论文部分内容阅读
摘 要：基于计算流体力学方法，利用FW-H声学计算方程分析不同V型叶尖结构对风力机近尾迹流场和声场造成的影响，分析额定尖速比下不同V型叶尖结构风力机流场、涡量场分布情况及叶尖区域内声压值的变化规律。结果表明：合理改变叶尖结构能够有效改善风力机叶轮叶尖速度分布情况，进而改变叶轮叶尖处涡量场的大小；V型叶尖结构风力机叶尖处产生的涡量小于未改型叶尖型风力机；V型叶尖结构风轮旋转基频所对应的旋转噪声总声压级低于未改型叶尖型风力机4～6 dB，降幅在4.72%～6.39%；V型叶尖的高度是影响风轮旋转噪声和叶尖涡噪声降低的主要因素。
关键词：风力机；V型叶尖结构；流场；声场；涡量
文献标志码：A 文章编号：1674-5124（2017）07-0128-06
Abstract： In this paper， based on the computational fluid dynamics method and the FW-H equation， the impact of different V-type tip structures on the near-wake flow field and sound field of wind turbine was analyzed and under the rated tip-speed ratio， the flow field and vorticity field distribution and the sound pressure variation in the tip area were analyzed on different V-type tip structures of wind turbine. The results show that changing tip structure reasonably can improve the tip-speed distribution on impeller of wind turbine effectively and hence change the size of vorticity field at tip of the impeller. The vorticity at the tip of the V-type tip structure wind turbine is less than that of unmodified tip type structure wind turbine. The total sound pressure level of rotating noise of V-type tip structure wind turbine at rotating base frequency is 4-6 dB lower than that of unmodified tip type structure wind turbine， with a decline of 4.72%-6.39%. The height of the V-shaped tip is the main factor affecting rotor rotating noise and tip vortex noise reduction.
Keywords： wind turbine； V-type tip structure； flow field； sound field； vorticity
0 引 言
近年來，我国的风力发电产业保持快速增长的趋势，大量的研究成果促使风力机气动性能有所提高，尤其在风力机翼型设计和叶片外形设计方面已经得到了较快的发展，但是风力机在运行过程中对风场周围安装环境要求较高，并对自然环境有一定的影响，尤其是其运行过程中产生的噪声对环境影响颇为重要。风力机运行中噪声的来源主要有空气动力性噪音和机械噪音，机械噪音主要是由风力机运行过程中机械摩擦造成，而空气动力性噪音主要来源于叶片和气流的耦合过程，研究发现叶片的叶尖周围区域是主要噪声源之一[1]，因此有必要通过研究新型的叶尖结构来改变叶尖周围流场特性以降低叶尖区域噪声。
