Profilentwurf für eine small scale vertical axis Windturbine

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Profilentwurf für eine small scale vertical axis
Windturbine
Ausarbeitung zum Profilentwurfsseminar
von
cand. aer. Matthias Arnold
Matrikel-Nr. 2351171
durchgeführt am
Institut für Aerodynamik und Gasdynamik
der Universität Stuttgart
Stuttgart, im Wintersemester 2010/2011
Matthias Arnold
Inhaltsverzeichnis
Abbildungsverzeichnis
i
1 Anwendungsbereich einer small scale vertical axis windturbine
1
2 Zielsetzung dieser Arbeit
2.1 Geometrie der untersuchten VAWT . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2.2 Leistungsprofil der untersuchten VAWT mit Referenzprofil NACA0018 . . . . . . . . .
2.3 Anforderungen an das Profil . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2
2
2
3
3 Referenzprofil
3.1 NACA 00xx . . . . . . .
3.2 SNL 00xx/yy . . . . . .
3.3 Canstein . . . . . . . . .
3.4 gewähltes Referenzprofil
4
4
5
5
6
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4 Theory der virtuellen Wölbung
7
5 Profilentwurf
5.1 Profilvorentwurf . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.2 laminare Ablösung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.3 Ergebnis des Profilentwurfsprozesses . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
8
8
9
11
6 Bewertung des entworfenen Profils
13
7 Fazit
16
Profilentwurfsseminar WS10/11
i
Matthias Arnold
Abbildungsverzeichnis
1.1
HAWT und VAWT im Vergleich . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1
2.1
Leistungskennlinie bei v1 = 8m/s für die VAWT mit NACA0018-Profilen . . . . . . . .
3
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
NACA 00xx-Profilreihe .
NACA 0015 Polare . . .
NACA 0018 Polare . . .
SNL 00xx/yy-Profilreihe
Canstein-Profil . . . . .
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4
4
5
5
6
4.1
virtuelle Wölbung am Beispiel des NACA 0018 - links geometrische Kontur, rechts
aerodynamische Kontur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
7
5.1
5.2
5.3
5.4
5.5
5.6
Eingabedaten zum Profilvorentwurf . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
reibungsfreie Geschwindikgeitsverteilung des Vorentwurfs . . . . . .
Profilpolare des Vorentwurfs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Profilpolare des Vorentwurfs mit Turbulator bei 50 % . . . . . . . . .
Eingabedaten zum Profilentwurf . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
reibungsfreie und reibungsbehaftete Geschwindikgeitsverteilung für
Re = 115 · 103 des Profilentwurfs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
reibungsfreie und reibungsbehaftete Geschwindikgeitsverteilung für
Re = 115 · 103 des Profilentwurfs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
5.7
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αAoA
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αAoA
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= 0◦ und
. . . . . .
= 7◦ und
. . . . . .
. 9
. 9
. 10
. 10
. 11
. 12
. 12
6.1
6.2
6.3
ca -cw -Polare des Entworfenen Profils im Vergleich zum Referenzprofil . . . . . . . . . 13
Leistungsbeiwert der Turbine mit MA-SVAWT018 und NACA0018 Profilen . . . . . . 14
ca -cw -Polare des Entworfenen Profils im Vergleich zum Referenzprofil bei turbulenter
Anströmung mit nkrit = 3 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15
7.1
Profilgeometrie des MA-SVAWT018 und NACA0018 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16
ii
Matthias Arnold
1 Anwendungsbereich einer small scale vertical
axis windturbine
Auch in unserer modernen vernetzen Welt, ist nicht überall elektrischer Strom aus der Steckdose
verfügbar. Beispielsweise auf Segeljachten oder in Gartenanlagen, ist es nicht möglich, den Strom
durch Kabel an den Verbrauchsort zu führen und aufgrund der Einsatzzeiten ist es ebenso nicht
möglich, den Energiebedarf auf Basis eines reinen Batterie Ansatzes zu gewährleisten. Hier greifen
Kleinwindkraftanlagen in Batterielader- bzw. Inselnetz-Konfiguration.
