翟國慶,徐 婧,鄭 玥,李爭光 (浙江大學環(huán)境與資源學院環(huán)境科學系,浙江 杭州 310058)

噪聲問題已成為限制風電場選址和大規(guī)模布置的一個制約因素[1].準確預(yù)測風電場的噪聲影響可為風電場選址和風電機組的合理布局提供科學依據(jù).國內(nèi)目前通常采用不考慮指向性的點聲源模型估算風電場聲場分布,預(yù)測結(jié)果與實際往往相差較大.國外對風電機組噪聲研究較多.其中,美國航空航天局(NASA)研發(fā)了一種半經(jīng)驗?zāi)Ｐ皖A(yù)測后緣為鈍形的雙葉片風電機組遠場軸向噪聲(以下稱NASA模型)[2-4].

隨著技術(shù)的進步,現(xiàn)代風電機組噪聲的聲級和頻譜都發(fā)生了變化.現(xiàn)有NASA模型已不適用于我國自主研發(fā)的后緣為尖形的三葉片風電機組噪聲預(yù)測.本文對NASA模型進一步作了研究修正,并采用不同型號風電機組實測數(shù)據(jù)對模型進行驗證,建立了適合于我國風電機組的噪聲預(yù)測模型.

1 研究方法

1.1 NASA模型的基本形式

Grosveld等[2-4]將風電機組的寬頻噪聲分為3個部分:

1.1.1 吸入湍流噪聲 由于來流速度場隨機脈動會在葉片表面產(chǎn)生隨機的壓力脈動,因而產(chǎn)生輻射的隨機噪聲場.

式中:SPLa,1/3表示吸入湍流噪聲1/3倍頻程頻帶聲壓級;f為1/3倍頻程中心頻率;B為葉片數(shù)量; φ為風輪中心與預(yù)測點連線和葉片轉(zhuǎn)動平面間的夾角(圖1);ρ為空氣密度;C0.7為0.7倍風輪半徑處的葉片弦長;R為風輪半徑;σ2為平均湍流強度;U0.7為0.7倍風輪半徑處的自由層速率;r0為風輪中心到預(yù)測點的直線距離;c0為聲速;S為斯特勞哈爾數(shù),S=16.6;h為輪縠高度;Ka(f)為與頻率相關(guān)的比例因子,該因子通過測量 MOD-2風電機組入流湍流噪聲得到.如圖 5所示,當 f=fpeak時,Ka(f)達到最大值.

圖1 NASA模型預(yù)測參數(shù)示意Fig.1 Graphic representation of NASA model parameters

1.1.2 湍流邊界層噪聲 湍流邊界層與葉片后緣相互干涉產(chǎn)生的噪聲.

式中:SPLb,1/3表示湍流邊界層噪聲1/3倍頻程頻帶聲壓級;U為自由層速率;δ為邊界層厚度;l為葉片單元的翼展;S為斯特勞哈爾數(shù),S=fδ/U; Smax=0.1;Kb為比例因子,Kb=5.5;D 為指向性因數(shù);θ為聲源與預(yù)測點連線與葉片轉(zhuǎn)動平面間的夾角;M 為翼展馬赫數(shù);Mc為對流馬赫數(shù), Mc=0.8M.將葉片沿弦線切割為微小單元,對每個單元的聲壓級沿弦線積分后得到總聲壓級.

1.1.3 脫落渦噪聲 當旋渦離開葉片表面時,圍繞葉片的流動環(huán)量發(fā)生變化,在葉片表面誘導(dǎo)出壓力脈動.

式中:SPLc,1/3表示脫落渦噪聲1/3倍頻程頻帶聲壓級;t為葉片邊緣厚度;ψ為聲源與預(yù)測點連線和葉片轉(zhuǎn)動平面水平投影間的夾角;Kc(f)為與頻率相關(guān)的比例因子.將葉片沿弦線切割為微小單元,對每個單元的聲壓級沿弦線積分后得到總聲壓級.

將各 1/3倍頻程聲壓級疊加得到 SPL1/3(f),考慮A計權(quán)網(wǎng)絡(luò)衰減級ΔA后,將各個1/3頻帶的A聲級疊加得到總A聲級LA,即

NASA模型建立所依托的實驗數(shù)據(jù)來自20多年前的 MOD-2風電機組,該風電機組與我國自主研制的新型風電機組有許多不同之處.如MOD-2風電機組具有兩片鈍形后緣的葉片,而我國使用的是具有三片尖形后緣葉片的風電機組,因此模型不能直接應(yīng)用于我國新型風電機組噪聲預(yù)測,需對其進行修正.

