随着风电技术的日渐成熟，风力发电机的单机容量也随着增大，必然导致风力机的大型化。风经过旋转的风力机后发生动量损失、风速减小和湍流度增强。在风电场中，一些风力机处于上游风力机的尾迹当中，风经过上游风力机之后，风速的减小与湍流度的增强必然对下游风力机的功率输出、结构性能和疲劳载荷产生很大的影响。可见，开展风力机的尾迹流场特性分析研究必定会对改善风力机性能、提高风能利用效率、合理布置风力机起到非常重要的作用。
风力机尾迹研究的空气动力学理论主要可分为叶素理论(BEM)和涡流理论两大类。在此基础上．许多学者展开了尾迹特性研究。G Crasto对风力机匡迹进行简单假设，用圆盘代替风轮，即制动盘概念，这样可以在高风速和宽区域条件下更好地预测风力机功率的输出。201 1年10月由NowiteNorcowe在挪威卑尔根市共同组织了有关风力机尾迹的“盲测”研讨会，对不同尾迹模型的优缺点进行了分析研究。随着计算机的发展，当前CFD是流行的流体力学分析技术，它克服了实验测量和理论分析的成本高、耗时长的缺点。Bartheleme数值模拟分析了Horns Rev大型近海风电场的风力机尾迹分布。Carlo运用CFD-RANS分析风力机气动性能，运用风力机叶素理论对单机风场流场气动性能及尾流现象进行全面的研究。Alexandros Makridis数值模拟复杂地形上两并列机组流场分布并比较RSM模型与SST模型的计算结果。田琳琳和李少华采用FLUENT软件对置于有限面积的风电场内的多台风力机尾流相互干扰情况进行数值模拟，分析了单机与多机情况下风力机尾迹情况。
工作状态下的风力机会在风的作用下发生变形，同时这变形和运动又会反过来影响风的运动，从而改变风载荷的分布和大小。本文以NREL 5 MW风力机为例，采用ANSYS中System Coupling为数据交换平台连接FLUENT与Transient Structural两模块，对风力机与风场进行双向流同耦合。分别在耦合与未耦合两种情况下，针对风力机下游近尾迹和远尾迹两个方面进行分析，近尾迹着重研究流固耦合对风力机功率输出及轴向推力的影响，风力机远尾迹重点分析速度分布及湍流分布，从而更好地分析风电场机组之间的优化布置。
1双向流固耦合理论
1.1流体控制方程
假设流体是连续的、均质不可压缩的各向同性牛顿流体，流体质点在每一瞬时处于准热平衡态。流体运动的基本方程如下。连续性方程：
式中：P为流体密度；u为平均速度；x为位置矢量；u为粘性系数。
Navier-Stokes方程：
式中：V为流体速度；P为流体压力：Fb流体所受外力；k为流体运动粘性系数。
流体的边界条件：在流体和固体的分界面上，流体壁面的变化和固体壁面变化相一致，初始条件是定常流动，取均匀流场为初场。
1.2固体控制方程
当外力作用在弹性体上，假设变形情况已知，则力的平衡方程为
2计算模型
2.1物理模型
采用美国可再生能源实验室的NREL 5 MW风力机，该风力机是1台3叶片、上风向，采用变速变桨的功率控制方式，具有代表性和实际应用意义的风力机。该风力机叶片各个截面几何参数见表1，叶片三维效果见图1。
2.2数值模型
本文将NREL5 MW风力机的叶轮作为研究对象，为了便于构建六面体网格，将轮毂简化为三角形，如图2所示。采用圆柱形流场，直径为300m．入口距叶轮245 m，出口距叶轮1260 m，旋转域直径为70m，如图3所示。
3数值计算方法
采用ANSYS14.0商业软件，通过FLUENT与ANSYS MECHANICAL在System Coupling进行数据交换实现双向流固耦合，见图4。
3.1 FLUENT数值方法
3.1.1网格划分
通过ICEM进行计算域分块和结构化网格生成，外围流场区域采用六面体结构，如图5所示。
旋转区域进行分块处理，采用3个长方体区域包含3个叶片，从叶根到叶尖构建H型网格，由于叶片表面扭曲复杂，叶片周围需要采用size fuction函数进行网格加密，垂直于叶片表面方向，从叶片表面至内区域边界的网格数为30个，为了满足y+要求，第一层网格距叶片表面的距离为1mm，网格增长比率为1.2，叶片截面翼型的节点数为120个，根据结构网格的生成规则构建六面体网格，如图6所示，网格总数约为300万。
3.1.2数值计算方法和边界条件
由于风力机的尾迹会传至下游引起流动不稳定性，是一种非稳态，故本文基于Navier-Stocks方程和RNGk-E湍流模型。考虑叶片的旋转效应，利用滑移网格技术对NREL 5 MW风力机进行数值模拟，压力-速度耦合采用Simple算法，对流项差分格式采用二阶迎风格式控制方程：