Für diese gibt es 2 verbreitete Ansätze: Horizontalachs- (HAWT, s. Abb. 1.1 links) und VertikalachsAnlagen (VAWT, s. Abb. 1.1 rechts). Vergleicht man diese Ansätze, so fällt auf, dass die VAWT
bei gleicher Leistung, durch eine geometrisch optimalere Kontur, kleinere äußere Abmessungen
aufweist. Zusätzlich weißt die HAWT gegenüber der VAWT aufgrund der erforderlichen Windnachführung eine deutlich höhere Anzahl von Gelenken bzw. bewegten Teilen auf, was zu einem größeren
Wartungsaufwand bzw. zu einem erhöhten Fehlerpotential führt.
Abbildung 1.1: HAWT und VAWT im Vergleich
1
Matthias Arnold
2 Zielsetzung dieser Arbeit
Es soll ein Profil für eine VAWT entwickelt werden. Diese soll zur Leistungsklasse 150W gehören und
in straight bladed H-Rotor Bauweise ausgeführt sein. Aufgrund der möglichen Einsatzbereiche der
Turbine soll die Anlage dabei auf mittlere bis niedrige Windgeschwindigkeit ausgelegt sein und niedrige
Schallemissionen, dargestellt durch eine moderate Blattspitzengeschwindigkeit, aufweisen. Zusätzlich
soll die Anlage eine gute Resistenz gegen Verschmutzung aufweisen. Aus den Anforderungen der
statische und dynamische Festigkeit ergibt sich für die Rotorblattprofil eine erforderliche Mindestdicke,
auf die im Entwurfsprozess ebenfalls geachtet werden soll.
2.1 Geometrie der untersuchten VAWT
Für die VAWT werden folgende Betriebsparameter definiert:
Auslegungswindgeschwindigkeit
Auslegungsschnelllaufzahl
Nennleistung
Anlaufunterstützung
Anzahl der Rotorblätter
Profiltiefe der Rotorblätter
Länge der Rotorblätter
Radius des Rotors
Blattspitzengeschwindigkeit
Rotordrehzahl
vrated
7m/s
λA
4
Prated
150W
Savonius
zBlatt
3
tBlatt
7.5cm
hBlatt
1m
rtip
1m
vtip
28m/s
nrated 267rpm
2.2 Leistungsprofil der untersuchten VAWT mit Referenzprofil
NACA0018
Auf Basis der obigen Geometriedefinitionen wurde auf Basis des double-multiple-streamtube-Modell
die Leistungskennlinie bei Auslegungswindgeschwindigkeit bestimmt. Dieses Modell ist vergleichbar
mit der bekannteren Blatt-Element-Methode für HAWT. Die Turbine wird dabei in einzelne Abschnitte
zerlegt, für die jeweils die lokalen Euler- bzw. Navierstokes-Gleichungen löst. Dabei werden tabellierte
Profildaten verwendet. Im Vergleich zu realen Messdaten derartiger Anlagen liegen die Ergebnisse
des double-multiple-streamtube-Modell höher. Dennoch ist es gut geeignet, um einen Eindruck des
stationären Anlagenverhaltens, sowie um Vergleiche zwischen verschieden Konfigurationen zu ziehen.
Die Leistungskennlinien sind für das Referenzprofil NACA0018, wie in Abschnitt 3 beschrieben, in
den Konfigurationen clean und tripped mit natürlicher Transition bzw. einem Turbulator bei 5% der
Profiltiefe berechnet worden. Diese 2 Konfigurationen stellen den Vergleich zwischen sauberen und
hochgradig verschmutzten Rotorblätter dar. Dargestellt sind die Ergebnisse in Abb. 2.1.