1.2 符合我國風電機組噪聲特點的預(yù)測模型

1.2.1 風電機組噪聲監(jiān)測 參照國際電工委員會(IEC)發(fā)布的《風力發(fā)電機組聲學噪聲測量技術(shù)》[5]和我國的《風電場噪聲限值及測量方法》(DL/T 1084-2008)[6],對位于浙江、江蘇兩省3個風電場內(nèi)的 3種不同型號風電機組噪聲進行了監(jiān)測,表1給出了各風電機組參數(shù).

表1 風電機組參數(shù)Table 1 Parameters of wind turbines

監(jiān)測點設(shè)置 以風電機組塔基為原點,沿葉片旋轉(zhuǎn)軸方向布置噪聲衰減監(jiān)測線.測點高于地面1.5m,從距原點一倍塔高水平距離處開始布置,直至地形受限處,每條監(jiān)測線布置4～5個測點.個別測點受地形等測量條件限制,布置時偏離葉片旋轉(zhuǎn)軸一定角度α.

測量條件及方法 噪聲測量用儀器為AWA6291噪聲統(tǒng)計分析儀,測量前用標準聲信號對儀器進行校正.對正常運轉(zhuǎn)的單臺風電機組每條衰減線上的噪聲進行同步測量,記錄1min的等效連續(xù)A聲級[7];關(guān)停風電機組后,使用同樣方法測量各測點處的背景噪聲,取10次測量結(jié)果平均值.測量時同步記錄溫濕度等氣象數(shù)據(jù),風速使用風電機組機艙上自動風速儀的記錄數(shù)據(jù).

測量數(shù)據(jù)處理及分析方法 風電機組運行時,測量的噪聲實際為風電機組噪聲和背景噪聲的疊加.根據(jù)聲疊加原理,扣除各測點噪聲中的背景噪聲,得到風電機組噪聲實際貢獻值(LAeq,1min).

1.2.2 分析葉片后緣形狀影響后對預(yù)測模型的修正 圖2給出了NASA模型計算得到的三部分噪聲相對于總聲壓級的貢獻[3-4],脫落渦噪聲的頻率范圍相對其它兩部分噪聲較窄,且在高頻段出現(xiàn)一個峰值.這個峰值是由后緣為鈍形的葉片引起的,后緣為尖形的葉片這一噪聲峰值不明顯[3-4].由于我國自主研制的新型風電機組的葉片后緣為尖形,噪聲頻譜(圖3)高頻段沒有出現(xiàn)明顯的峰值.因此,相對于其他噪聲,現(xiàn)代風電機組噪聲預(yù)測中,脫落渦噪聲可以忽略,式(6)變?yōu)?/p>

圖2 NASA模型計算的三部分噪聲貢獻值示意Fig.2 Relative contributions of three noise sources to the total noise spectrum calculated by NASA model

圖3 2號風電機組實測噪聲1/3倍頻程頻譜Fig.3 Measured 1/3-octave-band noise spectrum of No. 2 wind turbine

1.2.3 利用實際風電機組 Ka(f)曲線對預(yù)測模型的修正 NASA模型吸入湍流噪聲中的 Ka(f)是依托 MOD-2風電機組噪聲測量數(shù)據(jù)獲得的一條曲線[8].如圖4所示,MOD-2風電機組是流行于20多年前的雙葉片機組,其噪聲與我國新型的三葉片風電機組在聲級和頻譜上都存在差異.因此原有 Ka(f)曲線不能很好地應(yīng)用于我國新型風電機組的噪聲預(yù)測.

我國新型風電機組的功率從小于 1MW至2.5MW 不等,1.5MW 以上大功率機組是今后發(fā)展的趨勢.在此,我們以額定功率1.5MW的2號風電機組噪聲測量數(shù)據(jù)為例,說明對 Ka(f)項的修正方法.