式中：
为通用变量；
为广义扩散系数；S为广义源项。
式中：k和E分别为湍动能及其耗散率；Gk和Gb分别为平均速度梯度和浮力所产生的湍动能；Ym为湍流脉动膨胀对总耗散率的贡献；aK和aE分别为湍动能及耗散率普朗特Prandtl数的倒数；C1e，C2E和C3E分别为模型默认常数；Sk,SE和RE分别
为用户自定义项。
FLUENT数值计算的边界条件：人口设为速度人口，速度为u=11.4 m/s：出口设为自由出流outflow：外围流场区域设为静止wall,旋转区域边界为interface，旋转域流场设为Moving Mesh，旋转速度为W=12.1 r/s：叶片设为Wall，壁面速度相对于邻近的网格运动设为零，即壁面无滑移。
3.2 ANSYS MECHANICAL数值方法
由于流固耦合是瞬态的，故采用ANSY-WORKBENCH中Transient Structural模块进行结构分析。NREL 5 MW风力机叶片采用450铺层各向异性玻璃纤维环氧树脂复合材料模型和根部至顶部厚度（根部80 mm向尖部20 mm）渐变的壳结构方式 。其力学性能列于表2，其中：E1为垂直纤维方向弹性模量、E2为沿纤维方向弹性模量、G12为剪切模量、O12为泊松比。叶轮网格采用六面体结构，如图7所示，叶根与轮毂处设为全约束。
3.3双向流固耦合系统
System Coupling模块为实现流场和结构场的双向流固耦合提供了平台，将旋转域与叶片壁面接触的重合面设为流固耦合面，设立耦合时间，本文叶轮旋转周期为5s．物理时间步长对应转角20（约0.028 s），采用顺序求解方式依次解流体计算域和同体计算域，其中流固耦合的数据传递是通过流场耦合面与固体耦合面上的网格相互映射实现的。
4计算结果与分析
4.1流固耦合对风力机近尾迹的影响分析
风场绕流叶片时，同时会受到叶片的反作用，气流的角动量增大，因此风力机尾迹区域的气流在向下游的流动过程中会旋转前行，运襄轨迹呈螺旋线（图8）。基于风力机额定工况（额定风速V为11.4 m/s，额定转速W为12.1 r/min）．采用圆柱坐标系（如图2所示，图2中表示出了
，r所以是圆柱坐标），x表示风轮下游尾迹区的轴向位置．风轮逆时针旋转，顺时针方向为
的正方向，r为尾迹区流场的径向方向，D为风轮直径。
图9给出了风力机近尾迹区流场在未耦合与耦合情况下速度分布，可以看出在叶片动力区存在高强度的湍流，这表明在叶片尾缘处会产生致使叶片疲劳的高频载荷。风力机在耦合情况下叶片发生了明显的变形，（具体的叶片结构方面的变形情况），说明流固耦合对风力机的功率输出及风机性能是有一定影响的。
参照NREL 5 MW风力机设计值，本文研究来流风速为3，5，11.4，15，20，25 m/s 6种工况，得出在6种不同工况下未耦合与耦合情况下的风力机功率输出值及轴向推力。图10给出了风力机功率值和轴向推力与理论设计值的对比曲线。
由图10可以明显看出，数值模拟的功率输出值和轴向推力均小于NREL设计值，但是两者的变化趋势与理论值是一致的，主要由于服务器的计算能力及数值模拟采用的RNGk -E模型及网格质量不高，不能精确地模拟叶片周围流场的分布情况：而未耦合情况下功率输出值和轴向推力均小于流固耦合情况，则主要是由于未耦合情况下暇设叶片是刚体，不发生变形，而实际情况下叶片在流场作用下会发生大的变形，尤其是叶尖处。
图11给出了风力机下游X =0.5D处涡量、平芝风速和湍流强度的横向值在耦合与未耦合情况下的分布．其中纵坐标Y／D是采用风轮直径无量纲化的磺向距离．Y/D =0处为风轮中心。可以看出，风力机在流固耦合情况下，近尾迹区最大涡量是未耦合情况的50%，根据叶尖涡的诱导效应使叶片下游流场的速度亏损减小，故耦合情况下平均速度较未耦合情况有昕增大，从而提高了风力机轴向推力和风能转换的能力。在流固耦合的作用下，近尾迹区的最大湍流强度也由未耦合情况下的18%增大到24%,如图11(c)所示，这将会提高尾迹涡流运动产生的气动噪声，因此流固耦合的分析对风力机的研制设计具有科研意义。
4.2流固耦合对风力机远尾迹的影响分析