2
Matthias Arnold
0.6
NACA0018 − clean
NACA0018 − tripped (5%)
Betz−Limit: c ≈ 0.59
P
0.5
c
P
0.4
0.3
0.2
0.1
0
0
1
2
3
4
λ
5
6
7
8
Abbildung 2.1: Leistungskennlinie bei v1 = 8m/s für die VAWT mit NACA0018-Profilen
2.3 Anforderungen an das Profil
Aus den Daten in 2.1 ergeben sich als Anforderungen an das Profil die in folgender Tabelle dargestellten
Werte:
Anforderung
Strömungsmedium
Entwurfsreynoldszahl
Entwurfsmachzahl
Breite der Laminardelle
0-Auftriebswiderstand
geometrische Anforderung
Stallwinkel
Stallverhalten
Verhalten gegen Verschmutzung
Profildicke
Luft
ReDesign 115 · 103 . . .190 · 103
M aDesign
0.06 . . . 0.11
∆α
≥ (±8°)
möglichst klein
quasi symmetrisch (s. 4)
αmax
≥ 10°
sanft, ohne Sprünge im cA
unempfindlich
d/t
≈ 18 %
Relevanz
+
+
+
0
+
+
0
Diese Anforderungen weisen für die Funktion der VAWT eine unterschiedliche Relevanz auf. Diese
ist mit “-” für niedrige, “0” für neutrale und “+” für hohe Relevanz gekennzeichnet. So ist die
Entwurfsreynoldszahl aufgrund ihres niedrigen Wertes und hohen Einflusses auf den Widerstand als
unbedingt einzuhalten anzusehen, während die Entwurfsmachzahl nur informativen bzw. empfehlenden
Charakter hat, da der Wert kleiner als die Kompressibilitätsgrenze ist.
3
Matthias Arnold
3 Referenzprofil
Für den hier untersuchten Einsatz- bzw. Leistungsbereich an VAWT sind keine speziell entworfenen
Profile frei verfügbar. Aus diesem Grund werden hier 3 Vergleichsprofile bzw. Profilreihen vorgestellt,
deren Einsatzzweck mit dem hier vorliegenden verwandt sind.
3.1 NACA 00xx
Die NACA 00xx-Profilreihe, dargestellt in Abb. 3.1, ist im Bau von small scale VAWT aufgrund der
guten Verfügbarkeit von Daten und ihrer Bekanntheit weit verbreitet. Hierbei sind insbesondere auf
das NACA0015 und NACA0018 hinzuweisen. Die Polaren dieser Profile sind in Abb. 3.2 bzw. 3.3
dargestellt.
Allerdings sind diese Profile nicht für den vorliegenden Reynoldszahlenbereich und nicht als Laminarprofile entworfen, so dass hier noch Verbessungspotential zu erwarten ist.
0.15
NACA 0015
NACA 0018
NACA 0021
0.1
0.05
0
−0.05
−0.1
−0.15
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1
Abbildung 3.1: NACA 00xx-Profilreihe
Abbildung 3.2: NACA 0015 Polare
4
Matthias Arnold
Abbildung 3.3: NACA 0018 Polare
3.2 SNL 00xx/yy
Nicht so weit verbreitet wie die NACA-Reihe ist die vom Sandia National Laboratory entwickelten
Laminarprofilreihe SNL 00xx/yy, dargestellt in Abb. 3.4. Diese Profile wurden speziell für den Einsatz
in MegaWatt bzw. MultiMegaWatt Darrieus-VAWT entwickelt. Dementsprechend sind sie nicht für den
hier vorliegenden Reynoldszahlenbereich entworfen, sondern für den Bereich von Re = 1 · 106 . . . 2 · 106 .
0.15
SNL 0015/47
SNL 0018/50
SNL 0021/50
0.1
0.05
0
−0.05
−0.1
−0.15
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1
Abbildung 3.4: SNL 00xx/yy-Profilreihe
3.3 Canstein
Das Canstein-Profil bzw. der Canstein-Rotor ist ein sehr unkonventioneller Profilentwurf, der durch
experimentelle Untersuchungen an small scale VAWT entwickelt wurde. Es handelt sich hierbei um
ein durchströmtes Profil wie in Abb. 3.5 dargestellt. Da keinerlei Patentprobleme mit diesen Profilen
vorliegen, der Selbstanlauf der VAWT garantiert ist und das Profil absolut unempfindlich gegen
Verschmutzung ist, ist dieses Profil bei Eigenbaurotoren sehr beliebt. Dennoch wurden bisher noch
keine umfangreichen Untersuchungen hinsichtlich Profilpolaren an diesem Entwurf durchgeführt, da
diese nur mit großem CFD-Aufwand oder Experimenten durchgeführt werden können.