圖4 MOD-2風電機組與我國新型風電機組噪聲頻譜比較Fig.4 Noise spectrum comparison between MOD-2 wind turbine and new wind turbines in China

以 2號風電機組塔基為原點,測量 α=0°方向、水平距離d=90m、高于地面1.5m處測點的噪聲.測量條件及方法同上,記錄各1/3倍頻程頻帶聲壓級.根據(jù)聲疊加原理扣除背景噪聲后得到風電機組各 1/3倍頻帶噪聲貢獻值.測量時風輪轉(zhuǎn)速為17r/min,由式(2)計算得fpeak=15Hz,其所在1/3倍頻程中心頻率為16Hz.

利用式(3)、式(4)計算該測點的湍流邊界層噪聲以及式(1)中第一項的值.在總的風電機組噪聲中扣除這兩部分噪聲,得到修正后的 K’a(f)曲線.

圖5 修正前后Ka(f)曲線Fig.5 Ka(f) curves before and after correction

1.2.4 對預(yù)測模型的指向性修正 NASA模型中,當α=90°或270°,即預(yù)測點位于葉片轉(zhuǎn)動平面上時,式(9)中的SPLa,1/3(f)始終為0,使得SPL1/3(f)偏小.在只考慮上述修正情況下,利用修正后的模型計算距塔基水平距離均為 d的預(yù)測點,發(fā)現(xiàn)α=90°時預(yù)測點處A聲級(LA)比α=0°時的預(yù)測點A聲級小15dB左右.Shepherd等[9]測量了距塔基水平距離 d=200m處的噪聲指向性,不同位置處聲級差約為5～10dB.本文對2號機組距塔基水平距離d=80m和160m處的噪聲指向性進行測量,該差值約為5dB.為此,需對風電機組噪聲預(yù)測結(jié)果進行指向性修正.

如圖1所示,對于α方向、距風電機組塔基水平距離為d的預(yù)測點P,其A聲級LA,P按式(10)進行修正.

式中:LA,P為修正前P點A聲級;L’A,P為修正后P點A聲級;LA,Q為α=0°方向距塔基水平距離d處Q點修正前A聲級.即將風電機組視為類似偶極子聲源,在葉片旋轉(zhuǎn)軸方向上噪聲級相對較大,垂直葉片旋轉(zhuǎn)軸方向上噪聲級相對較小.

模型中沒有考慮風和氣流對聲傳播的影響,即對位于α=0°和180°方向且與聲源距離相等的兩點,計算得到的各1/3倍頻帶聲壓級均相同,這與順風有利于聲傳播,上風向噪聲小于下風向噪聲的實際不相符.為此,結(jié)合實測結(jié)果,在計算上風向噪聲時的預(yù)測模型中加入一修正項2cosα,即

2 結(jié)果與討論

2.1 修正后風電機組噪聲預(yù)測模型驗證

利用MatLAB語言編程,預(yù)測風電機組噪聲.表2給出了3種型號風電機組噪聲實測值及采用修正前后預(yù)測模型得到的噪聲預(yù)測值.由表可知,當預(yù)測點距風電機組塔基水平距離d大于2倍風輪半徑R,距風輪中心直線距離大于3倍風輪半徑R時,噪聲預(yù)測值與實測值差值一般可以控制在±2.5dB(A)范圍內(nèi).

表2 修正后的模型預(yù)測值與實測值對比Table 2 Comparison between surveying values and predicted values from the modified model

2.2 利用修正后風電噪聲預(yù)測模型計算風電機組噪聲聲功率級和指向性指數(shù)

修正后的風電噪聲預(yù)測模型能夠較好地預(yù)測距風輪中心3倍風輪半徑(3R)直線距離外的噪聲,但模型相對較復(fù)雜.為簡化遠場區(qū)(r0＞6R)風電場噪聲預(yù)測,可利用修正后風電噪聲預(yù)測模型計算獲取任意型號風電機組噪聲聲功率級及聲源指向性指數(shù),將其代入考慮聲源指向性的點聲源模型,用于預(yù)測遠場區(qū)風電場噪聲.

