Bu çalışma, yüzer bir açık deniz rüzgâr türbininin platformu dalgalar nedeniyle öne ve arkaya doğru yunusladığında kanatların üç boyutlu ve zamana bağlı aerodinamik davranışının nasıl değiştiğini incelemektedir. Araştırmacılar, NREL 5 MW referans rüzgâr türbinini OpenFOAM tabanlı, kanat geometrisini doğrudan çözen üç boyutlu URANS-CFD modeliyle simüle etmiş; 0,1 Hz frekansta 1°, 4° ve 8° platform yunuslama genliklerini karşılaştırmıştır. Platform hareketi, rotorun gördüğü göreli rüzgâr hızını periyodik olarak değiştirmiş; güç ve itki kuvveti platformun hareket frekansıyla aynı temel frekansta dalgalanmıştır. Hareket genliği büyüdükçe ortalama güç yükselmiş, ortalama itki azalmış ve anlık yük aralığı keskin biçimde genişlemiştir.

Bir derecelik yunuslamada ortalama rotor gücü 5.116,71 kW, güç aralığı 3.916,52-6.356,46 kW olarak hesaplanmıştır. Sekiz derecelik yunuslamada ortalama güç 6.169,19 kW’a yükselirken anlık güç -797,76 kW ile 14.669,58 kW arasında değişmiştir. Negatif anlık güç, hareket çevriminin belirli bölümünde rotorun enerji üretmek yerine aerodinamik olarak enerji tüketen bir duruma geçebildiğini göstermektedir. Aynı koşulda rotor itkisi 158,86-1.198,62 kN arasında değişmiş ve ortalama itki 725,02 kN’a düşmüştür.

Platformun rüzgâra doğru hareket ettiği evrede rotor dönüşünden ve platformun açısal hareketinden kaynaklanan merkezkaç ve Coriolis etkileri, kanat kökünden dışarı doğru gelişen radyal akışı büyütmüştür. Dört ve sekiz derecelik hareketlerin en yüksek platform hızında radyal akış kanat kökünden uca kadar uzanmıştır. Radyal akış, düşük enerjili sınır tabakası akışkanının kanat yüzeyinden uzaklaştırılmasını ve yüksek momentumlu akışkanın yüzeye taşınmasını kolaylaştırarak ayrılmayı geciktirmiş, üç boyutlu kanat kesitlerinin iki boyutlu profillerden daha yüksek aerodinamik kuvvetler üretmesine yol açmıştır.

Buna karşılık rotorun rüzgâr yönünde geriye hareket ettiği evrede göreli rüzgâr hızı belirgin biçimde azalmış; sekiz derecelik harekette kanadın iç ve orta bölgelerinin bir bölümü “pervane durumu” olarak tanımlanan, negatif itki üreten rejime girmiştir. Bu sonuç, platform hareketinin aerodinamik performansı yalnızca büyütmediğini; hareket çevriminin farklı evrelerinde üretim, yük ve akış rejimini tersine çevirebildiğini göstermektedir.

Üç boyutlu radyal akış, kaldırma katsayısı-hücum açısı histerezis döngülerinin yönünü de değiştirmiştir. Kanadın iç kesimlerinde döngüler saat yönünün tersine gelişirken, daha dıştaki 0,6421R kesiminde küçük genliklerde saat yönünde kalmış; genlik büyüdükçe bu düzen bozulmuştur. İncelenen bütün kesitlerde aerodinamik sönüm pozitif kalmıştır. Ancak 0,6421R kesimindeki sönüm katsayısı 1° hareket için 0,122546 iken 8° hareket için 0,00162’ye düşmüştür. Bu yaklaşık yüzde 98,7’lik azalma, kararsızlığın doğrudan oluştuğunu değil, orta kanat açıklığında kendiliğinden uyarılan titreşime karşı güvenlik payının ciddi biçimde daraldığını göstermektedir.

Çalışmanın temel sınırlılığı, sonuçların tam ölçekli saha ölçümüne değil, önceden tanımlanmış tek serbestlik dereceli platform hareketine sahip sayısal modele dayanmasıdır. Rüzgâr hızı ve rotor devri sabit tutulmuş; kule etkisi, esnek kanat deformasyonu, aktif türbin kontrolü, hidrodinamik platform tepkisi ve diğer platform hareketleri birlikte modellenmemiştir. Çalışma ayrıca hakem değerlendirmesinden geçmemiş bir preprinttir.

Araştırmanın temel sorusu nedir?

Araştırma, yüzer açık deniz rüzgâr türbininin platformu periyodik olarak yunusladığında rotor kanatlarının çevresindeki üç boyutlu akışın nasıl değiştiğini ve bu değişimin güç, itki, kanat yükleri, stall, histerezis ve aerodinamik sönüm üzerindeki etkilerini belirlemeye çalışmaktadır.

Sabit temelli bir rüzgâr türbininde rotorun uzaydaki konumu büyük ölçüde sabittir. Yüzer türbinde ise dalga ve rüzgâr yükleri platformun öteleme ve dönme hareketleri yapmasına neden olur. Platform öne ve arkaya döndükçe rotor düzlemi hem eğilir hem de doğrusal hız kazanır. Kanadın gördüğü rüzgâr, atmosferik rüzgâr hızından farklı hâle gelir ve kanat üzerindeki hücum açısı devamlı değişir.

Çalışmanın odaklandığı önemli nokta, platform hareketinin yalnızca iki boyutlu profil aerodinamiğiyle açıklanamayacak ek etkiler üretmesidir. Dönen kanatta merkezkaç kuvveti, Coriolis kuvveti ve kökten uca basınç gradyanı bulunur. Platformun açısal hareketi bu kuvvetlere ikinci bir dönel referans sistemi eklemektedir. Böylece kanat aynı anda rotorun dönüş sistemi ile platformun yunuslama sistemi içindeki atalet kuvvetlerinden etkilenmektedir.

Literatürde hedeflenen boşluk nedir?

Önceki yüzer rüzgâr türbini çalışmaları çoğunlukla toplam rotor gücü, itki, iz bölgesi veya dış kanat kesimlerindeki dinamik stall davranışına odaklanmıştır. Kanat kökü ve orta açıklıktaki üç boyutlu akışın platform hareketiyle nasıl değiştiği, bu akışın yerel yükleri ne ölçüde büyüttüğü ve dinamik stall ile nasıl birleştiği daha sınırlı biçimde nicelleştirilmiştir.

Kanadın dış bölgesinde dönme hızının yüksek olması nedeniyle platform hareketinin oluşturduğu rüzgâr hızı değişiminin yerel hücum açısı üzerindeki göreli etkisi daha küçüktür. Kanat kökü ve orta açıklıkta ise dönme hızı daha düşük, çalışma hücum açısı daha yüksek ve kullanılan profiller daha kalındır. Bu nedenle platform hareketi bu bölgelerde hücum açısını daha güçlü biçimde değiştirebilir ve akış ayrılması daha erken gelişebilir.