目前，国内外学者对风力机叶尖产生的噪音研究主要应用手段是风洞实验及CFD流体分析软件，2000年Singer等[2]利用计算流体力学CFD方法获得翼型附近的流场信息作为输入，通过FW-H积分研究翼型尾缘噪声的声学特性。Jiang等[3-4]利用CAA方法对翼型自噪声进行了高阶准确度数值模拟研究，发现随着翼型攻角的增加，纯音分量向低频移动并最终呈宽频化特征。Fleig等[5]开展了风力机叶尖噪声的数值模拟研究，运用大涡模拟方法LES模拟了MEL III风力机的叶片绕流流场，并利用FW-H积分给出了风轮的远场宽带噪声预测。Marsden等[6]和Iida等[7]也对风力叶尖涡宽频噪声进行了研究。文献[8]中研究了有无叶尖S型小翼对风力机流场特性的影响，指出有S型小翼的风力机能够提高风轮的输出功率，且叶尖涡量强度有所减弱，降低了气动噪声。文献[9]基于CFD软件对S系列新翼型风力机叶尖近尾区域进行了流场的数值计算及分析，并得出采用分区域过渡层网格的方法可以有效捕捉叶尖涡形成的位置和大小，能够获得高准确度的计算结果。文献[10]利用大涡模拟（LES）数值方法计算了NREL Phase VI HAWT的尾迹流场的流动特性，同时利用FW-H方程得到了频率在500 Hz以下的声压值变化，发现了叶尖气动噪声是由叶尖处的涡流引起的，并且叶尖气动噪声和来流风速成线性变化关系。李少华等[11]使用CFD软件对1.2 MW风力机流场进行了分析，采用SST k-w湍流模型对流场进行数值计算，并得到了其不同截面上的压力，速度及湍动能对风力机输出功率的影响。朱生华[12]对不同叶尖结构的风力机功率及气动噪声影响进行了数值研究，并得出叶尖区域的噪声最大，齿形槽和弧形槽风轮的降噪效果优于传统叶尖。 目前，国内外对于风力机叶尖结构降噪方面的研究工作主要是通过添加附着物来改变叶尖区域的流场变化特性，而利用风力机叶尖改型的方法处在探索中，那么改型后叶尖噪声的变化情况和如何快速而准确地得到改型后风力机叶处流场和噪声场的特性是一个值得研究的问题，这些研究内容可对风力机设计提供参考，也有助于从叶尖气动结构改型寻找风力机降噪技术。本文采用计算流体力学软件CFD，描述叶尖改型前后风力机近尾迹流场的变化特性，以及利用FW-H方程得到相对应的特征点噪声频谱图，找到不同尺寸参数的两种V型叶尖结构对风力机近尾迹叶尖区域流场及噪声场的影响规律。
1 风力机模型
1.1 物理模型
采用S系列某翼型水平軸风力机为计算物理模型，其叶片长度为600 mm，风轮直径为1.2 m，启动风速2 m/s，额定风速8 m/s，额定功率为300 W，叶片数为3，额定尖速比为5.5，风轮额定转速为750 r/min。三维坐标定义：风轮旋转轴与叶片叶尖翼型前缘点所在的风轮旋转平面，垂直的交点为坐标原点，X轴正方向为来流风速方向，Y轴正方向为垂直来流方向向左，Z轴正方向垂直于地面向上。V型叶尖结构尺寸如图1所示，其几何参数包括宽度a、高h、开角θ。
采用正交试验方案，得到2种不同尺寸的V型叶尖，分别是V型叶尖-1（a=3 cm，h=2.6 cm，θ=60°）和V型叶尖-2（a=1.8 cm，h=5.3 cm，θ=20°）。然后对未改型和改型后2种不同V型叶尖结构风力机进行三维建模。图2为未改型叶尖结构风力机叶片模型，图3为V型叶尖结构风力机叶片模型。
1.2 网格划分
模型风力机由轮毂和3个叶片构成，由于叶片表面几何曲面多而杂，需要采用网格加密处理风轮表面及周围的旋转流体区域，为了获得流场的变化细节，需将计算区域划分为3个区域分别是：旋转流体区域，风力机区域，非旋转流体区域，分别采用函数size function对这3个计算区域及边界近壁面进行加密处理，并使用Tgrid网格类型对该区域进行网格划分，其中风力机风轮区域网格数173×104，外部旋转流体小区域网格数124×104，进出口流场区域网格数65×104，总网格数约为362×104，图4为物理模型及网格划分图。
1.3 数学模型
叶尖结构对噪声的影响实质是不同叶尖结构处流场与噪声场之间的耦合关系，可以用同一个物理模型不同的求解器分别计算流场及噪声场，对应的为流场数学模型及噪声场数学模型。
1.3.1 流场数学模型
为了便于计算，首先假设叶片为刚体结构，并且叶片表面存在的几何变形不予以考虑。选择的求解器是有限体积法，求解的控制方程组为旋转参考系下的不可压缩雷诺平均Navier-Stokes方程组，其控制方程为
■=-■[■S（FC-FV）dS-■QdΩ]（1）
式中：Ω——以S为边界的控制体；
W——守恒变量；
t——时间；
FC——对流通量；
FV——粘性通量；
Q——体积力源项。
W= ρ ρu ρν ρw FC= ρV ρuV+nxP ρνV+nyP ρwV+nzP
FV= 0 nxτxx+nyτxy+nzτxz nxτyx+nyτyy+nzτyz nxτzx+nyτzy+nzτzz Q= 0 ρfex ρfey ρfez（2）
式中：nx、ny、nz——X、Y、Z方向对应的单位法向量；
