導(dǎo)流罩水動力特性及其對海流能機(jī)組的作用

高艷婧，顧亞京，林勇剛，劉宏偉，王思敏

(浙江大學(xué)流體動力與機(jī)電系統(tǒng)國家重點實驗室，浙江杭州，310027)

海流能具有能量密度大、儲量豐富、可預(yù)測性強(qiáng)的天然優(yōu)勢[1]。我國的海流能資源豐富，達(dá)14 000 MW，然而，大部分流域都處在低流速區(qū)，而且潮流周期的變化使流速在很長的一段時間都處于較低水平，使海流能發(fā)電機(jī)組的發(fā)電功率較小，有效的發(fā)電時間有限，因此，研究如何在低流速條件下提高海流能機(jī)組的捕獲功率具有重大意義[2?3]。在低流速下提高海流能機(jī)組功率最常用的方法就是在葉輪外部加導(dǎo)流罩。

目前，對于海流能發(fā)電機(jī)組導(dǎo)流罩的研究多數(shù)采用數(shù)值仿真的方法，王樹杰等[4]對4 種不同母線線型的導(dǎo)流罩進(jìn)行了數(shù)值模擬，并初步分析了開口張角對圓型導(dǎo)流罩水動力學(xué)性能的影響；鄧智雯等[5]利用正交表對不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下的直線型導(dǎo)流罩進(jìn)行了數(shù)值模擬，并通過極差分析法得出了影響加速性能的結(jié)構(gòu)參數(shù)的主次順序；胡海鵬等[6]對臥式水輪機(jī)導(dǎo)流罩的長度以及開口張角進(jìn)行了CFD仿真分析，并進(jìn)行了水槽實驗；陳正壽等[7]分別計算了擬定的不同形狀的10 種導(dǎo)流罩模型結(jié)構(gòu)的水動力性能，結(jié)果表明收縮段和擴(kuò)張段均為雙三次曲線的對稱線型導(dǎo)流罩具有最優(yōu)的水動力性能。他們的研究都是基于三段式導(dǎo)流罩，對于收縮段和擴(kuò)張段的曲線以及結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行仿真研究，得出水動力性能較好的曲線以及不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對于水動力性能的影響，但對具體增速的原理研究以及其他結(jié)構(gòu)形式的導(dǎo)流罩[8?10]對比研究比較少，缺乏對不同導(dǎo)流結(jié)構(gòu)水動力特性的總體分析和評價，并且大部分研究是基于二維的，COIRO 等的研究[11]顯示二維仿真與三維仿真的研究結(jié)果差別較大。

本文作者基于CFD 方法，首先對9 種不同結(jié)構(gòu)型式的導(dǎo)流罩三維仿真分析對比，得出翼型導(dǎo)流罩具有最佳的水動性能，接著對翼型導(dǎo)流罩在不同結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行仿真研究，得出不同參數(shù)對其水動性能的影響，并且與二維翼型建立關(guān)系，提出翼型導(dǎo)流罩的設(shè)計方法，最后依據(jù)該方法設(shè)計500 W海流能機(jī)組的導(dǎo)流罩。

1 計算模型

1.1 導(dǎo)流罩的模型

選取9種導(dǎo)流罩型式，如圖1所示。

圖1 不同型式的導(dǎo)流罩示意圖Fig.1 Schematic diagrams of different types of diffuser

導(dǎo)流罩1是典型的三段式，包含收縮段、直線段和擴(kuò)張段，收縮段和擴(kuò)張段線型采用水動力性能好的維氏曲線[12]；導(dǎo)流罩2，3和4是三段式中的部分，采用仿真方法分析擴(kuò)張段、直線段和收縮段各部分的增速原理(導(dǎo)流罩3和4對稱，尺寸完全相同)；導(dǎo)流罩5在導(dǎo)流罩3的基礎(chǔ)上增加了凸緣結(jié)構(gòu)；導(dǎo)流罩6在導(dǎo)流罩2的基礎(chǔ)上增加了凸緣結(jié)構(gòu)；導(dǎo)流罩7是在導(dǎo)流罩6的基礎(chǔ)上增加了直線段；導(dǎo)流罩8在三段式的基礎(chǔ)上增加了凸緣結(jié)構(gòu)；導(dǎo)流罩9采用翼型結(jié)構(gòu)，為了進(jìn)一步定量分析，將導(dǎo)流罩8作為對照組，控制導(dǎo)流罩8和導(dǎo)流罩9的最小直徑d、最大直徑D以及長度L相等，分別為50，86和60 cm。