Çalışma, kanat boyunca toplam yük dağılımını incelemenin yanında üç ayrı kesitte üç boyutlu kanat sonucunu aynı etkin hücum açısı ve Reynolds sayısındaki iki boyutlu profil sonucuyla karşılaştırarak dönme kaynaklı etkileri ayırmaya çalışmaktadır.

Üç boyutlu dönme etkisi nedir?

Dönen bir rüzgâr türbini kanadının sınır tabakasında akış yalnızca hücum kenarından firar kenarına doğru ilerlemez. Özellikle ayrılmış akış bölgesinde akışkan, merkezkaç kuvveti ve kökten uca basınç farkı nedeniyle kanat kökünden uca doğru hareket edebilir. Bu bileşen “radyal akış” veya “açıklık doğrultusundaki akış” olarak adlandırılmaktadır.

Radyal akışın dönel referans sistemindeki hareketi Coriolis kuvveti üretir. Coriolis kuvveti, sınır tabakasındaki momentum alışverişini değiştirerek düşük enerjili akışkanın ayrılma bölgesinden uzaklaştırılmasına ve dış akıştan daha yüksek momentumlu akışkanın yüzeye taşınmasına katkı sağlayabilir.

Bu mekanizma bazı kanat kesitlerinde:

• Akış ayrılmasını firar kenarına doğru geciktirebilir,
• Ayrılma bölgesini küçültebilir,
• Emme yüzeyindeki düşük basınç tepesini büyütebilir,
• Kaldırma ve teğetsel kuvvet katsayılarını artırabilir,
• İki boyutlu profil analizlerinin kök yüklerini düşük tahmin etmesine neden olabilir.

Dinamik stall ve histerezis ne anlama gelmektedir?

Statik bir profilde hücum açısı yükseldikçe kaldırma belirli bir noktaya kadar artar, ardından akış ayrılması büyür ve stall oluşur. Hücum açısı zaman içinde hızla değişiyorsa akış ayrılması, girdap oluşumu ve yeniden yapışma hücum açısındaki değişimi anında takip etmez. Bu gecikmeli davranış dinamik stall olarak adlandırılır.

Hücum açısı yükselirken ve azalırken aynı hücum açısında farklı kaldırma katsayıları elde edilirse kaldırma katsayısı-hücum açısı grafiğinde kapalı bir döngü oluşur. Bu döngü, akışın geçmiş durumuna bağlı olduğunu gösteren aerodinamik histerezistir.

Çalışma, radyal akışın yalnızca kaldırma büyüklüğünü değil, histerezis döngüsünün saat yönünde veya saat yönünün tersinde ilerlemesini de değiştirebildiğini göstermektedir.

Hangi rüzgâr türbini modeli kullanılmıştır?

Sayısal modelde NREL 5 MW referans rüzgâr türbini kullanılmıştır. Bu model, yüzer rüzgâr türbini araştırmalarında yaygın kullanılan üç kanatlı, yatay eksenli bir referans geometridir.

Göbek ve nasel hesaplama maliyetini azaltmak için silindirik yapılarla basitleştirilmiştir. Kule modeli hesaba katılmamıştır. Araştırmacılar, platform hareketinden kaynaklanan rotor göreli hız değişiminin nasel ve kule izi etkilerinden daha baskın olduğunu gerekçe göstermiştir.

Bu sadeleştirme çevrim ortalamalı kanat yükleri bakımından makul kabul edilmiş olsa da kule gölgesi, nasel çevresi akışı ve kanat-kule etkileşimi gibi yerel ve periyodik etkiler sonuçlarda bulunmamaktadır.

Hesaplama alanı nasıl oluşturulmuştur?

Akış alanı üç hareket bölgesine ayrılmıştır:

1. Uzak alan: Sabit dış hesaplama bölgesi.
2. Açısal hareket alanı: Platform yunuslamasını temsil eden, rotor ve naseli birlikte taşıyan küresel bölge.
3. Rotor dönüş alanı: Kanatların rotor ekseni çevresinde dönmesini sağlayan silindirik bölge.

Uzak alanın boyutları rotor çapı D cinsinden 15D × 10D × 10D olarak belirlenmiştir. Rotor giriş sınırından 5D, çıkış sınırından 10D uzakta konumlandırılmıştır. Açısal hareket alanının çapı 4D, rotor dönüş alanının çapı 1,5D’dir. Platformun yunuslama merkezi naselin 90 metre altında tanımlanmıştır.

PDF’nin 5. sayfasındaki Şekil 3, giriş sınırını rotorun önünde, çıkış sınırını rotorun arkasında ve iç içe geçmiş küresel-dönel hareket bölgelerini göstermektedir. Aynı sayfadaki Şekil 4, rotor çevresindeki sıklaştırılmış hacim ağını ve profil yüzeyinde oluşturulan sınır tabakası hücrelerini göstermektedir.

Sayısal ağın özellikleri nelerdir?

Hacim ağı OpenFOAM içindeki snappyHexMesh ile oluşturulmuştur. Kanat yüzeyinde 10 sınır tabakası kullanılmış, tabaka büyüme oranı 1,1 ve ilk hücre yüksekliği 0,002 metre olarak seçilmiştir. Duvar yakınındaki boyutsuz uzaklık hedefi yaklaşık 30-300 aralığındadır. Bu aralık nedeniyle SST \(k-\omega\) modeli duvar fonksiyonlarıyla uygulanmıştır.

Dört ağ yoğunluğu karşılaştırılmıştır:

Mesh 3 en ince ağa daha yakın sonuç vermesine rağmen hesaplama maliyeti ile doğruluk arasındaki denge nedeniyle 10,07 milyon hücreli Mesh 2 sonraki analizlerde kullanılmıştır. Bu seçim, güç ve itki bakımından yaklaşık yüzde 1,2 düzeyinde ağ kaynaklı farkın kabul edildiği anlamına gelmektedir.

Akış denklemleri

OpenFOAM içindeki pimpleFoam çözücüsü kullanılarak sıkıştırılamaz, zamana bağlı Reynolds ortalamalı Navier-Stokes denklemleri çözülmüştür.

Kütlenin korunumu:

\[ \frac{\partial \bar{u}_i}{\partial x_i}=0 \]

Burada \(\bar{u}_i\), metre/saniye cinsinden ortalama hız bileşenidir. Denklem sıkıştırılamaz akışta bir hücreye giren ve çıkan hacimsel akışın dengede olduğunu belirtmektedir.

Momentumun korunumu:

\[ \frac{\partial \bar{u}_i}{\partial t}+ \frac{\partial(\bar{u}_j\bar{u}_i)}{\partial x_j} =-\frac{1}{\rho}\frac{\partial\bar{p}}{\partial x_i} +\frac{\partial}{\partial x_j} \left[2\nu\bar{s}_{ij}-\overline{u'_j u'_i}\right] \]

• \(\rho\): Havanın yoğunluğu.
• \(\bar p\): Ortalama basınç.
• \(\nu\): Kinematik viskozite.
• \(-\overline{u'_j u'_i}\): Türbülanslı hız dalgalanmalarının momentum taşınımını temsil eden Reynolds gerilmesi.
• \(\bar s_{ij}\): Ortalama şekil değiştirme hızı tensörü.