ρ——空气密度；
u——X方向速度分量；
ν——Y方向速度分量；
w——Z方向速度分量；
P——压强；
V——速度；
fex、fey、fez——X、Y、Z方向的质量力；
τ——切向应力。
1.3.2 噪声场数学模型
噪声计算所使用的物理模型与流场计算的物理模型相同，都是假设叶片为刚体结构，并且叶片表面存在的几何变形不予以考虑，流场计算方法采用大涡模拟LES，噪声计算采用FW-H控制方程，控制方程如下：
LES控制方程：
■+■=0（3）
■（ρ■i）+■（ρ■i■j）=■（μ■）-■-■
（4）
式中τij为亚网格应力，τij=ρuiuj-ρ■i·■j。
FW-H控制方程：
1）广义动量方程
■+■（ρuiuj）+■（pδij）=
[（p-p0）δij]■δ（f）（5）
2）广义连续方程
■+■=ρ0ui■δ（f）（6）
式中：p——应力张量；
δij——克罗内克符号；
δ（f）——狄拉克函数，δ（f）=■；
f（x，t）——封闭控制面；
H（f）——Heaviside函数。
1.3.3 定解、边界条件
流场基于稳态不可压缩流动的三维定常雷诺时均N-S方程进行数值模拟，噪声场基于非稳态不可压缩流动，采用隐式求解器segregate三维非稳态算法，采用LES中的subgrid-scale model紊流模型，对流项差分格式采用二阶迎风格式，压力速度耦合采用PISO算法，将空气视为理想气体，采用默认的参数设置，雷诺数Re=1.5×106，进口速度设置为8 m/s，速度出口选择为自由出流，风力机叶片和轮毂选用wall边界，以X轴为旋转轴，转速为750 r/min壁面无滑移，旋转区域与非旋转区域交界面采用interface，使旋转区域与非旋转区域有速度的交换，选取风轮旋转角度为1°所需时间为计算时间步长Δt=0.000 222 22 s，在风轮旋转3 600°后，风力机近尾迹流场特性变化一般趋于稳定，然后对声场数据和相应的流动各参量数值进行采集。 1.4 流场及噪声场计算结果的验证
为了验证数值计算方法的合理性，在风力机旋转3 600°后，对未改型叶尖风力机的近尾迹截面X=0 mm处的涡量分布及叶尖监测点出声压值进行读取，结果发现在风力机近尾迹区域X=0 mm截面处涡量分布、叶尖监测点处噪声变化规律与相关文献的PIV实验、噪声实验[13-15]测试和计算结果基本相似，也证明本研究方法是合理可行的。
2 仿真结果分析
通过对3种叶尖风力机在相同的初始参数下进行数值计算，得到不同叶尖结构在同一截面下的流场及涡量场。
2.1 流场分析
3种叶尖在X=0 mm截面处的流场云图见图5，3种叶尖结构的速度云图分布相似，从叶根到叶尖流场速度依次增大，且叶尖处速度最大，最大速度在44.3～45.9 m/s之间，其中，未改型叶尖速度>V型叶尖-1速度>V型叶尖-2速度，最大速度分别为45.9，
45.6，44.3 m/s。
3种叶尖在X=0 mm截面处的涡量场云图见图6，3种叶尖结构的风力机运行过程中在叶尖区域都存在较大的涡量值，传统直叶尖涡量值最大，为514 s-1，V型叶尖-1叶尖为497 s-1，V型叶尖-2叶尖为485 s-1，V型叶尖结构风力机叶尖区域涡量值较小，说明被涡量转化的噪声越小，V型叶尖结构具有一定的降噪特性。
对比不同叶尖结构风力机的流场与涡量场，叶尖速度最大的未改型叶尖风力机的叶尖涡量值也最大，叶尖速度低于未改型叶尖的V型叶尖-1、V型叶尖-2叶尖处涡量值也小于未改型叶尖涡量值。涡量值最大值出现在叶尖周围区域，同时V型叶尖结构使得大涡破碎成小涡，旋转强度减弱，涡量值变小。
2.2 噪声分析
选取截面X=-15 mm上，叶尖区域中（-0.15，0.6，0）为监测点，抽取3种不同叶尖的风力机的额定尖速比为5.5，转速为750 r/min同一点处的频率-声压值，图7为3种叶尖监测点处的噪声频谱图。
从图中可以看出叶尖改型前后的风力机风轮噪声的频谱图峰值都出现在基频37.5 Hz以及整数倍数的风轮旋转基频谐波关系的频率75，112.5，
150，187.5，225，262.5，300，337.5，375 Hz上，在频率超过500 Hz时，未改型叶尖风力机监测点处的声压值趋于稳定，其声压级总体处于40～50 dB，当频率超过1 000 Hz时，V型叶尖风力机监测点处声压值趋于稳定，V型叶尖-1该监测点频谱图声压级总体处30～40 dB，V型叶尖-2该监测点频谱图声压级总体处于20～30 dB。
通过对比发现改型后降低了风轮旋转基频及其谐波关系频率所对应的声压值的大小，随着V型叶尖高度增大，旋转基频及其谐波关系所对应的频谱图峰值下降，未改型叶尖、V型叶尖-1、V型叶尖
