唐新姿 王效禹 袁可人 彭銳濤

(湘潭大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,湖南湘潭 411105)

引言

風(fēng)力機(jī)常年運(yùn)行于地表大氣層中,工作環(huán)境非常復(fù)雜.由于地表地貌,高度,氣候等差異,實(shí)際自然來流風(fēng)速隨機(jī)波動(dòng).風(fēng)速不確定性造成風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)力和載荷分布不確定性,對(duì)風(fēng)電穩(wěn)定性和可靠性產(chǎn)生嚴(yán)重影響,開展風(fēng)力機(jī)復(fù)雜工況下氣動(dòng)不確定性研究對(duì)于保障風(fēng)電系統(tǒng)高效可靠運(yùn)行具有重要意義.

目前風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)載荷研究主要方法有數(shù)值計(jì)算方法、葉素動(dòng)量(blade-element momentum,BEM)理論和風(fēng)洞試驗(yàn)等.其中,葉素動(dòng)量理論是風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)設(shè)計(jì)普遍采用的方法,該方法應(yīng)用多基于確定性工況條件.為提高該方法在復(fù)雜工況的適應(yīng)性,國內(nèi)外學(xué)者針對(duì)該方法進(jìn)行了相關(guān)改進(jìn),包括氣動(dòng)彈性修正[1]、動(dòng)態(tài)失速修正[2]、三維效應(yīng)修正[3-7]、阻力修正[8]和風(fēng)切變修正[9]等,這些修正使得BEM 應(yīng)用更為廣泛,但不確定工況問題仍然有待解決.針對(duì)風(fēng)電不確定性,國內(nèi)外學(xué)者在預(yù)測(cè)模型[10],控制策略[11-15]和翼型[16-22]等方面開展了相關(guān)研究.考慮風(fēng)速變化,Keshavarzzadeh 等[23]結(jié)合Von Karman 模型和非嵌入式混沌多項(xiàng)式將風(fēng)速表示為時(shí)間、半徑和隨機(jī)變量的函數(shù),基于葉素動(dòng)量理論和牛頓迭代法提出水平軸風(fēng)力機(jī)葉片不確定性優(yōu)化方法.Murcia 等[24]構(gòu)建四維湍流空間,提出在多種不確定湍流參數(shù)下預(yù)測(cè)風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能方法.Antonini 等[25]基于四種湍流模型并對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行加權(quán)處理,揭示考慮風(fēng)向不確定性的重要性.Toft 等[26]基于加速因子和風(fēng)力機(jī)與測(cè)量位置之間距離建立風(fēng)速不確定性概率模型以評(píng)估風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)疲勞載荷.Horna 等[27]研究了風(fēng)速和風(fēng)向不確定性以及環(huán)境載荷不確定性對(duì)海上風(fēng)力機(jī)地基疲勞可靠性的影響.Yan 等[28]提出一種包含槳矩角和風(fēng)向參數(shù)的風(fēng)力機(jī)功率曲線模型描述能量轉(zhuǎn)化不確定性.

復(fù)雜工況下風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)力研究本身是具有挑戰(zhàn)性的研究熱點(diǎn)問題,不確定問題正受到國內(nèi)外學(xué)者重點(diǎn)關(guān)注.采用數(shù)值模擬或風(fēng)洞試驗(yàn)方法進(jìn)行工況不確定條件下風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)力研究將非常復(fù)雜且工作量巨大.本文提出一種基于修正葉素動(dòng)量理論和非嵌入式概率配置點(diǎn)法的風(fēng)力機(jī)不確定氣動(dòng)計(jì)算方法,建立水平軸風(fēng)力機(jī)不確定性空氣動(dòng)力學(xué)響應(yīng)模型;基于該模型,以NREL Phase VI S809 風(fēng)力機(jī)為研究對(duì)象,量化不確定工況下隨機(jī)氣動(dòng)邊界條件對(duì)風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)力的影響程度;從氣動(dòng)誘導(dǎo)上揭示不確定性在葉片展長方向上的傳播機(jī)制,為風(fēng)力機(jī)設(shè)計(jì)與應(yīng)用提供理論依據(jù)和重要參考.

1 不確定風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)力學(xué)計(jì)算模型

1.1 修正葉素動(dòng)量理論

目前描述風(fēng)輪作用力與來流速度之間的關(guān)系主要有考慮尾渦旋轉(zhuǎn)的修正葉素動(dòng)量理論.該理論認(rèn)為,當(dāng)氣流作用在風(fēng)輪上產(chǎn)生轉(zhuǎn)矩時(shí),氣流同樣會(huì)受到風(fēng)輪反作用.風(fēng)輪對(duì)氣流的影響用誘導(dǎo)因子表示,葉片截面速度關(guān)系如圖1 所示.