在自由空間中考慮指向性的點聲源模型,某一α角方向上距離聲源r0處的A聲級LA,α滿足

式中:LW為聲源輻射的 A計權(quán)聲功率級,DIα為聲源指向性指數(shù),DIα= 10lgQα,Qα為指向性因數(shù).根據(jù)Qα定義:在離聲源幾何中心相同距離處,測量球面上各點的聲強,在某一方向上的聲強Iα與所有方向上的平均聲強之比,即Qα=Iα/.風電機組及其離地尺寸均較大,很難測量包絡(luò)聲源的球面上各點的聲強,因此各個方向上的指向性指數(shù)DIα難以得到.利用本文建立的修正后風電噪聲預(yù)測模型可較為方便地通過計算得到聲源的指向性指數(shù).下面舉例說明其計算過程,為方便說明,設(shè)高于地面1.5m、α=0°方向上的指向性指數(shù)為 0.為示區(qū)別,以下將通過計算得到的指向性指數(shù)用DIα′表示,則(12)式改為

利用式(14)將各預(yù)測點聲級 LA和預(yù)測點與風輪中心距離r0進行擬合,可得到不同型號風電機組在8m/s風速下噪聲的聲功率級LW′,結(jié)果見表 3.有研究表明,在典型風速(8m/s)下,現(xiàn)代風電機組的聲功率級在100～106dBA之間[10],可見計算得到的聲功率級與其較為一致.

表3 利用預(yù)測計算值擬合得到風電機組噪聲聲功率級Table 3 Sound power level of wind turbines fitted based on the predicted value from the modified model

根據(jù)修正后的風電機組噪聲預(yù)測模型計算得到的LA,α,并利用上述風電機組聲功率級,可求得各 α方向上的指向性指數(shù)'DIα,計算結(jié)果見表4.由表4可知,不同型號風電機組噪聲指向性指數(shù)基本一致.

根據(jù)表4所給出的不同α方向上指向性指數(shù),擬合得到風電機組噪聲指向性指數(shù)

表4 風電機組噪聲指向性指數(shù)DIα′(dBA)Table 4 Directivity index of wind turbine noise DIα′(dBA)

3 結(jié)論

3.1 在調(diào)查測量我國新型風電機組噪聲基礎(chǔ)上,根據(jù)新型風力發(fā)電機組葉片形狀及其輻射噪聲的頻譜特性等,對NASA風電噪聲半經(jīng)驗預(yù)測模型作了研究改進,建立了適合于新型風電機組的噪聲預(yù)測模型.該模型能較好地反映風電機組噪聲的衰減規(guī)律和指向性特征,在預(yù)測點與風輪中心距離大于3倍風輪半徑時,模型預(yù)測值與實測值差值在±2.5dB(A)范圍內(nèi).

3.2 利用修正后的預(yù)測模型可計算確定不同型號風力發(fā)電機組噪聲聲功率級及指向性指數(shù),將其代入考慮指向性的點聲源模型,可簡化計算與風輪中心距離大于3倍風輪直徑的預(yù)測點噪聲.

[1] Son E, Kim H, Kim H, et al. Integrated numerical method for the prediction of wind turbine noise and the long range propagation [J]. Curr. Appl. Phys., 2010,10:S316-S319.

[2] Grosveld F W. The prediction of broadband noise from wind turbine [J]. J. Propul. Power, 1985,1(4):292-295.

[3] Hubbard H H, Shepherd K P. Wind turbine acoustics [R]. Hampton, Virginia: NASA Langley Research Center, 1990.

[4] Hubbard H H, Shepherd K P. Aeroacoustics of large wind turbines [J]. J. Acoust. Soc. Am., 1991,89(6):2495-2508.

[5] IEC 61400-11 Wind turbine generator systems―Part 11: Acoustic noise measurement techniques [S].

[6] DL/T1084-2008 風電場噪聲限制及測量方法 [S].

[7] Sugimoto T, Koyama K, Kurihara Y, et al. Measurement of infrasound generated by wind turbine generator [C]. SICE Annual Conference, 2008:5-8.

[8] Hubbard H H, Grosveld F W, Shepherd K P. Noise characteristics of large wind turbine generators [J]. Noise Control Eng. J., 1983, 21:21-29.

[9] Shepherd K P, Willshire W L, Hubbard H H. Comparison of measured and calculated sound pressure levels around a large horizontal axis wind turbine generator [R]. Hampton, Virginia: NASA Langley Research Center, 1988.

[10] Prospathopoulos J M, Voutsinas S G. Noise Propagation issues in wind energy applications [J]. J. Sol. Energ. Eng., 2005,127(2): 234-241.