中小型風(fēng)電測試場風(fēng)力機優(yōu)化布置方法的研究

包道日娜， 劉嘉文， 尚 偉， 王帥龍， 劉旭江

(內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院， 呼和浩特 010051)

目前，我國風(fēng)力發(fā)電技術(shù)已經(jīng)較為發(fā)達(dá)，裝機總?cè)萘空紦?jù)世界市場份額的33.6%，早在2010年就位列世界第一，超越了整個歐盟，并且我國風(fēng)力發(fā)電裝機量仍在持續(xù)上漲[1-2]。風(fēng)力發(fā)電技術(shù)的長足進步離不開風(fēng)電測試認(rèn)證技術(shù)的支持，但隨著風(fēng)力發(fā)電技術(shù)的日益提高，我國風(fēng)電測試認(rèn)證技術(shù)的發(fā)展顯得尤為不足[3-4]。在風(fēng)電測試認(rèn)證技術(shù)領(lǐng)域，除了風(fēng)電測試場的微觀選址，最重要的就是風(fēng)力機的機位布置。良好的布置方案不但可以滿足測試標(biāo)準(zhǔn)、縮小測試周期，還可以提高測試場的年發(fā)電量和風(fēng)能利用率。

在風(fēng)電測試場實際運行過程中，因不同機位布置方案引發(fā)的尾流損失是造成測試場測試周期較長和發(fā)電能力不足的一大因素，特別是在風(fēng)資源相對匱乏的區(qū)域，尾流損失對風(fēng)電測試場效益的影響更為嚴(yán)重。因此，通過優(yōu)化風(fēng)電測試場機位布置方案以減少尾流損失從而提高測試場效益引發(fā)了越來越廣泛的關(guān)注。國內(nèi)外學(xué)者在風(fēng)電場風(fēng)力機機位布置方面做了大量研究，取得了卓有成效的研究成果。文獻[5]提出了一種通過優(yōu)化風(fēng)電場主風(fēng)向上風(fēng)機塔筒高度從而降低風(fēng)電場尾流損失的方法，并用Wasp10.0軟件驗證了方法的有效性。文獻[6]基于尾流損失影響，利用Wind PRO軟件進行了風(fēng)電機組排布優(yōu)化，最終得到了一種尾流影響較小的風(fēng)電場風(fēng)力機排布方案。文獻[7]以高斯尾流模型為基礎(chǔ)，通過粒子群優(yōu)化算法對風(fēng)電場風(fēng)機布置進行了排布優(yōu)化。相對于風(fēng)電場機位優(yōu)化布置研究，國內(nèi)外在風(fēng)電測試場風(fēng)力機優(yōu)化排布方面研究較少。為了彌補風(fēng)電測試認(rèn)證技術(shù)方面的缺陷，我國有關(guān)單位分別在內(nèi)蒙古和山東策劃并建立了中小型野外風(fēng)電測試場。這一舉措為風(fēng)力機市場提供了強有力的監(jiān)督手段，填補了我國中小型風(fēng)電測試認(rèn)證技術(shù)的空白。同時也推動了風(fēng)力發(fā)電產(chǎn)業(yè)的發(fā)展[8]。為了縮短風(fēng)電測試場測試周期并提高其經(jīng)濟效益，本文主要以東營沿海野外中小型風(fēng)電測試場內(nèi)風(fēng)力機優(yōu)化布置為研究目的，探究測試場風(fēng)力機機位最優(yōu)布置方法。

1 測試場機位初步布置方案

東營市中小型風(fēng)力機測試認(rèn)證中心位于黃河入?？谌侵薜貐^(qū)，地勢平坦，具備優(yōu)良的風(fēng)能資源[9]。依據(jù)IEC標(biāo)準(zhǔn)對六臺被選風(fēng)力發(fā)電機進行合理布置，該六臺風(fēng)力機機型分別為5 kW傘形風(fēng)力機、10 kW三葉片風(fēng)力機、30 kW三葉片風(fēng)力機、100 kW 三葉片風(fēng)力機、3 kW五葉片風(fēng)力機和1.5 kW五葉片風(fēng)力機。風(fēng)力機具體參數(shù)如表1所示。

對中小型風(fēng)力機認(rèn)證測試場進行全年風(fēng)資源數(shù)據(jù)觀測，并經(jīng)過數(shù)據(jù)篩選得出當(dāng)?shù)孛吭嘛L(fēng)向玫瑰圖。按照其分布規(guī)律可分為春夏秋冬四季的風(fēng)向玫瑰圖。圖1為中小型風(fēng)電認(rèn)證測試場一年之中四個季節(jié)的風(fēng)向玫瑰圖。由圖1(a)和(b)可知，SSE(南南東)方向為春夏兩季的盛行風(fēng)向，NE(北東)方向為春夏兩季第二主風(fēng)向。由圖1(c)和(d)可知，秋冬季節(jié)盛行風(fēng)向在157.5°～180°之間，第二主風(fēng)向在315°～337.5°之間。由圖2全年風(fēng)向玫瑰圖可知， SSE(南南東)方向為全年盛行風(fēng)向， NE(北東)方向為全年第二盛行風(fēng)向。