Für den hier vorliegenden Vergleich ist es jedoch nicht geeignet, da es den auftriebsgetriebenen H-Rotor
in einen widerstandsgetriebenen Kreuzschalen-Rotor wandelt, so dass keine Auslegungsschnelllaufzahl
von größer als λA = 1 erreicht werden. Dieses Profil ist hier dennoch aufgrund seiner weiten Verbreitung
im Bereich der small scale VAWT und der Vollständigkeit halber aufgeführt.
5
Matthias Arnold
Abbildung 3.5: Canstein-Profil
3.4 gewähltes Referenzprofil
Aufgrund der Verbreitung in der Anwendung von small scale VAWT wird in dieser Arbeit das
NACA0018-Profil als Referenz herangezogen. Es erfüllt dabei alle oben genannten Anforderungen, die
sich aus der Anwendung ergeben.
6
Matthias Arnold
4 Theory der virtuellen Wölbung
Analysiert man die Umströmung eines Profils in der Bewegung eines H-Rotors, so kann man erkennen,
dass aufgrund der Krümmung der Bewegungsbahn das Profil je nach x-Position mit einem anderen
Anstellwinkel angeströmt wird. Dadurch verhält sich ein symmetrisches Profil in einer VAWT als
wäre es gewölbt, obwohl diese Wölbung geometrisch nicht vorliegt, wie in Abb. 4.1 dargestellt. Diese
wird üblicherweise mit dem Begriff der virtuellen Wölbung umschrieben.
Abbildung 4.1: virtuelle Wölbung am Beispiel des NACA 0018 - links geometrische Kontur, rechts
aerodynamische Kontur
Um diesem Effekt entgegen zu wirken, ist es erforderlich dem Profil entlang seiner Bewegungsbahn
eine zusätzliche Wölbung geometrisch hinzu zu fügen. Entspricht diese zusätzliche Wölbung der
Kreisbahn der Bewegung, so verhält sich das Profil in erster Näherung entsprechend einem homogen
Angeströmten und es kann mit den klassischen 2D-Berechnungsverfahren simuliert werden.
Nicht korrigiert werden können mit dieser Theory jedoch asymmetrische Einflüsse auf die Grenzschicht,
die sich aus der unterschiedlichen Lauflänge, hervorgerufen durch die unterschiedlichen Radien der
Innen- und Außenseite, ergeben. Dennoch kann die Berechenbarkeit von Profilen für eine VAWTBewegung in akzeptabler Genauigkeit erreicht werden.
7
Matthias Arnold
5 Profilentwurf
Der Entwurf des Profils wurde mit dem Programm “PROFIL06” von Prof. Eppler durchgeführt.
Hierzu wurde der Entwurfsprozess in 2 Hauptabschnitte untergliedert:
1. Vorentwurf zur Erfüllung der aerodynamischen Grundanforderungen
2. Verfeinerung des Entwurfs zur Optimierung der aerodynamischen Güte
Für die abschließende Bewertung der Profile wurde im Gegensatz zum Entwurf die Berechnung
der Eigenschaften nicht mit dem Programm von Prof. Eppler durchgeführt. Hierfür wurde auf das
Programm Xfoil von Mark Drela zurückgegriffen. Die Entscheidung hierfür wurde auf Basis der zur
Verfügung stehenden Informationen zur Berechnung gefällt. Während bei Xfoil in der Dokumentation
detailliert ausgeführt wird, in welchem Umfang die Blasen die Lösung beeinflussen, ist dies bei Eppler
nicht eindeutig.