Ortalama şekil değiştirme hızı:

\[ \bar{s}_{ij}=\frac{1}{2} \left(\frac{\partial\bar{u}_i}{\partial x_j} +\frac{\partial\bar{u}_j}{\partial x_i}\right) \]

SST \(k-\omega\) türbülans modeli

Türbülans kapanışı için SST \(k-\omega\) modeli kullanılmıştır. Model, türbülans kinetik enerjisi \(k\) ve özgül dağılım hızı \(\omega\) için iki taşıma denklemi çözmektedir.

\[ \frac{\partial \rho k}{\partial t} +\frac{\partial(\rho\bar{u}_j k)}{\partial x_j} =P_k-\beta^{*}\rho\omega k +\frac{\partial}{\partial x_j} \left[(\mu+\sigma_k\mu_t)\frac{\partial k}{\partial x_j}\right] \]

\[ \frac{\partial\rho\omega}{\partial t} +\frac{\partial(\rho\bar{u}_j\omega)}{\partial x_j} =\gamma P_\omega-\beta\rho\omega^2 +2\rho(1-F_1)\sigma_{\omega2} \frac{1}{\omega} \frac{\partial k}{\partial x_j} \frac{\partial\omega}{\partial x_j} +\frac{\partial}{\partial x_j} \left[(\mu+\sigma_\omega\mu_t) \frac{\partial\omega}{\partial x_j}\right] \]

\(P_k\) ve \(P_\omega\), türbülans üretim terimlerini; \(\mu_t\), türbülanslı viskoziteyi; \(F_1\), modelin duvar yakını ve uzak alan davranışları arasında geçiş yapmasını sağlayan harmanlama fonksiyonunu göstermektedir.

Sınır koşulları ve zaman çözümü

• Giriş: 11,4 m/s sabit hız girişi.
• Çıkış: Basınç çıkışı.
• Uzak alan: Serbest kaymalı sınır.
• Kanatlar ve göbek: Kaymama koşullu duvar.
• Rotor hızı: 12,1 dev/dakika.
• Fiziksel zaman adımı: Rotorun her 1° azimut dönüşüne karşılık gelen süre.
• Her fiziksel adım: 20 iç zaman iterasyonu.
• Yakınsama artığı: \(10^{-6}\).

Simülasyon önce platform hareketi olmadan 20 rotor devri boyunca çalıştırılmıştır. Kararlı ve periyodik başlangıç akışı elde edildikten sonra platform hareketi uygulanmış, 11 rotor devri daha hesaplanmış ve son dört devrin sonuçları analiz edilmiştir.

Ağ yakınsaması nasıl ölçülmüştür?

Grid Convergence Index, farklı ağların sonuçları arasındaki göreli değişimin ağ incelmesiyle küçülüp küçülmediğini değerlendirmek için kullanılmıştır:

\[ GCI_{ij}=F_s\frac{|\varepsilon_{ij}|}{r^p-1}\times100\% \]

• \(F_s\): Güvenlik katsayısı.
• \(\varepsilon_{ij}\): İki ağ çözümü arasındaki göreli fark.
• \(r\): Ağ inceltme oranı.
• \(p\): Gözlenen yakınsama mertebesi.

Mesh 1’den Mesh 3’e doğru GCI değerinin yüzde 2,0968’den yüzde 0,0156’ya düşmesi ağ sonuçlarının monoton yakınsadığını desteklemektedir.

Sayısal yöntem nasıl doğrulanmıştır?

Doğrulama dört düzeyde yapılmıştır:

1. Ağ bağımsızlığı: Dört farklı hücre sayısı karşılaştırılmıştır.
2. Farklı rüzgâr hızları: Mesh 2’nin güç eğrisi NREL referans raporuyla karşılaştırılmıştır.
3. Platform hareketi: 4° ve 0,1 Hz yunuslama durumundaki güç ve itki eğrileri önceki CFD, serbest girdap ve BEM sonuçlarıyla karşılaştırılmıştır.
4. Profil kuvvet integrasyonu: S809 profilinin basınçtan hesaplanan kaldırma, sürükleme ve moment katsayıları deneysel verilerle sınanmıştır.

PDF’nin 7. sayfasındaki Şekil 5(c), hesaplanan güç eğrisinin NREL raporuyla nominal hız bölgesinde yakın olduğunu göstermektedir. Şekil 6’da mevcut CFD yönteminin güç dalgalanması önceki çalışmalarla yakın bir biçimde değişirken, itki eğrisinde yöntemler arasında daha belirgin büyüklük farkları bulunmaktadır. Yazarlar bu nedenle güç için iyi nicel uyum, itki için ise benzer genel eğilim bildirmiştir.

S809 doğrulama grafiklerinde hesaplanan ve basınç integrasyonuyla bulunan değerler birbirine yakındır. Deneysel noktalar düşük ve orta hücum açılarında genel eğilimi izlemekte, stall sonrası yüksek hücum açılarında daha belirgin saçılma ve fark göstermektedir.

Profil kuvvet katsayıları nasıl çıkarılmıştır?

Kanat kesitinin yüzey basıncı, profil çevresi boyunca sayısal olarak integre edilmiştir. Normal ve teğetsel kuvvet katsayıları şu şekilde hesaplanmıştır:

\[ C_N=\sum_{i=1}^{N} \left(\frac{C_{p_i}+C_{p_{i+1}}}{2}\right) (x_{i+1}-x_i) \]

\[ C_T=\sum_{i=1}^{N} \left(\frac{C_{p_i}+C_{p_{i+1}}}{2}\right) (y_{i+1}-y_i) \]

\(x_i\) ve \(y_i\), profil üzerindeki düğümlerin kord uzunluğuyla normalize edilmiş koordinatlarıdır. Normal ve teğetsel katsayılar etkin hücum açısı kullanılarak kaldırma \(C_L\) ve sürükleme \(C_D\) bileşenlerine dönüştürülmüştür. Çeyrek kord çevresindeki moment katsayısı da aynı basınç integrasyonundan elde edilmiştir.

Etkin hücum açısı nasıl belirlenmiştir?

Dönen kanatta doğrudan “serbest akış açısı” kullanmak, indüklenmiş hız ve hareket hızları nedeniyle yeterli değildir. Çalışma, profilin üstünde ve altında toplam altı hız izleme noktası kullanan üç nokta yöntemini uygulamıştır.

\[ \alpha=\varphi-(\theta+\beta) =\tan^{-1} \left(\frac{U_{mn}+U_p}{\omega r+U_{mt}}\right) -(\theta+\beta) \]

• \(\alpha\): Etkin hücum açısı.
• \(\varphi\): Akış açısı.
• \(\theta\): Yerel kanat burulma açısı.
• \(\beta\): Kanat pitch açısı.
• \(U_{mn}\): Ortalama hızın rotor düzlemine normal bileşeni.
• \(U_{mt}\): Ortalama teğetsel hız bileşeni.
• \(U_p\): Platform hareketinden kaynaklanan yerel kanat hızı.
• \(\omega r\): Kanat kesitinin dönme hızı.