1.2 網(wǎng)格劃分和邊界條件

在ICEM 中完成部分建模、網(wǎng)格劃分，如圖2所示，計算流域直徑取導(dǎo)流罩最大直徑的4倍，上游、下游流域直徑分別為導(dǎo)流罩最大直徑的5倍和6 倍[13]，前8 種類型導(dǎo)流罩采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，翼型導(dǎo)流罩9 采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，近壁都要加密處理，控制量綱為一的壁面距離y+約等于1。

圖2 導(dǎo)流罩的計算網(wǎng)格Fig.2 Computational grids of diffuser

為了保證求解的準(zhǔn)確性，首先需要驗證網(wǎng)格的無關(guān)性，利用導(dǎo)流罩9頸處截面中3個點的速度(見圖3，其中，點1坐標(biāo)為(0.28，0，0)，點2坐標(biāo)為(0.28，0，0.08)，點3 坐標(biāo)為(0.28，0，0.16)，單位為m)作為評判標(biāo)準(zhǔn)，如圖4所示。由圖3可知：當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到76萬個時，導(dǎo)流罩頸處截面中3個點的速度基本不變，確定導(dǎo)流罩9網(wǎng)格的數(shù)量為764 958個，外流域網(wǎng)格直徑為0.15 m，翼型導(dǎo)流罩的網(wǎng)格直徑為0.015 m。

圖3 計算域和邊界條件Fig.3 Calculation domain and boundary conditions

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Fig.4 Independence verification of grid

計算域入口采用速度入口(u=2 m/s)，出口為壓力出口，流域壁面設(shè)為速度入口或滑移壁面(u=2 m/s)，導(dǎo)流罩壁面設(shè)為無滑移壁面[14]，如圖3所示。

研究選擇SSTk?w湍流模型[15?16]，運用Segregated隱式求解器，壓力速度耦合采用SIMPLE算法確定，梯度采用格林?高斯節(jié)點法(Green-Gause node-based method)確定，壓力、動量、湍流動能和比耗散速率采用二階離散化方法[16]確定。