-2风力机旋转基频对应的频谱图峰值依次为91.48，87.16，85.63 dB。与未改型叶尖风轮比较，V型叶尖-1、V型叶尖-2风轮旋转基频分别降低了4.32，5.85 dB，降幅分别为4.72%，6.39%。
为了找到改型前后风力机近尾迹区域噪声的变化规律，选择X=-10 mm，Z=0 mm，Y=0～1 000 mm，每隔100 mm设置监测点，共计10监测点的声压值变化，如图8所示。
通过对比发现，3种叶尖结构的风力机在叶轮旋转内部噪声较大，声压值沿着叶片径向变化呈现降低、升高、再降低的脉动变化规律，最大声压值出现在叶尖区域。
3 结束语
本文基于计算流体力学，流场计算方法采用大涡模拟LES，噪声计算采用FW-H控制方程，对300 W水平轴风力机模型的不同V型叶尖结构在非定常流动中的流场及涡流噪声进行了研究，发现V型叶尖结构使得大涡破碎成小涡，旋转强度减弱，涡量值变小，可以有效降低葉尖区域的涡流噪声。研究结果表明：在风轮叶尖区域周围存在较大的涡量场，声压值沿着叶片径向变化呈现降低、升高、再降低的脉动变化规律，最大声压值出现在叶尖区域，并且流场、涡量场、噪声值有相对应变化关系；V结构叶尖对风力机叶尖区域噪声的存在一定影响，V型叶尖降噪效果优于未改型叶尖，声压级降幅分别在4.72%，6.39%。
参考文献
[1] 胡丹梅，李佳，闫海津. 水平轴风力机翼型动态失速的数值模拟[J]. 中国电机工程学报，2010，30（20）：106-111.
[2] SINGER B A， BRENTNER K S， LOCKARD D P. Simulation of acoustic scattering from a trailing edge[J]. Journal of Sound and Vibration，2000，230（3）：544-560.
[3] JIANG M， LI X D， LIN D K. Numerical simulation on the airfoil self-noise at low Mach number flows[R]. AIAA paper，2012.
[4] JIANG M， LI X D， LIN D K. Numerical simulation on the NACA0018 airfoil self noise generation[J]. Theoretical and Applied Mechanics Letters，2012，2（5）：52-54.
[5] FLEIG O， ARAKAWA C. Numerical simulation of wind turbine tip noise[R]. AIAA paper，2004.
[6] MARSDEN O， BOGEY C， BAILLY C. Noise radiated by a high-Reynolds-number 3D airfoil[R]. AIAA paper，2005.
[7] IIDA M， FLEIG O， ARAKAWA C， et al. Wind turbine flow and noise prediction by large -eddy simulation[R]. AIAA paper，2005.
[8] 张立茹，汪建文，于海鹏，等. S型叶尖小翼对风力机流场特性影响的研究[J]. 工程热物理学报，2012，33（5）：788-791.
[9] 代元军，汪建文，吴伟民，等. S系列新翼型风力机叶尖近尾迹区域流场数值计算与分析[J]. 太阳能学报，2014，35（2）：195-200.
[10] MO J H， LEE Y H. Numerical simulation for prediction of aerodynamic noise characteristics on a HAWT of NREL phase VI[J]. Journal of Mechanical Science and Technology，2011，25（5）：1341-1349.
[11] 李少华，匡青峰，吴殿文，等. 1.2 MW风力机整机流场的数值模拟[J]. 动力工程学报，2011，31（7）：552-556.
[12] 朱生华. 叶尖形状对风力机功率及气动噪声影响的数值研究[D]. 呼和浩特：内蒙古工业大学，2014.
[13] 高志鹰，汪建文，东雪青. 风轮近尾迹流动与声辐射关联性的试验研究[J]. 工程热物理学报，2013，34（11）：2052-2055.