PDF’nin 9. sayfasındaki Şekil 9’da CFD, BEM ve serbest girdap yöntemlerinin kanadın büyük bölümünde benzer hücum açıları verdiği görülmektedir. En içteki yaklaşık 0,2R kesiminde ise FVM sonucu 22° civarındayken CFD sonucu yaklaşık 13-14° düzeyindedir. Dolayısıyla uyum kanadın çoğunda güçlü, en iç kesimde daha zayıftır.

Platform yunuslama hareketi nasıl tanımlanmıştır?

Platformun açısal hareketi sinüzoidal kabul edilmiştir. Platform açısı:

\[ \theta_p(t)=A_p\sin(2\pi f_p t) \]

Açısal hız:

\[ \omega_p(t)=2\pi f_pA_p\cos(2\pi f_p t) \]

Burada \(A_p\) hesaplamada radyan cinsinden hareket genliğini, \(f_p\) Hz cinsinden hareket frekansını göstermektedir. Tablo değerleri derece cinsinden verilmiştir.

0,1 Hz frekans, platform hareketinin 10 saniyelik periyoda sahip olduğu anlamına gelmektedir.

Rotor göreli rüzgâr hızı nasıl türetilmiştir?

Rotor düzlemine dik atmosferik rüzgâr bileşeni platform açısına bağlıdır:

\[ u_{0n}=u_0\cos\theta_p =u_0\cos\left(A_p\sin(2\pi f_pt)\right) \]

Rotor merkezinin platform dönmesinden kaynaklanan doğrusal hızı:

\[ u_p=\omega_pH =2\pi f_pA_p\cos(2\pi f_pt)H \]

Üç kanadın azimut konumları:

\[ \varphi_i=\omega t-\frac{2\pi}{3}(i-1), \qquad i=1,2,3 \]

Her kesitin platform dönme merkezine uzaklığı:

\[ H_i=H+r\cos\varphi_i \]

Yerel platform hareket hızı:

\[ u_{p,i}=\omega_pH_i \]

Yerel rotor göreli rüzgâr hızı:

\[ u_{prel,i}=u_{0n}+u_{p,i} \]

Bu denklem, aynı anda farklı azimut konumlarında bulunan üç kanadın platform hareketinden farklı düzeyde etkilendiğini göstermektedir. Kanat 1 başlangıç fazı nedeniyle en geniş göreli hız dalgalanmasını yaşamış ve ayrıntılı yük analizleri bu kanat üzerinde yapılmıştır.

Platform hareketi ortalama güç ve itkiyi neden farklı etkiliyor?

Çalışmada rotor itkisinin rüzgâr hızının karesiyle, gücün ise küpüyle ölçeklendiği temel ilişkiler kullanılmıştır:

\[ T\propto \frac{1}{2}\rho AC_Tu_0^2\cos^2\theta_p \]

\[ P\propto \frac{1}{2}\rho AC_Pu_0^3\cos^3\theta_p \]

Platform açısı, rotorun etkin izdüşüm alanını azaltmaktadır. Buna karşılık platform hızı göreli rüzgârda sıfır ortalamalı fakat büyük genlikli bir dalgalanma oluşturmaktadır.

Göreli hız \(\bar u+\Delta u(t)\) şeklinde ifade edildiğinde ikinci dereceden yaklaşım:

\[ \langle T\rangle =K_T\bar{u}^{2} \left(1+\frac{\langle(\Delta u)^2\rangle}{\bar{u}^{2}}\right) \]

\[ \langle P\rangle =K_P\bar{u}^{3} \left(1+3\frac{\langle(\Delta u)^2\rangle}{\bar{u}^{2}}\right) \]

Güçteki dalgalanma katkısı itkiye göre yaklaşık üç kat daha güçlüdür. Bu nedenle rotor düzleminin eğilmesinden kaynaklanan kayıp, ortalama itkide baskın kalırken hız dalgalanmasının doğrusal olmayan etkisi ortalama gücü yükseltebilmektedir.

Rotor güç ve itki sonuçları

Bir dereceden sekiz dereceye çıkıldığında ortalama güç yaklaşık yüzde 20,6 yükselmiş, ortalama itki yaklaşık yüzde 6,0 azalmıştır. Ancak ortalama değerler sistemin gerçek yük şiddetini tek başına göstermemektedir. Sekiz derecelik durumda güç yaklaşık 15,47 MW genişliğinde, itki ise yaklaşık 1.039,76 kN genişliğinde bir aralıkta değişmiştir.

Şekil 11 ne göstermektedir?

Şekil 11’de yatay eksen saniye cinsinden zamanı, düşey eksen soldaki grafikte kN cinsinden itkıyı ve sağdaki grafikte kW cinsinden gücü göstermektedir.

• Siyah yatay çizgi, sabit platform koşulunu temsil etmektedir.
• Kırmızı üçgenler 1° hareketi göstermektedir.
• Mavi daireler 4° hareketi göstermektedir.
• Turuncu kareler 8° hareketi göstermektedir.

Grafikler 20 saniye içinde iki hareket çevrimi göstermektedir; bu, 0,1 Hz platform frekansıyla uyumludur. Genlik büyüdükçe eğrilerin tepe ve çukurları keskin biçimde açılmaktadır. Sekiz derecelik güç eğrisi hareket çevriminin düşük göreli hız bölümünde sıfırın altına inmektedir.

Grafiklerde hata çubuğu, güven aralığı veya deneysel saçılım bulunmamaktadır. Eğriler deterministik CFD çözümünün periyodik sonuçlarıdır.

Kanat boyunca yükler nasıl değişmiştir?

Şekil 12, Blade 1 için kanat yarıçapıyla normalize edilen \(r/R\) konumuna karşı metre başına normal ve teğetsel yükleri göstermektedir. Dört hareket anı karşılaştırılmıştır:

• Konum 1: En yüksek platform hızı ve en yüksek rotor göreli rüzgâr hızı.
• Konum 3: En yüksek platform açısı; platform hızı sıfıra yakındır.
• Konum 5: Ters yöndeki en yüksek platform hızı ve en düşük rotor göreli rüzgâr hızı.
• Konum 7: En düşük platform açısı; platform hızı sıfıra yakındır.

Konum 1’de normal ve teğetsel yükler sabit türbinden daha yüksek, Konum 5’te daha düşüktür. Konum 3 ve 7’de anlık platform hızı sıfıra yakın olduğundan yük dağılımları sabit türbine daha çok yaklaşmaktadır.

Bir derecelik harekette yük eğrileri sabit durum çevresinde sınırlı değişmektedir. Dört ve sekiz derecelik koşullarda Konum 1 eğrileri kanadın büyük bölümünde güçlü biçimde yükselmiştir. Sekiz derecelik Konum 5’te yaklaşık 0,1R-0,5R arasındaki normal yük ve geniş bir iç-orta bölgede teğetsel yük sıfırın altına düşmüştür.

Radyal akışın kapsamı nasıl ölçülmüştür?

Çalışma, emme yüzeyindeki sınır akım çizgilerini kullanarak radyal akışın kanat boyunca ulaştığı açıklık mesafesini ve 0,1865R kesimindeki ayrılmış akışın kord doğrultusundaki uzunluğunu ölçmüştür.