2 不同結(jié)構(gòu)導(dǎo)流罩仿真結(jié)果分析

不同導(dǎo)流罩速度矢量圖和水流流速分別如圖5和圖6所示，其速度是在速度穩(wěn)定段建立線監(jiān)測，得出的沿導(dǎo)流罩徑向的速度。

從圖5可以看出：擴(kuò)張段降低壓力，形成渦旋產(chǎn)生負(fù)壓，吸收更多的流體，從而提高流速，但僅依靠負(fù)壓增速并不會產(chǎn)生一個穩(wěn)速段(導(dǎo)流罩6類似)，需加入直線段，結(jié)合圖6分析導(dǎo)流罩4在靠近導(dǎo)流罩邊緣處速度會迅速降低(與導(dǎo)流罩7 類似)，這表明收縮段是必要的，便于流體流入，起到過渡作用；在進(jìn)入導(dǎo)流罩3之前，水流速度比無限遠(yuǎn)處的速度略微降低，直線段與收縮段相比面積減小，基于流體連續(xù)性方程，由于直線段與收縮段相比面積減少，所以，直線段速度增大，但分析圖6曲線中導(dǎo)流罩3 和導(dǎo)流罩4 的增速效果可知，利用負(fù)壓增速的效果比聚流增速的效果好，這表明高性能的導(dǎo)流罩需加入擴(kuò)張段。導(dǎo)流罩5在導(dǎo)流罩3 的基礎(chǔ)上增加凸緣結(jié)構(gòu)，由速度矢量圖5(e)可以看出在凸緣后部形成渦產(chǎn)生負(fù)壓，吸引更多流體，從而使流體流速增大，與導(dǎo)流罩2增速的原理一樣。將導(dǎo)流罩2和導(dǎo)流罩5疊加，設(shè)計了導(dǎo)流罩8，從圖6可看出導(dǎo)流罩8 的增速效果最好。由此可以得出高性能的導(dǎo)流罩包含流入段、穩(wěn)速段和負(fù)壓段這3個階段。其中，流入段引導(dǎo)更多的流體進(jìn)入導(dǎo)流罩，穩(wěn)速段在導(dǎo)流罩內(nèi)形成穩(wěn)定的速度區(qū)間，負(fù)壓段產(chǎn)生負(fù)壓，吸收更多流體進(jìn)一步增大導(dǎo)流罩內(nèi)流體速度。另外，從流動本質(zhì)上結(jié)合導(dǎo)流罩1 的速度矢量(圖5(a))分析，流入段和穩(wěn)速段為順壓梯度區(qū)(沿流動方向，流速遞增，壓強(qiáng)遞減)，穩(wěn)速段和負(fù)壓段為逆壓梯度區(qū)(沿擴(kuò)張方向，流速減小，壓力逐漸升高)，這說明高性能的導(dǎo)流罩應(yīng)包含順壓梯度區(qū)和逆壓梯度區(qū)。

圖5 不同導(dǎo)流罩速度矢量圖Fig.5 Velocity vector diagrams of different types of diffuser

圖6 不同導(dǎo)流罩內(nèi)水流速度對比Fig.6 Comparisons of different types of diffuser'water flow velocity

二維翼型吸力面的邊界層的流動示意圖如圖7所示。圖7中，1～3 區(qū)為順壓梯度區(qū)，3～5 區(qū)為逆壓梯度區(qū)，S為流動分離點(在S點流動從壁面分離，該點壁面剪應(yīng)力為0)，這樣的流動特性決定了可以利用翼形的吸力面滿足高性能導(dǎo)流罩的結(jié)構(gòu)要求。由圖5(f)和圖6可以看出：翼型導(dǎo)流罩9形成的流速穩(wěn)定區(qū)域雖然比導(dǎo)流罩8的小，但在穩(wěn)定區(qū)，導(dǎo)流罩9 的增速效果比導(dǎo)流罩8 的效果好，并且隨縱向坐標(biāo)的增大，水流的增速更大，再加上導(dǎo)流罩8 的凸緣結(jié)構(gòu)的存在使軸向力更大(尤其是在復(fù)雜的海域條件下)?？傮w來看，翼型導(dǎo)流罩的水動能性能更好。

圖7 二維翼型邊界層流動示意圖Fig.7 Schematic diagram of 2D airfoil boundary layer flow

3 翼型導(dǎo)流罩的設(shè)計分析

FRANKOVI? 等[17?18]發(fā)現(xiàn)翼型作為導(dǎo)流罩通過提供升力產(chǎn)生的上下壓差可以增加葉輪輸出功率，增速性能好的導(dǎo)流罩要求翼型具有高升阻比，經(jīng)CFD仿真發(fā)現(xiàn)，相對彎度為4%且厚度較小的翼型具有較好的升阻比特性[19]。下面以相對彎度為4%的NACA-63418翼型為研究對象，研究翼型導(dǎo)流罩的性能。

3.1 翼型導(dǎo)流增速與攻角、弦長、內(nèi)徑的關(guān)系

控制翼型導(dǎo)流罩的最小直徑(頸處直徑)為20 cm，弦長為20 cm，改變攻角為8°，10°，13°，14°，15°，16°和20°，仿真研究增速性能以及分離點位置與攻角的關(guān)系，結(jié)果如表1所示?？刂埔硇蛯?dǎo)流罩最小直徑(頸處直徑)為20 cm，攻角為15°，改變弦長為20，40，60和80 cm，仿真研究增速性能以及分離點位置與弦長的關(guān)系，結(jié)果如表2所示?？刂埔硇蛯?dǎo)流罩的弦長為20 cm，攻角為15°，改變內(nèi)徑為5，10，20，80和100 cm，仿真研究增速性能以及分離點位置與內(nèi)徑的關(guān)系，結(jié)果如表3所示。在頸處位置建立線監(jiān)測得到速度取值范圍，依據(jù)導(dǎo)流罩表面的壓力曲線得出分離點位置(分離區(qū)內(nèi)的壓力近似等于分離點處的壓力)，即分離點S的x坐標(biāo)翼型前緣被定義為原點，從翼型前緣到后緣沿弦長方向被定義為x軸的正向。