表1 被測風(fēng)力機參數(shù)表

圖1 中小型風(fēng)電認(rèn)證測試場一年四個季節(jié)的風(fēng)向玫瑰圖

圖2 中小型風(fēng)電認(rèn)證測試場全年的風(fēng)向玫瑰圖

考慮到第二主風(fēng)向和盛行風(fēng)向的影響，結(jié)合IEC 61400-12-1:2005《風(fēng)力發(fā)電機組 功率特性測試》標(biāo)準(zhǔn)對給定輪轂高度、風(fēng)輪直徑的被選機型作出具體布置要求，提出“梯形布置”和“分散布置”兩種測試場布置方案，如圖3所示。

圖3 中小型風(fēng)電測試場布置方案

根據(jù)春夏兩季和秋冬兩季風(fēng)向分布規(guī)律，在WAsP軟件中分別對兩種布置方案進行年發(fā)電量和尾流損失的計算并匯入表2。對比“分散布置”和“梯形布置”兩種方案，無論春夏兩季還是秋冬兩季，“分散布置”方案下的總尾流損失因子較小，年發(fā)電量較大。繼而結(jié)合全年測風(fēng)數(shù)據(jù)對 “分散布置”方案進行尾流損失和年發(fā)電量計算，得出風(fēng)電測試場在使用“分散布置”方案時，尾流損失最低為0.27%，年發(fā)電量最高為142 MWh，因此將“分散布置”作為風(fēng)電測試場的初步布置方案，并利用數(shù)值模擬的方法深入探究尾流損失的具體原因。

2 中小型風(fēng)電場測試場布置方案分析

2.1 數(shù)值計算理論模型

依據(jù)實際情況，可利用非穩(wěn)態(tài)的連續(xù)性方程來描述來流風(fēng)[10]，可由式(1)所表述：

(1)

表2 不同方案下測試場尾流損失及年發(fā)電量計算

式中：ρ—氣流密度，kg·m-3；t—時間，s；u—速度矢量在x方向上的分量；v—速度矢量在y方向上的分量；w—速度矢量在z方向上的分量；μ—動力粘性系數(shù)，Pa·s；p—壓力，Pa。

在實際情況中，流體密度往往是發(fā)生變化的，此時可用如式(2)關(guān)系進行描述：

(2)

式中：ρ—氣流密度，kg·m-3；t—時間，s；u—速度矢量在x方向上的分量；v—速度矢量在y方向上的分量；w—速度矢量在z方向上的分量；μ—動力粘性系數(shù)，Pa·s；p—壓力，Pa。

2.2 數(shù)值模擬方案

利用CFD數(shù)值模擬的方法對尾流損失的具體原因進行驗證分析。首先對測試場進行建模并導(dǎo)入六臺風(fēng)力機模型，然后進行網(wǎng)格劃分和設(shè)置邊界條件，經(jīng)相關(guān)網(wǎng)格無關(guān)性驗證得出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)從700萬變至900萬時，網(wǎng)格數(shù)量的變化對計算結(jié)果的影響極小，因此該網(wǎng)格數(shù)量可作為計算網(wǎng)格。最后利用CFX求解器進行求解。其中，東南南(ESS)方向作為測試場盛行風(fēng)向，東北(NE)方向作為測試場第二主風(fēng)向，根據(jù)盛行風(fēng)向和第二主風(fēng)向的特點，進行了兩種不同方案的數(shù)值模擬來探究風(fēng)機的尾流速度分布規(guī)律。具體布置方案為方案一的入口為盛行風(fēng)向，出口為反方向。方案二的入口為第二主風(fēng)向，出口為反方向。如圖4所示，(a)和(b)分別為方案一和方案二模型立體圖，(c)和(d)為模型的俯視圖，圖中多邊形角點處為風(fēng)力機安裝位置。

圖4 測試場模型圖

不同方案下入口風(fēng)向都與測試場模型的入口邊界相垂直，入口距離前排風(fēng)力機長度均為2 Df(Df為前排風(fēng)力機的風(fēng)輪直徑)。出口距離后排風(fēng)力機長度為14 Db和9 Db(Db為出口處風(fēng)力機的風(fēng)輪直徑，由于方案二中后排風(fēng)力機風(fēng)輪直徑大，因此其尾流距離較長，為了保證整體計算的準(zhǔn)確性，因此將該方案出口距離后排風(fēng)力機長度設(shè)置為9 Db)。兩側(cè)距離鄰近兩側(cè)風(fēng)力機的長度分別為2 Ds1和2 Ds2(Ds1和Ds2分別為左右兩側(cè)風(fēng)力機的風(fēng)輪直徑)。測試場模型高為H0+Hh(H0和Hh分別為容量最大風(fēng)力機的輪轂高度和風(fēng)輪直徑)。