5.1 Profilvorentwurf
Bei der Durchführung des Profilvorentwurfs wurden nur die aerodynamischen Grundanforderungen
berücksichtigt. Hierbei wurde durch die Modellierung der Saugspitze an der Profilvorderkante sowie des
Hauptdruckanstieges das Stallverhalten insofern beeinflusst, dass das Grenzschichtprofil auf Saug- und
Druckseite bis zu einem Anstellwinkel α ≥ 10 ° über einen großen Bereich des Profils noch nicht abgelöst
ist. Desweiteren konnte durch die Wahl eines geeigneten Druckrückgewinnungsbeiwerts ω = ω̄ sowie
ausreichend großer α? -Werte die Dicke des Profils mit ca. d/t = 18 % auf die aus statischen Gründen
geforderte Profildicke angepasst werden. Hierbei wurde bewusst auf die Verwendung der verfügbaren
Hinterkanteniteration verzichtet, um die Umsetzung der Eingaben hin zum gewünschten Profil und
Druckbeiwertverlauf direkter beeinflussen zu können. Als ersten Schritt zur Profiloptimierung wurde
hier bereits die Geometrie des Hauptdruckanstiegs zu einer leicht konvexen Form angepasst, wodurch
sich eine Verbesserung des Bereichs mit abgelöster Grenzschicht ergibt.
Die daraus resultierenden Eingaben in das Entwurfsprogramm sind in Abb. 5.1 aufgeführt. Daraus
ergibt sich die Druckverteilung für das Profil wie in Abb. 5.2 dargestellt, sowie die mit dem EpplerCode berechneten Profilpolaren für das glatte Profil bzw. mit einem Turbulator bei 50 % der Profiltiefe
in Abb. 5.3 bzw. 5.4 dargestellt.
8
REMO1
TRA1
TRA1
TRA1
TRA1
RAMP
TRA2
1
1
1
1
1
Matthias Arnold
∗P@1P@2ROFILVORENTWURF
21 0 . 0 2 1 . 5 0 . 2 5 22 0 . 5 2 2 . 5 1 23 2 2 3 . 5 3 24 4
2 4 . 5 5 25 6 2 5 . 5 7 26 8 . 0 2 6 . 5 9 0 10
3 3 . 5 −10 34 −9 3 4 . 5 −8 35 −7 3 5 . 5 −6 36 −5 3 6 . 5 −4
37 −3 3 7 . 5 −2 38 −1 3 8 . 5 −0.5 39 −0.25 60 −0.0
10 4 10 4
2 . 5 23 2 −0.5 0 . 6 5 2 . 5 23 2 −0.5 0 . 6 5
Abbildung 5.1: Eingabedaten zum Profilvorentwurf
Abbildung 5.2: reibungsfreie Geschwindikgeitsverteilung des Vorentwurfs
5.2 laminare Ablösung
Beim Vorentwurf wurde noch wenig Rücksicht auf das Auftreten von laminaren Ablöseblasen in der
Grenzschicht gelegt. Diese wurden zwar in der Rechnung, nicht jedoch im Entwurfsprozess beachtet.
Laminare Ablöseblasen treten auf, wenn eine laminare Grenzschicht einen Druckanstieg überwinden
muss und erhöhen den Profilwiderstand zum Teil deutlich. Diese Blasen können auf verschiedene
Arten detektiert werden. Die verbreitetste ist dabei die Analyse des Grenzschichtformbeiwerts H12 .
Nimmt dieser im Bereich einer laminaren Grenzschicht einen Wert von
H12 ≥ 4.03
δ1
H12 =
δ2
an, wobei δ1 die Verdrängungsdicke und δ2 die Impulsverlustdicke der Grenzschicht beschreibt, so
kommt es zu Ablösung.