表1 不同攻角下翼型導(dǎo)流罩的增速與分離點對比Table 1 Comparisons of velocity and separation point of airfoil diffuser at different angles of attack

表2 不同弦長下翼型導(dǎo)流罩增速與分離點對比Table 2 Comparisons of velocity and separation point of airfoil diffuser at different chord lengths

表3 不同內(nèi)徑下翼型導(dǎo)流罩增速與分離點對比Table 3 Comparisons of velocity and separation point of airfoil diffuser at different inner diameters

從表1可以看出：選取的適合葉輪放置的穩(wěn)速段速度隨翼型導(dǎo)流罩攻角增大，呈先增大后減小的趨勢，在攻角為15°時取得速度的最大值，這與二維翼形升力系數(shù)隨攻角的變化趨勢一致[20]。結(jié)合圖8的速度矢量圖分析，分離點隨翼型導(dǎo)流罩攻角的增大前移，分離程度越來越大。

圖8 不同攻角下翼型導(dǎo)流罩的速度矢量圖Fig.8 Velocity vector diagrams of airfoil diffuser at different angles of attack

從表2可以看出：選取的適合葉輪放置的穩(wěn)速段速度隨導(dǎo)流罩弦長的增加呈現(xiàn)增大的趨勢，導(dǎo)流罩內(nèi)的負(fù)壓區(qū)域也更大，這與二維翼型升力系數(shù)隨弦長的變化趨勢是一致的[20]。結(jié)合圖9的速度矢量圖分析，在內(nèi)徑一定的情況下，弦長增加1～2倍，分離點的位置基本不發(fā)生改變。

圖9 不同弦長下翼型導(dǎo)流罩的速度矢量圖Fig.9 Velocity vector diagrams of airfoil diffuser at different chord lengths

從表3可以看出：選取的適合葉輪放置的穩(wěn)速段速度隨導(dǎo)流罩內(nèi)徑的增大呈現(xiàn)減小的趨勢。結(jié)合圖10的速度矢量圖分析，分離點隨直徑的增大后移，分離程度越來越小，在內(nèi)徑為80 cm 和100 cm時，內(nèi)部不發(fā)生流動分離。

圖10 不同內(nèi)徑下翼型導(dǎo)流罩的速度矢量圖Fig.10 Velocity vector diagrams of airfoil diffuser at different inner diameters

3.2 翼型導(dǎo)流增速最優(yōu)攻角與弦長、內(nèi)徑的關(guān)系

基于翼型導(dǎo)流罩分離點隨弦長的變化趨勢，控制翼型導(dǎo)流罩的最小直徑為20 cm，改變弦長為20，40，60，80 和100 cm，分別在不同的攻角下模擬翼型增速最優(yōu)攻角與弦長的關(guān)系，結(jié)果如表4所示。基于翼型導(dǎo)流罩分離點隨內(nèi)徑的變化趨勢，控制翼型導(dǎo)流罩的弦長為20 cm，改變內(nèi)徑為5，10，20，80 和100 cm，分別在不同的攻角下仿真研究翼型導(dǎo)流增速最優(yōu)攻角與內(nèi)徑的關(guān)系，結(jié)果如表5所示。

表4 不同弦長下翼型導(dǎo)流罩增速最優(yōu)攻角對比Table 4 Comparisons of the optimal angle of attack of airfoil diffuser at different chord lengths

表5 不同內(nèi)徑下翼型導(dǎo)流罩增速最優(yōu)攻角對比Table 5 Comparisons of the optimal angle of attack of airfoil diffuser at different inner diameters

