IonescuDora_v2

8/20/2019 IonescuDora_v2

1/65

1

Investeşte în oameni!

FONDUL SOCIAL EUROPEAN

Programul Operaţional Sectorial Dezvoltarea Resurselor Umane 2007 – 2013

Axa prioritară 1 „Educaţie şi formare profesională în sprijinul creşterii economice şi dezvoltării societăţii bazate pe cunoaştere” Domeniul major de intervenţie 1.5. „Programe doctorale şi post-doctorale în sprijinul cercetării” Titlul proiectului: Burse doctorale si postdoctorale pentru cercetare de excelenta

Numărul de identificare al contractului: POSDRU/159/1.5/S/134378Beneficiar: Universitatea Transilvania din Braşov Partener:

Universitatea Transilvania din Brasov

Scoala Doctorala Interdisciplinara

Departament:I nginer ie Mecanic ă

Ing. Raluca Dora IONESCU

DESIGNUL ŞI OPTIMIZAREA TURBINELOR

EOLIENE CU AX VERTICAL, DE MICĂ PUTERE,IMPLEMENTABILE ÎN MEDIUL URBAN

DESIGN AND OPTIMIZATION OF SMALL POWER

VERTICAL AXIS WIND TURBINES, IMPLEMENTABLE IN

URBAN ENVIRONMENT

Conducător ştiinţific

Prof.dr.ing. Ioan SZÁVA

BRASOV, 2014


2/65

2

MINISTERUL EDUCAŢIEI NAŢIONALE

UNIVERSITATEA “TRANSILVANIA” DIN BRAŞOV BRAŞOV, B-DUL EROILOR NR. 29, 500036, TEL. 0040-268-413000, FAX 0040-268-

410525

RECTORAT

D-lui (D-nei)

..............................................................................................................

COMPONENŢA Comisiei de doctorat

Numită prin ordinul Rectorului Universităţii „Transilvania” din Braşov Nr. 6784 din 25.07.2014

PREŞEDINTE: Prof. Dr. Ing. M ir cea N ĂSTĂSOIU

Universitatea Transilvania din Braşov

CONDUCĂTORŞTIINŢIFIC:

Prof. Dr. Ing. Ioan SZÁVA


REFERENŢI: Prof. Dr. Ing. Polidor BRATU

Universitatea Dunărea de Jos din Galaţi Dr . Mat. Cercet.st.gr .I . Vetur ia CHIROIU

Insitutul de Mecanica Solidelor al Academiei Ro., Bucureşti

Prof. Dr. I ng. Mat. Sorin VLASE


Data, ora şi locul susţinerii publice a tezei de doctorat: 27.09.2014, ora 1200,

sala CP8.

Eventualele aprecieri sau observaţii asupra conţinutului lucrării vă rugăm săle transmiteţi în timp util, pe adresa [email protected]

Totodată vă invităm să luaţi parte la şedinţa publică de susţinere a tezei dedoctorat.

Vă mulţumim.


3/65

3

CUPRINS (lb. romana)

Pg.

teza

Pg.

rezumat

LISTA DE NOTAŢII 8 8

LISTA DE ABREVIERI 10 10

INTRODUCERE 12 11

1. STADIUL ACTUAL AL CERCETĂRILOR ÎN DOMENIUL

TURBINELOR EOLIENE CU AX VERTICAL

14 13

1.1 Stadiul actual. Problematică generală. 14 13

1.1.1 Turbinele eoliene. Definire şi rol funcţional 15 13

1.1.2 Tipuri distincte de centrale eoliene 16 14

1.1.3 Turbine eoliene de mică putere implementate în mediul urban 18 16

1.1.4 Componentele turbinei cu ax vertical 20 17

1.1.5 Concluzii asupra stadiului actual – problematică generală 22 18

1.2 Cercetări teoretice. Calcule analitice deosebite 24 21

1.2.1 Modele de calcul 24 21

1.3 Cercetări teoretice. Calcule numeirce deosebite 34 24

1.4 Cercetări experimentale 40 25

1.4.1 Reducerea la scară a unei turbine eoliene 41 25

1.4.2 Alegerea materialelor pentru model 43 252. OBIECTIVELE TEZEI DE DOCTORAT 45 27

3. CERCETĂRI ANALITICE PROPRII 46 28

3.1 Determinarea dimensiunilor de bază ale rotorului 48 30

3.2 Determinarea influenţei flapsurilor asupra performanţelor rotorului 50 33

3.2.1. Performanţele profilului NACA0018 51 33

3.2.2. Performanţele profilului NACA0018 cu flapsuri 53 33

3.2.3. Determinarea momentului la noul rotor 55 35

3.3 Concluzii şi contribuţii 57 36

3.3.1. Concluzii 57 36

3.3.2. Contribuţii 58 36

4. CERCETĂRI NUMERICE PROPRII 59 38

4.1 Analiza CFD 2D a profilului aerodinamic şi a rotorului în secţiune

ecuatorială (3 pale)

60 38

4.1.1. Analiza profilului NACA0018 64 38

4.1.2. Analiza 2D a rotorului cu 3 pale la nivelul planului ecuatorial 68 39


4/65

4

4.2 Analiza modală şi fluid-structură a turbinei 3D 70 39

4.2.1. Model virtual rotor 72 39

4.2.2. Definirea materialului pentru pale 75 39

4.2.3. Analiza modală 77 40

4.2.4. Analiza CFD 87 44

4.2.5. Analiza structurală statică 91 45

4.2.6. Analiza structurală tranzitorie - dinamică 94 46

4.2.7. Analiza modală – structurală în stare dezechilibrată 96 46

4.2.8. Analiza vibraţiilor torsionale 99 46

4.2.9. Analiza modală şi structurală prototip 103 47

4.3 Concluzii şi contribuţii 107 47

4.3.1. Concluzii 107 47


5. CERCETĂRI EXPERIMENTALE PROPRII 109 49

5.1 Consideraţii privind metodele experimentale implicate în efectuarea

măsurătorilor

109 49

5.1.1. Aspecte generale 109 49

5.1.2. Video Image Correlation (VIC) 111 49

5.1.3. ESPI-Shearography 114 50

5.1.4. Analiza dimensională, instrument de facilitare a măsurătorilor 117 52

5.1.5. Concluzii privind eficienţa metodelor experimentale propuse 119 52

5.2 Strategia privind efectuarea unor teste de validare ale simulărilor

numerice

120 53

5.2.1. Teste privind efectul forţelor inerţiale asupra stării de solicitare a

palelor

122 53

5.2.2. Teste privind funcţionarea turbinelor în tunele aerodinamice 128 54

5.3 Realizarea prototipului 130 54

5.4 Concluzii şi contribuţii 132 555.4.1. Concluzii 133 55


6. SOLUŢII INOVATIVE REZULTATE ÎN URMA

CERCETĂRILOR TEORETICE ŞI EXPERIMENTALE

130 56

7. CONCLUZII FINALE ŞI PERSPECTIVE 131 57

7.1 Concluziile autoarei la problematica studiată 131 57

7.2 Contribuţiile autoarei la problematica studiată 132 577.3 Diseminarea rezultatelor 133 57


5/65


6/65

6

CUPRINS (lb. engleza)

Pg.

teza

Pg.

rezumat

NOTATIONS 8 8

ABBREVIATIONS 10 10

INTRODUCTION 12 11

1. THE STATE OF THE ART REGARDING THE RESEARCH IN

VERTICAL AXIS WIND TURBINES

14 13

1.1 State of the art. General aspects. 14 13

1.1.1 Wind turbines. Definition and role 15 13

1.1.2 Distinct types of wind turbines 16 14

1.1.3 Small power wind turbines implemented in urban environment 18 16

1.1.4 Vertical axis wind turbines components 20 17

1.1.5 Conclusions regarding the state of the art 22 181.2 Theoretical research. Special analythical calculus 24 21

1.2.1 Calculus models 24 21

1.3 Theoretical research. Special numerical calculus 34 24

1.4 Experimental research 40 25

1.4.1 Scaling of a wind turbine 41 25

1.4.2 Choosing the materials for the model 43 25

2. THESIS OBJECTIVES 45 27

3. PERSONAL ANALYTHICAL RESEARCH 46 28

3.1 Defining the rotor main dimensions 48 30

3.2 Defining the flaps influence on rotor performance 50 33

3.2.1. NACA0018 airfoil performance 51 33

3.2.2. NACA0018 with flapsuri 53 33

3.2.3. Establishing the rotor shaft torque 55 35

3.3 Conclusions and contributions 57 36

3.3.1. Conclusions 57 36

3.3.2. Contributions 58 36

4. PERSONAL NUMERICAL RESEARCH 59 38

4.1 CFD 2D analysis of the aerodynamic profileand of the rotor at

equator

60 38

4.1.1. NACA0018 profile analysis 64 38

4.1.2. 2D analysis of the rotor 68 39

4.2 Modal analysis and Fluid-structure-interraction 3D rotor 70 39

4.2.1. Rotor virtual model 72 39


7/65

7

4.2.2. Material for the blades 75 39

4.2.3. Modal analysis 77 40

4.2.4. CFD analysis 87 44

4.2.5. Static structural analysis 91 45

4.2.6. Transient structural analysis 94 46

4.2.7. Modal – structural analysis – unbalanced rotor 96 46

4.2.8. Torsional vibrations analysis 99 46

4.2.9. Modal and structural analysis of te prototype 103 47

4.3 Conclusions and contributions 107 47



5. EXPERIMENTAL RESEARCH 109 49

5.1 About experimental methods used in measurements 109 49

5.1.1. General aspects 109 49

5.1.2. Video Image Correlation (VIC) 111 49

5.1.3. ESPI-Shearography 114 50

5.1.4. Dimensional analysis 117 52

5.1.5. Conclusions regarding the experimental methods efficiency 119 52

5.2 Numerical simulations testing validation strategy 120 53

5.2.1. Testing regarding the inertial forces on the blades structure 122 53

5.2.2. testing regarding turbine functioing in wind tunnels 128 54

5.3 Prototype manufacturing 130 54

5.4 Conclusoins and contributions 132 55



6. INNOVATIVE SOLUTIONS BASED ON EXPERIMENTAL

TESTING

130 56

7. FINAL CONCLUSIONS AND PERSPECTIVES 131 57

7.1 Author conclusions regarding the theme 131 57

7.2 Author contributions regarding the theme 132 57

7.3 Dissemination of results 133 57

7.4 Further research 133 57

BIBLIOGRAPHY 134 59

Short abstract (romana/engleza) - 61CV - 62


8/65

Listă de notaţii

8

LISTĂ DE NOTAŢII

A Arie rotor măturată de vânt (rotor swept area) [m ]AR l/c raportul de formă al palei -

B Număr pale rotor -c Lungimea corzii palei [m]

CD Coeficientul de rezistenţă aerodinamică (drag coefficent) -CD0 Coeficientul de rezistenţă aerodinamică la portanţă nulă -CL Coeficientul de portanţă -CM Coeficientul de moment -