3 計算結(jié)果分析與驗證

3.1 不同方案下風(fēng)力機尾流速度分布分析

經(jīng)計算可得不同方案下風(fēng)力機尾流速度分布曲線如圖5所示。由圖5(a)可看出六臺風(fēng)機尾流速度曲線分布趨勢較為相似，尾流速度均是從5D處開始恢復(fù)，到18D處基本恢復(fù)至來流風(fēng)速。由圖5(b)方案二可得A機位和E機位風(fēng)力機的尾流正常發(fā)揮，速度曲線較為平滑，但其余B機位、C機位、D機位和F機位風(fēng)力機的尾流速度分布變化較為明顯。

圖5 不同方案下風(fēng)機尾流速度分布曲線

為了分析得出上述方案中影響機位之間尾流速度的原因，作出相互影響的BF機位和CD機位的布置方法簡化圖，如圖6所示。

圖6 BF機位位置簡圖

圖7為BF機位縱向的尾流速度分布圖，對比分析兩種方案下的速度分布曲線。由圖7(a)可知，B機位風(fēng)力機尾流速度曲線在下游7D處突然開始變得平緩，直到10D處速度才開始恢復(fù)上升趨勢，到18D處尾流速度基本上升到來流風(fēng)速。結(jié)合圖6 BF機位位置簡圖分析可知，這是因為下風(fēng)向7D到10D處F機位風(fēng)輪的旋轉(zhuǎn)對此區(qū)域內(nèi)尾流速度的恢復(fù)造成了一定影響，致使 B機位風(fēng)機尾流速度恢復(fù)在此區(qū)域內(nèi)突然變得平緩，雖然在10D 處B機位尾流速度開始恢復(fù)，但是F機位在此處的尾流發(fā)揮使得B機位尾流恢復(fù)減慢，到18D 處基本恢復(fù)至來流風(fēng)速。由圖7(b)可以看出，相較于方案二，方案一尾流速度曲線更為平滑，結(jié)合圖6可知，這是因為F機位始終受到B機位的尾流干擾，不但造成了F機位對風(fēng)能的吸收比較消極，而且造成了F機位的尾流速度出現(xiàn)波動，影響了其尾流速度的恢復(fù)。

圖7 BF機位縱向尾流速度分布曲線圖

圖8為BF機位橫向的尾流速度分布圖。由圖8(a)可知，B機位下風(fēng)向5D處速度曲線較為對稱，且速度變化區(qū)域在-0.75D到0.75D之間。下風(fēng)向8D處的速度曲線從-1.5D處開始出現(xiàn)波動，到輪轂中心處呈現(xiàn)上升趨勢，到0.5D處速度曲線恢復(fù)平穩(wěn)。結(jié)合圖6分析可知，因為此區(qū)域恰好處于F機位風(fēng)輪旋轉(zhuǎn)處，由于風(fēng)輪的旋轉(zhuǎn)對此區(qū)域造成擾動使得B機位風(fēng)機尾流速度出現(xiàn)波動。B機位下風(fēng)向12D處受F機位尾流影響速度曲線從-1.5D開始呈現(xiàn)下降趨勢，到-0.75D時，最低速度為10 m/s。但隨后從-0.75D開始，B機位進入到單獨尾流區(qū)域，尾流速度開始恢復(fù)平穩(wěn)。由圖8(b)可知，F(xiàn)機位下風(fēng)向5D、8D、12D處橫向尾流速度變化較為相似，均是從-1D處開始下降，到輪轂中心處尾流速度降到最低，隨后呈現(xiàn)上升趨勢。但輪轂中心右側(cè)速度始終低于左側(cè)，由圖6可知，這是因為F機位下風(fēng)向0.75D到1.5D區(qū)域處于B機位尾流區(qū)域內(nèi)，B機位尾流發(fā)揮對F機位尾流速度恢復(fù)造成了干擾，使其尾流速度始終低于-1.5D到-0.75D的速度。

圖8 BF機位下風(fēng)向尾流速度橫向分布曲線圖

沿第二主風(fēng)向CD機位位置簡化圖如圖9所示。

圖9 CD機位風(fēng)力機位置簡圖

圖10為CD機位尾流速度縱向分布曲線圖。由圖10(a)可知，相較于方案一，方案二下的尾流速度曲線更為平滑。結(jié)合圖9可知，這是因為D機位處于C機位的尾流區(qū)域內(nèi)，D機位風(fēng)輪的旋轉(zhuǎn)對周圍空氣產(chǎn)生了擾動，因此減慢了C機位尾流的恢復(fù)。由圖10(b)可知，在5D到7D處，方案二下的尾流速度略低于方案一，這是因為D機位位于C機位的尾流區(qū)域內(nèi)，C機位的尾流發(fā)揮不但使D機位對于風(fēng)能的吸收極為被動，還造成了其尾流速度恢復(fù)減慢。但由于兩機位距離較遠(yuǎn)， D機位在下風(fēng)向7D 后尾流速度開始恢復(fù)正常。

