технику ортогонального разложения (POD) для исследования больших когерентных структур и в качестве альтернативного средства для определения длины ближнего следа, что подтверждает простую инженерную формулу. Наконец, в §6 сделаны выводы.

2. Численное моделирование

(a) Базовые уравнения и числа

Численное моделирование выполняется с использованием программы расчета трехмерных потоков EllipSys3D, разработанной в сотрудничестве между Техническим университетом Дании (DTU) [29] и бывшим Национальным университетом Дании. Лаборатория устойчивой энергетики (Рисё) в Дании [30].Этот код решает дискретизированные уравнения несжимаемой жидкости Навье – Стокса в общих криволинейных координатах с использованием подхода конечных объемов блочной структуры. EllipSys3D сформулирован в примитивных переменных (давление – скорость) в виде совместной сетки. Уравнение поправки на давление решается с помощью алгоритма PISO, а разделение давления избегается с помощью метода интерполяции Ри-Чоу. Конвективные члены дискретизируются с использованием гибридной схемы, объединяющей схему QUICK третьего порядка и схему CDS четвертого порядка.Этот метод был использован в качестве компромисса для ограничения нефизических числовых колебаний, связанных с чистой схемой четвертого порядка, а также числовой диффузией из-за смещения против ветра в схеме QUICK.

LES применяет фильтр нижних частот к уравнениям Навье – Стокса, что приводит к отфильтрованному полю скорости. Реализованный LES основан на модели смешанного масштаба Ta Phuoc et al. [31]. Масштабы, разрешенные сеткой, моделируются непосредственно отфильтрованными уравнениями Навье – Стокса, тогда как масштабы ниже масштаба сетки моделируются с помощью модели SGS, которая обеспечивает замыкание турбулентности.Используемая модель SGS основана на подходе вихревой вязкости, где вихревая вязкость SGS определяется как

2,1

где ρ — плотность воздуха, — скорость фильтрации и — длина отсечки фильтра, определяемая как (ΔVol) ^1/3 , где ΔVol — объем данной ячейки. β — параметр, принимающий значения от нуля до 1. В этом исследовании используется β = 0,5. — кинетическая энергия и оценивается как

2,2

где дает высокочастотную часть разрешенного поля скорости, полученную путем вычитания разрешенной скорости с использованием пространственного тестового фильтра. Производительность используемой модели SGS недавно была исследована Чиваи [32].

Таким образом, поле потока аппроксимируется путем решения отфильтрованных трехмерных уравнений Навье – Стокса для несжимаемой жидкости для

2,3

а также

2,4

где p — давление, а ν — вихревая вязкость. Ряд телесных сил ( f _WT и f _turb ) явно вводятся в моделирование для моделирования влияния ветряной турбины и атмосферной турбулентности.Ниже приводится подробное описание индивидуальных сил тела.

Решатель расхода реализован в нормализованной форме, то есть направления () масштабируются по радиусу ротора ( R ), а компоненты скорости () масштабируются по скорости набегающего потока U ₀ в вычислениях. Следовательно, U , V и W будут использоваться взаимозаменяемо с U / U ₀ , V / U ₀ и W / U _{для продольной, поперечной и вертикальной составляющих скорости соответственно.}

(b) Моделирование ветряной турбины

Влияние ветряной турбины моделируется с использованием метода AL. AL накладывает массовые силы, распределенные вдоль вращающихся линий, представляющих аэродинамические нагрузки лопастей ветряной турбины (подробности см. В [10,33]). Объемные силы, накладываемые уравнениями Навье – Стокса, вычисляются посредством связи с кодом Flex5. Flex5 — это инструмент на основе аэроупругих модальных материалов с твердостью 28 d.f. используется для расчета прогибов и нагрузочных характеристик всей конструкции ветряной турбины [34].Flex5 и AL связаны аэродинамическими нагрузками в Flex5. Обычно они рассчитываются с использованием теории импульса лопаточного элемента, но здесь они были заменены полем течения на основе Навье – Стокса в полностью связанной манере, при которой ШС отклоняются и вращаются. Полностью интегрированная модель в основном использовалась для анализа потоков около стационарных морских ветряных турбин, но Flex5 также включает модуль для морских ветровых турбин на плавучей платформе с натяжными опорами [35]. Трехмерные гидродинамические нагрузки могут быть сформулированы с использованием спектра, зависящего от частоты и направления, с волновыми нагрузками, рассчитанными на основе кинематики волн, поэтому динамика всей связанной системы включается в аэродинамику следа.Соединение CFD и Flex5 недавно было выполнено Schløer et al. [36]. Тем не менее, это исследование касается только следовых эффектов от стационарных турбин, расположенных на море. Таким образом, Flex5 и EllipSys3D представляют собой два независимых кода, и связь осуществляется путем передачи координат линии и сил от Flex5 к EllipSys3D, причем скорости передаются обратно в Flex5 для каждого временного шага. В методах взаимодействия структур жидкости слабая или сильная числовая связь является ключевой проблемой, но для аэроупругости ветряных турбин [37] слабая связь может обеспечить хорошую точность из-за ограниченной величины пониженных частот для конструкций ветряных турбин.Муфта, применяемая в данной форме, характеризуется слабой числовой связью. Полностью связанная установка придает дополнительную динамику моделированию следа и их взаимодействию, поскольку результаты более реалистичны, но менее симметричны. Аэроупругие результаты таких полностью связанных симуляций не описаны в этой работе, но сделана ссылка на Андерсена [38] для анализа аэроупругих выходных характеристик таких совместных симуляций.

Переданные линейные скорости служат для вычисления локального треугольника скоростей и относительной скорости лопасти.Треугольник местных скоростей относительно вращающегося сегмента крыла определяется из треугольника скоростей, где V _x (= U ) и V _θ — скорости в осевом и тангенциальном направлениях соответственно, а относительная скорость в сечении лопасти задается как

2,5

Угол потока задается как, где Ом обозначает частоту вращения. Это дает местный угол атаки, α = ϕ — γ , причем γ обозначает местный угол тангажа. Подъемная сила и сила сопротивления находятся из

2,6

где C _L ( α , Re ) и C _D ( α , Re ) — коэффициенты подъемной силы и сопротивления соответственно в зависимости от угла атаки ( α ) и число Рейнольдса ( Re ) даны в виде табличных данных. Число Рейнольдса основывается на длине хорды и относительной скорости. e _L и e _D — единичные векторы, параллельные силам подъемной силы и сопротивления соответственно.Проекция дает осевые и тангенциальные силы, F _x и F _θ . Массовые силы численно размазаны по нескольким ячейкам, чтобы избежать сингулярностей. Размытие распределяется по Гауссу путем применения свертки к локальной нагрузке f _{2 D} с использованием ядра регуляризации ( η _ϵ ) следующим образом:

2,7

Здесь N _b — количество лопастей, а r = ∥ x — r e _i ∥, где ∥∥ — евклидова норма, т. е.е. расстояние между точкой сетки и точками силы на i th AL, обозначенное единичным вектором e _i .