Bu sonuç, platformun hareket yönüne bağlı olarak kanadın aynı çevrim içinde neredeyse tamamen üç boyutlu akıştan büyük ölçüde iki boyutlu akışa geçebildiğini göstermektedir.

Şekil 13 ve Şekil 14’teki yüzey akım çizgileri

Şekil 13, platform hareketi olmayan kanadın emme yüzeyindeki akım çizgilerini göstermektedir. Kök bölgesindeki çizgiler kord yönünden saparak dışarı doğru ilerlemekte ve radyal akış yaklaşık 0,3455R’ye kadar uzanmaktadır.

Şekil 14’te her hareket genliği için Konum 1, 3, 5 ve 7 ayrı ayrı gösterilmiştir. Renk dağılımı kökten uca değişen yüzey alanlarını, siyah akım çizgileri ise sınır tabakasının yönünü temsil etmektedir.

Dört ve sekiz derecelik Konum 1 görsellerinde kökte başlayan radyal çizgiler kanat ucuna kadar ulaşmaktadır. Sekiz derecelik Konum 5 görselinde ise radyal akış yalnızca köke çok yakın 0,1495R bölgesinde kalmakta, kanat yüzeyinin geri kalanı daha çok kord doğrultulu akış göstermektedir.

İki dönel referans sistemindeki atalet kuvvetleri

Şekil 15, rotor rüzgâra doğru hareket ederken ve rüzgâr yönünde geriye hareket ederken Blade 1 üzerindeki kuvvet yönlerini göstermektedir.

Rüzgâra doğru hareket sırasında:

• Rotor göreli rüzgâr hızı yükselir.
• Kökten uca basınç gradyanı güçlenir.
• Platform hareketinin Coriolis etkisi radyal akışın genişlemesine katkı sağlar.
• Ayrılmış akış tüm kanat boyunca yayılabilir.

Rüzgâr yönünde geriye hareket sırasında:

• Rotor göreli rüzgâr hızı düşer.
• Radyal basınç gradyanı zayıflar.
• Platform kaynaklı Coriolis kuvveti ayrılmayı bastıran yönde etki eder.
• Üç boyutlu akış bölgesi kanat köküne doğru daralır.

Hangi kanat kesitleri ayrıntılı incelenmiştir?

Her üç kesit için aynı etkin hücum açısı ve Reynolds sayısında iki boyutlu profil simülasyonu yapılmıştır. İki boyutlu alan 30c × 20c büyüklüğünde ve yaklaşık 160.000 hücrelidir. Böylece üç boyutlu kanat kesiti ile aynı profilin dönmeyen iki boyutlu karşılığı karşılaştırılmıştır.

0,1865R iç kanat kesiminde üç boyutlu etki

Platform hareketi olmadan bile üç boyutlu kesitte emme yüzeyindeki düşük basınç tepesi iki boyutlu profilden büyüktür. Akış ayrılması yaklaşık 0,1c kadar gecikmekte ve ayrılma alanı küçülmektedir.

Ek Tablo D’ye göre sabit koşulda:

• Normal kuvvet katsayısı 2D’de 0,4481, 3D’de 1,3148’dir: yaklaşık yüzde 193 artış.
• Teğetsel kuvvet katsayısı 2D’de 0,1020, 3D’de 0,6077’dir: yaklaşık yüzde 495 artış.

Dört derecelik Konum 1’de üç boyutlu normal kuvvet katsayısı 1,6622, iki boyutlu karşılığı 0,6207’dir. Sekiz derecede 3D değer 1,8974, 2D değer 0,7892’dir.

Hareket genliği büyüdükçe emme yüzeyindeki düşük basınç tepesi hücum kenarına yaklaşmış ve radyal akış ayrılan yüksek hızlı akışkanı yeniden sınır tabakasına taşımıştır. Bu girdap sürüklenmesi basınç toparlanmasını geciktirmiş ve daha geniş yapışık akış bölgesi oluşturmuştur.

Pervane durumu ne zaman oluşmuştur?

Sekiz derecelik hareketin Konum 5 evresinde 0,1865R kesiminin etkin hücum açısı yaklaşık -8,09°’ye düşmüştür. Emme yüzeyi olarak tanımlanan taraftaki basıncın karşı yüzeyden yüksek hâle gelmesi, yerel aerodinamik kuvvet yönünü tersine çevirmiştir.

Kanat yük dağılımında aynı bölgede negatif normal ve teğetsel yük görülmektedir. Araştırmacılar bu rejimi “propeller state”, yani pervane durumu olarak tanımlamıştır. Bu durumda kanat kesiti rüzgârdan enerji çekmek yerine akışa enerji aktarmaktadır.

Tablo 3’te sekiz derecelik rotor gücünün kısa süreyle -797,76 kW’a düşmesi, yerel pervane durumunun rotor düzeyinde de enerji üretimini tersine çevirebildiğini desteklemektedir.

0,3167R kesiminde ne olmuştur?

Bu kesit sabit durumda radyal akışın sona erdiği bölgeye yakındır. Platform rüzgâra doğru en hızlı hareket ederken radyal akış bu kesime ve daha dış bölgelere genişlemiştir.

Dört derecelik Konum 1’de emme yüzeyinde ayrılmanın başlangıcı yaklaşık yüzde 50 kord konumunda, sekiz derecede yaklaşık yüzde 40 kord konumunda elverişli basınç gradyanı bölgesiyle birlikte değişmiştir. Uzun ve yüzeyden tamamen kopmamış ayrılma bölgesinde radyal akış, firar kenarına yakın negatif basıncı artırmıştır.

Sekiz derecelik Konum 1’de:

• 2D normal kuvvet katsayısı 1,1254, 3D değer 1,7430’dur: yüzde 54,88 artış.
• 2D teğetsel kuvvet katsayısı 0,4794, 3D değer 0,9570’dir: yüzde 99,63 artış.

Sekiz derecelik Konum 5’te bu kesim de negatif itki üreten pervane durumuna girmiştir.

0,6421R orta kesiminde üç boyutlu etki

Bu kesitte sabit türbin akışı büyük ölçüde iki boyutludur. Bununla birlikte rotorun merkezkaç ve Coriolis etkileri sınır tabakasındaki basınç dağılımını değiştirmeye devam etmektedir.

Dört ve sekiz derecelik Konum 1’de radyal akış tüm kanada yayıldığı için bu kesimde de üç boyutlu işaretler görülmüştür. Dört derecede emme yüzeyinde yaklaşık yüzde 80 kordda, sekiz derecede yaklaşık yüzde 55 kordda küçük elverişli basınç gradyanı bölgeleri oluşmuştur.

Sekiz derecelik durumda firar kenarında belirgin girdap sarılması ve yaklaşık yüzde 70-90 kord aralığında basınç platosu görülmektedir. Buna karşın kuvvet artışı iç kesimlere göre sınırlıdır:

• Normal kuvvet katsayısı: 1,3925’ten 1,5239’a, yaklaşık yüzde 9,44 artış.
• Teğetsel kuvvet katsayısı: 0,3968’den 0,4214’e, yaklaşık yüzde 6,19 artış.