C N Coeficient normal -

CP Coeficientul de putere -

CT Coeficientul tangenţial -D Diametru rotor [m]

DA Rezistenţa aerodinamică [N]F N Forţa normală relativă la linia corzii [N]FT Forţa tangenţială relativă la linia corzii [N]H Înălţime rotor; [m]Htotal Înălţime rotor = H; utilizat pentru desemnarea înălţimii totale a rotorului [m]Hturb Înălţimea rotorului secţionat [m]Hc Înălţime clădire [m]l Lungimea palei [m]

L Portanţa [N]

L Lungimea palei [m]P Putere la axul rotorului [W]

Pel Putere electrică [W]M Moment (torque) [Nm]

n Raportul între raza prototipului şi cea a modelului real 1:1 [-] NP Număr pale -r Rază rotor [m]R Rază rotor ecuator [m]R max Rază rotor ecuator, utilizat în calculul ariei rotorului secţionat [m]

Re Numărul Reynolds -t Grosimea palei [m]V0 Viteza vântului nedisturbat (free stream velocity) [m/s]W Viteza relativă medie a profilului [m/s]

x Coeficientul de viteză periferică (λ) - x’ Coordonata în lungul palei la punctul de grosime maximă [m]α Unghiul de icidență / atac al fluxului pe pală [rad] sau [o]

β D/H

η Forma palei -

ζ z/H; Înălţimea adimensională - λ Coeficientul de viteză periferică ( x) - ρ Densitatea aerului [kg/m ]


9/65

Listă de notaţii

9

σ Soliditatea rotorului (= B*c/D) -θ Unghiul azimutal al palei turbinei [o]δ Unghiul pantei palei [o]

ν Vâscozitatea cinematică [m /s]ω Viteza unghiular ă [rad/s]


10/65

Listă de abrevieri

10

LISTĂ DE ABREVIERI

BAWT Building Augumented Wind Turbines (turbine integrate în clădiri)BEM Blade element momentum

CAD Computer Aided Design (Proiectare virtuală) CAE Computer Aided Engineering (Calcule inginereşti avansate pe platformă virtuală)CFD Computational Fluid Dynamics (Analiza virtuală fluido-dinamică) DMS Double disk – multiple stream tubesFEA Finite Elements Analysis (Analiza cu elemente finite)

HAWT Horizontal Axis Wind Turbine – Turbină eoliană cu ax orizontalVAWT Vertical Axis Wind Turbine – Turbină eoliană cu ax vertical


11/65

Introducere

11

INTRODUCERE

La nivel global, una din principalele direcţii de cercetare este aceea a reducerii consumului

de energie şi a eficientizării energetice. În acest context, Energiile Regenerabile sunt o soluţiedin ce în ce mai căutată şi care face deja parte din axele prioritare de cercetare şi dezvoltare a

proiectelor la nivel global, cu scopul de reducere a consumului energetic pentru următorii ani şicreştere a gradului de utilizare a surselor de energii regenerabile. Energia Eoliană este una dintre

principalele surse de Energie Regenerabilă. Energia eoliană este transformată în energie electrică prin intermediul Turbinelor Eoliene.

Majoritatea turbinelor sunt de mari dimaniuni, poziţionate pe uscat sau în largul mării. Una dindirecţiile de cercetare actuale este în domeniul turbinlor eoliene de mică putere, care oferă

posibilitatea producerii energiei electrice aproape de locul de utilizare.

Astfel, obiectul cercetării acestei teze este creşterea eficienţei de conversie şi reducereaîncărcărilor structurale pentru o turbină eoliană cu ax vertical de mică putere. În optimizareadesignului, printre aspectele abordate se pot enumera: forma şi dimensiunile rotorului, soliditatearotorului, reducerea vibraţiilor prin elemente elastice, întroducerea elementelor cu geometrievariabilă. În vederea atingerii obiectivelor tezei, s-a formulat tematica capitolelor prezentate înteză:

Capitolul 1: este destinat prezentării succinte a stadiului actual al cercetării în domeniulturbinelor eoliene cu ax vertical, având ca finalitate formularea obiectivelor tezei.

Capitolul 2: Obiectivele tezei

Capitolul 3: este destinat cercetărilor analitice proprii bazate pe modelele teoreticeexistente. Astfel s-au studiat atât proprietăţile profileor aerodinamice, cât şi s-a făcut

predimensionare noului rotor.

Capitolul 4: sunt prezentate cercetările numerice proprii, care au la bază simulări complexe pe platformă virtuală. Scopul este de a obţine rezultate cât mai corecte referitoare la solicitărileapărute în structură în timpul funcţionării.

Capitolul 5: prezintă testările experimentale şi analiza rezultatelor. Capitolul 6 : se referă la soluţiile inovative rezultate în urma cercetărilor. Capitolul 7 : este destinat concluziilor finale şi contribuţiilor originale. Această cercetare oferă mai multe perspective în ceea ce priveşte fructificarea rezultatelor

teoretice şi experimentale obţinute (prin contracte de cercetare, colaborări cu colaborări cuinstituţii şi universităţi din ţară şi străinătate, constituirea unui grup /unui nucleu/ de cercetare peaceastă tematică pentu optimizări ulterioar e ale turbinelor cu ax vertical etc.).


12/65

Introducere

12

***

Doresc să mulţumesc mult conducătorului de doctorat, domnului Profesor Ioan Száva,

care m-a îndrumat şi m-a sprijinit atât tehnic cât şi moral în tot acest parcurs al tezei.

De asemenea, mulţumesc ColectivuluiDepartamentului, care prin sugestii şi sfaturi au

contribuit la elaborarea unei strategii mai eficiente privind investigaţiile teorietice şi

experimentale. Sincere mulţumiri îi revin Dlui Prof. Sorin Vlase, care printr-o urmărire continuă

a activităţii şi prin sugestii deosebit de pertinente a asigurat efectuarea cercetărilor teoretice şi

experimentale.

Multe mulţumiri adresez r eferenţilor oficiali, Dnei Dr.Mat.Cercet.St.Gr.I Veturia Chiroiu,

Dlui Prof.Dr.Ing. Polidor Bratu şi Dlui Prof. Dr.Ing.Mat. Sorin Vlase pentru sfaturi şi

îndrumări, precum şi pentru răbdarea cu care au efectuat parcurgerea lucrării, iar prin

sugestiile oferite au contribuit la obţinerea unei teze cu un aport semnificativ la problematica

abordată.

Adresez mulţumiri şi Dlui Prof.Dr.Ing. Călin- Ioan Roşca, Decanului Facultăţii de Inginerie Mecanică, care a facilitat realizarea tezei, precum şi pentru sfaturile şi sugestiile

oferite.

Multe mulţumiri Dlui Dr.Ing. Péter Dani, pentru ajutorul oferit în realizarea comenzii

electronice a sistemului de antrenare al turbinei montat pe stand.

De asmenea, mulţumesc Dlui Dr.Ing. Botond - Pál Gálfi, pentru ajutorul oferit în pregătirea

şi realizarea investigaţiilor experimentale, precum şi în prelucrarea datelor obţinute cu sistemul

VIC-3D.

Mulţumesc colegilor şi profesorilor de la Universitatea din Trento pentru ajutorul oferit şi

sfaturile valoroase.

Companiei ITI pentru software-ul Simulation X, care a permis o abordare modernă şi de

mare eficienţă.

Nu în ultimul rând doresc să mulţumesc familiei mele şi lui Luca, care au fost alături de

mine în tot acest parcurs, pentru toate sfaturile, sprijinul şi răbdarea lor.


13/65

1. Stadiul actual

13

1. STADIUL ACTUAL AL CERCETARILOR ÎN DOMENIULTURBINELOR EOLIENE CU AX VERTICAL

Teza are ca domeniu de studiu conversia energiei eoliene în mediul construit. Pornind de larezultatele amănunţite ale studiilor efectuate în ultimii ani - care urmăresc determinareaeficienţei turbinelor în mediul construit, a particularităţilor de design şi ale impactului pe care îlare rugozitatea crescută a terenului asupra curgerii aerului – se propun noi soluţii de design astructurii turbinelor eoliene cu ax vertical destinate implementării urbane.

Studiul stadiului actual are scopul de a prezenta ceea ce a fost deja dezvoltat ca modelare

numerică şi ceea ce a fost deja creat în domeniu ca soluţie tehnică, reprezentând punctul de plecare al cercetării tezei. De asemenea, este o etapă obligatorie, care ajută la definireaobiectivelor tezei şi la depistarea problemelor încă nerezolvate în domeniul turbinelor eoliene de

mică putere, cu ax vertical. Ajută la găsirea aspectelor care pot fi îmbunătăţite şi la nişa care ar putea răspunde unor probleme încă nerezolvate, cerute de piaţa în domeniu.

În prima parte sunt analizate conceptele de baza ale teoriei, şi se face o clasificare asolutiilor existente, a componentelor şi a problemelor ridicate de mediul de implementare.

În a doua parte sunt abordate aspectele teoretice (calcule numerice şi analitice). Astfel, se prezintă parametrii de design, teoriile, metodele de calcul şi de simulare care au fost utilizate,caracteristici turbinelor eoliene cu ax vertical, care reprezintă obiectul cercetării în această teză.

A treia parte prezintă stadiul actual si metodologia de testare experimentală. Subcapitolultratează, atât metodele de reducere la scară ale prototipului testat, cât şi metodele de testare,

echipamentul necesar, pregatirea standului şi prelevarea şi interpretarea datelor.

1.1. STADIUL ACTUAL. PROBLEMATICĂ GENERALĂ

1.1.1. Turbinele eoliene. Definire şi rol funcţional

Turbinele eoliene sunt sisteme care transformă energia cinetică preluată de la vânt înenergie mecanică – prin intermediul palelor. Energia mecanică este la rândul ei transformată înenergie electrică – prin intermediul unui generator electric. Astfel, funcţionalitatea principală aunei turbine eoliene este aceea de a produce energie electrică. Pornind de la această idee, deci

putem spune că, turbinele eoliene pot fi utilizate de sine stătătoare sau în sisteme hibrideîmpreuna cu orice altă sursă de energie electrică, cum ar fi: panouri solare fotovoltaice, micro-hidroturbine etc.

Turbinele eoliene pot fi împăr ţite în două mari categorii, în funcţie de orientarea axuluirotorului: cu ax vertical şi cu ax orizontal . Pe piaţă, o mai mare popularitate o au cele cu axorizontal, toate ar ătând similar, imaginea generică a unei turbine eoliene fiind aceea cu un rotoravând trei pale, axul dispus de-alungul fluxului de aer. Acest design este potrivit pentru zoneledeschise, rurale. Când vine însă vorba de implementarea în mediul urban, acestea trebuiesc

poziţionate altfel, iar designul rotorului trebuie gândit cu atenţie. În ultimii ani, s-a acordat oatenţie crescută soluţiilor cu ax vertical, deoarece au dovedit performanţe mai bune pentruimplementarea în mediul construit.