[14] 代元军，李保华，徐立军，等. 风力机近尾迹叶尖区域气动噪声变化规律的数值研究[J]. 太阳能学报，2015，36（2）：336-341.
[15] 代元军，汪建文，赵虹宇，等. 不同叶尖小翼对风力机叶尖尾迹区域噪声影响的实验研究[J]. 太阳能学报，2015，36（4）：775-779.
（编辑：李妮）
关键词：风力机；V型叶尖结构；流场；声场；涡量
文献标志码：A 文章编号：1674-5124（2017）07-0128-06
Abstract： In this paper， based on the computational fluid dynamics method and the FW-H equation， the impact of different V-type tip structures on the near-wake flow field and sound field of wind turbine was analyzed and under the rated tip-speed ratio， the flow field and vorticity field distribution and the sound pressure variation in the tip area were analyzed on different V-type tip structures of wind turbine. The results show that changing tip structure reasonably can improve the tip-speed distribution on impeller of wind turbine effectively and hence change the size of vorticity field at tip of the impeller. The vorticity at the tip of the V-type tip structure wind turbine is less than that of unmodified tip type structure wind turbine. The total sound pressure level of rotating noise of V-type tip structure wind turbine at rotating base frequency is 4-6 dB lower than that of unmodified tip type structure wind turbine， with a decline of 4.72%-6.39%. The height of the V-shaped tip is the main factor affecting rotor rotating noise and tip vortex noise reduction.
Keywords： wind turbine； V-type tip structure； flow field； sound field； vorticity
0 引 言
近年來，我国的风力发电产业保持快速增长的趋势，大量的研究成果促使风力机气动性能有所提高，尤其在风力机翼型设计和叶片外形设计方面已经得到了较快的发展，但是风力机在运行过程中对风场周围安装环境要求较高，并对自然环境有一定的影响，尤其是其运行过程中产生的噪声对环境影响颇为重要。风力机运行中噪声的来源主要有空气动力性噪音和机械噪音，机械噪音主要是由风力机运行过程中机械摩擦造成，而空气动力性噪音主要来源于叶片和气流的耦合过程，研究发现叶片的叶尖周围区域是主要噪声源之一[1]，因此有必要通过研究新型的叶尖结构来改变叶尖周围流场特性以降低叶尖区域噪声。
目前，国内外学者对风力机叶尖产生的噪音研究主要应用手段是风洞实验及CFD流体分析软件，2000年Singer等[2]利用计算流体力学CFD方法获得翼型附近的流场信息作为输入，通过FW-H积分研究翼型尾缘噪声的声学特性。Jiang等[3-4]利用CAA方法对翼型自噪声进行了高阶准确度数值模拟研究，发现随着翼型攻角的增加，纯音分量向低频移动并最终呈宽频化特征。Fleig等[5]开展了风力机叶尖噪声的数值模拟研究，运用大涡模拟方法LES模拟了MEL III风力机的叶片绕流流场，并利用FW-H积分给出了风轮的远场宽带噪声预测。Marsden等[6]和Iida等[7]也对风力叶尖涡宽频噪声进行了研究。