Преимущество представления отдельных лопастей линейно распределенными нагрузками состоит в том, что для моделирования влияния лопастей требуется гораздо меньше точек сетки по сравнению с разрешением и моделированием фактической геометрии лопастей. Модель AL позволяет детально изучать динамику различных структур следа, таких как концевые и корневые вихри, с использованием достаточно небольшого количества узлов сетки.Кроме того, модель выигрывает от того, что она применима к простым структурированным сетям, и поэтому не возникает проблем, связанных с генерацией сети. Недостатком метода является то, что он зависит от качества табличных данных о аэродинамике.

(c) Применение атмосферной турбулентности

Атмосферная турбулентность вводится путем наложения небольших колебаний основной силы ( f _turb ) в поток (например, Gilling и др. [39] для реализации). Массовые силы обычно прикладываются в плоскости перед ветряной турбиной.Массовые силы получены из турбулентных флуктуаций, генерируемых так называемой моделью Манна (подробности см. В [40,41]). Модель Манна основана на линеаризации несжимаемых уравнений Навье – Стокса и генерирует трехмерное поле всех трех компонент скорости. Сгенерированная турбулентность предполагает гипотезу замороженной турбулентности Тейлора, которая связывает время и пространство. Статистика второго порядка (дисперсия, кросс-спектры и т. Д.) Сопоставлена ​​со статистикой, происходящей в нейтральной атмосфере, а генерируемая турбулентность является однородной, анизотропной и стационарной.

3. Сравнение с экспериментами

Код EllipSys3D ранее был проверен по экспериментальным данным в [11,12]. Здесь представлено недавнее, еще не опубликованное, сравнение с экспериментами. Рабочие характеристики и развитие следа за масштабной моделью ветряной турбины исследованы численно. Исследуемая установка относится к серии экспериментальных измерений модельной турбины, проведенных NTNU в низкоскоростной аэродинамической трубе [27]. Модель ветряка представляет собой трехлопастную ветряную турбину с горизонтальной осью.В лопастях ветряных турбин используется аэродинамическое покрытие NREL S826 толщиной 14% по длине пролета и действует эффективное сечение числа Рейнольдса около Re = 10 ⁵ . Подробные сведения о характеристиках крыла при малых числах Рейнольдса можно получить из [42]. Эксперимент проводился как слепое сравнение и дал уникальное сравнение с некоторыми очень подробными и точными экспериментальными данными по следу.

Расчетная область построена так, чтобы воспроизвести размер аэродинамической трубы NTNU.Это обычная декартова сетка, состоящая из 24,5 миллионов точек сетки, каждая из которых представлена ​​43 точками AL. Сетка распределена эквидистантно вокруг ветряной турбины, и ее разрешение выбирается таким же, как расстояние между последовательными точками вдоль AL, например Δ x = R /43. Влияние башни рассматривается как фиксированный AL в моделировании. С учетом граничных условий скорость на входе предполагается равномерной в осевом направлении.На выходе используется граничное условие конвективного истечения. Стенки аэродинамической трубы включены с использованием граничных условий Эйлера скольжения. Турбулентность в аэродинамической трубе ( T _i ≈0,23%) моделируется путем введения синтетических турбулентных колебаний Манна при приблизительно 2 R перед ветряной турбиной.

Характеристики ветряка представлены в a , b . Коэффициент мощности () увеличивается с увеличением передаточного отношения наконечника (λ = RΩ / U ₀ ) до того, как он достигнет максимального значения при проектном передаточном отношении наконечника наконечника (λ = 6), а затем уменьшается при увеличении передаточного числа наконечника наконечника. .Прогнозы мощности обычно хорошо согласуются с экспериментами, хотя небольшие отклонения могут наблюдаться для коэффициентов скорости острия 4-5, когда расчеты занижают производство выходной мощности на 7%. Однако расчетный коэффициент тяги () постоянно низкий из-за сдвига Δ C _T = 0,06 в диапазоне нормальной рабочей скорости наконечника, что означает, что коэффициенты тяги занижены примерно на 9%.

Сравнение расчетных коэффициентов мощности ( a ) и тяги ( b ) (красная линия с треугольниками) с измерениями (точки).( c ) Усредненные по времени профили продольной скорости и ( d ) усредненные по времени продольные турбулентные напряжения, вычисленные вдоль горизонтальной линии, проходящей через центр ротора. Профили извлекаются, когда смоделированная ветряная турбина работает при U ₀ = 10 м с ⁻¹ при расчетных характеристиках λ = 6. Символ ^— обозначает усредненную по времени величину. Ротор расположен под углом x / R = 0.

Учитывая развитие следа за ротором, ожидается, что как эксперименты, так и прогнозы дают довольно симметричные профили. c , d показывает дефицит скорости и продольное турбулентное напряжение для λ = 6 в трех разных положениях за ротором, то есть x / R = 2,6 и 10. Ротор работает в оптимальном режиме, потому что геометрия была спроектирована так, чтобы обеспечить постоянный перепад давления на роторе. Следовательно, ожидается, что профиль дефицита следа вблизи ротора, то есть при x / R = 2, будет иметь почти цилиндрическую форму. Сравнивая профили, можно заметить, что существуют небольшие различия, которые связаны с различиями в измеренных и вычисленных осевых силах, приложенных к потоку ( c ).Далее по потоку наблюдается дефицит колоколообразного следа при x / R = 10, что указывает на то, что поток близок к полностью турбулентному состоянию, где в следе преобладают мелкомасштабные структуры турбулентности. Вблизи ветряной турбины продольное турбулентное напряжение невелико, за исключением тонкой области, где присутствуют концевые и корневые вихри. Также наблюдается, как отчетливые пики продольного турбулентного напряжения сглаживаются дальше вниз по потоку за счет турбулентной диффузии по размаху.

4. Анализ ближнего следа

Очень важно определить оптимальное расстояние между соседними турбинами при группировании ветряных турбин в ветряных электростанциях. Слишком большое расстояние приведет к дополнительным затратам на установку, тогда как слишком короткое расстояние приведет к повышенным проблемам усталости турбин, расположенных вслед за другими турбинами. Последнее, в частности, представляет собой проблему для второй турбины в ряду, поскольку существует потенциальная опасность столкновения с концевыми вихрями от турбин, расположенных в передней части ветряной электростанции.Поэтому важно определить время жизни концевых вихрей и параметры, которые определяют их распад в мелкомасштабную турбулентность. показано развитие следа после ветряной турбины, в котором организованные концевые вихри разрушаются и трансформируются в мелкомасштабные структуры турбулентности.