Soll auf die integrale Beschreibung der Grenzschicht verzichtet werden, so kann das Kriterium nach
Stratford zur Abschätzung der Lage von Laminarblasen verwendet werden, dargestellt durch den
9
Matthias Arnold
Abbildung 5.3: Profilpolare des Vorentwurfs
Abbildung 5.4: Profilpolare des Vorentwurfs mit Turbulator bei 50 %
Zusammenhang
"
1−
U (x)
U0
2 #1/2
d
(xA − xf )
dx
"
U (x)
U0
2 #
= −0.102
wobei U0 das Geschwindigkeitsmaximum und δ20 die Impulsverlustdicke am Ort x0 beschreibt und
xf die Koordinate einer virtuellen ebenen Platte, deren Grenzschicht bis zum Ort x0 die gleiche
Impulsverlustdicke aufweist wie die dort vorliegende. Unter der Annahme, dass die Übergeschwindigkeit
bis x0 konstant ist, wird dabei xf = 0 und xA beschreibt den Ort der Ablösung von der Nasenkante
aus.
"
"
#1/2
#
U (x) 2
d
U (x) 2
xA · 1 −
·
= −0.102
U0
dx
U0
Unter Verwendung dieser Kriterien konnte das Profil weiter optimiert werden, so dass der zusätzliche
Widerstand durch die laminaren Ablöseblasen minimiert wurde. Hierbei war es jedoch nicht möglich,
die Ablöseblasen vollständig zu unterbinden, da dabei die übrigen Anforderungen an das Profil wie
Stallfestigkeit und Profildicke verletzt wurden. Demgemäß konnte die Geometrie der Blasen sowie des
lokalen Druckverlaufs dergestalt angepasst werden, dass der zusätzliche Blasenwiderstand reduziert
wurde.
10
Matthias Arnold
5.3 Ergebnis des Profilentwurfsprozesses
Aus den obigen Überlegungen zum Profilvorentwurf und den Laminarblasen konnte das Profil weiterentwickelt werden, so dass der Profilwiderstand abnimmt. Dabei wurden alle übrigen Anforderungen
eingehalten. Die dafür notwendigen Eingaben für das Profilentwurfsprogramm sind in Abbildung 5.5
aufgeführt.
Hierbei wurde im Vergleich zum Vorentwurf der cP -Beiwert über eine längere Laufstrecke auf einem
niedrigen Wert gehalten. Durch diesen Schritt reduziert sich die Konvexität der Saugspitze für höhere
Anstellwinkel deutlich. Dadurch ergibt sich zwar für niedrige Anstellwinkel eine stärker ausgebildete
Laminarblase, jedoch für höhere Anstellwinkel eine deutlich schwächere. Die daraus resultierenden
Geschwindigkeitsverteilungen sind in Abbildung 5.6 und 5.7 dargestellt. Deutlich zu erkennen ist
dabei der fast lineare Anstieg des Druckes für αAoA = 7◦ auf der Saugseite des Profils. Somit kann
die maximale Gleitzahl als ca/cw auf Kosten des 0-Auftriebwiderstandes erhöht werden.
REMO1
TRA1
TRA1
TRA1
TRA1
TRA1
TRA1
TRA1
RAMP
TRA2
ENDE
∗P@1MA−SVAWT018
1 8 . 5 −1.3 1 9 . 5 −0.7 2 0 . 5 −0.05 2 1 . 5 0 . 6 5 2 2 . 5 1 . 4
23.5 2.2 24.5 3.05 25.5 3.95 26.5 4.9 27.5 5.9 28.5 6.95 29.5 8.05
0 9.2
3 0 . 5 −9.2 3 1 . 5 −8.05
3 2 . 5 −6.95 3 3 . 5 −5.9 3 4 . 5 −4.9 3 5 . 5 −3.95 3 6 . 5 −3.05
3 7 . 5 −2.2 3 8 . 5 −1.4 3 9 . 5 −0.65 4 0 . 5 0 . 0 5 4 1 . 5 0 . 7
60 1 . 3
3 2 3 2
1 2 . 5 16 2 −1 0 . 7 1 4 2 . 5 16 2 −1 0 . 7 1 4 3 0 . 8 0
1
1
1
1
1
1
1
Abbildung 5.5: Eingabedaten zum Profilentwurf
11
Matthias Arnold
Abbildung 5.6: reibungsfreie und reibungsbehaftete Geschwindikgeitsverteilung für αAoA = 0◦ und
Re = 115 · 103 des Profilentwurfs
Abbildung 5.7: reibungsfreie und reibungsbehaftete Geschwindikgeitsverteilung für αAoA = 7◦ und
Re = 115 · 103 des Profilentwurfs
12
Matthias Arnold
6 Bewertung des entworfenen Profils
Im direkten Vergleich der ca -cw -Polare zwischen dem hier entworfenen Profil MA-SVAWT018 und
dem Referenzprofil NACA0018, wie in Abbildung 6.1 dargestellt, zeigen sich für die clean Konfiguration die beim Entwurf erwarteten Verhältnisse. So weist das MA-SVAWT018 einen erhöhten
0-Auftriebswiderstand auf, besitzt jedoch auch eine höhere maximale Gleitzahl. Für höhere Reynoldszahlen steigt dieser Vorteil für das MA-SVAWT018 an.
