Profilentwurf für eine small scale vertical axis Windturbine

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1 Profilentwurf für eine small scale vertical axis Windturbine Ausarbeitung zum Profilentwurfsseminar von cand. aer. durchgeführt am Stuttgart, im Wintersemester 2010/2011

2 Inhaltsverzeichnis Abbildungsverzeichnis i 1 Anwendungsbereich einer small scale vertical axis windturbine 1 2 Zielsetzung dieser Arbeit Geometrie der untersuchten VAWT Leistungsprofil der untersuchten VAWT mit Referenzprofil NACA Anforderungen an das Profil Referenzprofil NACA 00xx SNL 00xx/yy Canstein gewähltes Referenzprofil Theory der virtuellen Wölbung 7 5 Profilentwurf Profilvorentwurf laminare Ablösung Ergebnis des Profilentwurfsprozesses Bewertung des entworfenen Profils 13 7 Fazit 16 i

3 Abbildungsverzeichnis 1.1 HAWT und VAWT im Vergleich Leistungskennlinie bei v 1 = 8 m /s für die VAWT mit NACA0018-Profilen NACA 00xx-Profilreihe NACA 0015 Polare NACA 0018 Polare SNL 00xx/yy-Profilreihe Canstein-Profil virtuelle Wölbung am Beispiel des NACA links geometrische Kontur, rechts aerodynamische Kontur 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 α AoA = 0 und Re = des Profilentwurfs reibungsfreie und reibungsbehaftete Geschwindikgeitsverteilung für α AoA = 7 und Re = des Profilentwurfs c a -c w -Polare des Entworfenen Profils im Vergleich zum Referenzprofil Leistungsbeiwert der Turbine mit MA-SVAWT018 und NACA0018 Profilen c a -c w -Polare des Entworfenen Profils im Vergleich zum Referenzprofil bei turbulenter Anströmung mit n krit = Profilgeometrie des MA-SVAWT018 und NACA ii

4 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 Vertikalachs- Anlagen (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

5 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 v rated 7 m /s Auslegungsschnelllaufzahl λ A 4 Nennleistung P rated 150W Anlaufunterstützung Savonius Anzahl der Rotorblätter z Blatt 3 Profiltiefe der Rotorblätter t Blatt 7.5cm Länge der Rotorblätter h Blatt 1m Radius des Rotors r tip 1m Blattspitzengeschwindigkeit v tip 28 m /s Rotordrehzahl n rated 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

6 0.6 NACA0018 clean NACA0018 tripped (5%) Betz Limit: c P c P λ Abbildung 2.1: Leistungskennlinie bei v 1 = 8 m /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 Relevanz Strömungsmedium Luft - Entwurfsreynoldszahl Re Design Entwurfsmachzahl Ma Design Breite der Laminardelle α (±8 ) - 0-Auftriebswiderstand möglichst klein + geometrische Anforderung quasi symmetrisch (s. 4) + Stallwinkel α max 10 0 Stallverhalten sanft, ohne Sprünge im c A + Verhalten gegen Verschmutzung unempfindlich + Profildicke d/t 18 % 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

7 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 NACA 0015 NACA 0018 NACA Abbildung 3.1: NACA 00xx-Profilreihe Abbildung 3.2: NACA 0015 Polare 4

8 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 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 = SNL 0015/47 SNL 0018/50 SNL 0021/ 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 λ A = 1 erreicht werden. Dieses Profil ist hier dennoch aufgrund seiner weiten Verbreitung im Bereich der small scale VAWT und der Vollständigkeit halber aufgeführt. 5

9 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

10 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 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 VAWT- Bewegung in akzeptabler Genauigkeit erreicht werden. 7

11 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 = ω 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 Eppler- Code berechneten Profilpolaren für das glatte Profil bzw. mit einem Turbulator bei 50 % der Profiltiefe in Abb. 5.3 bzw. 5.4 dargestellt. 8

12 REMO1 TRA TRA TRA TRA RAMP TRA 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 H 12. Nimmt dieser im Bereich einer laminaren Grenzschicht einen Wert von H H 12 = δ 1 δ 2 an, wobei δ 1 die Verdrängungsdicke und δ 2 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

13 Abbildung 5.3: Profilpolare des Vorentwurfs Abbildung 5.4: Profilpolare des Vorentwurfs mit Turbulator bei 50 % Zusammenhang [ ( ) U (x) 2 ] 1/2 1 (x A x f ) d [ (U ) (x) 2 ] dx U 0 U 0 = wobei U 0 das Geschwindigkeitsmaximum und δ 20 die Impulsverlustdicke am Ort x 0 beschreibt und x f die Koordinate einer virtuellen ebenen Platte, deren Grenzschicht bis zum Ort x 0 die gleiche Impulsverlustdicke aufweist wie die dort vorliegende. Unter der Annahme, dass die Übergeschwindigkeit bis x 0 konstant ist, wird dabei x f = 0 und x A beschreibt den Ort der Ablösung von der Nasenkante aus. [ ( ) U (x) 2 ] 1/2 [ (U ) d (x) 2 ] x A 1 = dx U 0 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. U 0 10

14 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 c P -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 α AoA = 7 auf der Saugseite des Profils. Somit kann die maximale Gleitzahl als ca /c w auf Kosten des 0-Auftriebwiderstandes erhöht werden. REMO1 P@1MA SVAWT018 TRA TRA TRA TRA TRA TRA TRA RAMP TRA ENDE Abbildung 5.5: Eingabedaten zum Profilentwurf 11

15 Abbildung 5.6: reibungsfreie und reibungsbehaftete Geschwindikgeitsverteilung für α AoA = 0 und Re = des Profilentwurfs Abbildung 5.7: reibungsfreie und reibungsbehaftete Geschwindikgeitsverteilung für α AoA = 7 und Re = des Profilentwurfs 12

16 6 Bewertung des entworfenen Profils Im direkten Vergleich der c a -c w -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 c a NACA0018 Re = 115E3 clean NACA0018 Re = 190E3 clean NACA Re = 115E3 tripped NACA0018 Re = 190E3 tripped MA SVAWT Re = 115E3 clean MA SVAWT018 Re = 190E3 clean MA SVAWT018 Re = 115E3 tripped 0.8 MA SVAWT018 Re = 190E3 tripped c w Abbildung 6.1: c a -c w -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 MA- SVAWT018-Profil über den gesamten Anstellwinkel- und Reynoldszahlenbereich einen niedrigeren Profilwiderstand aufweist, ist der Leistungsbeiwert c P 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 13

17 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, 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, 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 MA SVAWT018 clean MA SVAWT018 tripped NACA0018 clean NACA0018 tripped Betz Limit 0.4 c P λ 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 n krit = 9 auf n krit = 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

18 c a NACA0018 Re = 115E3 n krit = 9 NACA0018 Re = 190E3 n krit = 9 MA SVAWT Re = 115E3 n krit = 9 MA SVAWT018 Re = 190E3 n krit = 9 NACA Re = 115E3 n krit = 3 NACA0018 Re = 190E3 n krit = 3 MA SVAWT Re = 115E3 n krit = 3 MA SVAWT018 Re = 190E3 n krit = c w Abbildung 6.3: c a -c w -Polare des Entworfenen Profils im Vergleich zum Referenzprofil bei turbulenter Anströmung mit n krit = 3 15

19 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 NACA0018 MA SVAWT Abbildung 7.1: Profilgeometrie des MA-SVAWT018 und NACA