( a ) Изоповерхности с величиной завихренности (∥ ω ∥ = 6) показывают развитие следа после одиночной ветряной турбины при низкой интенсивности турбулентности ( T _i = 0.2%), где величина завихренности равна. ( b ) Изолинии величины завихренности на плоском срезе показывают развитие нестабильности концевой спирали.

Из анализа устойчивости [43] известно, что спиральные концевые вихри по своей природе нестабильны и что они будут разрушаться на некотором расстоянии позади ветряной турбины. Однако анализ не предсказывает местоположение точки разрушения или расстояние от точки разрушения до места, где след достигает своего полностью турбулентного состояния.Однако, объединив численный анализ устойчивости с результатами базовой аэродинамики ротора, можно прийти к простому аналитическому выражению для определения длины ближнего следа за ветряной турбиной. Анализ в этом разделе будет проводиться в два этапа. Во-первых, расстояние от ротора до места выхода из строя концевых вихрей будет определяться в зависимости от условий эксплуатации ротора. Затем будет определено расстояние от точки пробоя до места, где поток достигает дальнего следа.

(a) Анализ устойчивости концевых вихрей

Можно изучать свойства устойчивости концевых вихрей, вводя небольшие возмущения. Первоначальные выводы представленного анализа следуют работе Ivanell et al. [23] и Sarmast et al. [28]. В этих исследованиях моделирование выполняется с использованием ветряной турбины Тюреборга, работающей при оптимальном режиме мощности ( C p = 0,49) для скорости ветра U ₀ = 10 м с ⁻¹ и наконечника Передаточное число λ = 7.Вычисления выполняются в полярной сетке с каждой лопастью, представленной 97 точками сетки вдоль AL. Расчетная сетка находится на равном расстоянии в непосредственной близости от ротора, и большинство узлов сетки распределены в ближнем следе, чтобы улавливать градиенты и разрешать концевые и корневые вихри. Целью анализа устойчивости является изучение того, какие режимы устойчивости присутствуют и в какой степени они растут, чтобы количественно определить частоты, приводящие к разрыву вихревых спиралей.Возмущения вносятся только в осевом направлении. Возмущение располагается близко за острием и вызывает пространственно развивающуюся волну возмущения на спиральных вихрях. Используя ряд полей скорости, взятых на одинаковом расстоянии за один период, отклик от конкретной частоты возмущения оценивается с помощью анализа Фурье. Сначала находится стационарное решение, после чего выполняется вычисление с временным разрешением для достижения периодического решения. N Поля потока извлекаются через равные промежутки времени в течение одного периода и используются для вычисления коэффициентов Фурье.Амплитуда возмущения извлекается, чтобы оценить рост вдоль вихревой спирали. Это определяется путем определения максимальной амплитуды частоты возмущения в каждом положении x , то есть в каждом положении в направлении потока. представляет собой полулогарифмический график, показывающий развитие амплитуды первой гармоники из-за возмущений безразмерных частот f _c = 2 и f _c = 5 с использованием различных амплитуд возмущений.В a , b абсцисса представляет собой осевое направление, безразмерное с радиусом ротора. Ротор расположен под углом x / R = 0. Из рисунка хорошо видно, что амплитуды развиваются с экспоненциальной скоростью роста. Более подробную информацию о вычислениях можно получить из Ivanell et al. [23] и Sarmast et al. [28].

Нормализованные значения логарифма амплитуды как функции осевого положения с ( a ) f _c = 2 и ( b ) f _c = 5 as возмущающая частота.Легенды определяют начальные амплитуды возмущений. Воспроизведено из Ivanell et al. [23].

Кривые нормированы на амплитуду x / R = 0,5 для сравнения роста из расчетов с различными возмущениями. Результат показывает, что скорость роста не зависит от амплитуды возмущения, так как наклон данных для всех амплитуд возмущения одинаков до точки, в которой нелинейные эффекты становятся важными. Обозначив начальное возмущение при x = x ₀ на A ₀ и амплитуду в положении x как A , усиление будет

4.1

где U _c — скорость конвективного распространения вихрей, а — размерная скорость роста взаимоиндукционной неустойчивости. Причина неустойчивости по существу является результатом взаимной индукции вихрей в форме, аналогичной скачкообразному движению двух невязких вихревых колец. Это явление, как известно, происходит в ряду равноудаленных и одинаковых вихрей, где усиление малых возмущений заставляет вихри колебаться таким образом, что соседние вихри приближаются друг к другу и начинают группироваться в пары [44].Анализируя устойчивость рядов одинаковых вихрей, Лэмб [45] обнаружил, что максимальная безразмерная скорость роста во времени составляет σ = π /2. К аналогичным выводам пришли Sarmast et al. [28] и Leweke et al. [46] для временной скорости роста рядов винтовых вихрей.

Следуя анализу Лэмба [45] (§156, стр. 225–226), безразмерность скорости роста определяется расстоянием между вихрями, h , силой вихрей Γ и конвективной скорость выхода

4.2

Здесь скорость усиления связана с силой и взаимным расстоянием вихрей. Однако практичнее выразить это в терминах условий эксплуатации ротора. Для этого будут использованы некоторые основные результаты теории ротора. Следуя Окулову и Соренсену [43], предполагая, что след состоит из системы концевых вихрей с силой Γ и одного корневого вихря с силой — N _b Γ , где N _b равно количества лопастей можно получить следующее соотношение:

4.3

Предполагая, что ротор нагружен с постоянной циркуляцией, получается следующее выражение для тяги [47]:

4,4

где δ обозначает внутреннюю ненагруженную часть ротора, которая здесь моделируется твердотельным вращением ядра корневого вихря. Вводя далее коэффициент тяги C _T и безразмерную циркуляцию ( q = N _b Γ /2 πRU ₀ ), получаем

4.5

Если предположить, что ядро ​​корневого вихря составляет 10–20% от радиуса ротора и типичное значение q порядка 0,15, легко увидеть, что последний член в скобке на порядок меньше, чем отношение конечных скоростей. . Поэтому в дальнейшем этим термином мы пренебрегаем. Комбинируя уравнения (4.1) — (4.5), можно получить следующее выражение для определения осевого положения заданного усиления амплитуды:

4,6

куда .