14/65

1. Stadiul actual

14

Fig.1.1 Structura generala a unei turbine eoliene (a. Ax orizontal, b. Ax vertical) [75]

În această lucrare, se urmăreşte dezvoltarea unei noi turbine eoliene cu ax vertical,

destinate implementării în mediul urban. În consecinţă, în următoarele capitole se vor prezenta îndetaliu turbinele cu ax vertical, de la construcţia generală, până la soluţii constructive pecomponente, cât şi soluţiile existente pe piaţă şi eficienţa acestora.

1.1.2. Tipuri distincte de centrale eoliene

În continuare vor fi prezentate pe scurt caracteristicile turbinelor cu ax vertical în funcţiede principiul de funcţionare - deoarece acesta are o mare influenţăa asupra eficienţei conversiei.După prezentarea generală a tipurilor, se va trece la o analiză a turbinelor existente, punându -se

accentul pe turbinele de mică putere, cu ax vertical, implementate in mediul urban. Astf el, sedetermină problemele întâlnite în implementarea acestora, soluţiile găsite de producători, cât şiaspectele încă nerezolvate în acest domeniu.

Turbinele cu ax vertical sunt caracterizate printr-un ax de rotaţie poziţionat vertical.Acestea nu necesită un sistem de orientare faţă de direcţia vântului, putând prelua vântul dinorice direcţie, iar inerţia de răspuns la schimbările bruşte de vânt este mică. Turbinele cu axvertical au de asemenea o bună performanţă în curgerea turbulentă.

Există două tipuri principale de turbine eoliene cu ax vertical, in funcţie de principiul defuncţionare:

a) Savonius:

Acest design este bazat pe principiul rezistenţei aerodinamice (drag-type) – vântul“împinge” palele de forma unor cupe, ceea ce implică limitări ale vitezei maxime de rotire

posibile, care este întotdeauna egală sau mai mică decât viteza vântului.Aceste turbine au fost studiate, iar în literatură întâlnim numeroase articole care prezintă

soluţii tehnice ale conceptului de bază şi performanţele acestora. Ceea ce s-a urmărit în cercetarea fost obţinerea unui coeficient de putere mai bun, deci a unei performanţe crescute. Se poatereţine din aceste studii [20] faptul ca s-au obţinut rezultate mult mai bune la configuraţiile cu 2 si3 pale, iar creşterea numărului de pale are ca efect scăderea performanţei. Astfel, cel mai bun C P a fost înregistrat la configuraţia cu 2 pale: 0.25, în schimb cea cu 3 pale ajunge numai la 0.16. În

[97] este studiată şi influenţa numărului de rotoare (stages), astfel se arată că un Cp mai mare seobţine la un rotor simplu (Cp = 0.14 la 6 m/s), faţă de varianta cu 3 rotoare (Cp = 0.08, la 6 m/s).


15/65

1. Stadiul actual

15

Mertens [1], arată că dacă neglijăm rezistenţa aerodinamică a palei care se mişcă în contravântului (Cd,l), atunci putem afla coeficientul maxim de putere al unei astfel de configuraţii, înfuncţie de raportul dintre viteza palei şi cea a curentului de aer (λ – Tip speed ratio – TSR).Putem obţine coeficientul maxim, λopt = 1/3, astfel: .

Rezultă că acest design de rotor - Savonius - poate converti, la nivelul rotorului, în puteremecanică, maximum 11% din puterea aflată în fluxul nedisturbat de aer.

În lucrarea sa [19], Mertens încadrează varianta cu palele suprapuse elicoidale într-ocategorie aparte, de turbine hibride de tip Savonius. Acestea folosesc, atât cuplul aerodinamic,cât şi for ţa de aspiraţie (apărută prin utilizarea palelor elicoidale şi a spaţiului interior dintreacestea), care confer ă o creştere a coeficientului maxim de putere. In Fig.1.2 este reprezentată oastfel de configuraţie. S-a constatat că, coeficientul maxim de putere, la o distanţă de g/Dt – 0.10

– 0.15 şi λopt ≈ 0.9, are valoarea de: .

Fig.1.2 Turbina Savonius hibrida [19]

b) Darrieus: are la bază principiul portanţei (lift-type), palele având profil aerodinamic,deci fac posibilă rotirea rotorului cu o viteză mai mare decât cea a vântului. Turbinele

cu ax vertical, bazate pe principiul portanţei, pot fi la r ândul lor împăr ţite în mai multesoluţii constructive:- Darrieus clasic: este cel mai întâlnit design de turbină Darrieus. Principalul avantaj al

acesteia este forma palelor – Troposkein ideală – care induce încărcări minime pe paleşi deci, pe structur ă. Ca variante, palele pot avea forme similare, simplificate: de formaunei parabole, a doua drepte şi un arc de cerc. Este unită direct la capete de axulturbinei şi poate avea sau nu bare intermediare de susţinere, funcţie de dimensiunilerotorului. Forma generică este aceea a unei “pale de mixer”. [20]

- Giromill : este o turbină cu palele drepte, articulate astfel încât să maximizeze energiaextrasă din vânt, menţinând curgerea aerului deasupra palei constantă în timpul rotaţieirotorului [20].

- H-Darrieus: este o variantă a designnului clasic, care are palele paralele cu axulturbinei, diametrul rotorului r ămânând constant de-alungul întregii inălţimi. Palele suntlegate în mijloc sau la capete de axul turbinei.

- Darrieus sau H-Darieus cu Pale elicoidale: palele sunt rotite cu un anumit unghi (de

regula 60 grade), astfel încât să asigure un moment cât mai uniform în timpul rotaţiei


16/65


17/65

1. Stadiul actual

17

1.1.4. Componentele turbinei cu ax vertical

În acest subcapitol s-a realizat o sinteză a solutiilor întâlnite în industria turbinelor eolienecu ax vertical şi care pot fi aplicate în cazul variantelor implementate în mediul urban.

Fig. 1.5. Schema componentelor unei turbine VAWT


18/65

1. Stadiul actual

18

În ceea ce priveşte rotorul, acesta poate fi de tip Savonius sau de tip Darrieus, cu paledrepte sau elicoidale. Un parametru important este numărul de pale – în mediul urban cele maiîntâlnite variante sunt cele cu 3 pale.

Profilul aerodinamic al turbinelor de tip Darrieus are o mare importanţă în performanţaturbinelor eoliene, influenţând, atât puterea obţinută, cât şi capacitatea de autopornire. Profilulstandard pentru o turbina de tip Darrieus este unul simetric (de exemplu NACA00XX). Mai

multe teste au fost întreprinse de laboratoarele SANDIA pentru o turbina Darrieus de 2 m cu profil NACA0012 [58]. Alte studii au investigat performanţele obţinute cu profilul NACA0018[59, 60]. A fost demonstrat că, în cazul VAWT este preferabil să avem profile mai groase, cu orază a bordului de atac mai mare [60]. Rezultă că sunt recomandate profilele NACA0018 şi

NACA0021 [61].

În ultimul timp, multe dintre designurile de turbine comerciale H-Darrieus (ex. UGE)utilizează profile aerodinamice curbate (datorita portanţei ridicate), cuplate cu pale elicoidale. Înacest mod cresc abilitatea de autopornire şi ajută la reducerea încărcărilor (îmbunătăţiri propuse

de Claessens la turbina Turby a TU Delft) [8, 62]Cu scopul de a îmbunătăţi performanţele profilului aerodinamic, în ultimii ani au fost

implementate soluţii preluate din industria aeronautică. Elementele adiţionale ale profiluluiaerodinamic pot fi active (Flapsuri, voleţi) sau soluţii pasive (generatoare de vârtejuri, voleţificşi, flapsuri Gurney).

Fig.1.6. Exemplu de rotor VAWT cu elemente mobile de tip flapsuri [65, 68]

In studiul sau [70], Paul Veers investigheaza solutia unui rotor cu pale deformabile, care in

functie de viteza de rotatie isi schimba geometria (i.e. raportul H/D). Astfel, a obtinut o turbina

care lucreaza la un coeficient de putere maxim pe o plaja mai mare de λ

1.1.5. Concluzii asupra stadiului actual - problematică generală

In acest capitol au fost prezentate caracteristicile generale ale turbinelor cu ax vertical,

punandu-se accentul pe solutiile destinate implementarii mediului urban. In urma studiului s-au

desprins o serie concluzii:

C.1. : Dintre variantele de turbine eoliene de mică putere, implementabile în mediulurban, cele cu ax vertical se dovedesc a fi mai potrivite, datorită abilităţii acestorade a capta vântul din toate direcţiile, de a funcţiona în condiţii de turbulenţ e si

permit accesul mai uşor la ansamblul sistemului de control – electric.


19/65

1. Stadiul actual

19

C.2. O mare influenţă asupra performanţelor turbinelor eoliene de mică putere, cu axvertical, o au atât forma palelor şi aria măturată, cât şi profilul aerodinamic ales.

C.3. Principalele probleme ridicate de implementarea în mediul construit sunt:a. Efectul clădirilor asupra resursei eoliene (curgere înclinată, raportul

Warwick)

b. Dimensiunea rotorului funcţie de dimensiunea clădirii c. Vibraţii, zgomot, solicitările structurii

C.4. Metodele de creştere ale performanţelor turbinelor de tip Darrieus clasic seconcentrează în primul rând pe:

a. creşterea coeficientului de putere CP - Prin mărirea raportului H/D (deci prin alungirea rotorului) - Prin schimbarea profilului aerodinamic

- Prin schimbarea geometriei palei

- Prin introducerea elementelor de geometrie variabilă b. Influenţa numărului de pale c. Influenţa grosimii palei (coarda) d. Influenţa profilului aerodinamic e. Varierea profilului aerodinamic

f. Creşterea CP la valori λ mai mici (λ=3 – 4)

C.5. Metodele de reducere ale încărcărilor structuralea. Profil aerodinamic

b. Sistem de amortizare (elemente elastice, generator asincron)

c. Elemente mobile (flapsuri, voleţi)

C.6. Metodele pentru facilitarea auto-pornirii pot fi grupate pe următoarele treicategorii sau domenii: aerodinamic, materiale şi mecanic.