圖1 葉片截面速度示意圖Fig.1 Velocity of blade element

根據(jù)動(dòng)量理論,得葉片扭矩Q和推力T為

式中,a為軸向誘導(dǎo)因子;b為周向誘導(dǎo)因子;r為葉素半徑,m;ρ 為空氣密度,kg/m3;V1為來流風(fēng)速,m/s;? 為葉輪轉(zhuǎn)速,r/min;α 為攻角,(?);β 為槳矩角,(?).

根據(jù)葉素理論,同樣得到葉片扭矩Q和推力T為

式中,B為葉片數(shù);c為弦長,m;Cl為翼型升力系數(shù);Cd為翼型阻力系數(shù);W為相對(duì)風(fēng)速,m/s;? 為入流角,(?).其中,相對(duì)風(fēng)速、來流風(fēng)速與葉輪轉(zhuǎn)速的關(guān)系為

動(dòng)量理論和葉素理論結(jié)合得

式中,Ct為葉素切向力系數(shù);Cn為葉素法向力系數(shù);σ 為風(fēng)輪實(shí)度,σ=Bc/(2πr).

當(dāng)軸向誘導(dǎo)因子a>0.38 時(shí),根據(jù)Wilson 和Prandtl 方法進(jìn)行修正

其中F為葉尖和輪轂損失修正.

葉尖損失修正系數(shù)Ftip為

輪轂損失修正系數(shù)Fhub為

式中,Ftip為葉尖損失;Fhub為輪轂損失;R為葉片半徑,m;r為葉素半徑,m;rhub為輪轂半徑,m.

修正后軸向誘導(dǎo)因子為

修正后周向誘導(dǎo)因子為

通過式(12)和式(13)求解每個(gè)半徑位置上周向和軸向誘導(dǎo)因子描述風(fēng)力機(jī)準(zhǔn)三維流場(chǎng)變化,進(jìn)而得到風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)力.

1.2 非嵌入式概率配置點(diǎn)法

本文將風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)力計(jì)算方法和非嵌入式概率配置點(diǎn)法 (no-instrusive probabilistic collocation,NIPRC)結(jié)合,進(jìn)行不確定氣動(dòng)力計(jì)算.NIPRC 是混沌多項(xiàng)式法對(duì)隨機(jī)變量進(jìn)行多項(xiàng)式展開形式變換和隨機(jī)配置點(diǎn)法的結(jié)合.隨機(jī)變量?(x,t,θ)是關(guān)于時(shí)間t,空間x和隨機(jī)變量θ 的函數(shù),其表達(dá)式為

式中,?k(x,t)是隨機(jī)變量?(x,t,θ)在配置點(diǎn)θk的解,是由確定性計(jì)算獲得,hk表示與該點(diǎn)對(duì)應(yīng)的拉格朗日差值多項(xiàng)式,是通過n個(gè)配置點(diǎn)的n-1 階多項(xiàng)式,該多項(xiàng)式表達(dá)式為

式中,hk(ξ(θi))=δki是和配置點(diǎn)對(duì)應(yīng)的拉格朗日差值多項(xiàng)式,n為配置點(diǎn)個(gè)數(shù).

考慮到風(fēng)速為自然隨機(jī)等特點(diǎn),隨機(jī)性符合正態(tài)分布,因此本文配置點(diǎn)采用隨機(jī)空間? 上對(duì)?(x,t,θ)積分的高斯積分點(diǎn),其表達(dá)式為

式中,xk是和權(quán)函數(shù)ρ(x)對(duì)應(yīng)的正交多項(xiàng)式的零點(diǎn),即高斯點(diǎn);w(x)是各高斯點(diǎn)對(duì)應(yīng)的求積系數(shù).