從表4可以得到：在翼型導(dǎo)流罩最小直徑一定時，翼型弦長增大1～2倍，增速最優(yōu)攻角不變或減小1°，這與二維翼型臨界攻角對于長度(雷諾數(shù))改變不敏感相吻合[20]。

從表5可以得到：在翼型導(dǎo)流罩弦長一定時，導(dǎo)流罩增速最優(yōu)攻角隨著導(dǎo)流罩內(nèi)徑的增大而增大(內(nèi)徑增大1 倍，增速最優(yōu)攻角增大2°左右，這可以作為后面增大程度預(yù)測的參考)。

3.3 增速最優(yōu)攻角范圍預(yù)測

基于增速最優(yōu)攻角與內(nèi)徑、弦長的關(guān)系，弦長增大n倍，內(nèi)徑減小至原來的1/n，最優(yōu)攻角的增大并不一致，內(nèi)徑減小引起的最優(yōu)攻角的增大程度更大。選取L/d=1 為研究對象，改變弦長(內(nèi)徑)為5，10，15，20，80 和100 cm，分別在不同攻角下仿真確定增速最優(yōu)攻角，并且在相同條件下對二維翼形在不同攻角下的升力系數(shù)進(jìn)行仿真確定翼型臨界攻角，仿真結(jié)果如表6所示。

表6 不同弦長下翼型導(dǎo)流罩增速最優(yōu)攻角與翼型臨界攻角對比Table 6 Comparisons of the optimal angle of attack of velocity and the optimal angle of attack of lift coefficient at different chord lengths

從表6可知：1) 在L/d=1 時，隨弦長的增大，增速最優(yōu)攻角增大，這是由于內(nèi)徑和弦長都增大，基于增速最優(yōu)攻角與弦長、內(nèi)徑的關(guān)系，內(nèi)徑增大引起的增速最優(yōu)攻角增大的程度比弦長增大引起的最優(yōu)攻角減小的程度大；2)在L=d=15 cm時，增速最優(yōu)攻角等于翼形臨界攻角，當(dāng)L>15 cm時，增速最優(yōu)攻角大于翼形臨界攻角?；谏鲜鼋Y(jié)論1)和二維翼型臨界攻角對于雷諾數(shù)改變不敏感的特性，增速最優(yōu)攻角比翼形臨界攻角大的程度，隨弦長增大而增大(長度增大6 倍，增速最優(yōu)攻角比翼型臨界攻角大1°左右，此結(jié)論可以作為后面增大程度預(yù)測的參考)。同理，當(dāng)L<15 cm 時，增速最優(yōu)攻角比翼形臨界攻角小，增速最優(yōu)攻角比翼形臨界攻角小的程度，隨弦長減小而增大。

在L=d=15 cm，u=2 m/s 時，增速最優(yōu)攻角等于翼型臨界攻角，改變弦長(內(nèi)徑)為30，45，60 cm和入口流速分別為1，0.667，0.5 m/s(雷諾數(shù)相同)，在不同攻角下仿真確定增速最優(yōu)攻角，仿真結(jié)果如表7所示。

從表7可知：翼形導(dǎo)流罩在相同雷諾數(shù)下具有相同的增速最優(yōu)攻角(L=d)，依據(jù)二維翼型，在相同雷諾數(shù)下，升力系數(shù)隨攻角的曲線不變(在相同雷諾數(shù)下具有相同的臨界攻角)。所以，在上述雷諾數(shù)下，增速最優(yōu)攻角等于翼型臨界攻角，定義該雷諾數(shù)為NACA-63418 翼型導(dǎo)流罩的臨界雷諾數(shù)。

表7 相同雷諾數(shù)下翼型導(dǎo)流罩增速最優(yōu)攻角對比Table 7 Comparisons of the optimal angle of attack of airfoil diffuser at identical Reynolds number

在不同的翼型導(dǎo)流罩弦長L和入口流速u下，定義NACA-63418翼型導(dǎo)流罩的臨界弦長Lc，在該臨界弦長下，NACA-63418翼型導(dǎo)流罩的增速最優(yōu)攻角與翼型臨界攻角相等：