C.7. Din punct de vedere aerodinamic sunt:

a. Profil aerodinamic (simetric sau curbat)

b. Număr mai mare de pale c. Elemente mobile (flapsuri, voleţi)

d. Creşterea solidităţii: prin mărirea numărului de pale sau a lungimii corzii e. Elemente pasive (voleţi ficşi, generatoare de vârtejuri, flapsuri Gurney etc)f. Soluţii hibride (cuplare cu rotor Savonius) g. Soluţii întâlnite la alte turbine (HAWT şi H-Darrieus)h. Creşterea numărului Reynolds

Din punct de vedere mecanic sunt:

a. Soluţii externe (utilizarea generatorului ca motor) b. Utilizarea elementelor de tip flapsuri în sistemul de frână aerodinamică c. Elemente elastice

Din punct de vedere al materialelor sunt:a. Materiale utilizate cât mai uşoare


20/65

1. Stadiul actual

20

Considerând aspectele enumerate anterior, avem ca premise pentru noul design:

Cerinte rezultate in urma:

Studiului recomandarilor din rapoartesi carti

Segmentului de piata careia seadreseaza noul design

Cerinte inca nerezolvate de turbinele

existente

Ax vertical;

Funcţionare în condiţii de turbulenţe;

De mică putere: 500 W > P < 2500 W;

Dimensiunile de gabarit: D


21/65

1. Stadiul actual

21

1.2. CERCETĂRI TEORETICE. CALCULE ANALITICE DEOSEBITE.

Acest subcapitol prezintă o abordare generală a modelelor teoretice aplicate în modelareaturbinelor cu ax vertical, VAWT. Se porneşte de la o trecere în revistă a modelelor, dupa care se

alege un model simplificat de calcul şi un model complex. Modelele teoretice aplicate turbineloreoliene cu ax vertical se împart în două categorii majore. Modelul matematic aplicat turbinelorde tip Savonius şi modelul teoretic aplicat turbinelor de tip Darrieus.

Cum obiectivul tezei este acela de a dezvolta o turbină eoliană de tip Darrieus, în continuare vor fi prezentate modelele din literatura care au fost utilizate în modelarea analitică aturbinei. Modelul simplificat, dezvoltat iniţial de Strickland şi continuat de Wilson-Lissaman[24] – Un sigur disc şi tuburi multiple de curent - are rolul de a studia influenţa diferiţilor

parametrii de design şi de a ajuta la o predimensionare aproximativă a modelului. Modelulcomplex, dezvoltat de Paraschivoiu [20] – Două discuri în tandem şi tuburi multiple de curent -

este o rafinare a modelului simplificat, prin care putem varia o serie mai mare de parametrii, iarsensibilitatea la schimbarea parametrilor este mai mare. Ambele modele de calcul sunt validate

utilizând date experimentale furnizate de laboratoarele Sandia petru modelul de Darrieus clasic,de 2m.

Scopul acestei etape este acela de a stabili cât mai corect performanţele diferitelorconfiguraţii de rotoare şi de a permite modificarea datelor de intrare astfel încât să aducemdesignul turbinei la parametrii doriţi. Este o soluţie pentru o predimensionare – optimizarerapidă, prin care se elimină din start variantele cu performanţe scăzute. Trebuie ţinut cont şi defaptul că, nici unul dintre aceste modele nu asigur ă funcţionarea la parametrii de design finali aiturbinei, în condiţiile reale de exploatare. De aceea se recomandă ca după definirea designului

prin metode analitice, să se treacă la modelarea CAD 3D a acestuia şi să se urmeze simulări mailaborioase dar mai exacte, prin intermediul metodelor CFD (Computational Fluid Dynamics) şi asimulărilor virtuale de tip CAE, iar în paralel, testarea unui prototip la scar ă.

1.2.1. Modele de calcul.

In calculul turbinelor de tip Darrieus s-au ales ca modele pentru predimensionare si

optimizare initiala doua metode – una simplificata si una complexa, care au la baza teoriamomentului elementului de pala ( Blade Element Momentum theory - BEM ):

a. Metoda simplificata: Metoda turburilor multiple de curent cu un singur disc actuator

( single actuator multiple streamtubes) [19, 20]

b. Metoda complexa: Metoda tuburilor de curent multiple cu discuri in tandem (double

actuator multiple streamtubes) [19, 20]

Metodele tuburilor de curent sunt construite pe principiul conservării momentului într -unflux semi-constant, egalând forţele de pe palele turbinei cu schimbările în momentul aflat de -alungul fluxului, prin turbină [16]. Astfel, se presupune că o serie de tuburi de curent, egale,străbat rotorul, iar pentru fiecare în parte momentul de-alungul fluxului egalează forţele de pe

pale pe direcţia fluxului.

Modelul cu un singur disc – care înlocuieşte rotorul într -o secţiune perpendiculară pedirecţia fluxului – consideră vitezele induse ca fiind constante.


22/65


23/65

1. Stadiul actual

23

Fig.1.11. Schemă a paramerilor decare depinde CP

Calculul coeficientului de putere : Coefi cientul de putere al turbinei este o expresie a cantitatii de putere extrasa din totalul de

putere disponibila [20].

In [3] acesta este exprimat ca depinzand de:

(2.6)

Coeficientul de putere depinde direct de urmatorii parametrii:

– care este un factor de forma al palei. Esteinfluentat de dependenta curbei CL-α a

profilului aerodinamic, si de raportul deforma al palei (2.7)

– soliditatea rotorului care se calculeazadupa forma (2.4) este influenţat direct denumărul de pale , coarda profilului si

lungimea palei . – care defineste inclinarea palei intr-unanumit punct – este un parametru de formă,depinzand de forma palei si de H si R max.

– coeficientul de viteza periferica (notat sicu ), ecuatia (2.8). Depide de valoarea R si ωsi de viteza vantului, .

Fig.1.12. Parametrii geoometrici turbină VAWT [paraschivoiu]

Puterea la axul turbinei poate fi astfel calculată cu expresia: (2.14)

Concluzie:

Metoda de analiza simplificata poate oferi o idee “globala” asupra performantelor turbinei,dar, din pacate nu ofera o influenta reala a mai multor parametri, cum ar fi numarul de pale , avalorilor in cazul unghiurilor cand stratul limita se desprinde. De asemenea, influenta

profilului aerodinamic este minima, iar acuratetea predictiilor este slaba. De aceea, dupa

intelegera metodei de lucru, a legaturilor dintre parametrii si a modului de abordare al problemei,

s-a trecut, pentru studierea noului concept, la analiza prin metoda complexa cu doua discuri


24/65

1. Stadiul actual

24

actuatoare in tandem, care este prezentata in continuare. In cadrul acestei analize complexe s-a

pornit de la validarea metodei prin rezultatele experimentale pentru turbina Sandia de 2m (curba

CP-λ).

b. Metoda simplificată a tubului de curent multiplu cu discuri în tandem [15, 16, 19]

Teoria DMS (Double Multiple Streamtube Model ) imbina teoria discurilor în tandem (dublu disc) cu cea a momentului elementului de pala (BEM). Fluxul de aer este impartit intr-un

set de tuburi mai mici, atat pe orizontala cat si pe verticala, la fel ca si in cazul metodei

simplificate. Palele trec prin acest tub, in rotatia lor de 360 grade, extragand energie si reducand

din viteza fluidului. Datorita configuratiei turbinelor cu ax vertical, palele trec prin fiecare tub de

flux de doua ori. Astfel rotorul este impartit in doua (parte din amonte a fluxului – upstream, si partea din aval – downstream). Double disk sunt defapt doua discuri independente, lucrand intandem.

1.3. CERCETĂRI TEORETICE. CALCULE NUMERICE DEOSEBITE.

În domeniul turbinelor eoliene, un studiu aprofundat, referitor la testările şi parametrii deinvestigat, este oferit de Carlo Bottasso [5]. El împarte analiza în trei etape:

a) Analiza statică b) Analiza modală c) Analiza CFD cuplată custructurală

- Forţe externe - Încărcări inerţiale la

viteze de rotaţieunghiulară constantă

- Încărcări aerodinamicefixe

- Frecvenţe şi moduri proprii

- Analiza pe componente

- Analiza completă ladiferite viteze

unghiulare

- Momentul rezultat la nivelul

axului rotorului

- Forţele aerodinamice pe pale - Vibraţii torsionale

Tabel. 1.2. Etapele modelării unei turbine eoliene [5]

Astfel, reiese că o mare importanţă o are atât geometria utilizată, cât şi calitatea mesh -uluişi gândirea succesiunii de paşi în analiză, astfel încât să se poată corela rezultatele. În primulrând trebuie definită analiza: ceea ce dorim să obţinem şi mijloacele de care dispunem. Datele deintrare de care avem nevoie şi datele de ieşire pe care le putem obţine. Astfel, strategia de

rezolvare a modelului virtual poate oferi rezultate suficient de sugure şi de apropiate de celeexperimentale.


25/65

1. Stadiul actual

25

În Fig. 1.13. este prezentata o propunere de analiză oferită de firma Ansys, pentru o turbinăeolienă cu ax orizontal.

Fig.1.13. Exemplu de analiză cuplată în Ansys [109].

1.4. CERCETĂRI EXPERIMENTALE.

Investigaţiile experimentale sunt o parte foarte importantă a cercetării. Astfel, în cazultestărilor experimentale sunt o serie de aspecte care trebuie să fie analizate cu multă atenţie:

a. Parametrii pe care dorim să-i obţinem b. Echipamentul de care dispunem

c. Dimensiunile posibile ale prototipului de testare

d. Scalarea prototipului

e. Determinarea parametrilor care îşi schimbă caracteristicile în cazul prototipului pentrua păstra similitudinea

f. Timpul necesar testărilor

g. Achiziţia şi prelucrarea datelor h. Interpretarea şi validarea datelor experimentale. Validarea simulărilor virtuale.i. Optimizarea prototipului.

1.4.1. Reducerea la scară a unei turbine eoliene

Într -un studiu aprofundat, C. Bottasso [5] oferă o serie de parametri care intră în analizaturbinelor eoliene, şi factorul de reducere la scară pentru prototip.

Astfel avem:• R t/R p = n, factorul de scalare; depinde de raza prototipului R t şi de cea reală R p • Ωt/Ω p= 1/(nk), viteza unghiulară, unde k poate lua valori k=1,2.... • Ret/Re p=n/k , numărul Reynolds • Mt/Mp =n3/k 2, momentul la axul rotorului

• ρmt/ρm p=n0, densitatea materialului

• (EJ)t/(EJ) p=n4/k 2, rigiditatea la incovoiere

1.4.2. Alegerea materialelor pentru model

Alegera meterialelor, după cum s-a văzut, este un aspect foarte important în consistenţa şisimilitudinea dintre modelul real şi cel redus la scară va fi de asemenea foarte importanta. Un


26/65

1. Stadiul actual

26

studiu referitor la utilizarea materialelor în designul ingineresc este dată de Ashby. În Fig. 1.14.este reprezentată diagrama variaţiei modulului lui Young cu densitatea.