文献[8]中研究了有无叶尖S型小翼对风力机流场特性的影响，指出有S型小翼的风力机能够提高风轮的输出功率，且叶尖涡量强度有所减弱，降低了气动噪声。文献[9]基于CFD软件对S系列新翼型风力机叶尖近尾区域进行了流场的数值计算及分析，并得出采用分区域过渡层网格的方法可以有效捕捉叶尖涡形成的位置和大小，能够获得高准确度的计算结果。文献[10]利用大涡模拟（LES）数值方法计算了NREL Phase VI HAWT的尾迹流场的流动特性，同时利用FW-H方程得到了频率在500 Hz以下的声压值变化，发现了叶尖气动噪声是由叶尖处的涡流引起的，并且叶尖气动噪声和来流风速成线性变化关系。李少华等[11]使用CFD软件对1.2 MW风力机流场进行了分析，采用SST k-w湍流模型对流场进行数值计算，并得到了其不同截面上的压力，速度及湍动能对风力机输出功率的影响。朱生华[12]对不同叶尖结构的风力机功率及气动噪声影响进行了数值研究，并得出叶尖区域的噪声最大，齿形槽和弧形槽风轮的降噪效果优于传统叶尖。 目前，国内外对于风力机叶尖结构降噪方面的研究工作主要是通过添加附着物来改变叶尖区域的流场变化特性，而利用风力机叶尖改型的方法处在探索中，那么改型后叶尖噪声的变化情况和如何快速而准确地得到改型后风力机叶处流场和噪声场的特性是一个值得研究的问题，这些研究内容可对风力机设计提供参考，也有助于从叶尖气动结构改型寻找风力机降噪技术。本文采用计算流体力学软件CFD，描述叶尖改型前后风力机近尾迹流场的变化特性，以及利用FW-H方程得到相对应的特征点噪声频谱图，找到不同尺寸参数的两种V型叶尖结构对风力机近尾迹叶尖区域流场及噪声场的影响规律。
1 风力机模型
1.1 物理模型
采用S系列某翼型水平軸风力机为计算物理模型，其叶片长度为600 mm，风轮直径为1.2 m，启动风速2 m/s，额定风速8 m/s，额定功率为300 W，叶片数为3，额定尖速比为5.5，风轮额定转速为750 r/min。三维坐标定义：风轮旋转轴与叶片叶尖翼型前缘点所在的风轮旋转平面，垂直的交点为坐标原点，X轴正方向为来流风速方向，Y轴正方向为垂直来流方向向左，Z轴正方向垂直于地面向上。V型叶尖结构尺寸如图1所示，其几何参数包括宽度a、高h、开角θ。
采用正交试验方案，得到2种不同尺寸的V型叶尖，分别是V型叶尖-1（a=3 cm，h=2.6 cm，θ=60°）和V型叶尖-2（a=1.8 cm，h=5.3 cm，θ=20°）。然后对未改型和改型后2种不同V型叶尖结构风力机进行三维建模。图2为未改型叶尖结构风力机叶片模型，图3为V型叶尖结构风力机叶片模型。
1.2 网格划分
模型风力机由轮毂和3个叶片构成，由于叶片表面几何曲面多而杂，需要采用网格加密处理风轮表面及周围的旋转流体区域，为了获得流场的变化细节，需将计算区域划分为3个区域分别是：旋转流体区域，风力机区域，非旋转流体区域，分别采用函数size function对这3个计算区域及边界近壁面进行加密处理，并使用Tgrid网格类型对该区域进行网格划分，其中风力机风轮区域网格数173×104，外部旋转流体小区域网格数124×104，进出口流场区域网格数65×104，总网格数约为362×104，图4为物理模型及网格划分图。
1.3 数学模型
叶尖结构对噪声的影响实质是不同叶尖结构处流场与噪声场之间的耦合关系，可以用同一个物理模型不同的求解器分别计算流场及噪声场，对应的为流场数学模型及噪声场数学模型。
1.3.1 流场数学模型
为了便于计算，首先假设叶片为刚体结构，并且叶片表面存在的几何变形不予以考虑。选择的求解器是有限体积法，求解的控制方程组为旋转参考系下的不可压缩雷诺平均Navier-Stokes方程组，其控制方程为
■=-■[■S（FC-FV）dS-■QdΩ]（1）
式中：Ω——以S为边界的控制体；
W——守恒变量；
t——时间；
FC——对流通量；
FV——粘性通量；
Q——体积力源项。
W= ρ ρu ρν ρw FC= ρV ρuV+nxP ρνV+nyP ρwV+nzP
FV= 0 nxτxx+nyτxy+nzτxz nxτyx+nyτyy+nzτyz nxτzx+nyτzy+nzτzz Q= 0 ρfex ρfey ρfez（2）
式中：nx、ny、nz——X、Y、Z方向对应的单位法向量；
ρ——空气密度；
u——X方向速度分量；
ν——Y方向速度分量；
w——Z方向速度分量；
P——压强；
V——速度；
fex、fey、fez——X、Y、Z方向的质量力；
τ——切向应力。
1.3.2 噪声场数学模型