(b) Положение пробоя концевых вихрей

Предполагается, что положение пробоя концевых вихрей происходит там, где линейное усиление достигает своего максимума.Из видно, что это достигается, когда усиление амплитуды равно отношению между исходным возмущением и скоростью невозмущенного ветра, т. Е. Когда

4,7

Если предположить, что интенсивность турбулентности T _i пропорциональна начальному возмущению, выполняется следующее соотношение:

4,8

где C ₁ — константа пропорциональности. Комбинируя уравнения (4.6) — (4.8), можно получить следующее выражение для положения, в котором разрушаются концевые вихри:

4.9

Следует отметить, что знак минус связан с тем, что интенсивность турбулентности всегда меньше 1 и, как следствие, натуральный логарифм отрицательный. Это выражение дает меру положения, в котором вихри спирального наконечника разрушаются, в зависимости от интенсивности уровня турбулентности окружающей среды и параметров, однозначно зависящих от рабочих характеристик турбины. Чтобы оценить неизвестные параметры и C ₁ , численное моделирование было проведено на маломасштабной ветряной турбине с использованием различной интенсивности турбулентности притока.Технические характеристики смоделированной турбины указаны в §3. Ротор работает с оптимальной производительностью для U ₀ = 10 м с ^-1 , что соответствует коэффициенту конечной скорости λ = 6. Было проведено четыре моделирования с различной интенсивностью турбулентности притока, и обзор результатов представлен в. Константы C ₁ и могут быть определены из уравнения (4.9) как C ₁ ≈0,30 и. Дополнительным подходом к получению конвективной скорости является использование данных вместе с уравнением (4.6). Как упоминалось ранее, ветряная турбина Тюреборга используется для изучения свойств устойчивости следа ветряной турбины. Ветряная турбина работает в оптимальном режиме ( U ₀ = 10 м с ^-1 , λ = 7,07). Затем вычисляется конвективная скорость. Различия в значениях связаны с различными режимами работы ветряных турбин.

Таблица 2.

Сравнение смоделированной длины следа и прогнозируемой длины следа с использованием уравнения (4.12).

4.10

где C ₂ — константа пропорциональности. Ожидается, что в дальнем следе усредненный по азимуту дефицит осевой скорости Δ u будет иметь автомодельную гауссову форму [48]

4,11

где обозначает максимальный дефицит в данном осевом положении. η = r / r _e — безразмерное радиальное расстояние, нормированное на r _e , расстояние на котором, где e обозначает число Эйлера.Чтобы определить, насколько близок профиль к гауссовскому профилю, вводится коэффициент корреляции. Коэффициент корреляции измеряет степень линейной зависимости между вычисленным дефицитом скорости и аналитическим выражением (уравнение (4.11)). Он вычисляется для различных интенсивностей турбулентности и показан в позициях a как функция безразмерного осевого расстояния от места разрушения и нормирован на натуральный логарифм интенсивности турбулентности. Ясно, что три моделирования со значительным количеством турбулентности схлопываются до общей линии, тогда как T _i = 0.2% кажется слишком маленьким. Определяя начало дальнего следа, где достигается коэффициент корреляции 99%, получается приблизительное значение C ₂ ≈ −5,5, если исключить моделирование очень низкой турбулентности. показаны различные значения C ₂ для корреляции 99%. В таблице также показаны смоделированные и прогнозируемые длины ближнего следа. b показывает профили средней скорости для различных положений внутри переходной области следа.Серые кривые показывают профили вверх по потоку (близкие к положению пробоя), а черные кривые показывают положения далеко вниз по потоку. По мере того, как рассматривается все больше и больше профилей ниже по потоку, кривые начинают сворачиваться в единую кривую, на которой след достигает своего равновесного самоподобного состояния. Из этого рисунка теперь можно сделать вывод, что кривая корреляции 99% дает продольное положение, в котором след находится на границе между ближним и дальним следом. Добавляя уравнения (4.9) и (4.10) и вводя вычисленные значения C ₁ и C ₂ , можно составить следующее приблизительное уравнение для определения общей длины ближнего следа:

4,12

Это выражение дает меру длины ближнего следа как функции интенсивности уровня окружающей турбулентности, T _i , и параметров, однозначно зависящих от рабочих характеристик турбины.Поскольку константы частично взяты из приведенного выше анализа и частично из расчетов модельного ротора, общность выражения должна быть дополнительно подтверждена с использованием данных экспериментов и других моделей.

( a ) Коэффициенты корреляции, вычисленные между аналитической функцией Гаусса и профилями дефицита следа, вычисленными в различных продольных положениях. ( b ) Профили самоподобия нормированных дефицитов средней скорости для T _i = 3.1% для разных расстояний после пробоя (от серого к черному). Профили дефицита, соответствующие коэффициентам корреляции 90%, 95%, 97% и 99%, показаны красным цветом с увеличением толщины. U ₀ — набегающий поток, а U _cl — средняя скорость. δ * — ширина следа, определяемая как ( U ₀ — U ) / U ₀ <0,01.

5. Характеристика динамического следа

В этом разделе используется POD для исследования больших когерентных турбулентных структур в следе и того, как их пространственное развитие соотносится с определенной длиной ближнего следа, приведенной в предыдущем разделе.

Чтобы смоделировать поведение современной ветряной турбины, увеличенная версия турбины NM80 используется в следующих моделированиях. NM80 представляет собой трехлопастную ветряную турбину с горизонтальной осью и длиной лопастей R = 40 м и мощностью 2,75 МВт при скорости ступицы U _{ступица} = 14 м с ⁻¹ . Турбина модернизирована по сравнению с оригинальным NM80 и рассчитана на 2,00 МВт. Двумерные данные аэродинамического профиля были скорректированы с учетом трехмерных эффектов.Турбина NM80 является собственностью Vestas Wind Systems A / S, но сделана ссылка на DAN-AERO MW Experiments [49].

След за одной ветряной турбиной был смоделирован в декартовой области x × y × z = 30 R × 30 R × 70 R . Сетка состоит из 71 миллиона точек сетки, что дает разрешение ротора 25 ячеек на лопасть. Граничные условия симметричного скольжения используются на вертикальной и боковой сторонах, в то время как приток является однородным, а граничное условие конвективного типа применяется к оттоку.Два различных моделирования выполняются с интенсивностью турбулентности T _i = 7,1% и T _i = 9,7% на основе флуктуаций скорости, полученных из камеры турбулентности Манна и непрерывно вводимых 4 R перед ротором.

POD используется для анализа результирующих полей потока. POD — это статистический метод, позволяющий получить оптимальное линейное подпространство, оптимальное с точки зрения дисперсии, которая здесь соответствует содержанию TKE. POD можно рассматривать как энергетический фильтр, выявляющий большие когерентные турбулентные структуры [50].Следовательно, POD гарантирует, что отсортированные моды в оптимальном линейном подпространстве содержат наиболее энергичные состояния. Теоретические основы опущены для краткости, но сделана ссылка на основополагающую работу Сировича [51], Обри и др. [52] и общий обзор, сделанный Berkooz et al. [53].