式中：ρ為海水密度，ρ=1040 kg ?m3；μ為海水動力黏度，μ=0.00115kg/(m ?s)。

將上述L=d=15 cm 延伸至L=Lc，當(dāng)L>Lc時，增速最優(yōu)攻角比翼形臨界攻角大，增速最優(yōu)攻角比翼形臨界攻角大的程度，隨弦長增大而增大(長度增大6 倍，增速最優(yōu)攻角比翼型臨界攻角大1°，此結(jié)論可以作為后面增大程度預(yù)測的參考)；當(dāng)L

上述預(yù)估了L=d條件下的增速最優(yōu)攻角，基于增速最優(yōu)攻角與內(nèi)徑的關(guān)系預(yù)估任意內(nèi)徑弦長下的增速最優(yōu)攻角(內(nèi)徑增大1 倍，增速最優(yōu)攻角增大2°，此結(jié)論可以作為后面增大程度預(yù)測的參考)。

3.4 翼型導(dǎo)流罩設(shè)計方法

基于上面翼型導(dǎo)流罩水動力性能的仿真分析，總結(jié)翼型導(dǎo)流罩設(shè)計方法。

翼型導(dǎo)流罩的設(shè)計參數(shù)包含內(nèi)徑、弦長以及攻角，內(nèi)徑的選擇取決于葉輪直徑，弦長的選擇基于前面的分析，弦長越大，導(dǎo)流增速性能越好。但受成本限制，弦長也不能太大。增速最優(yōu)攻角的確定尤為重要。增速最優(yōu)攻角的確定流程如圖11所示。導(dǎo)流罩內(nèi)徑、弦長以及入口流速已知，確定同雷諾數(shù)下的二維翼型臨界攻角α以及翼型導(dǎo)流罩的臨界弦長Lc，依據(jù)3.3 節(jié)的結(jié)論得到導(dǎo)流罩內(nèi)徑d1等于弦長L條件下的增速最優(yōu)攻角的范圍，再基于增速最優(yōu)攻角與內(nèi)徑的關(guān)系，確定在導(dǎo)流罩內(nèi)徑d和弦長L條件下的增速最優(yōu)攻角的范圍，通過這樣的方法減小仿真計算量，最終通過少數(shù)量仿真確定增速最優(yōu)攻角αopt。

圖11 翼型導(dǎo)流罩增速最優(yōu)攻角設(shè)計流程圖Fig.11 Design flow chart of the optimal angle of attack of airfoil diffuser

4 500 W海流能機(jī)組導(dǎo)流罩的設(shè)計

深遠(yuǎn)海儀器的能源供給一直是難題，其流速偏低，同時海洋儀器的功率一般不大，在幾十到幾百瓦之間，500 W 海流能機(jī)組有廣闊的應(yīng)用前景。本文作者設(shè)計500 W機(jī)組導(dǎo)流罩。500 W海流能機(jī)組的葉輪半徑為0.96 m，額定流速為1 m/s，葉輪額定轉(zhuǎn)速為50 r/min，設(shè)計的最佳葉尖速比為5.03。

基于上述翼型導(dǎo)流罩設(shè)計方法，首先確定翼型導(dǎo)流罩的頸處直徑為2.1 m，弦長為1.5 m，采用翼型導(dǎo)流罩增速最優(yōu)攻角預(yù)估方法確定增速最優(yōu)攻角范圍大于14°(也可以基于翼形導(dǎo)流罩在相同雷諾數(shù)下(L=d)具有相同的增速最優(yōu)攻角，依據(jù)表6確定L=d=1.5 m 的增速最優(yōu)攻角為15°以及16°)，通過15°以及16°攻角下的仿真最終確定增速最優(yōu)攻角為15°。設(shè)計導(dǎo)流罩的三維模型如圖12所示。在不考慮成本的情況下，要獲得更好的性能，需增加弦長。基于增速最優(yōu)攻角與弦長的關(guān)系，弦長增加1～2倍，增速最優(yōu)攻角不變。