圖10 CD機位尾流速度縱向分布曲線圖

CD機位尾流速度橫向曲線圖，如圖11所示。由圖11(a)可得，C機位下風(fēng)向5D、8D和12D處尾流速度從-1.5D開始均產(chǎn)生了波動，且整個橫向尾流速度曲線為非對稱分布，其中8D位置處的波動最為明顯。這是因為D機位恰好位于C機位下風(fēng)向5D和8D之間偏左側(cè)的位置，由于D機位風(fēng)輪吸收部分能量使得空氣流速降低，再加上風(fēng)輪的旋轉(zhuǎn)對周圍空氣產(chǎn)生擾動，造成了此區(qū)域內(nèi)湍流強度較大，因此C機位在此區(qū)域內(nèi)的尾流速度波動較大。但在距離較遠(yuǎn)的12D處，C機位受其尾流影響逐漸降低，尾流速度開始恢復(fù)。且輪轂中心右側(cè)下風(fēng)向不同位置處的尾流速度均恢復(fù)至來流風(fēng)速。

圖11 CD機位下風(fēng)向尾流速度橫向分布曲線圖

由圖11(b)可知，D機位下風(fēng)向不同位置處的橫向尾流速度分布趨勢都大體相似，且為對稱分布。尾流速度均是從-1.5D處開始下降，到輪轂中心處降為最低，隨后開始恢復(fù)至來流風(fēng)速。但其中5D處輪轂中心右側(cè)速度略低于左側(cè)，這是因為D機位處于C機位下風(fēng)向偏左側(cè)的位置，D機位右側(cè)尾流速度恢復(fù)受C機位尾流發(fā)揮的影響，但由于D機位風(fēng)輪直徑較大，其下風(fēng)向5D處距離已經(jīng)足夠遠(yuǎn)，因此C機位的尾流速度在此位置已經(jīng)基本恢復(fù)至來流風(fēng)速，對D機位尾流速度影響極小。

3.2 中小型風(fēng)電測試場優(yōu)化方案提出與驗證

在保證盛行風(fēng)向下各機型尾流正常發(fā)揮，避免沿第二主風(fēng)向下BF機位和CD機位尾流相互影響的情況下，再加入WN(西北)風(fēng)向來重新校準(zhǔn)機位布置。得到如圖12所示的測試場機位布置調(diào)整圖，其中，虛線為初步方案機位連線，實線為調(diào)整后的機位連線。

圖12 測試場機位布置調(diào)整圖

為驗證重新調(diào)整后的機位布置的可行性，利用WAsP軟件計算了調(diào)整后方案下的年發(fā)電量和尾流損失，結(jié)果如表3所示?？梢钥吹剑臧l(fā)電量提高到了142.323 MWh，尾流損失降低到0.219%。

表3 測試場最優(yōu)布置方案下風(fēng)力機尾流損失及發(fā)電量計算統(tǒng)計

由此可以確定，調(diào)整后的方案為最優(yōu)布置方案，其中的尾流損失可能是其他風(fēng)向的影響造成的。最終得出的最優(yōu)布置方案，不僅增加了測試場的年發(fā)電量，而且還減少了風(fēng)機的尾流損失。且該布置方案綜合研究了盛行風(fēng)向、第二主風(fēng)向和第三風(fēng)向下機位之間的尾流影響，提高了測試場的經(jīng)濟效益和風(fēng)能的利用率，有效地縮短了風(fēng)力機的測試周期。

4 結(jié)論

本文對不同類型的風(fēng)力機在沿海野外中小型風(fēng)電認(rèn)證測試場中的機位布置進行了研究，依據(jù)該地區(qū)四季的風(fēng)資源分布情況，對測試場的風(fēng)力機布置提出“梯形”和“分散”兩種布置方案，利用WAsP軟件進行年發(fā)電量和尾流損失的計算，得到其年發(fā)電量和尾流損失，將“分散布置”方案作為初步布置方案，為探究尾流損失的具體原因。利用CFD對其進行數(shù)值模擬計算，得到改方案下機位之間尾流相互影響的具體原因，并對其作出調(diào)整，并最終確定了最優(yōu)布置方案，最優(yōu)布置方案下年發(fā)電量從142.246 MWh增加到了142.323 MWh，尾流損失從0.273%減少到了0.219%。