POD используется для всех трех составляющих скорости, извлеченных за t = 1500 с в плоскостях позади ветряной турбины, что дает в общей сложности около 3000 режимов POD. показывает изменение содержания энергии и пространственных режимов POD для первого ( b ), третьего ( c ) и восьмого ( d ) режимов POD для T _i = 7.1%. Выбранные моды демонстрируют различные пространственные структуры, то есть монопольные, дипольные, квадрупольные и гексапольные структуры. Первый и самый энергичный режим POD четко отображает две отдельные области по периметру ротора, которые возникают из-за завихренности наконечника. Отсутствие четко определенных вихрей на острие в основном связано с более низким разрешением этого моделирования. Кроме того, присутствует отчетливая корневая завихренность. Подобные структуры присутствуют 6 R позади ротора, хотя они быстро размываются на две большие и большие области, поскольку турбулентное перемешивание увеличивается дальше по потоку из-за пробоя следа, инициированного добавленной атмосферной турбулентностью.Аналогичные тенденции наблюдаются для второго случая с T _i = 9,7% (не показано), хотя отдельные корневые структуры присутствуют только при x / R = 2. Важно отметить, что красная и синяя области колеблются между положительными и отрицательными значениями в соответствии с собственными временными функциями. Кроме того, режимы POD ортогональны, поэтому второй режим POD сравним с первым со сдвигом фазы π /2. Таким образом, показаны только три выбранных режима, а не их ортогональные аналоги.Комбинация первых двух режимов POD управляет очень крупномасштабными движениями, которые транслируют весь след и часто в совокупности называются извилистым следом [7]. Однако также важно отметить, что не все режимы POD обязательно можно отнести к реальным большим когерентным структурам, но для более высоких режимов POD пространственное распределение становится простым результатом объединения TKE в оптимальном смысле. Третий режим POD показывает четыре отдельных участка по радиусу ротора. Эта квадрупольная структура сохраняется до x / R = 26, где третий по энергии режим POD становится большой центральной областью, которая пульсирует вперед и назад.Опять же, аналогичное изменение наблюдается для T _i = 9,7%, где большой центральный монополь появляется уже в x / R = 14. Это изменение пространственного распределения крупных когерентных структур в третьей по энергии моде POD связано с перераспределением TKE между различными масштабами. О подобном перераспределении энергии сообщили Johansson и др. . [54]. Восьмой режим POD содержит шесть четко определенных областей вокруг области кончика, которая размывается дальше в след, но поддерживает шесть отдельных областей до x / R = 44, прежде чем в конечном итоге приведет к двум большим областям.И снова четко определенные области сохраняются на более коротком расстоянии для T _i = 9,7%, поскольку квадруполь отчетливо виден только для x / R = 2, после чего появляется еще пара неструктурированных распределений. двумя большими регионами. Следовательно, анализ POD дает конкретное представление о пространственном развитии крупных турбулентных структур, когда след отрывается от стабильного следа с отчетливой завихренностью вершины и корня над переходной областью перед дальним следом.

Пространственное развитие выбранных режимов POD с использованием T _i = 7,1%. ( a ) Энергосодержание в режимах 1-го, 3-го и 8-го POD в зависимости от расстояния. Кругами обозначен режим POD, показанный ниже: ( b ) 1-й режим POD, ( c ) 3-й режим POD и ( d ) 8-й режим POD. Увеличение на 4 R слева направо, начиная с 2 R за турбиной и заканчивая 58 R за турбиной.

Это пространственное развитие также обнаруживается собственными значениями или TKE различных режимов POD.Энергетический вклад отдельных мод также указан как функция расстояния за ротором, и это указывает на значительное изменение энергетического вклада. Первый режим POD содержит 16% общего TKE 2 R за ротором, где преобладают завихренность вершины и корня. Точно так же третий и восьмой режимы POD захватывают 7,0% и 2,6%, соответственно, TKE. Энергосодержание достигает минимума при 16 R , 14 R и 12 R позади ротора для первого, третьего и восьми режимов POD соответственно.Энергосодержание отдельных режимов POD в минимуме составляет всего 9,7%, 3,4% и 1,8% соответственно. Минимум для более высокой интенсивности турбулентности T _i = 9,7% постоянно происходит 2 R раньше при 10 R –14 R для трех выбранных режимов POD. Расстояние 12 R –16 R очень хорошо согласуется с концом области ближнего следа, заданным уравнением (4.12), что дает l _{вблизи следа} = 16.1 R для T _i = 7,1%, λ = 7,2 и C _T = 0,7. Длина ближнего следа l _{ближнего следа} = 14,3 R для T _i = 9,7% при таком же передаточном числе концевых скоростей и коэффициенте тяги также очень хорошо согласуется. Кроме того, POD показывает, как пробой начинается в меньших масштабах и распространяется на самые большие масштабы по мере выхода из строя всего следа, как и ожидалось. Таким образом, POD применим для определения одинаковой длины ближнего следа путем исследования энергосодержания режимов POD.Требуется больше режимов POD для сдерживания TKE при разрушении завихренности вершины и корня и для обеспечения турбулентного перемешивания для получения гауссова профиля скорости при переходе к дальнему следу. Перераспределение постепенно меняется на противоположное в дальнем следе, поскольку энергосодержание самых высоких режимов POD снова увеличивается.

Следовательно, пространственное развитие режимов POD визуализирует процесс пробоя, когда след переходит от ближнего следа к дальнему, когда большие когерентные турбулентные структуры изменяются по форме и содержанию энергии.Полученные динамические и турбулентные структуры, выявленные POD, подтверждают анализ из предыдущих разделов, который был основан на средних значениях.

6. Заключение

Эта статья демонстрирует полезность метода AL для моделирования подробных характеристик потока в следе за ветряными турбинами. Дан краткий обзор современного состояния техники AL и проиллюстрирован некоторыми недавними результатами. Преимущество этого метода заключается в том, что он позволяет проводить подробные нестационарные моделирование без детального разрешения пограничного слоя на лопастях ротора и что он может быть связан с существующими инструментами моделирования аэроупругости.Полученные численно результаты сравниваются с размерами ротора трехлопастной модели. Расчетные коэффициенты мощности и тяги в целом хорошо согласуются с измерениями с максимальными отклонениями до 9%. Сравнение характеристик следа показывает очень хорошее соответствие расчетных и измеренных значений профилей осевой скорости и напряжений Рейнольдса в ближнем следе.

На основе результатов вычислений было получено простое выражение для определения длины ближнего следа.Вывод частично основан на численном анализе устойчивости возмущенного поля потока и частично на результатах расчета модельного ротора. Расчеты показывают, что первая часть длины следа обратно пропорциональна количеству лопастей ротора, коэффициенту конечной скорости и коэффициенту тяги, и что общая длина может быть приблизительно выражена через интенсивность турбулентности.