圖12 500 W外加導(dǎo)流罩海流能機(jī)組模型Fig.12 500 W tidal current turbine with diffuser model

通過改變?nèi)~輪轉(zhuǎn)速控制葉尖速比變化范圍為3～7，分別對單獨葉輪和外加導(dǎo)流罩的情況進(jìn)行仿真。圖13所示為海流能機(jī)組加裝導(dǎo)流罩下的速度矢量圖，圖14所示為葉輪處水流速度對比。由圖13和圖14可知：與單獨導(dǎo)流罩仿真一致，在放置葉輪的頸處水流軸向速度增加，對于單獨翼型來說流體速度增大，使翼型壓力面與吸力面的壓差增大，所以，葉輪吸壓力面壓差增大。葉輪捕能功率公式為

圖13 葉輪外加導(dǎo)流罩的速度矢量圖Fig.13 Velocity vector diagram of tidal current turbine with airfoil diffuser

式中：P為葉輪捕能功率，W；D為葉輪直徑，m；vz為軸向速度，m/s；?p為葉輪吸力面與壓力面壓差，Pa；r為葉輪半徑，m。由式(2)可得：加裝導(dǎo)流罩后葉輪處的軸向水流速度和葉輪吸壓力面壓差都增大，導(dǎo)致葉輪捕獲功率提高。

從圖14還可以看出：隨縱向坐標(biāo)增大，流體增速程度更大。葉尖是速度增大程度最大的區(qū)域，由于葉輪在旋轉(zhuǎn)時水流在葉片壓力面產(chǎn)生正壓力，在吸力面產(chǎn)生負(fù)壓，且葉尖是壓差最大的區(qū)域，葉輪的捕能主要來自葉尖，故翼型導(dǎo)流罩對于水流增速的速度分布更有利于葉輪捕獲功率提高。

圖14 葉輪處水流速度對比Fig.14 Flow velocity comparison at tidal current turbine

圖15所示為在額定流速下，葉輪在有、無導(dǎo)流罩時的捕獲功率隨葉尖速比的關(guān)系曲線。由圖15可知：葉輪外加導(dǎo)流罩可以明顯地提高海流能機(jī)組葉輪的捕獲功率，在入口流速為1 m/s，最佳葉尖速比下，單獨葉輪的捕獲功率為390.40 W，加裝三段式導(dǎo)流罩(收縮段和擴(kuò)張段采用維氏曲線)后葉輪的捕獲功率為557.71 W，捕獲功率提高了42.9%，而加裝翼型導(dǎo)流罩后葉輪的捕獲功率為632.96 W，捕獲功率提高了62.1%。

圖15 葉輪捕獲功率隨葉尖速比的變化曲線Fig.15 Curves of turbine power with tip speed ratio

單獨葉輪的啟動流速為0.55 m/s，啟動力矩為10 N·m，在葉輪外加翼型導(dǎo)流罩，當(dāng)入口流速為0.52 m/s 時可達(dá)到啟動力矩；單獨葉輪在入口流速為1 m/s及最佳葉尖速比下，輸出力矩為74.6 N·m；在葉輪外加裝翼型導(dǎo)流罩，當(dāng)入口流速為0.86 m/s，葉輪轉(zhuǎn)速為50 r/min 時，葉輪輸出力矩可達(dá)74.98 N·m。綜合這2 個方面，可以得到在葉輪外加翼型導(dǎo)流罩可以降低啟動流速。

5 結(jié)論

1)翼型導(dǎo)流罩具有更好的水動特性。

2)采用翼型導(dǎo)流罩設(shè)計方法可以在少量仿真情況下確定增速效果最佳導(dǎo)流罩的結(jié)構(gòu)參數(shù)。

3)設(shè)計的500 W 海流能機(jī)組的翼型導(dǎo)流罩可以降低葉輪的啟動速度，提高葉輪的捕獲功率，在最佳葉尖速比下，葉輪捕獲功率提高62.1%，比三段式導(dǎo)流罩葉輪的捕獲功率高。