Basınç, hız ve girdap görselleri ne anlatmaktadır?

Şekil 16, 18 ve 19’da sol sütundaki grafikler profil çevresindeki basıncı kord konumuna göre göstermektedir. Yatay eksen \(x/c\), hücum kenarından firar kenarına normalize edilmiş konumdur. Sağ taraftaki renkli görsellerde mavi bölgeler daha düşük, kırmızı bölgeler daha yüksek hız büyüklüklerini temsil etmektedir.

Her koşul için üst sırada iki boyutlu, alt sırada üç boyutlu kesit bulunmaktadır. Üç boyutlu kesitlerde ayrılma kabarcığının biçimi, emme yüzeyindeki hızlanma ve yeniden yapışma davranışı iki boyutlu profilden farklıdır.

Şekil 17’de mavi arka plan üzerindeki kırmızı ve sarı bölgeler yüksek girdap büyüklüğünü göstermektedir. Üç boyutlu kesitlerde ayrılmış girdap yapısı iki boyutlu kesitlerden daha kısa, parçalı ve yüzeye yakın olabilmektedir. Bu görünüm, radyal taşınımın ayrılma girdabını kord doğrultusunda yeniden düzenlediği yönündeki yorumu desteklemektedir.

Görseller deterministik akış alanı anlarını göstermektedir. Vortekslerin büyüklüğü veya enerji içeriği için bağımsız deneysel ölçüm bulunmamaktadır.

Akış ayrılması ne kadar gecikmiştir?

Ek Tablo C, Konum 1’de iki ve üç boyutlu profillerin ayrılma konumlarını karşılaştırmaktadır. İç kesimlerde üç boyutlu ayrılma konumu daha geridedir:

Tablodaki \(\delta\) sütunları yüzde işaretiyle verilmiş olsa da değerler göreli yüzde artıştan çok kord uzunluğunun yüzde puanı cinsinden mutlak konum farkına karşılık gelmektedir. Örneğin 0,4000c’den 0,4200c’ye değişim göreli olarak yüzde 5, kordun mutlak payı bakımından ise 2 yüzde puanıdır; tabloda 1,9994 değeri verilmiştir.

0,6421R kesiminde büyük hareketle yeni bir kısmi ayrılma geliştiği için üç boyutlu ayrılma noktası bazı koşullarda iki boyutlu değerden daha öne gelmiştir. Üç boyutlu etkinin her kesitte her zaman stall geciktirmediği, akışın başlangıç durumuna göre farklı sonuç üretebildiği görülmektedir.

Kaldırma histerezis döngüleri nasıl değişmiştir?

Şekil 20’de yatay eksen derece cinsinden etkin hücum açısını, düşey eksen kaldırma katsayısı \(C_L\)’yi göstermektedir. Farklı renkler 1°, 4° ve 8° platform hareketlerini; dolu ve boş işaretler göreli rüzgâr hızının artma ve azalma evrelerini temsil etmektedir.

0,1865R ve 0,3167R kesimlerinde döngüler saat yönünün tersine ilerlemektedir. Göreli rüzgâr ve hücum açısı artarken kaldırma, aynı hücum açısının azalma evresindeki değerinden daha düşüktür.

Bu davranışın önerilen mekanizması şöyledir:

1. Hücum açısı artarken ayrılma bölgesi genişler.
2. Akışın ataleti nedeniyle ayrılma ve girdap yapıları hücum açısını gecikmeli izler.
3. Hücum açısı azalırken radyal akış, kord yönündeki akışı kararlı hâle getirir.
4. Ayrılmış akış iki boyutlu profile göre daha hızlı yeniden yapışır.
5. Aynı hücum açısının azalma evresinde kaldırma daha yüksek kalır.

0,6421R kesiminde küçük hareket genliğinde döngü saat yönündedir. Hareket büyüdükçe radyal akış bu kesime ulaştığı için döngü saf saat yönü biçimini kaybetmiş ve farklı evrelerde eğriler birbirlerinin üstüne geçmiştir.

Üç boyutlu etkiler dinamik stallı tamamen önlüyor mu?

Hayır. Çalışma, üç boyutlu radyal akışın bazı iç kanat koşullarında ayrılmayı geciktirdiğini, ayrılma bölgesini küçülttüğünü ve dinamik stallın etkisini bastırdığını göstermektedir. Ancak büyük hareket genliklerinde hücum açısı aralığı genişlemekte, güçlü ayrılma ve pervane durumu da oluşmaktadır.

Dolayısıyla üç boyutlu etkiler her koşulda aerodinamik performansı iyileştiren sabit bir düzeltme değildir. Etkinin yönü platformun hareket evresine, kanat kesimine, hücum açısına ve radyal akışın kapsamına bağlıdır.

Aerodinamik sönüm nasıl hesaplanmıştır?

Kesit aerodinamik sönümü, hareket çevrimi boyunca aerodinamik pitch momentinin yaptığı net işten hesaplanmıştır:

\[ \Xi=-\frac{C_W}{\pi\alpha_p^2} =-\frac{1}{\pi\alpha_p^2}\oint C_m\,d\alpha \]

• \(\Xi\): Boyutsuz aerodinamik sönüm katsayısı.
• \(C_W\): Bir çevrimdeki aerodinamik iş katsayısı.
• \(\alpha_p\): Hücum açısı salınım genliği.
• \(C_m\): Aerodinamik pitch moment katsayısı.

PDF bu denklemi yeniden “Denklem 18” olarak numaralandırmaktadır. Ancak rotor itki ve güç ilişkileri daha önce 18-21 numaralarıyla verilmiştir. Bu nedenle belgede denklem numarası tekrarı bulunmaktadır.

Aerodinamik sönüm sonuçları

Bütün değerler pozitiftir; dolayısıyla incelenen koşullarda doğrudan negatif aerodinamik sönüm veya kendiliğinden büyüyen kararsız salınım hesaplanmamıştır.

Bununla birlikte 1°’den 8°’ye çıkıldığında:

• 0,1865R kesimindeki sönüm yaklaşık yüzde 35 azalmıştır.
• 0,3167R kesimindeki sönüm yaklaşık yüzde 75 azalmıştır.
• 0,6421R kesimindeki sönüm yaklaşık yüzde 98,7 azalmıştır.

0,6421R değerinin 0,00162’ye yaklaşması, orta kanat açıklığında aerodinamik sönüm güvenlik payının neredeyse ortadan kalktığını göstermektedir. Yazarların kendiliğinden uyarılan titreşim riskindeki artış yorumu bu azalmaya dayanmaktadır.

Çalışma elastik kanat hareketini çözmediği için gerçek bir titreşimin başladığını veya büyüdüğünü göstermemektedir. Aerodinamik sönüm sonucunun yapısal modlar, malzeme sönümü ve aeroelastik bağlantıyla birlikte değerlendirilmesi gerekir.

Çalışmanın güçlü yönleri nelerdir?