风力机远尾迹着眼于研究尾迹速度分布及湍流分布，是为了更好的研究风电场机组间的相互干扰。由于风轮旋转的作用，风场流经叶轮近尾迹区继续在下游远尾迹区域做螺旋运动，主要由中央尾迹区（由于动量损失造成速度降低）、外侧主流区和叶尖涡诱导效应区组成[切。图12和图13分别给出了风力机下游远尾迹和湍流强度(Tur-bulence Intensity．TI)分布云图。
中风洞实验测量出尾迹分布规律，尾迹轴向速度Vx发生亏损，使得尾迹径 向速度Vr和切向速度
增加，并且发生正负变号，表明伴随有涡的运动，但是由于Vr和
占远
尾迹风速份额10%以下，因此由于流固耦合引起 的Vr和
的变化可以忽略，而轴向速度数值占主流速度的90%以上，占主导地位，能够很好地反映尾迹的总体特征，可以作为下游布置风力机的有效参考因素。图14具体表现了在耦合与未耦合情况下远尾迹区的轴向速度分布对比图，可以看出流固耦合对风力机尾迹下游轴向速度Vx影响显著，在相同的下游位置时，流固耦合情况下尾迹区流场更接近来流风速，在4D距离处流固耦合情况比未耦合情况高15%左右，从而使风力机下游轴向风速在6D处等于来流风速，而未耦合情况下，尾迹轴向风速则在8D时等于来流风速，这将对风电场下游风力机的布置起到重要的参考作用。
根据Chamo进行的风洞实验可知，与来流风场的低湍流度相比，风场流经风力机后，下
游尾迹区湍流度大幅提高，呈现先升高后降低的趋势，相似的结论可以从图14中观察到。
图15具体给出了耦合与未耦合情况下风轮下游不同位置处湍流度的横向值的对比曲线，图中标出了TI的最大值，观察到max.TI出现在叶尖与叶根处，而且流固耦合使得风力机下游不同位置的湍流度较未耦合情况偏大，在X=D处最大TI偏大8%，在X=2D处偏大7%，在X=4D处偏大2%，X=6D以后的偏大值都小于1，说明流固耦合对远尾迹湍流度的影响随着下游距离的增大是不断减小的。
图16描绘了风力机下游不同截面上的最大
TI值，可以看出未耦合情况下max.TI的增量在X=3D出现拐点，这主要是由于在近尾迹处涡流的不稳定性和涡流破裂造成的，而流固耦合则在X=2D处出现拐点，由于叶片与风场之间的双向流固耦合，使叶尖涡变得更不稳定，提前发生涡的脱离与破裂，于是max.TI提前出现拐点。
4.3流固耦合对风电场机组布置的影响分析
目前，由于一些风电场的布置未考虑流固耦合，常常将下游风力机布置在8D处，这存在一定的空间浪费，通过研究流固耦合对风力机远尾迹分布影响分析可知，在流同耦合情况下研究风力机尾迹更接近风力机实际运行情况。流固耦合情况下,X =6D处轴向风速已经高达来流风速的99.8%，湍流强度也达到9.8%，尾迹进入低湍流区域，后边的尾迹对下游风机的功率输出影响很小．建议大型风电场风力机安置在上游风力机下游至少6倍风轮直径距离处。同时，要考虑风力机横向间距，本文建议至少2D距离以上，可见流固耦合对风电场的优化布置起到非常重要的作用。
5结论
本文基于ANSYS+FLUENT对NREL 5 MW风力机进行双向流固耦合，分析了流固耦合对风
力机尾迹的特性影响，得出以下主要结论。
①在风力机近尾迹区，双向流固耦合情况下叶片发生变形，导致叶片周围涡量和速度亏损减小，使风力机转子转换风能能力提高，输出功率和轴向推力较未耦合更接近NREL设计值，而湍流强度则是有所提高，这将提高风力机气动噪声，可见考虑流固耦合对风力机结构设计及性能优化具有重要参考意义。
②在风力机远尾迹区，轴向速度起主导地位，通过对轴向速度与湍流度的分析，与未流固耦合相比，在双向流固耦合情况下，轴向速度更早地在X=6D处达到来流速度，而湍流强度也提前在X=2D处出现拐点开始下降，在X =6D处达到9.8%．流场进入低湍流度区。该研究结果为研究风电场机组优化布置提供重要的理论基础。
③在流固耦合基础上，研究了风力机尾迹的分布特点，提出了在大型风电场中下游风力机组纵向间距不少于6倍风轮直径和横向距离不少于2倍风轮直径的建议。
6摘要：
风力机尾迹区域的流场特征对风电场的优化布置具有重要意义。文章基于流固耦合理论，采用AN -SYS+FLUENT方法和滑移网格技术对NREL 5 MW风力机的尾迹特性进行了系统分析。结果表明：在风力机近尾迹区流固耦合情况下风力机的输出功率和轴向推力更接近NREL设计值；在远尾迹区、双向流固耦合情况下，轴向速度更早地在风力机下游6倍风轮直径X =6D处达到来流速度，而湍流强度也提前在X=2D处出现拐点开始下降，在X =6D处达到9.8%，流场进入低湍流度区，从而得到了风力机合理布置方面的重要结论，这将对风力机合理布置和风电场经济性的提高提供一定的参考。