噪声计算所使用的物理模型与流场计算的物理模型相同，都是假设叶片为刚体结构，并且叶片表面存在的几何变形不予以考虑，流场计算方法采用大涡模拟LES，噪声计算采用FW-H控制方程，控制方程如下：
LES控制方程：
■+■=0（3）
■（ρ■i）+■（ρ■i■j）=■（μ■）-■-■
（4）
式中τij为亚网格应力，τij=ρuiuj-ρ■i·■j。
FW-H控制方程：
1）广义动量方程
■+■（ρuiuj）+■（pδij）=
[（p-p0）δij]■δ（f）（5）
2）广义连续方程
■+■=ρ0ui■δ（f）（6）
式中：p——应力张量；
δij——克罗内克符号；
δ（f）——狄拉克函数，δ（f）=■；
f（x，t）——封闭控制面；
H（f）——Heaviside函数。
1.3.3 定解、边界条件
流场基于稳态不可压缩流动的三维定常雷诺时均N-S方程进行数值模拟，噪声场基于非稳态不可压缩流动，采用隐式求解器segregate三维非稳态算法，采用LES中的subgrid-scale model紊流模型，对流项差分格式采用二阶迎风格式，压力速度耦合采用PISO算法，将空气视为理想气体，采用默认的参数设置，雷诺数Re=1.5×106，进口速度设置为8 m/s，速度出口选择为自由出流，风力机叶片和轮毂选用wall边界，以X轴为旋转轴，转速为750 r/min壁面无滑移，旋转区域与非旋转区域交界面采用interface，使旋转区域与非旋转区域有速度的交换，选取风轮旋转角度为1°所需时间为计算时间步长Δt=0.000 222 22 s，在风轮旋转3 600°后，风力机近尾迹流场特性变化一般趋于稳定，然后对声场数据和相应的流动各参量数值进行采集。 1.4 流场及噪声场计算结果的验证
为了验证数值计算方法的合理性，在风力机旋转3 600°后，对未改型叶尖风力机的近尾迹截面X=0 mm处的涡量分布及叶尖监测点出声压值进行读取，结果发现在风力机近尾迹区域X=0 mm截面处涡量分布、叶尖监测点处噪声变化规律与相关文献的PIV实验、噪声实验[13-15]测试和计算结果基本相似，也证明本研究方法是合理可行的。
2 仿真结果分析
通过对3种叶尖风力机在相同的初始参数下进行数值计算，得到不同叶尖结构在同一截面下的流场及涡量场。
2.1 流场分析
3种叶尖在X=0 mm截面处的流场云图见图5，3种叶尖结构的速度云图分布相似，从叶根到叶尖流场速度依次增大，且叶尖处速度最大，最大速度在44.3～45.9 m/s之间，其中，未改型叶尖速度>V型叶尖-1速度>V型叶尖-2速度，最大速度分别为45.9，
45.6，44.3 m/s。
3种叶尖在X=0 mm截面处的涡量场云图见图6，3种叶尖结构的风力机运行过程中在叶尖区域都存在较大的涡量值，传统直叶尖涡量值最大，为514 s-1，V型叶尖-1叶尖为497 s-1，V型叶尖-2叶尖为485 s-1，V型叶尖结构风力机叶尖区域涡量值较小，说明被涡量转化的噪声越小，V型叶尖结构具有一定的降噪特性。
对比不同叶尖结构风力机的流场与涡量场，叶尖速度最大的未改型叶尖风力机的叶尖涡量值也最大，叶尖速度低于未改型叶尖的V型叶尖-1、V型叶尖-2叶尖处涡量值也小于未改型叶尖涡量值。涡量值最大值出现在叶尖周围区域，同时V型叶尖结构使得大涡破碎成小涡，旋转强度减弱，涡量值变小。
2.2 噪声分析
选取截面X=-15 mm上，叶尖区域中（-0.15，0.6，0）为监测点，抽取3种不同叶尖的风力机的额定尖速比为5.5，转速为750 r/min同一点处的频率-声压值，图7为3种叶尖监测点处的噪声频谱图。
从图中可以看出叶尖改型前后的风力机风轮噪声的频谱图峰值都出现在基频37.5 Hz以及整数倍数的风轮旋转基频谐波关系的频率75，112.5，
150，187.5，225，262.5，300，337.5，375 Hz上，在频率超过500 Hz时，未改型叶尖风力机监测点处的声压值趋于稳定，其声压级总体处于40～50 dB，当频率超过1 000 Hz时，V型叶尖风力机监测点处声压值趋于稳定，V型叶尖-1该监测点频谱图声压级总体处30～40 dB，V型叶尖-2该监测点频谱图声压级总体处于20～30 dB。
通过对比发现改型后降低了风轮旋转基频及其谐波关系频率所对应的声压值的大小，随着V型叶尖高度增大，旋转基频及其谐波关系所对应的频谱图峰值下降，未改型叶尖、V型叶尖-1、V型叶尖
-2风力机旋转基频对应的频谱图峰值依次为91.48，87.16，85.63 dB。与未改型叶尖风轮比较，V型叶尖-1、V型叶尖-2风轮旋转基频分别降低了4.32，5.85 dB，降幅分别为4.72%，6.39%。