Vergleicht man nun auch die tripped Konfiguration mit einem Turbulator bei 5% der Profiltiefe, so
ist deutlich zu erkennen, dass das NACA0018-Profil unter allen hier betrachteten und relevanten
Umströmungszuständen schlechtere Eigenschaften aufweist.
1
0.8
0.6
0.4
ca
0.2
0
−0.2
NACA0018 − Re = 115E3 − clean
NACA0018 − Re = 190E3 − clean
−0.4
NACA0018
− Re = 115E3 − tripped
NACA0018 − Re = 190E3 − tripped
MA−SVAWT018
− Re = 115E3 − clean
−0.6
MA−SVAWT018 − Re = 190E3 − clean
MA−SVAWT018 − Re = 115E3 − tripped
−0.8
MA−SVAWT018 − Re = 190E3 − tripped
−1
0.005
0.01
0.015
0.02
0.025
0.03
cw
Abbildung 6.1: ca -cw -Polare des Entworfenen Profils im Vergleich zum Referenzprofil
Auf Basis dieser Profilpolaren konnte mit dem oben beschriebenen Berechnungsverfahren für VAWT
die Leistungskurve der Turbine bestimmt werden. Diese ist in Abbildung 6.2 aufgeführt. Im Vergleich
dieser Leistungskurven ist das Verhalten der tripped Konfigurationen direkt einsichtig. Da das MASVAWT018-Profil über den gesamten Anstellwinkel- und Reynoldszahlenbereich einen niedrigeren
Profilwiderstand aufweist, ist der Leistungsbeiwert cP über den gesamten Schnelllaufzahlenbereich
höher. Der Vergleich der clean Konfigurationen erfordert im Gegensatz dazu einen höheren Analyseaufwand. Beide Profile haben einen sich entsprechenden maximalen Leistungsbeiwert zur Folge.
Jedoch weist das MA-SVAWT018 einen breiteren Bereich mit hohem Leistungsbeiwert auf. Um
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Matthias Arnold
dieses Verhalten zu erklären, ist die Unterscheidung in Luv- und Leeseite erforderlich. Dabei weist
die Luvseite über den gesamten Betriebsbereich einen höheren Anstellwinkel auf. Zusätzlich sinken die Anstellwinkel mit steigender Schnelllaufzahl. Somit tritt die Luvseite für den Bereich mit
λ ≈ 4, 5 . . . 6.5 in den Bereich der Profilpolare ein, in dem das MA-SVAWT018 eine bessere Gleitzahl
aufweist. Für eine kleinere Schnelllaufzahl treten auf der Luvseite sowohl das MA-SVAWT018 als
auch das NACA0018 in den Poststallbereich ein, so dass sich beide Profile einander entsprechend
Verhalten. Auf der Leeseite tritt das gleiche Verhalten auf, jedoch bei einer niedrigeren Schnelllaufzahl
von λ ≈ 2, 5 . . . 4. Somit weist die Turbine mit dem MA-SVAWT018-Profil in diesem Bereich ebenfalls
einen höheren Leistungsbeiwert auf. Steigert man die Schnelllaufzahl, so treten sowohl die Luv- als
auch die Leeseite in den Bereich des erhöhten 0-Auftriebswiderstandes ein. Daraus resultierend sinken
die maximalen Drehzahlen der Turbine leicht ab.