Увеличенная версия ветряной турбины NM80 использовалась для исследования особенностей потока позади современной ветряной турбины.POD применялся к численно сгенерированным компонентам скорости для моделирования одиночного следа с целью изучения динамических характеристик следа. Применение POD к расчетным результатам моделирования одиночного следа подтверждает основные свойства простой инженерной формулы для определения длины ближнего следа. Таким образом, энергосодержание верхних режимов POD показывает четкий минимум на расстоянии, определяемом полученным выражением для длины ближнего следа, демонстрируя, что требуется больше режимов POD, чтобы захватить всю энергию, когда след распадается на небольшие -масштабная турбулентность.

Отчет о финансировании

Эта работа была проведена при поддержке Датского совета по стратегическим исследованиям для проекта «Центр вычислительной аэродинамики ветряных турбин и атмосферной турбулентности» (грант № 2104-09-067216 / DSF) (COMWIND: http : //www.comwind.org) и Северный консорциум по оптимизации и контролю ветряных ферм, финансируемый Шведским энергетическим агентством. Компьютерное время было предоставлено Шведской национальной инфраструктурой для вычислений (SNIC). Кроме того, были использованы собственные данные для турбины Vestas NM80.

Ссылки

-2) [CrossRef] [Google Scholar] 9. Креспо А., Чакон Л., Эрнандес Дж., Мануэль Ф., Грау Х.1994 г. UPMPARK: параболический 3D-код для моделирования ветряных электростанций. В Proc. of EWEC 1994, Салоники, Греция, 10–14 октября 1994 г., стр. 454–459. Брюссель, Бельгия: Европейская ассоциация ветроэнергетики. [Google Scholar] 10. Соренсен Дж. Н., Шен В. З. 2002 г. Численное моделирование следа от ветряных турбин. J. Fluids Eng. 124, 393–399. (10.1115 / 1.1471361) [CrossRef] [Google Scholar] 11. Миккельсен Р. 2003 г. Дисковые приводы применяются в ветроэнергетических установках. Кандидатская диссертация на кафедре Мек Датского технического университета, Люнгбю, Дания.[Google Scholar] 12. Трольдборг Н. 2008 г. Моделирование приводной линии следа от ветряных турбин. Кандидатская диссертация, DTU Машиностроение, Технический университет Дании, DTU, Lyngby, Дания .. [Google Scholar] 13. Калаф М., Менево К., Мейерс Дж. 2010 г. Большое исследование методом моделирования вихрей полностью разработанных пограничных слоев группы ветряных турбин. Phys. Жидкости 22, 015110 (10.1063 / 1.32) [CrossRef] [Google Scholar] 14. Трольдборг Н., Ларсен Г.К., Мадсен Х.А., Хансен К.С., Соренсен Дж. Н., Миккельсен Р. 2011 г. Численное моделирование взаимодействия двух ветряных турбин в следе при различных условиях притока.Энергия ветра 14, 859–876. (10.1002 / we.433) [CrossRef] [Google Scholar] 15. Ян X, Кан С., Сотиропулос Ф. 2012 г. Вычислительное исследование и моделирование эффектов разнесения турбин в ветряных электростанциях с бесконечной ориентацией. Phys. Жидкости 24, 115107 (10.1063 / 1.4767727) [CrossRef] [Google Scholar] 16. Шивс М., Кроуфорд К. 2013. Требования к сетке и распределению нагрузки для моделирования CFD линии привода. Энергия ветра 16, 1183–1196. (10.1002 / we.1546) [CrossRef] [Google Scholar] 17. Трольдборг Н., Соренсен Дж., Миккельсен Р., Соренсен Н.2014 г. Простая модель атмосферного пограничного слоя, применяемая для моделирования больших вихрей следа от ветряных турбин. Энергия ветра 17, 657–669. (10.1002 / we.1608) [CrossRef] [Google Scholar] 18. Стори Р., Норрис С., Катер Дж. 2014 г. Метод сектора исполнительных механизмов для эффективного моделирования переходных процессов ветряной турбины. Энергия ветра. (10.1002 / we.1722) [CrossRef] [Google Scholar] 19. Мартинес-Тоссас, Лос-Анджелес, Черчфилд MJ, Леонарди С. 2014 г. Моделирование больших вихрей обтекания ветряных турбин: моделирование линии привода и диска. Энергия ветра (10.1002 / we.1747) [CrossRef] [Google Scholar] 20. Лу Х, Порте-Агель Ф. 2011 г. Моделирование крупных вихрей очень большой ветряной электростанции в стабильном пограничном слое атмосферы. Phys. Жидкости 23, 065101 (10.1063 / 1.3589857) [CrossRef] [Google Scholar] 21. Porté-Agel F, Wu YT, Lu H, Conzemius RJ. 2011 г. Моделирование больших вихрей атмосферного пограничного слоя потока через ветряные турбины и ветряные электростанции. J. Wind Eng. Ind. Aerodyn. 99, 154–168. (10.1016 / j.jweia.2011.01.011) [CrossRef] [Google Scholar] 22. Ву Ю.Т., Порте-Агель Ф. 2013.Моделирование турбулентного потока внутри и над ветропарками: проверка модели и эффекты компоновки. Пограничный слой Meteorol. 146, 181–205. (10.1007 / s10546-012-9757-y) [CrossRef] [Google Scholar] 23. Иванелл С., Миккельсен Р., Соренсен Дж. Н., Хеннингсон Д.С. 2010 г. Анализ устойчивости концевых вихрей ветряной турбины. Энергия ветра 13, 705–715. (10.1002 / we.391) [CrossRef] [Google Scholar] 24. Нильссон К., Иванелл С., Хансен М. Х., Миккельсен Р., Бретон С. П., Хеннингсон Д. 2014 г. Моделирование крупных вихрей ветряной электростанции Lillgrund.Энергия ветра (10.1002 / we.1707) [CrossRef] [Google Scholar] 25. Ян Д., Менево К., Шен Л. 2014 г. Влияние волн с подветренной стороны на сбор энергии ветра в море — исследование с помощью моделирования крупных вихрей. Обновить. Энергия 70, 11–23. (10.1016 / j.renene.2014.03.069) [CrossRef] [Google Scholar] 26. Ян Д., Менево К., Шен Л. 2014 г. Моделирование морских ветроэлектростанций с использованием больших вихрей. Phys. Жидкости 26, 025101 (10.1063 / 1.4863096) [CrossRef] [Google Scholar] 27. Крогстад ​​П., Лунд Дж. 2011 г. Экспериментальное и численное исследование характеристик модельной турбины.