Fig. 1.14. Diagrama Modul Young – densitate, Ashby [2]


27/65

2. Obiectivele tezei de doctorat

27

2. OBIECTIVELE TEZEI DE DOCTORAT

In cadrul prezentei lucrari de doctorat, autoarea si-a propus atingerea urmatoarelor obiective

majore:

O.1. Realizarea unei documentări de ultimă oră şi evidenţierea aspectelor încă nesoluţionatedin domeniul turbinelor eoliene cu ax vertical, de mică putere;

O.2. Analiza numerică a efectului elementelor fixe (ex.: a voleţilor) asupra performanţelor profilului aerodinamic;

O.3. Analiza numerică a efectului elementelor mobile (ex.: a flapsuri) asupra perfor manţelor profilului aerodinamic;

O.4. Conceperea unor modele noi care să fie brevetabile, ţinând seama de noutatea designului(profil pale şi sistem de amortizare);

O.5. Analiza numerică cu model simplificat, cu scopul de a predimensiona structura;

O.6. Analiza numerică avansată cu scopul de a optimiza ansamblul din punct de vederestructural;

O.7. Calculul privind solicitarea reală la nivelul axului, ţinând seama de natura oscilantă (dupao solicitare de tip oscilant) a momentului rezultant;

O.8. Utilizarea unui progr am avansat de simulare a oscilaţiilor torsionale la nivelul axului;O.9. Analiza modală a ansamblului din timpul funcţionarii; O.10. Conceperea unui model redus la scară, prin utilizarea teoriei similitudinii;O.11. Analiza numerică a stării tensionat – deformate pentru modelul redus la scară; O.12. Realizarea fizică a modelului redus la scară;

O.13. Conceperea şi realizarea unui stand original pentru evidenţierea efectului forţei de inerţieasupra stării tensionat-deformate a palei;O.14. Efectuarea unor teste de mare precizie privind efectul forţei de inerţie; O.15. Validarea modelului numeric utilizat, pe baza rezultatelor măsuratorilor; O.16. Conceperea unui stand original utilizabil la tunele aerodinamice existente;

O.17. Realizarea unei sinteze a cercetărilor teoretice şi experimentale efectuate;O.18. Sinteza contribuţiilor la tematica abordată;O.19. Stabilirea unor direcţii viitoare de cercetare; O.20. Diseminarea rezultatelor cercetărilor teoretice şi experimentale prin publicaţii;


28/65

3. Cercetări analitice proprii

28

3. CERCETĂRI ANALITICE PROPRII

În dezvoltarea turbinei s-au parcurs două etape ale modelării analitice: o predimensionarerapidă cu scopul de a înţelege metoda, prin aplicarea teoriei simplificate, a unui singur disc şi atuburilor multiple de curent; iar a doua etapă a constat din varierea diferiţilor parametrii (raportulD/H, lungimea corzii – deci soliditatea σ, coardă variabilă, profilul aerodinamic, utilizarea uneicombinaţii de profile aerodinamice) prin aplicarea metodei discului în tandem si a tuburilor decurent multiple, care ofer ă o acurateţe mult mai mare în estimarea performanţelor. Această adoua etapă a fost realizată cu ajutorul softului QBlade, dezvoltat de [10, 11] de la UniversitateaTehnică Berlin [27]. O validare a ambelor metode s-a realizat utilizând datele oferite deLaboratoarele Sandia în [3, 19], pentru o turbină clasică de tip Darrieus, cu diametrul de 2m.

Astfel, în analiza de predimensionare, se porneşte de la metoda prezentata de [3, 19],utilizându-se un r ând de date de intrare şi o serie de parametrii de ieşire. Obiectivul este acela de

a observa influenţa diferiţilor parametri de intrare asupra curbei Cp-λ, şi de a putea estima puterea maximă pentru un anumit design.

În continuare este prezentat algoritmul de predimensionare prin metoda simplificată.Relaţiile de calcul, care stau la baza modelului utilizat [3, 19, 49] sunt o combinare a metodeiutilizând un singur tub de curent şi un singur disc, dezvoltată de Wilson-Liesseman, cu cea atuburilor multiple şi cu cea a momentului elementului de pala (BEM). Astfel s-a creat unalgoritm în Excel, unde, la modelul simplificat, au fost incluse îmbunătăţirile introduse de [bat..]referitoare la raportul AR al palei, cât şi o metodă îmbunătăţită de calcul a CP, care ia înconsiderare inf luenţa desprinderii stratului limită şi a profilului aerodinamic funcţie de numărul

Reynolds, dezvoltată special pentru acest studiu. Din păcate, limitările acestui model sunt:utilizează numai profile simetrice şi nu ţine cont de inclinarea palei – deci, se pot utiliza numai pale drepte şi nu elicoidale.

Modelul are ca date de intrare: geometria rotorului, parametrii de portanţă şi rezistenţăaerodinamică ai profilului, viteza vântului sau λ, soliditatea. Ca date de ieşire sunt: curba de

putere în termeni de CP-λ, şi coeficientul de moment (CM-H).Predimensionarea are ca obiective optimizarea unei turbine de tip Darrieus pentru

funcţionarea in mediul urban. Ca urmare, obiectivul principal de design este optimizarea turbinei pentru a obtine 1 kW de putere , la o viteza nominala de si care sa inceapa sa produca la viteze mici ale vantului, de cel mult 3 m/s, specifice mediului urban. Densitatea

aerului este o constanta, iar viteza nominala de design a vantului este considerata de 7 m/s, cu1.4 – 1.5 mai mult decât viteza locaţiei de implementare (considerată 5 m/s).

Pentru validarea modelului de analiză al turbinei s-au utilizat urmatoarele date de intrareale turbinei Sandia 2m [19] şi forma palei cu datele profilului adimensional preluate din [21]:

D/H A [m ] c [mm] σ B t/c profil

0.984 0.657 58.77 0.2 3 0.12 NACA 0012

Tabel.3.1. Parametrii turbină Sandia 2m


29/65


30/65


30

3.1. DETERMINAREA DIMENSIUNILOR DE BAZĂ ALE ROTORULUI

In determinarea dimensiunilor de baza ale rotorului s-a pornit de la cerinta de design de a

obţine o turbină care să producă 1kW.

Forma palei este o parabolă, după coordonatele adimensionale preluate din lucrarea [21].Profilul aerodinamic a fost ales un NACA0018. Aşa cum a fost prezentat şi anterior, în

ultimul timp, studiul din domeniul turbinelor eoliene cu ax vertical s-a îndreptat spre utilizarea profilelor mai groase, deoarece oferă o plajă mai mare de unghiuri de atac înainte dedesprinderea stratului limită. Pe de alta parte, odata cu creşterea grosimii profilului, scade şi

performanţa acestuia. La numere Reynolds mici, studiile recomandă profile subţiri, cu o micăcurbură pe intrados [56, 59]. Acestea însă ajung rapid în zona de desprindere a stratului limită şinu oferă nici rezistenţa structurală necesară.

Parametru Valoare Unitate

H 2.5 [m]

R 1 [m]

B 3 [-]

L 3.334 [m]

A 3.33 [m ]

Tabel.3.2. Parametrii geometrici noua turbină.

Cu parametrii prezentaţi mai sus, şi considerând o valoare λ = 3, coeficientul de putereteoretic al rotorului este CP = 0.332. Curba de putere rezultată este prezentată în Fig3.3.

Fig.3.3. Curba de putere a turbinei propuse, calculată cu metoda simplificată.

Următorul pas în optimizarea rotorului a constat în studiul influenţei solidităţii asupracurbei de putere, prin varierea grosimii corzii. Astfel, în Fig.3.4 se poate observa curba de putereobţinută prin modelarea în QBlade a rotorului şi varierea corzii. Au fost investigate trei tipuri desolidităţi (Tabel 3.3.). Din rezultate se poate observă că, prin creşterea solidităţii, putem obţine,

-0.05

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.35

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0 5.5

C P [ - ]

λ [-]

CP vs λ


31/65


31

cu mici modificări în valoarea CPmax, o scădere a valorii λ, corespunzătoare CPmax. Acest lucruconduce la o reducere a zgomotului emis.

Soliditate σ Cpmax λ

0.2 0.322 5.0

0.4 0.336 3.4

0.5 0.332 3.0

Tabel.3.3. Variaţia valorii CPmax şi a λ corespunzător, funcţie de soliditate. Modelul rotoruluirealizat în QBlade

Fig.3.4. Variaţia curbei de putere cu soliditatea

Din Tabelul.3.3 rezultă că cea mai bună soluţie obţinută este cea cu soliditatea de σ = 0.4,care dă o lungime a corzii de c = 0.13m. Soliditatea de σ = 0.5 oferă o lungime mai mare a corzii,de c = 0.16m.

Cum scopul acestui studiu este în principal acela de a reduce vibraţiile şi a optimiza

structura, şi nu doar de a îmbunătăţi din punct de vedere aerodinamic rotorul, s-a realizat oanaliză a valorilor momentului de-alungul înălţimii rotorului pentru cele două solidităţi (i.e. 0.4şi 0.5).

În Fig.3.5. şi Fig.3.6. sunt prezentate valorile momentului normalizat rezultate de-alungulînălţimii rotorului.

În Fig.3.5. sunt prezentate valorile pentru rotorul cu σ = 0.4, la valori ale λ de 2 – 6. Seobservă astfel, că momentul rămâne pozitiv de-alungul întregii înălţimi până la λ = 5, deciaproape în toată plaja de funcţionare a rotorului.

În Fig.3.6. sunt prezentate valorile pentru rotorul cu σ = 0.5. Se vede că, la valori mici ale λ

momentul este mai mare decât în cazul solidităţii de 0.4, dar, odata cu creşte valoarea λ, se vareduce valoarea momentului.

-0.05

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0.35

1 2 3 4 5 6 7 8

C P

λ

CP vs λ

0.2

0.4

0.5


32/65


32

Se poate concluziona că, deşi soliditatea de 0.4 oferă un moment mai mare la λ mari , lavalori λ mici, creşterea solidităţii oferă caracteristici mai bune. Acest lucru înseamnă că un rotorcu soliditate mai mare are un comportament mai bun la autopornire. Se ştie că în mediul urbanvitezele medii sunt relativ mici (3 – 5 m/s), şi deci, este preferabil un moment mai mare la valoriλ mici. Considerând acest aspect, în cazul turbinei dezvoltate în această teză, a fost aleasă osoliditate de 0.5.

Fig.3.5. Variaţia momentului pe înălţime, la σ = 0.4.

Fig.3.6. Variaţia momentului pe înălţime, la σ = 0.5.

Parametrii finali pentru turbina dezvoltată, la scara 1:1, sunt prezentaţi în tabelul 3.4.

H R σ N c

[m] [m] [-] [-] [m]2.5 1 0.5 3 0.16

Tabel.3.4. Parametrii finali ai prototipului 1:1, după modelarea în QBlade

-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

-4.0 -2.0 0.0 2.0 4.0 6.0 8.0 10.0 12.0 14.0 16.0 z [ m ]

M [Nm/m]

Moment pe element de înălţime

σ = 0.4

TSR = 2 TSR = 3 TSR = 4 TSR = 5 TSR = 6

-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

-6.0 -4.0 -2.0 0.0 2.0 4.0 6.0 8.0 10.0 12.0 14.0 z [ m ]

M [Nm/m]

Moment pe element de înălţime

σ = 0.5

TSR = 2 TSR = 3 TSR = 4 TSR = 5 TSR = 6


33/65


33

3.2. DETERMINAREA INFLUENŢEI FLAPSURILOR ASUPRAPERFORMANŢELOR ROTOR ULUI

Unul din obiectivele acestui design de turbina este imbunatatirea performantelor la viteze

mici ale vantului. In acest scop, s-a realizat un studiu preliminar al influentei diferitelor unghiuri

ale flapsurilor asupra performantelor profilului NACA0018 si asupra curbei de putere a turbinei.