为了找到改型前后风力机近尾迹区域噪声的变化规律，选择X=-10 mm，Z=0 mm，Y=0～1 000 mm，每隔100 mm设置监测点，共计10监测点的声压值变化，如图8所示。
通过对比发现，3种叶尖结构的风力机在叶轮旋转内部噪声较大，声压值沿着叶片径向变化呈现降低、升高、再降低的脉动变化规律，最大声压值出现在叶尖区域。
3 结束语
本文基于计算流体力学，流场计算方法采用大涡模拟LES，噪声计算采用FW-H控制方程，对300 W水平轴风力机模型的不同V型叶尖结构在非定常流动中的流场及涡流噪声进行了研究，发现V型叶尖结构使得大涡破碎成小涡，旋转强度减弱，涡量值变小，可以有效降低葉尖区域的涡流噪声。研究结果表明：在风轮叶尖区域周围存在较大的涡量场，声压值沿着叶片径向变化呈现降低、升高、再降低的脉动变化规律，最大声压值出现在叶尖区域，并且流场、涡量场、噪声值有相对应变化关系；V结构叶尖对风力机叶尖区域噪声的存在一定影响，V型叶尖降噪效果优于未改型叶尖，声压级降幅分别在4.72%，6.39%。
参考文献
[1] 胡丹梅，李佳，闫海津. 水平轴风力机翼型动态失速的数值模拟[J]. 中国电机工程学报，2010，30（20）：106-111.
[2] SINGER B A， BRENTNER K S， LOCKARD D P. Simulation of acoustic scattering from a trailing edge[J]. Journal of Sound and Vibration，2000，230（3）：544-560.
[3] JIANG M， LI X D， LIN D K. Numerical simulation on the airfoil self-noise at low Mach number flows[R]. AIAA paper，2012.
[4] JIANG M， LI X D， LIN D K. Numerical simulation on the NACA0018 airfoil self noise generation[J]. Theoretical and Applied Mechanics Letters，2012，2（5）：52-54.
[5] FLEIG O， ARAKAWA C. Numerical simulation of wind turbine tip noise[R]. AIAA paper，2004.
[6] MARSDEN O， BOGEY C， BAILLY C. Noise radiated by a high-Reynolds-number 3D airfoil[R]. AIAA paper，2005.
[7] IIDA M， FLEIG O， ARAKAWA C， et al. Wind turbine flow and noise prediction by large -eddy simulation[R]. AIAA paper，2005.
[8] 张立茹，汪建文，于海鹏，等. S型叶尖小翼对风力机流场特性影响的研究[J]. 工程热物理学报，2012，33（5）：788-791.
[9] 代元军，汪建文，吴伟民，等. S系列新翼型风力机叶尖近尾迹区域流场数值计算与分析[J]. 太阳能学报，2014，35（2）：195-200.
[10] MO J H， LEE Y H. Numerical simulation for prediction of aerodynamic noise characteristics on a HAWT of NREL phase VI[J]. Journal of Mechanical Science and Technology，2011，25（5）：1341-1349.
[11] 李少华，匡青峰，吴殿文，等. 1.2 MW风力机整机流场的数值模拟[J]. 动力工程学报，2011，31（7）：552-556.
[12] 朱生华. 叶尖形状对风力机功率及气动噪声影响的数值研究[D]. 呼和浩特：内蒙古工业大学，2014.
[13] 高志鹰，汪建文，东雪青. 风轮近尾迹流动与声辐射关联性的试验研究[J]. 工程热物理学报，2013，34（11）：2052-2055.
[14] 代元军，李保华，徐立军，等. 风力机近尾迹叶尖区域气动噪声变化规律的数值研究[J]. 太阳能学报，2015，36（2）：336-341.
[15] 代元军，汪建文，赵虹宇，等. 不同叶尖小翼对风力机叶尖尾迹区域噪声影响的实验研究[J]. 太阳能学报，2015，36（4）：775-779.
（编辑：李妮）