Энергия ветра 15, 443–457. (10.1002 / we.482) [CrossRef] [Google Scholar] 28. Сармаст С., Дадфар Р., Миккельсен Р., Шлаттер П., Иванелл С., Соренсен Дж., Хеннингсон Д. 2014 г. Нестабильность взаимной индуктивности концевых вихрей за ветряной турбиной. J. Fluid Mech. 755, 705–731. (10.1017 / jfm.2014.326) [CrossRef] [Google Scholar] 29. Michelsen JA. 1992 г. Basis3D — платформа для разработки многоблочных решателей PDE. Отчет AFM, Технический университет Дании, Люнгбю, Дания. [Google Scholar] 30. Соренсен Н.Н. 1995 г.Решатель потоков общего назначения, применяемый для обтекания холмов. Кандидатская диссертация, Технический университет Дании, Люнгбю, Дания. [Google Scholar] 31. Та Фуок Л., Лардат Р., Кутансо М., Пино Дж. 1994 г. Поиск и анализ моделей турбулентности по почте адаптируется к дополнительным экологическим элементам в декольте. Технический отчет LIMSI 93074. LIMSI / CNRS, Орсе, Франция. [Google Scholar] 32. Chivaee HS. 2013. Моделирование и моделирование следа и взаимодействия следа в морских ветряных электростанциях. Кандидатская диссертация, Датский технический университет, ветроэнергетика, Люнгбю, Дания.[Google Scholar] 33. Джа П.К., Черчфилд М.Дж., Мориарти П.Дж., Шмитц С. 2014 г. Рекомендации по распределению объемной силы при моделировании приводной линии ветряных турбин на сетках типа моделирования крупных вихрей. J. Solar Energy Eng. 136, 031003 (10,1115 / 1,4026252) [CrossRef] [Google Scholar] 34. О да. 1996 г. Flex4 моделирование динамики ветряных турбин. В Proc. 28-го совещания экспертов МЭА по современному состоянию аэроупругих кодов для расчетов ветряных турбин, Люнгби, Дания, 11–12 апреля 1996 г. Люнгбю, Дания: Датский технический университет.[Google Scholar] 35. Кумари Рамачандран Дж., Бредмос Х., Соренсен Дж., Йенсен Дж. 2014 г. Полностью связанный трехмерный динамический отклик плавающей ветряной турбины на платформе с натяжными опорами на волны и ветер. J. Offshore Mech. Arctic Eng. 136, 021103 (10,1115 / 1,4025599) [CrossRef] [Google Scholar] 36. Schløer S, Paulsen B, Bredmose H. 2014 г. Применение волновых нагрузок на основе CFD в аэроупругих расчетах. В Proc. ASME 33-й Международной конференции 2014 г. Конф. on Ocean, Offshore and Arctic Engineering, Сан-Франциско, Калифорния, 8–13 июня 2014 г.Нью-Йорк, штат Нью-Йорк: ASME. [Google Scholar] 37. Хайнц Дж. 2013. Взаимодействие разделенной жидкости и структуры для расчетов с полным ротором с использованием CFD. Кандидатская диссертация, Датский технический университет, ветроэнергетика, Люнгбю, Дания. [Google Scholar] 38. Андерсен SJ. 2013. Моделирование и прогнозирование следа и взаимодействия следа в ветряных электростанциях. Кандидатская диссертация, Датский технический университет, ветроэнергетика, Люнгбю, Дания. [Google Scholar] 39. Жиллинг Л., Соренсен Н., Ретор П. 2009 г. Наложение разрешенной турбулентности с помощью исполнительного механизма в моделировании отдельных вихрей аэродинамического профиля.Proc. EWEC 2009, Марсель, Франция, 16–19 марта 2009 г. Брюссель, Бельгия: Европейская ассоциация ветроэнергетики. [Google Scholar] 40. Манн Дж. 1994 г. Пространственная структура турбулентности нейтрального приземного слоя атмосферы. J. Fluid Mech. 273, 141–168. (10.1017 / S0022112094001886) [CrossRef] [Google Scholar] 41. Манн Дж. 1998 г. Моделирование поля ветра. Вероятно. Англ. Мех. 13, 269–282. (10.1016 / S0266-8920 (97) 00036-2) [CrossRef] [Google Scholar] 42. Сармаст С. 2013. Численное исследование нестабильности и взаимодействия следов ветряных турбин.Лицензионная работа, Trita-MEK 2013: 08, Королевский технологический институт KTH, Стокгольм, Швеция. [Google Scholar] 43. Окулов В.Л., Соренсен Ю.Н. 2007 г. Устойчивость винтовых вихрей в дальнем следе ротора. J. Fluid Mech. 576, 1–25. (10.1017 / S0022112006004228) [CrossRef] [Google Scholar] 44. Джайн Р., Конлиск А.Т., Махалингам Р., Комерат Н.М. 1998 г. Взаимодействие игл-вихрей в следе за двухлопастным ротором. На 54-м ежегодном форуме Am. Helicopter Soc., Вашингтон, округ Колумбия, 20–22 мая 1998 г. Фэрфакс, Вирджиния: Международное Американское Вертолетное Общество.[Google Scholar] 45. Лэмб Х. 1932 г. Гидродинамика, 6 изд. Кембридж, Великобритания: Издательство Кембриджского университета. [Google Scholar] 46. Левеке Т., Болнот Н, Каранта У, Дизес С.Л. 2013. Локальное и глобальное спаривание в спиральных вихревых системах. В Int. Конф. по аэродинамике морских ветроэнергетических систем и следов, Люнгби, Дания, 17–19 июня 2013 г. Люнгбю, Дания: Датский технический университет. [Google Scholar] 47. Соренсен JN, ван Куик GAM. 2011 г. Общая теория импульса для ветряных турбин при малых передаточных числах.Энергия ветра 14, 821–839. (10.1002 / we.423) [CrossRef] [Google Scholar] 48. Townsend AA. 1956 г. Структура турбулентного сдвигового течения. Кембридж, Великобритания: Издательство Кембриджского университета. [Google Scholar] 50. Ламли JL. 1967 г. Структура неоднородной турбулентности. 166–178. Яглом А.М. и Татарский В.И. (ред.). Атмосферная турбулентность и распространение волн, Москва, Россия: Наука [Google Scholar] 51. Сирович Л. 1987 г. Турбулентность и динамика когерентных структур, части I – III. В. Прил. Математика. XLV, 583–590. [Google Scholar] 52.Обри Н., Холмс П., Ламли Дж. Л., Стоун Э. 1988 г. Динамика когерентных структур в пристенной области турбулентного пограничного слоя. J. Fluid Mech. 192, 115–173. (10.1017 / S0022112088001818) [CrossRef] [Google Scholar] 53. Беркуз Дж., Холмс П., Ламли Дж. Л.. 1993 г. Правильное ортогональное разложение при анализе турбулентных течений. Анну. Rev. Fluid Mech. 25, 539–575. (10.1146 / annurev.fl.25.010193.002543) [CrossRef] [Google Scholar] 54. Йоханссон ПБ, Джордж В.К., Вудворд Ш. 2002 г. Правильное ортогональное разложение осесимметричного турбулентного следа за диском.Phys. Жидкости 14, 2508 (10.1063 / 1.1476301) [CrossRef] [Google Scholar]