Analiza s-a realizat cu ajutorul softului QBlade dezvoltat de TU Berlin. Datorita faptului ca

softul are integrat solverul Xfoil dezvoltat de Mark Drela de la MIT [73], s-au putut evalua

performantele diferitelor profile aerodinamice.

Trebuie tinut cont de faptul ca analiza in QBlade , fata de o analiza mai complexa CFD, are

cateva limitari: are acuratete acceptabila numai pentru numere Reynolds mari, iar efectul

elementelor aditionale (axul turbinei, elemente de rigidizare/legatura) nu este luat in considerare.

Una din problemele intalnite la numere Re mici este separarea laminara si reatasarea, care au loc

mai mult la numere mari Re, si deci, estimarea acestora este dificila. Alt aspect negativ al

modelarii in QBlade este imposibilitatea de a modela profile cu flapsuri cu fanta, sau pale cuelemente multiple.

3.2.1. Performanţele profilului NACA0018 Asa cum s-a mentionat la inceputul subcapitolului, s-a utilizat pentru modelarea

performantelor profilului, pana la desprinderea stratului limita. Extrapolarea pe 360 grade este

facuta in QBlade cu modelul Montgomerie. Analiza pentru toate cazurile a fost facuta la numere

Reynolds de 150000 si 300000 pentru care Timmer [60] ofera rezultate experimentale.

In Fig.. sunt prezentate rezultatele analizei. Se poate observa ca, datorita subestimarii

coeficientului de rezistenta aerodinamică CD, cu aproximativ 9%, unghiul de desprindere a

stratului limita creste de la 12.1 grade la 17 grade pentru valori Re = 150000, si de la 18 grade la

21 grade pentru Re = 300000. De asemenea, valoarea coeficientului de portanta CL la AoA α=12grade este marita in Xfoil, de la 0.987 (Timmer), la 1.102, pentru Re=150000, si pentru α=18grade, de la 1.055 (Timmer), la 1.23, la un Re=300000.

Fig.3.7. NACA0018 CL – α Fig.3.8. NACA0018 CL – CD

3.2.2. Performanţele profilului NACA0018 cu flapsuri Pentru aceasta simulare a fost alesa o dimensiune fixa a flapsului, la 25% din lungimea

corzii, la care s-a variat doar unghiul de inclinare.

0.0

0.2

0.4

0.60.8

1.0

1.2

1.4

0 5 10 15 20 25

C L

α [deg]

NACA 0018

Xfoil Re 150k

Xfoil Re 300k

Timmer Re 150k

Timmer Re 300k

0.0

0.2

0.4

0.60.8

1.0

1.2

1.4

0.005 0.015 0.025 0.035 0.045

C L

CD

Xfoil Re 150k

Xfoil Re 300k

Timmer Re 150k

Timmer Re 300k


34/65


35/65


35

reprezentate curbele de putere pentru două designuri de turbine eoliene VAWT, cu acelaşidiametru maxim şi aceeaşi înălţime: Darrieus clasic şi un H-Darrieus. Pentru ambele rotoare s-aconstatat o creştere a coeficientului de putere pentru valori ale unghiului flapsului până la 10grade, şi o descreştere a CPmax pentru valori mai mari de 20 grade. Astfel se poate concluzionaca, valori mici ale unghiului flapsurilor (2 – 10 grade) ajuta la cresterea performantelor turbinei,dar valori ridicate (peste 20 grade) scad performantele si deci, se recomanda utilizarea acestora

ca sistem ajutator la controlarea puterii.

Fig.3.11. Influenţa unghiului flapsului asupra curbei de putere la o VAWT

3.2.3. Determinarea momentului la noul rotor

Următoarea etapă în modelarea analitică este determinarea mometului. Modelul ales esteturbina cu soliditatea σ = 0.5, care dezvoltă un CPmax la valoarea de λ = 3. S-au studiat atâtvariaţiile coeficientului de moment pe o rotaţie la diferite λ, cât şi variaţia forţelor axiale sitransversale în timpul unei rotaţii. Următorul pas a constat în analizarea variaţiei de moment ladiferite viteze de rotaţie (Fig.3.12).

Fig.3.12. Momentul rotorului la diferite rpm şi viteze ale vântului

-0.1

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.0 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0

C P

λ [-]

CP-λ

VAWT

SANDIA_flap 5 deg

SANDIA_flap 20 deg

H-Darrieus flap 5 deg

H-Darrieus flap 20 deg

-10.00

0.00

10.00

20.00

30.00

40.00

50.00

0.0 60.0 120.0 180.0 240.0 300.0 360.0

M [

N m ]

θ [grade]

Momentul rotorului

7 m/s 270 rpm 11 m/s 270 rpm

7 m/s 134 rpm 11 m/s 134 rpm


36/65


36

3.3. CONCLUZII ŞI CONTRIBUŢII

3.3.1. Concluzii

1. Modelul de calcul utilizat este suficient de exact pentru a fi utilizat în predimensionareaturbinei noi.

2. Profilul palei este preferabil să fie mai gros pentru a întârzia desprinderea stratuluilimită. Din acest motiv este preferabil un profil de tipul NACA0018 sau NACA0021, unui profilde tipul NACA0012.

3. Din punct de vedere structural, profilul aerodinamic este preferabil să fie mai gros.

4. Coeficientul maxim de putere, în urma calculelor prin metoda simplificată, are valoareade CPmax = 0.332, la o λ = 3.

5. Creşterea solidităţii rotorului σ, conduce la o mutare a CPmax către valori λ mai mici.

6. Creşterea σ conduce însă la o scădere a CPmax . S-a observat că această scădere, în cazulrotorului analizat nu este mare, deci face posibilă alegerea solidităţii şi pe alte considerente,având impact mic asupra performanţelor finale ale turbinei.

7. Deşi soliditatea de 0.4 a oferit cel mai bun coeficient de putere, în urma studiuluimomentului la diferite viteze λ şi solidităţi, s-a observat că soliditatea de 0.5 produce un momentmai mare la valori λ mici, şi deci favorizează autopornirea turbinei. Astfel, pentru noul design, afost aleasă soliditatea de 0.5.

8. Studiul influenţei flapsurilor asupra performanţelor turbinei a arătat ca, la unghiuri mici

de înclinare (mai mic de 10 grade), efectul flapsurilor este acela de a creşte performanţeleturbinei. În schimb, valori ale unghiului flapsului mai mari de 20grade au dus la o scădere a

performanţelor turbinei, ceea ce a dus la concluzia că la unghiurile mai mari de 20 grade,flapsurile pot fi utilizate ca sistem secundar de reglare a puterii turbinei.

9. Momentul la nivelul axului rotorului depinde atat de viteza de rotaţie, cât şi de vitezavântului. Astfel, se observă, ca la creşterea vitezei de rotaţie momentul se uniformizează, pe cândla viteze mici de rotaţie tinde să aibă un caracter neuniform. Din acest motiv studiul influenţeivitezei de rotaţie asupra vibraţiilor structurale este foarte important.

3.3.2. Contribuţii

1. Crearea modelului de calcul analitic si validarea acestuia prin compararea rezultatelor

obţinute în simulări, cu rezultatele experimentale.

2. Determinarea dimensiunilor de bază ale rotorului pentru o turbină care să producă 1kWla o viteză a vântului de 11 m/s.

3. Realizarea curbei de putere a noii turbine prin metoda simplificată. Coeficientul maximde putere teoretic este CP = 0.332, la o valoare λ = 3.

4. Studiul influenţei solidităţii asupra curbei de putere a unei turbine eoliene cu ax verticalde tip Darrieus clasic.


37/65


37

5. Studiul momentului de-alungul înălţimii rotorului, în funcţie de soliditatea rotorului.

6. Determinarea influenţei flapsurilor asupra performanţelor rotorului.

7. Determinarea performanţelor profilului aerodinamic NACA0018 cu flapsuri la 2, 5, 10,20 grade.

8. Validarea şi interpretarea rezultatelor obţinute prin Xfoil. Determinarea erorilor decalcul şi compararea cu rezultatele experimentale.

9. Determinarea moemntului la noul rotor la diferite viteze de rotaţie.


38/65

4. Cercetări numerice proprii

38

4. CERCETĂRI NUMERICE PROPRII

Unul din obiectivele majore ale acestei teze este reducerea vibraţiilor în structura turbineieoliene. Astfel, autoarea urmăreşte atât reducerea încărcărilor la nivelul palelor, cât şiintroducerea unor elemente de amortizare a vibraţiilor, la ieşirea din rotor.

Considerând Tabelul 1.2., în acestă teză, s-a ales ca ordine a etapelor în analiză, urmatoarea soluţie:

Fig.4.1. Etapele în analiza virtuală a prototipului scara 1:1.

Analiza numerică a noului rotor de turbina Darrieus a fost impărţită în trei categoriimajore: 1) Analiza CFD 2D a profilului aerodinamic şi a rotorului în secţiune ecuatorială (3

pale). 2) Analiza modală şi interacţiunea fluid-structură a turbinei 3D. 3) Analiza modală şistructurală a prototipului redus la scară.

4.1. ANALIZA CFD 2D A PROFILULUI AERODINAMIC ŞI A ROTORULUI ÎNSECŢIUNE ECUATORIALĂ (3 PALE).

4.1.1. Analiza profilului NACA0018.

Această analiză are în primul rând scopul de a valida metoda de lucru şi modelarea cuajutorul softului Ansys CFX. Astfel, se urmăreşte crearea parametrilor şi determinareacaracteristicilor profilului.

Fig.4.2. Presiunile la nivelul profilului NACA0018, la un α=10 grade

Analiza CFD

•Definire

geometrie•Generare mesh

•Parametrii limită

•Rezultate

Analiza Structurală

•Generare geometrie

•Generare mesh

structural•Aplicare materiale

•Cuplare geometrie cucea din CFD

•Importare presiunidin CFD

•Introducere cuple şiforţe / momente

•Rezultate

Analiza Modală

•Analiza modală ne î ncărcată,liberă - Frecvenţeşi Moduri proprii

•Analiza modală ladiferite viteze derotaţie: diagramaCampbell (1 si 3)

•Analiza modală cu î ncărcări dinstructural


39/65


39

4.1.2. Analiza 2D a rotorului cu 3 pale la nivelul planului ecuatorial.

Prin această analiză se pot urmări fenomenele la nivelul planului ecuatorial, cu razămaximă.

4.2. ANALIZA MODALĂ ŞI FLUID-STRUCTURĂ A TURBINEI 3D.

4.2.1. Model virtual rotor

Modelul virtual al rotorului reprezintă puntul de început al simulărilor virtuale în platformaCAE. Modelul respectă atât dimensiunile de gabarit, cât şi detaliile specifice modeluluidezvoltat, la scara 1:1.

