水平轴风电机组大型化发展和复杂运行环境使叶片高度非定常的流动状态更加明显,叶片会经历动态失速过程,导致更高的升力损失和疲劳载荷,并使实际功率预测不准确,因此需要发展与之相适应的动态气动评估模型。然而,用于评估翼型动态气动特性的模型主要源于直升机螺旋桨的相关研究,在风力机的应用中并未得到充分验证。同时,出于提高叶片环境适应性和增功增效的需要,流动控制附件涡流发生器应用广泛,但目前缺乏关于考虑涡流发生器影响的气动模型研究。基于建立适应大型风电叶片气动载荷预测模型和研究涡流发生器动态流动控制机制的需求,本文围绕风力机翼型及安装涡流发生器的动态失速机理进行了深入研究,采用实验测试和数值模拟相结合的方法,在空气动力学理论和动态失速半经验模型基础上,提出了涡流发生器流场控制效果的综合评估方法和适用于尾缘失速类型的风力机翼型及安装涡流发生器的动态载荷预测半经验模型。本文主要开展如下工作:为了实现翼型的动态振荡运动,独立设计搭建了翼型动态实验平台,通过伺服电机脉冲信号与信号采集设备同步触发的方法实现不同工况下翼型精确的振荡运动和流场信息采集,控制信号锁定翼型攻角亦可对翼型进行静态测试,用于与动态的对比研究。以DU91-W2-250风力机翼型为研究对象,在表面光滑和安装涡流发生器两种条件下分别进行了不同工况的测试。同时,采用数值模拟方法计算工况,对实验流场数据和高频信号进行补充分析。首先,通过静态工况研究掌握翼型失速及涡流发生器静态流动控制的特点,作为后续动态工况的参考。发现翼型在雷诺数为3×105条件下共发生轻失速和深失速两次失速。深失速会导致阻力骤增、升阻比和力矩系数骤降,翼型的压力中心改变。涡流发生器可以有效推迟翼型轻失速的发生,延长升力系数线性段的攻角范围。但涡流发生器在翼型深失速区不再有抑制分离的作用。此外,涡流发生器的安装会增加形状阻力,在设计应用涡流发生器时,应通过优化外形和安装位置减少安装带来的额外阻力。然后,在静态工况的研究结果参考下,通过光滑翼型的动态工况研究发现,动态失速主要表现出延迟效应,当攻角瞬时变化时,流场压力响应有时间滞后,边界层转捩、分离等过程明显晚于静态工况。动态失速发展过程主要概括为四个阶段:流体附着在翼型上;从翼型尾缘处出现流动分离并逐渐向前缘发展;吸力面涡逐渐向尾缘移动并脱落;流体重新附着到翼型上。其中,逆时针涡增长导致升力减小,顺时针涡增长导致升力增加。折合频率越大,动态失速越显著,翼型的非定常气动特性越明显,上仰过程的气动效率越低。翼型的气动阻尼在不同攻角范围内的正负不同,气动阻尼为负时,翼型可能会出现动态失稳。进而,将涡流发生器作为动态失速的流动控制方法应用于风力机翼型,通过安装涡流发生器的翼型动态实验发现,涡流发生器对动态失速能有效抑制。分析其原因在于,流体通过涡流发生器翼尖产生诱导涡引起边界层的扰动,增加翼型边界层的能量,使边界层更能承受逆压梯度。但是,涡流发生器的安装应谨慎设计,不当的安装位置和形状不仅会增加翼型阻力,也会增加翼型动态失稳和失速颤振的可能性。动态失速过程的迟滞效应是一种三维效应。安装涡流发生器会降低流场的非均匀性,有助于抑制吸力面涡的展向运动。基于以上对涡流发生器流动控制效果的研究和深入认识,提出涡流发生器流场控制效果的综合评估方法,从而解决缺少对涡流发生器控制性能定量分析的问题。参数化指标系统包括了静态气动效率、动态气动效率、失速前较大攻角范围内气动力平稳、失速后气动力平稳以及诱导发生失速颤振的安全因素等5个方面共6个参数,能较全面地体现涡流发生器在不同状态、不同攻角下的控制效果,为涡流发生器的优化提供参考。最后,为提高风力机翼型特别是安装涡流发生器翼型气动载荷预测的准确性,根据前文动态失速特点,对已有的动态失速半经验模型进行改进,形成Mod-BLs模型。主要包括改变尾缘失速类型风力机翼型的压力临界判断准则、修正振荡方向改变附近攻角的分离点预测、验证对安装涡流发生器翼型的适用性等。通过对不同工况和不同翼型的验证发现,改进模型对升力系数的预测准确性较好,可以用于风力机翼型与气动附件非定常气动计算。综上所述,本文针对风力机翼型光滑和安装涡流发生器两种状态在动态失速中的气动性能和流场机理展开了深入的研究,同时为风力机翼型、特别是安装气动附件的翼型的动态气动计算提供可靠模型和评估方法。