• Kanat geometrisini doğrudan çözen yaklaşık 10 milyon hücreli üç boyutlu CFD modeli kullanılmıştır.
• Rotor dönüşü ile platform açısal hareketi iç içe kayan ağ bölgeleriyle birlikte modellenmiştir.
• Ağ bağımsızlığı ve hesaplama alanı uzunluğu ayrı ayrı incelenmiştir.
• Güç eğrisi NREL referans verisiyle karşılaştırılmıştır.
• Platform hareketi sonuçları birden fazla önceki yöntemle karşılaştırılmıştır.
• Profil kuvvet integrasyonu S809 deneysel verileriyle sınanmıştır.
• Kanat yükleri yalnızca rotor toplamı olarak değil, açıklık boyunca incelenmiştir.
• Üç ayrı kanat kesiti aynı hücum açısındaki iki boyutlu profillerle karşılaştırılmıştır.
• Yüzey akım çizgileri, basınç, hız ve girdap alanları birlikte değerlendirilmiştir.
• Radyal akış kapsamı ve kuvvet artışları sayısal tablolarla nicelleştirilmiştir.
• Histerezis döngüsü ve aerodinamik sönüm analizi gerçekleştirilmiştir.

Çalışmanın sınırlılıkları nelerdir?

• Çalışma hakem değerlendirmesinden geçmemiş bir preprinttir.
• Sonuçlar fiziksel türbin veya rüzgâr tüneli deneyine değil, URANS-CFD simülasyonuna dayanmaktadır.
• Yalnızca NREL 5 MW türbin geometrisi değerlendirilmiştir.
• Yalnızca 11,4 m/s nominal rüzgâr hızı ve 12,1 dev/dakika sabit rotor hızı kullanılmıştır.
• Platform hareketi yalnızca 0,1 Hz frekanstaki 1°, 4° ve 8° yunuslamayla sınırlıdır.
• Surge, heave, roll, yaw ve sway hareketleri birlikte modellenmemiştir.
• Platform hareketi hidrodinamik modelden elde edilmemiş, önceden tanımlanmış sinüzoidal hareket olarak uygulanmıştır.
• Dalga, akıntı, bağlama sistemi ve platform hidrodinamiği CFD modeline dâhil değildir.
• Kule tamamen ihmal edilmiş, göbek ve nasel basitleştirilmiştir.
• Kanatlar rijit kabul edilmiştir; esneme, burulma ve aeroelastik geri besleme bulunmamaktadır.
• Aktif rotor hızı ve kanat pitch kontrol sistemi modellenmemiştir.
• SST \(k-\omega\) URANS modeli ve duvar fonksiyonları ayrılmış, üç boyutlu akışın bütün zamansal ölçeklerini çözemez.
• Seçilen Mesh 2, en ince ağa göre güç ve itki sonuçlarında yaklaşık yüzde 1,2 fark taşımaktadır.
• Platform hareketi doğrulamasında güç uyumu güçlü, itki büyüklüklerinde daha belirgin fark bulunmaktadır.
• Hücum açısı çıkarım yöntemleri en iç kanat kesiminde belirgin biçimde ayrılmaktadır.
• Aerodinamik sönüm hesaplanmış, ancak gerçek yapısal titreşim veya aeroelastik kararlılık analizi yapılmamıştır.
• Yük sonuçları yorulma ömrü, gerilme veya malzeme hasarı hesabına dönüştürülmemiştir.
• Yalnızca son dört rotor devri analiz edilmiş; uzun dönem düzensiz deniz ve türbülanslı atmosfer koşulları değerlendirilmemiştir.
• Grafiklerde belirsizlik, tekrar, standart sapma veya güven aralığı bulunmamaktadır.
• Ek Tablo C’de yüzde işaretli değişim sütunlarının göreli yüzdeden çok kord yüzde puanı farkını temsil ettiği görülmektedir.
• Aerodinamik sönüm denkleminin numarası belgede daha önce kullanılan Denklem 18 ile çakışmaktadır.

Çalışma neyi desteklemektedir?

• Platform yunuslaması rotor gücü ve itkisini platform hareket frekansında dalgalandırmaktadır.
• Hareket genliği büyüdükçe anlık güç ve itki aralıkları önemli ölçüde genişlemektedir.
• İncelenen koşullarda hareket genliği arttıkça ortalama güç yükselmiş, ortalama itki azalmıştır.
• Rüzgâra doğru platform hareketi, radyal akışı ve üç boyutlu etkileri büyütmektedir.
• Ters yöndeki hareket, radyal akışı daraltmakta ve bazı iç kesimleri pervane durumuna sokabilmektedir.
• Üç boyutlu dönme etkileri iç kanat kesimlerinde iki boyutlu profil analizinden çok daha yüksek kuvvetler oluşturabilmektedir.
• Radyal akış kaldırma-hücum açısı histerezis döngüsünün yönünü değiştirebilmektedir.
• Hareket genliği arttığında özellikle orta kanat açıklığında aerodinamik sönüm keskin biçimde azalmaktadır.

Çalışma neyi kanıtlamamaktadır?

• Gerçek bir yüzer rüzgâr türbininin 8° yunuslamada kesin olarak aynı güç ve itki değerlerini üreteceğini kanıtlamamaktadır.
• Platform yunuslamasının ticari işletmede ortalama yıllık enerji üretimini artıracağını göstermemektedir.
• 14,67 MW’lık anlık CFD gücünün jeneratör tarafından elektriksel olarak üretilebileceğini kanıtlamamaktadır.
• Negatif anlık aerodinamik gücün gerçek jeneratör-mil-elektrik sistemi üzerinde aynı biçimde görüleceğini göstermemektedir.
• Üç boyutlu etkilerin bütün kanat kesimlerinde stallı her zaman geciktirdiğini kanıtlamamaktadır.
• Pozitif fakat düşük aerodinamik sönümün gerçek kanatta kendiliğinden titreşime dönüşeceğini kanıtlamamaktadır.
• Kanadın yorulma ömrünün ne kadar azalacağını hesaplamamaktadır.
• Sonuçların 10 MW, 15 MW veya 20 MW sınıfı türbinlere doğrudan aktarılabileceğini göstermemektedir.
• Çok serbestlik dereceli gerçek platform hareketleri altında aynı mekanizmaların aynı büyüklükte kalacağını kanıtlamamaktadır.
• Kontrol sistemi, esnek kanat ve hidrodinamik platform geri beslemesi altında sistemin kararlı olacağını göstermemektedir.

Yüzer açık deniz rüzgâr türbini tasarımı açısından anlamı

Çalışmanın sonuçları, yüzer türbinlerin aerodinamik yüklerinin yalnızca rotor ortalama gücü veya ortalama itki üzerinden değerlendirilmemesi gerektiğini göstermektedir. Platform hareketi ortalama güçte artış üretirken aynı anda güç, itki ve yerel kanat yüklerinde çok daha büyük çevrimsel dalgalanmalara neden olabilmektedir.

Özellikle kalın kök profillerinde üç boyutlu kuvvet artışlarının iki boyutlu profil modellerinden çok büyük olması, düşük maliyetli mühendislik modellerinde kök ve iç kanat yüklerinin dikkatle düzeltilmesi gerektiğini göstermektedir.