Новое поколение электрогидравлической системы приведения в действие парового клапана для турбин

Электростанции используют большие паровые турбины мощностью до 2 000 000 л.с. (1 500 МВт), приводящие в действие электрогенераторы для производства электроэнергии. Пар генерируется кипящей водой с использованием тепла от сжигания ископаемого топлива, геотермального тепла или ядерной энергии. Турбины, используемые для выработки электроэнергии, обычно напрямую соединены с их генераторами.Поскольку генераторы должны вращаться с постоянной синхронной скоростью в соответствии с частотой системы электроснабжения, наиболее распространенные скорости составляют 3000 об / мин для систем с частотой 50 Гц и 3600 об / мин для систем с частотой 60 Гц.

Производство электроэнергии переменного тока требует точного регулирования скорости. Чтобы адаптироваться к изменяющемуся спросу на электроэнергию, контроллер турбины должен управлять скоростью турбины, регулируя поток пара в турбину. Расход пара регулируется регулирующими клапанами с гидравлическим приводом.

Неконтролируемое ускорение ротора турбины может привести к отключению из-за превышения скорости, что приводит к закрытию регулирующих клапанов пара, регулирующих поток пара в турбину. Если это не удается, турбина может продолжать ускоряться, пока не разорвется. Поскольку паровые турбины очень дороги, а поломка приводит к серьезным повреждениям, следует избегать любых неконтролируемых ситуаций. Ключевым элементом безопасности является конструкция гидравлической системы управления парорегулирующими клапанами.

Современные системы срабатывания парового клапана

Современные системы приведения в действие паровых клапанов представляют собой цилиндры с регулируемым положением, использующие пропорциональные клапаны с внешней аналоговой электроникой.Привод работает против встроенной отказоустойчивой пружины, которая может закрыть паровой клапан без какой-либо внешней энергии, когда порт управления «A» цилиндра подключен к резервуару.

Некоторые недостатки существующей системы:

• Ввод в эксплуатацию: при вводе системы в эксплуатацию необходимо настроить от 6 до 7 потенциометров, что требует больших затрат времени и средств, поскольку для настройки системы с обратной связью требуется квалифицированный специалист.
• Замена: Замена клапана или платы электроники затруднена, требуется квалифицированный персонал для регулировки нескольких потенциометров
• Диагностика: поиск неисправностей ограничивается сигналом положения цилиндра

Новое поколение электрогидравлического привода парового клапана:

Для нового поколения электрогидравлических систем срабатывания паровых клапанов была дана следующая спецификация:

• После замены клапана не требуется новый контур управления, настройка клапана или масштабирование сигнала.
• Простое масштабирование сигнала после замены датчика положения исполнительного механизма
• Способность работать с существующими аналоговыми командными сигналами для модернизации турбины
• Добавление сигналов мониторинга для профилактического обслуживания и выявления неисправностей
• Датчик давления для подачи дополнительного сигнала давления для диагностики
• Интеграция проверенного пружинного отказоустойчивого решения

При анализе спецификации становится ясно, что требуется цифровая электроника.Идеальное решение — комбинация цифровой управляющей электроники с пропорциональным клапаном Moog Axis Control Valve (ACV). См. Картинку.

ACV, адаптированный для приложения срабатывания парового клапана, обладает следующими характеристиками:

• Простая замена существующих решений для модернизации турбин
• Регулятор положения привода, встроенного в клапан (ACV)
• Не требуется настройка нового контура управления и масштабирование сигнала после замены клапана, так как сохраненные цифровые параметры вызываются и легко загружаются в новый клапан ACV.
• Простое масштабирование сигнала после замены датчика положения, так как ACV имеет встроенную полуавтоматическую процедуру калибровки датчика.
• ACV может обрабатывать существующие аналоговые командные сигналы для модернизации турбины
• Имеется интерфейс FIELD-шины для контроля сигналов для профилактического обслуживания
• Имеется интерфейс FIELD-шины для удаленного обслуживания
• Электрошкаф для управляющей электроники не требуется
• Встроенный датчик давления в «А» для диагностики системы
• Конструкция катушки поддерживает существующее решение для обеспечения отказоустойчивости пружин

Настроенный ACV обеспечивает все указанные функции, упрощает систему (электрический шкаф не требуется), предлагает комплексные функции диагностики, такие как удаленное обслуживание, и поддерживает профилактическое обслуживание с помощью впечатляющего разнообразия важных сигналов.Новое решение подходит для модернизации и модернизации турбин, а также для новых турбин.

Аналоговая электроника управления и клапана может только контролировать отклонение между командным сигналом и фактическим сигналом положения. Когда отклонение превышает определенный уровень, срабатывает функция отказоустойчивости, и привод должен быть остановлен или перемещен в определенное конечное положение по соображениям безопасности. Это интерпретируется главным контроллером машины и системой гидравлического привода как неизвестный дефект, который должен быть проанализирован обслуживающим персоналом после аварийной остановки, что приводит к простоям при устранении неисправностей.

В отличие от этого, современная электрогидравлическая система привода, использующая цифровой регулирующий клапан оси, может управлять самим клапаном в дополнение к положению привода. При использовании профилактического подхода к техническому обслуживанию, который в настоящее время востребован на все большем количестве предприятий, необходимо получить значительно больше информации о фактическом состоянии и износе электрогидравлической системы привода и ее компонентов. Например, очень важно контролировать, относительно определенных допусков, статическое и динамическое поведение сервопропорционального клапана, температуру встроенной электроники клапана / оси, сигналы датчиков, утечку (износ уплотнений) привода и процесс данные.Электроника управления осями Digital Valve может предоставлять все необходимые данные внутреннего контроля для непрерывного мониторинга процесса. Чтобы иметь возможность непрерывно передавать большой объем информации о состоянии, доступной по каждой оси, на главный контроллер, интерфейс шины FIELD необходим для регулирующего клапана Axis.

По имеющимся данным теперь можно отслеживать износ электрогидравлического привода, что позволяет проводить профилактическое обслуживание при следующем плановом обслуживании машины. Доступные данные предоставляют информацию о необходимых действиях и позволяют иметь запасные части для запланированного обслуживания машины, сокращая время простоя.Если необходимо заменить регулирующий клапан оси, никаких новых настроек и регулировок не требуется, поскольку все параметры управления просто копируются в новый клапан, что еще больше сокращает время простоя.