Pornind de la datele prezentate în Tabelul 3.4., şi aplicând profilul de parabolă (conform[21]), pentru forma palei, şi profilul NACA0018 pentru secţiunea palei, modelul virtual a fost

realizat în softul CAD SolidWorks. Etapele realizării sunt: a) Importarea coordonatelor profulului aerodinamic (NACA0018, 600 puncte,

generat în softul Rfoil) şi aplicarea grosimii palei. b) Importarea formei palei (coordonate preluate din [..Paraschivoiu] şi din analiza

simplificată): parabolă. c) Crearea palei

d) Generarea rotorului (circular pattern): 3 pale

e) Crearea axului turbinei

f) Elementele de legatură g) Ansamblu

h) Salvarea in format IGS pentru export

Fig.4.3. Geometrie rotor realizată în SlidWorks.

4.2.2. Definirea materialului pentru pale

Materialul ales este un compozit din fibră de sticlă. S-a acceptat convenţia de a utiliza un

material cu proprietăţi quasi-izotrope, pentru a facilita modelarea şi simularea sistemului. Astfel, pentru turbina a fost ales un material de tipul MAT (cu Roving tocat) [72]. Acesta a fost adaugat


40/65


40

la librăria de materiale ( Engineering Data) din softul Ansys, platforma Workbench 14.5. cuurmătoarele proprietăţi:

Proprietate Valoare Unitate

Densitatea 1400 Kg / m

Material izotropic (Izotropic material)

Modulul lui Young 7.7E+09 Pa

Coeficientul lui Poisson 0.3 -

Modul de elasticitate global 6.4167E+09 Pa

Modulul de forfecare 2.9615E+09 Pa

Tabel.4.2. Proprietăţi material MAT

Restul ansamblului (axul turbinei si elemente de prindere sunt din aliaj de aluminiu).

4.2.3. Analiza modală

4.2.3.1. Analiza modală: frecvenţe şi moduri proprii ale structurii

Scopul analizei modale este acela de a determina frecvenţele şi modurile proprii alestructurii, în timpul vibraţiei libere, fără nici o constrângere sau forţă aplicată. Modelul virtualeste realizat cu elemente finite (FEM), cu întreaga geometrie 3D, şi nu doar de tipul beam.Pentru fiecare element component al geometriei este aplicat materialul corespunzător. Astfel,

pentru pale avem materialul compozit definit anterior, iar pentru ax avem aliaj de aluminiu.

În urma simulării, au rezultat frecvenţele naturale ale structurii împreună cu modurileasociate (Fig.4.4.).

Fig.4.4. Frecvenţele proprii ale structurii, primele 25 moduri

0.00

20.00

40.00

60.00

80.00

100.00

120.00

140.00

160.00

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

F r e c v e n ţ ă

[ H z ]

Mod


41/65


41

Mod Frecvenţa [Hz] Forma7 19.59

Încovoiere

8 20.31

Încovoiere

9 24.214

Încovoiere

10 25.734

11 33.13

Încovoiere +torsiune

12 46.526

Torsiune


42/65


42

13 55.671

Torsiune

14 59.177

Încovoiere +Torsune

15 59.504

Încovoiere +Torsune

Tabel 4.3. Modurile proprii 7 – 15

Din Tabelul 4.3. se poate vedea că modurile 7-13 afectează în mare parte doar palele, laîncovoiere sau torsiune. Doar modurile 14 şi 15 supun la încovoiere şi o uşoara torsiune axulturbinei. De aceeea şi aceste moduri au o importanţă marită.

4.2.3.1. Analiza modală cu viteză de rotaţie impusă: diagrama Campbell

Cu ajutorul diagramei Campbell se vor putea identifica vitezele critice de rotaţie aleturbinei, corespunzătoare intrării în rezonanţă.

În analiza realizată în Ansys au fost definite vitezele de rotaţie de interes. În tabelul 4.4

sunt prezentate valorile introduse şi corespondentul lor, în funcţie de dimensiunile rotorului,considerând formula:

(4.1).Şi λ = 2.8, corespunzătoare CPmax, R = 1, avem:

rpm 60 120 180 240 300

ω [rad/s] 6.28 12.56 18.849 25.13 31.415Tabel. 4.4. Valorile vitezei de rotaţie până la V0=10m/s

Prima analiză este efectuată pentru rotorul simplu, fără stâlpul de susţinere.


43/65


43

Fig. 4.5. Diagrama Campbell pentru rotorul simplu, 3 pale

Astfel pentru valoarea 1π (axul), linia critică, corespunzătoare frecvenţelor de 1, 2, 3, 4 şi 5Hz se află sub valorile frecvenţelor naturale. Pentru valoarea 3π, corespunzătoare celor 3 pale(frecvenţele de 3, 6, 9, 12 şi 18 Hz), viteza critică de rotaţie este la nivelul a: 21.231, 22.001,22.116, 23.178 şi 23.533 rad/s.

4.2.3.2. Analiza modală cu încărcări preluate din structural.

După determinarea frecveţelor naturale ale structurii este important de investigata influenţaîncărcărilor datorate forţelor aerodinamcie. Astfel, în urma analizei CFD au fost extrase

presiunile de pe structură, corespunzatoare unui time-step şi apoi au fost aplicate într -o analizăstatic-structurală.

În Fig.4.6. sunt reprezentate frecvenţele proprii ale rotorului. Se observă faptul, că valorilesunt mai mici decât la rotorul nesolicitat, ceea ce arată că analiza structurală a într egului

ansamblu este importantă din punctul de vedere al implementării.

Fig.4.6. Frecvente proprii ale structuri încărcate cu presiuni din CFD

0

10

20

30

40

50

60

70

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

F r e c v e n ţ ă

[ H z ]

Mod


44/65


44

4.2.3.3. Analiza modală cu stâlp de susţinere.

A fost realizată şi o analiză structurală a întregului ansamblu: rotor şi stâlp de susţinere de6m înălţime, pentru a studia vibraţiile care apar în structură.

4.2.4. Analiza CFD

Analiza CFD are ca scop evaluarea forţelor aerodinamice şi a presiunilor exercitate defluid pe structură. Simularea a fost relizată cu ajutorul softului Ansys CFX

Ca prima etapa, pentru facilitarea analizei s-au eliminat elementele de legatura între pale şiaxul turbinei. Astfel în analiza CFD au fost introduse numai axul rotorului (creat în AnsysDesign Modeler) şi cele 3 pale preluate din geometria creată în SolidWorks.

Urmează crearea domeniilor fluide: mesh-ul final al modelului are 715944 noduri şi4067376 elemente.

Parametrii care definesc limitele sunt: Analiză Transient

La nivelul Intrării ( Inlet ): V0=7m/s, Turbulenţa de mică intensitate =1%

La nivelul ieşirii (Outlet ): Presiunea relativa = 0Pa

Fluidul este aer la 25oC

Axa de rotaţie: globală X

Modelul de curgere: k-ε

Transferul de căldură: izotermal, 25 oC

Intervalul de timestep: unghi de 5 grade.

Fig.4.7. Domeniile şi geometria pentru analiza CFD


45/65


45

Analiza CFD 3D a fost realizată cu scopul de a oferi datele pentru preîncărcarea structuriiîn analiza structurală. În Fig.4.8. se pot vedea presiunile pe pale şi vitezele în planul ecuatorial.

Fig.4.8. Domeniul rotativ. Presiuni pe pale şi viteze ale vântului în planul ecuatorial.

4.2.5. Analiza structurală statică

In cadrul acestei analize se urmaresc deformatiile si solicitarile in structura. Analiza se

relizeaza individual pentru fiecare timestep din analiza CFD, astfel, putandu-se evalua, la o

anumita pozitie unghiulara, ce modificari structurale apar.

In Fig.4,9. sunt reprezente suprafetele corespunzatoare analizei CFD si cupla cilindrica (cu

toate miscarile fixe) de la baza axului.

Fig.4.9. Cuplele şi încărcările aplicate pe

structură.

Fig.4.10. Presiuni importate pe structură,

corespunzătoare timestep-ului 72.

Fig.4.11. Deformaţii datorate forţelor aerodinamice, corespunzătoare timestep-ului 72.


46/65


46

Prin legarea modulelor de CFD si Static structural din Ansys, s-a realizat importul

presiunilor pe suprafata (Fig.4.10.).

Rezultatele analizei arată o deplasare de maximum 1.8574E-004 m la nivelul unei pale, iarun minim de 0 m, la nivelul cuplei cilindrice de pe ax.

4.2.6. Analiza structurală tranzitorie - dinamică

Este următorul pas în analiză şi are ca scop studiul defor maţiilor care apar în structură subefectul forţelor aerodinamice, inerţiale şi centrifuge. De asemenea permite studiul influenţeiforţelor aerodinamice asupra vibraţiilor structuii.

Fig.4.12. Sucesiunea etapelor şi legătura dintre module (exemplu)

4.2.7. Analiza modală - structurală în stare dezechilibrată.

În acest subcapitol este studiat efectul dezechilibrării rotorului. Oricât de bine ar fiechilibrat acesta, într -un prototip real va exista cu siguranţă un mic dezechilibru.

În simulare acesta poate fi realizat sau prin marirea grosimii uneia dintre pale, sau prinschimbarea densitatii materialului pentru o pala.

4.2.8. Analiza vibraţiilor torsionale.

Una din principalele probleme la rotor este apariţia unor vibraţii torsionale. Astf el, s-astudiat efectul acestora în softul SimulationX, printr-o analiză simplificată, de tip 1D. Analiza aavut ca parametru de intrare momentul variabil la axul rotorului, datorat forţelor aerodinamice,importat din analizele prezentate anterior, la care a fost adaugat elementul de ax al turbinei şi cuplajul elastic (au fost studiate două variante: cu şi fără cuplaj elastic) , Fig.4.12. Studiul are cascop analiza influenţei elementului elastic asupra atenuării vibraţiilor la nivelul axului turbinei.

Fig.4.13. Analiza vibraţiilor torsionale în SimulationX


47/65


47

Fig.4.14. Momentul importat la nivelul axului rotorului, corespunzător unei rpm=300

4.2.9. Analiza modală şi structurală prototip.

Pentru a putea valida şi compara rezultatele experimentale cu modelările virtuale, sarealizat o simulare virtuală a prototipului. În capitolul următor este descris prototipul utilizat.

4.3. CONCLUZII ŞI CONTRIBUŢII

4.3.1. Concluzii

Cercetările numerice complexe au dus la mai multe concluzii, dintre care:1. Asupra modurilor proprii de vibraţie ale structurii o mare importanţă o au geometria şi

materialele utilizate. Dacă, din considerente aerodinamice, la geometrie nu se poate interveni,atunci aleger ea materialului este decisivă.

2. Frecvenţele proprii ale structurii trebuie atent studiate pentru a nu intra în fenomenul derezonanţă cu structura-suport a turbinei eoliene.