Orta açıklıktaki aerodinamik sönümün büyük hareket genliğinde sıfıra yaklaşması, gelecekteki çalışmaların aeroelastik kanat modeli, yapısal modlar ve aktif kontrol sistemiyle birleştirilmesi gerektiğini ortaya koymaktadır.

Gelecek araştırmalar için çalışma; platformun surge, heave, roll, yaw ve sway hareketlerinin birlikte ele alınmasını, hareketlerin dalga-hidrodinamik modelden hesaplanmasını ve kanat esnekliğiyle tam bağlantılı analiz yapılmasını önermektedir.

Çalışmanın Yöntemi ve Bulguları

Teknik yöntem özeti

Doğrulama özeti

Temel rotor sonuçları

Üç boyutlu kuvvet artışlarının özeti

Yüzdesel artış kökten dışarı doğru belirgin biçimde azalmaktadır. Bununla birlikte kökteki göreli artışın büyük olması, mutlak rotor gücündeki artışın aynı oranda olduğu anlamına gelmemektedir; kök bölgesinin yerel dönme hızı ve moment kolu dış kesimlerden daha küçüktür.

Aerodinamik kararlılık özeti

Yayıma ve uygulamaya hazır olma değerlendirmesi

Çalışma, platform yunuslaması altındaki üç boyutlu aerodinamiğe ilişkin ayrıntılı ve fiziksel açıdan açıklayıcı bir CFD analizi sunmaktadır. Ağ doğrulaması, karşılaştırmalı profil analizi ve akış görselleri çalışmanın mekanizma açıklama gücünü artırmaktadır.

Bununla birlikte ticari türbin tasarımında doğrudan kullanılmadan önce sonuçların esnek kanatlı aeroelastik model, aktif kontrol sistemi, gerçek hidrodinamik platform hareketleri, türbülanslı atmosfer, düzensiz dalga koşulları ve fiziksel deneylerle doğrulanması gerekmektedir.

Özellikle 8° hareket koşulundaki 14,67 MW anlık aerodinamik güç ve sıfıra yaklaşan orta açıklık sönümü, elektriksel üretim veya gerçek titreşim tahmini değil, kullanılan sabit hızlı ve rijit rotor modelindeki aerodinamik göstergelerdir.

Kaynak ve Yöntem Notu

Çalışmanın tam özgün adı: Three-dimensional unsteady effects of floating offshore wind turbine aerodynamic performance under platform pitch motion

Yazarlar, PDF’deki sıralarıyla: Keqiang Lou; Xiaodong Wang; Rundong Tang; Haoyu Pei; Ge Zhu; Renjing Cao.

Eş katkı: PDF’de eş katkı veya eş birinci yazarlık bilgisi bulunmamaktadır.

Sorumlu yazar: Xiaodong Wang. PDF’de sorumlu yazar e-posta adresi wangxd@ncepu.edu.cn olarak verilmiştir.

Kurumsal bağlantı 1: Key Laboratory of Power Station Energy Transfer Conversion and System, Ministry of Education, North China Electric Power University, Beijing 102206, China.

Kurumsal bağlantı 2: Beijing Huairou Laboratory, Beijing 101400, China.

Kurumsal bağlantı 3: Mingyang Smart Energy Group Co., Ltd., Zhongshan 528437, China.

Yazar-kurum eşleştirmesi: Keqiang Lou, Haoyu Pei ve Ge Zhu North China Electric Power University; Xiaodong Wang ve Rundong Tang North China Electric Power University ile Beijing Huairou Laboratory; Renjing Cao Mingyang Smart Energy Group Co., Ltd. bağlantılıdır.

DOI:10.2139/ssrn.6947173.

Yayın platformu: SSRN.

Dergi: Hakemli bir dergi sürümü doğrulanmamıştır.

Özgün dergi yayınevi: Bu preprint sürümü üzerinden doğrulanamamıştır.

Yayın/kayıt yılı: 2026. PDF içinde kesin yazım veya gönderim tarihi belirtilmemiştir.

Hakemlik durumu: Çalışma hakem değerlendirmesinden geçmemiştir. PDF’nin her sayfasında “This preprint research paper has not been peer reviewed” uyarısı bulunmaktadır.

Kaynak türü: Yüzer açık deniz rüzgâr türbininin platform yunuslama hareketi altındaki aerodinamik performansını ve üç boyutlu akışını inceleyen, kanat geometrisini çözen URANS-CFD araştırma preprinti.

Resmî bağlantı:SSRN resmî kayıt sayfası.

Finansman: Çalışma, National Natural Science Foundation of China tarafından 52376180 numaralı proje kapsamında desteklenmiştir.

Çıkar çatışması: Yazarlar, çalışmayı etkileyebilecek bilinen mali çıkar veya kişisel ilişki bulunmadığını beyan etmiştir.

CRediT katkıları: Keqiang Lou; yazılım, doğrulama, biçimsel analiz, veri düzenleme ve ilk taslak yazımı. Xiaodong Wang; kavramsallaştırma, yöntem, danışmanlık ve metnin gözden geçirilmesi. Rundong Tang; yazılım ve görselleştirme. Haoyu Pei; yazılım ve veri düzenleme. Ge Zhu; görselleştirme. Renjing Cao; metnin incelenmesi ve düzenlenmesi.

Veri ve kod erişimi: PDF’de açık veri veya açık kod deposu bilgisi verilmemiştir.

İçerik hazırlama yöntemi: Bu Türkçe makale yüklenen 30 sayfalık PDF’nin tamamı; denklemler, ağ ve hesaplama alanı görselleri, doğrulama grafikleri, rotor güç-itki eğrileri, açıklık doğrultusundaki yük grafikleri, kanat yüzeyi akım çizgileri, iki ve üç boyutlu basınç-hız-girdap karşılaştırmaları, histerezis eğrileri ve ek tablolar birlikte incelenerek hazırlanmıştır. PDF dışından bilimsel bulgu eklenmemiştir. Dış doğrulama yalnızca DOI ve resmî SSRN kaynak kimliği için kullanılmıştır.

Temel bilimsel uyarı: Sonuçlar fiziksel bir açık deniz türbininden alınmış ölçümler değil, önceden tanımlanmış sinüzoidal platform hareketine sahip rijit NREL 5 MW rotorunun URANS-CFD sonuçlarıdır. Çalışma gerçek enerji üretimi, yapısal yorulma ömrü veya saha kararlılığı kanıtı sunmamaktadır.

Temel yöntemsel uyarı: Yalnızca tek rüzgâr hızı, tek hareket frekansı ve üç hareket genliği değerlendirilmiştir. Kule, kanat esnekliği, türbin kontrolü, platform hidrodinamiği ve diğer serbestlik dereceleri modele dâhil değildir.

Belge tutarlılığı uyarısı: Aerodinamik sönüm formülü belgede daha önce kullanılmış olan 18 numarasıyla yeniden numaralandırılmıştır. Ek Tablo C’de yüzde işaretiyle verilen ayrılma konumu değişimlerinin göreli yüzdeden çok kord uzunluğundaki yüzde puanı farkını ifade ettiği görülmektedir.