0.6
0.5
MA−SVAWT018 − clean
MA−SVAWT018 − tripped
NACA0018 − clean
NACA0018 − tripped
Betz−Limit
cP
0.4
0.3
0.2
0.1
0
0
1
2
3
4
λ
5
6
7
8
Abbildung 6.2: Leistungsbeiwert der Turbine mit MA-SVAWT018 und NACA0018 Profilen
Ein weiterer Vergleich der Profileigenschaften ergibt sich aus der Betrachtung der Durchströmung der
Turbine. So bewegt sich die Leeseite immer im Nachlauf der Luvseite. Daraus resultiert eine turbulentere Anströmung, die für den hier gezogenen Vergleich durch eine Absenkung der Grenzschichtstabilität
von nkrit = 9 auf nkrit = 3 simuliert wird. Die sich daraus ergebenden Profilpolaren sind in Abbildung
6.3 dargestellt. Durch die erhöhte Instabilität der Grenzschicht, bilden sich schwächere Laminarblasen
aus. Somit sinkt der Widerstand der Profile ab. Da jedoch weiterhin Laminarblasen auftreten, bleibt
das Verhalten aller Profilpolaren grundsätzlich gleich. So weist das MA-SVAWT018 weiterhin einen
höheren 0-Auftriebswiderstand und eine höhere maximale Gleitzahl auf. Jedoch sinkt der Vorteil des
NACA0018-Profils für den 0-Auftrieb ab.
14
Matthias Arnold
1
0.8
0.6
0.4
ca
0.2
0
−0.2
NACA0018 − Re = 115E3 − n krit = 9
NACA0018 − Re = 190E3 − n krit = 9
−0.4
MA−SVAWT018
− Re = 115E3 − n krit = 9
MA−SVAWT018 − Re = 190E3 − n krit = 9
NACA0018
− Re = 115E3 − n krit = 3
−0.6
NACA0018 − Re = 190E3 − n krit = 3
MA−SVAWT018
− Re = 115E3 − n krit = 3
−0.8
MA−SVAWT018 − Re = 190E3 − n krit = 3
−1
0.005
0.01
0.015
0.02
0.025
0.03
cw
Abbildung 6.3: ca -cw -Polare des Entworfenen Profils im Vergleich zum Referenzprofil bei turbulenter
Anströmung mit nkrit = 3
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Matthias Arnold
7 Fazit
Durch die detaillierte Analyse der Anforderungen an das Profil, konnte ein neues Profil entwickelt
werden, dass bessere Eigenschaften als die bisher verwendeten aufweist. Das dabei entstandene Profil
ist in seinem geometrischen Vergleich zum bisher verwendeten NACA0018 in Abbildung 7.1 dargestellt.
Für weitere Optimierungen im Bereich der Profile für small scale VAWT ist jedoch die Anforderung
von 18% Profildicke zu validieren.
Das MA-SVAWT018-Profil ist deutlich stabiler gegen turbulente Anströmungen, sowie Oberflächenverunreinigungen als das NACA0018. Im sauberen Zustand weist es jedoch leider einen höheren
0-Auftriebswiderstand auf. Dies wird jedoch ausgeglichen durch eine höhere maximale Gleitzahl. Im
Vergleich der Festigkeitseigenschaften sind sich beide Profile resultierend aus der gleichen Profildicke
ebenbürtig.
Es kann als das Fazit aus dieser Arbeit gezogen werden, dass das neue MA-SVAWT018 dem bisherigen
NACA0018 für die Verwendung in small scale vertical axis Windturbines überlegen ist.
0.2
NACA0018
MA−SVAWT018
0.1
0
−0.1
−0.2
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1
Abbildung 7.1: Profilgeometrie des MA-SVAWT018 und NACA0018
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Profilentwurf für eine small scale vertical axis Windturbine

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