3. Este necesar, atât studiul rotorului simplu, cât şi al întregului ansamblu r otor – stâlp desusţinere.

4.3.2. Contribuţii

Cercetările numerice au condus la mai multe contribuţii, dintre care:1. Analiza 2D a profilului aerodinamic şi a rotorului la nivelul planului ecuatorial 2. Modelarea CAD 3D a modelului turbinei (în varianta completă şi în varianta simplificată

pentru analiza CFD)

3. Efectuarea analizei modale a turbinei, atât la scara 1:1, cât şi pentru modelul redus lascară. Analiza modală are ca şi etape studiul frecventelor şi modurilor proprii ale structurii, dar şianaliza frecvenţelor atunci, când structura este încărcată.

4. Realizarea şi interpretarea diagramei Campbell.

5. Analiza modală cu încărcările preluate din modelul structural, încărcat cu forţeleaerodinamice rezultate în urma simulării CFD.

15.00

20.00

25.00

30.00

35.00

40.00

45.00

0.00 100.00 200.00 300.00 400.00

M o m e n t [ N m ]

θ [grade]


48/65


49/65

5. Cercetări experimentale proprii

49

5. CERCETĂRI EXPERIMENTALE PROPRII

5.1. CONSIDERAŢII PRIVIND METODELE EXPERIMENTALE IMPLICATE ÎNEFECTUAREA MĂSURĂTOR ILOR

5.1.1. Aspecte generale

În vederea efectuării unor teste de mare precizie şi totodata utilizabile în validarearezultatelor modelării numerice, autoarea a ales două metode optice ultramoderne de mar e

precizie.

Ambele metode, după cum se va vedea în continuare, oferă posibilitatea efectuării unormasurători atât în condiţii statice, quasi-dinamice şi dinamice de încărcare.

În cazul de faţă, datorită variaţiei momentului rezultant la nivelul axului turbinei întrelimitele Mmin – Mmax, după un ciclu oscilant, solicitările palelor dar şi ale întregului sistem devin

deosebit de complexe.Din modelarea numerică au rezultat, atât solicitările, cât şi deformaţiile palelor, iar

metodele experimentale propuse vor avea rolul de a valida aceste rezultate numerice.

Standurile originale concepute de autoarea tezei vizează efectul forţelor de inerţie asupra palelor în timpul antrenării forţate a turbinei, precum şi comportamentul real al turbinei într -untunel aerodinamic.

În vederea conceperii unui model redus la scară cât mai precis, se poate utiliza în loculTeoriei Similitudinii, metoda denumita Analiza Dimensională.

După cum se va vedea în continuare Analiza Dimensională utilizează un număr redus de

parametri globali, care se obţin printr -o serie de operaţii matematice cu factorii de scală aiTeoriei Similitudinii clasice. În consecinţă, efectuarea unui număr relativ mic de incercări permite, pe baza utilizării acestor parametri globali, preconizarea rezultatelor altor încercări multmai complexe.

5.1.2. Video Image Correlation (VIC-3D)

De fapt această metodă, a Corelării Digitale a Imaginilor (Digital Image Correlation - DIC)denumită şi Video Image Correlation (VIC), reprezintă la ora actuală una deosebit de eficientă şide mare perspectivă.

Astfel, în vederea efectuării unor investigaţii experimentale de mare precizie (de ordinulmicrometrilor m /micronilor/), cu magnitudini variind de la câţiva microni la câţiva cm şi

totodată a monitorizării simultane a unor suprafeţe relativ mari din structurile supuse analizei, afost dezvoltată metoda Corelării Digitale a Imaginilor (DIC/VIC).

În cazul de faţă se va prezenta sistemul produs de compania ISI-Sys GmbH, Kassel,Germania, având soft-ware de la Correlated Solutions, USA [51, 69, 70].

În principiu, metoda este bazată pe utilizarea imaginilor înregistrate simultan de către douăcamere video, care asemănător ochiului uman, vor oferi o imagine spaţială a obiectului analizat.

Părţile principale ale sistemul VIC-3D (varianta, care permite monitorizarea câmpului de

deplasări şi de deformaţii în spaţiu /3D/) sunt: două camere video de înaltă rezoluţie, montate peun trepied rigid, prin intermediul unei traverse de Aluminiu de asemenea f oarte rigidă (fig. 5.1).


50/65


50

Cele două camere vor fi dispuse pe traversă astfel, încât să privească obiectul analizat pecât posibil sub aceleaşi unghiuri (evident, simetric dispuse).

În prealabil, obiectul analizat va fi vopsit (dat cu spray) în vederea obţ inerii unor pete cudimensiuni, formă şi distribuţie aleatoare, care pe fundalul culorii iniţiale a corpului, vor asiguraun bun contrast şi o identificare ulterioară uşoară ale acestora.

Cu ajutorul unui etalon special se reazizeaza calibrarea acestor camere video (fig. 5.2).

Acest etalon este constituit dintr-un set de puncte calibrate şi dispuse la distanţe de asemenea bine-definite.

În timpul procesului de calibrare, etalonul va fi poziţionat în spaţiu la nivelul suprafeţeiobiectului analizat şi (etalonul) va efectua rotiri discrete, atât în planul orizontal, cât şi vertical,iar cele două camere video vor înregistra toate aceste poziţii distincte.

În continuare aceste imagini de la calibrare sunt analizate în program, care efectueazăcalibrarea propriu-zisă a sistemului de camere stereo şi determină totodată şi precizia demăsurare a sistemului optic astfel asamblat (Fig.5.1.).

Fig.5.1. Elemente de bază ale sistemului VIC-3D

Fig.5.2. Diferite imagini de calibrare de de la ambele camere [70, 73, 77]

5.1.3. ESPI-Shearography (Electronic Speckle Pattern Interferometry,

Shearography)

De fapt acest sistem optic poate fi considerat drept o variantă utilizabilă în condiţiiindustriale ale Interferometriei Holografice, deoarece prin soft-ware-ul îşi poate asiguraeliminarea deplasărilor de corp rigid, datorate mai cu seamă efectelor nedorite ale vibraţiilor

produse în mediul înconjurător. În cazul de faţă se va prezenta sistemul produs de compania ISI-Sys GmbH, Kassel,

Germania.


51/65


51

Schema de principiu a montajului optic de la sistemul ESPI -Shearography (ESPI -

Electronic Speckle Pattern I nterferometry, Shearography-metodă optică bazată pe translatareaimaginii/ shearing/) este redată în figura 5.2.

Fig. 5.2. Schema de principiu a montajului optic la ESPI/Shearografie [70]

Sursa de lumină coerentă (provenită de la laser, aici: diodă laser de mW 100 ) iluminează

suprafaţa corpului/obiectului opac.

Fiecare punct21

, P P al suprafeţei corpului acţionează (lucrează) ca o oglindă minusculă şi

reflectă lumina incidentă în toate direcţiile. O parte din lumina reflectată ajunge la interferometrul Michelson, unde, prin intermediul

cubului divizor CD (sau „Beam-splitter”- semioglindă) şi a celor două oglinzi („Sheare Mirror”

şi Phase Shift Mirror”) ajunge la nivelul planului imaginii (reprezentat de planul focal, fie al unuiaparat foto clasic, fie al unei camere CCD).

Prin rotirea fină a oglinzii „Sheare Mirror” cu unghiul 2/ s

, două puncte ale obiectului

21, P P , situate iniţial la distanţa

x („Shear Amont”/cantitate de translatare a imaginii) ajung să

se suprapune într -un singur punct P din planul imaginii.Astfel, fasciculele de lumină aferente celor două puncte vor interfera în planul focal al

imaginii.

Printre caracteristicile metodei ESPI/Shearograpahy se pot menţiona: Oferă câmpul de deplasări în domeniul 2/....0 cu precizie de cca. nm25...20 , unde

nm630 este lungimea de undă a sursei de lumină utilizată, care de obicei este o diodă laser

cu lumină în roşu;Permite investigarea, atât în plan, cât şi în spaţiu a acestor deplasări; Poate fi aplicată fenomenelor statice, cvasi-dinamice, respectiv dinamice; în acest ultim

caz nu numai fenomene periodice (vibraţii staţionare), dar şi aperiodice (de tipul unor şocuri) potfi urmărite si analizate;

Suprafaţa care se poate monitoriza depinde, atât de caracteristicile montajului optic, cât şide puterea surselor de iluminare;

Împreună cu metoda VIC practic asigură acoperirea cca. a 85..90% din cerinţele

investigaţiilor experimentale (câmpurile de deplasări şi de deformaţii) din aplicaţiile uzualeinginereşti.


52/65


52

5.1.4. Analiza dimensională, instrument de facilitare a măsurătorilor

5.1.4.1. Similitudine dimensională

Un model este similar din punct de vedere dimensional cu prototipul lui, dacă şi numai

dacă pentru cele două sisteme fizice toate variabilele a-dimensionale sunt identice atât din punctul de vedere constructiv, cât şi din cel al mărimii. În caz contrar, nu avem similitudineadimensională a modelului cu prototipul. Trebuie reţinut faptul că, o similitudine geometrică nureprezintă nici condiţia necesară şi nici aceea suficientă pentru a avea o similitudinedimensională.

5.1.4.2. Factorul de scală

Factorul de scară se referă întotdeauna la o variabilă fizică concretă, cum ar fi spreexemplu: factorul de scară al densităţii. În consecinţă, avem atâtea factori de scară, câte mărimi

fizice (variabile fizice) avem. Nu avem noţiuni, ca „factorul de scară al modelului” sau „factorulde scară al prototipului”!

Prin definiţie, Factorul de scară al unei variabile fizice este raportul mărimilor variabileiaferente modelului şi a prototipului.

Astfel, spre exemplu, avem Factorul de scară a lungimii:

1

2

L

LS L , unde

2 L şi 1L reprezintă lungimea modelului, respectiv a prototipului.

Trebuie menţionat faptul că, întotdeauna în numărător avem valoarea aferentă modelului,iar la numitor: aceea aferentă prototipului

5.1.4.3. Legea modelului

Legea modelului este o relaţie sau un set de relaţii, stabilit (stabilite) între Factorii de scarărelevante aferente unui caz concret de modelare. Există exact atâtea relaţii în legea modelului,câte variabile a-dimensionale avem. În consecinţă, Legea modelului este constituită/formatădintr-un număr de relaţii.

5.1.4.4. Categorii de variabile

În orice (experiment de) modelare există trei categorii distincte de variabile fizice: • Categoria 1: valoare acestei variabile (sau valorile acestor variabile) fie că sunt

cunoscute a priori (dinainte), fie că se pot alege liber;• Categoria 2: Valoarea acestei variabile este determinată printr -o Lege relevantă/adecvată

a modelului;

• Categoria 3: Valoarea acestei variabile se obţine prin măsurători efective pe model

5.1.5. Concluzii privind eficienta metodelor experimentale propuse

Din prezentarea succinta a met

Date post:	07-Aug-2018
Category:	Documents
Upload:	marin101993
View:	213 times
Download:	0 times

IonescuDora_v2

Documents