對(duì)于高斯分布隨機(jī)變量,其概率密度函數(shù)為

與其對(duì)應(yīng)的Hermite 多項(xiàng)式的權(quán)函數(shù)為

對(duì)應(yīng)高斯積分為Gaussian-Hermite 積分,高斯積分點(diǎn)即為n次Hermite 多項(xiàng)式的n個(gè)零點(diǎn),對(duì)應(yīng)的求積系數(shù)即為權(quán)重.其具體表達(dá)式為

在各個(gè)配置點(diǎn)進(jìn)行確定性分析之后,根據(jù)統(tǒng)計(jì)學(xué)中均值和方差的定義,推導(dǎo)出均值和方差的計(jì)算公式,得到不確定風(fēng)速對(duì)于氣動(dòng)力的影響,具體表達(dá)式為

2 研究對(duì)象及方法驗(yàn)證

NREL Phase VI 風(fēng)力機(jī)[29]為三葉片失速調(diào)節(jié)風(fēng)力機(jī),葉片為扭曲錐形,基于S809 翼型設(shè)計(jì),葉片半徑為5.03 m,額定功率為20 kW,錐角為3.4?,轉(zhuǎn)速為72 r/min.葉片輪轂長度為0.724 m,從0.724 m 處的輪轂到S809 翼型之間為線性過度.該風(fēng)力機(jī)模型由美國國家航空航天局基于24.4 m×36.6 m 風(fēng)洞進(jìn)行空氣動(dòng)力學(xué)實(shí)驗(yàn).

首先基于修正葉素動(dòng)量理論建立確定性風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)模型,編制MATLAB 程序進(jìn)行風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)分析.圖2 為功率和推力計(jì)算曲線和實(shí)驗(yàn)曲線對(duì)比.由圖可知,功率和推力計(jì)算值與實(shí)際測(cè)量值基本吻合,驗(yàn)證了本文所建立氣動(dòng)模型的正確性.

根據(jù)自然風(fēng)速統(tǒng)計(jì)規(guī)律,假設(shè)隨機(jī)風(fēng)速服從高斯分布,采用非嵌入式概率配置點(diǎn)法結(jié)合修正葉素動(dòng)量理論進(jìn)行不確定性分析,計(jì)算流程如圖3 所示.首先輸入風(fēng)速工況條件,然后利用NIPRC 方法得到風(fēng)速配置點(diǎn)及其求積系數(shù),再應(yīng)用BEM 方法求解風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)參數(shù),最后計(jì)算輸出功率、推力、揮舞彎矩和擺振彎矩,及其均值和標(biāo)準(zhǔn)差.

圖2 輸出功率和推力計(jì)算值和實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Fig.2 Comparison of calculated and experimental output power and thrust

圖3 不確定性分析計(jì)算流程Fig.3 Flow chart of uncertainty calculation

平均風(fēng)速為7 m/s,考慮到平坦地形大氣層常規(guī)湍流強(qiáng)度為5%～15%[30],取標(biāo)準(zhǔn)差為平均值10%.對(duì)應(yīng)一階、二階和三階配置點(diǎn)和權(quán)重如表1 所示.

表1 平均風(fēng)速為7 m/s 的不同階配置點(diǎn)及其響應(yīng)的權(quán)重Table 1 Different order configuration points with average wind speed of 7 m/s and the weight of their responses

表2 給出了風(fēng)速為7 m/s 時(shí)一階、二階和三階配置點(diǎn)功率和推力計(jì)算值對(duì)比.二階和三階配置點(diǎn)計(jì)算結(jié)果基本吻合,因此后續(xù)基于二階NIPRC 計(jì)算.

表2 不同階配置點(diǎn)功率和推力的計(jì)算值Table 2 Calculated power and thrust with different order configuration points

為驗(yàn)證不確定分析計(jì)算模型,采用蒙特卡洛(Monte Carlo,MC)方法進(jìn)行驗(yàn)證.表3 給出了風(fēng)速為7 m/s 時(shí)采用NIPRC 和MC 計(jì)算功率和推力的平均值和標(biāo)準(zhǔn)差對(duì)比.采用兩種方法計(jì)算所得結(jié)果基本一致,功率和推力最大誤差分別為3.10%和2.81%,驗(yàn)證了不確定分析模型的正確性.

表3 NIPRC 和MC 功率和推力計(jì)算值對(duì)比Table 3 Calculated power and thrust based on NIPRC and MC

3 結(jié)果分析

取5～9 m/s 五個(gè)平均風(fēng)速,標(biāo)準(zhǔn)差S tD分別為5%,10%和15%倍均值,進(jìn)行多風(fēng)速工況多種不確定度對(duì)比分析.

3.1 功率和推力

圖4 為不同平均風(fēng)速及標(biāo)準(zhǔn)差下風(fēng)力機(jī)輸出功率不確定性對(duì)比.相同平均風(fēng)速不同標(biāo)準(zhǔn)差下輸出功率均值基本一致,標(biāo)準(zhǔn)差越大輸出功率波動(dòng)幅度越大.平均風(fēng)速為7 m/s 輸出功率波動(dòng)達(dá)到最大,其中標(biāo)準(zhǔn)差為5%時(shí)最大波動(dòng)幅度為13.44%,標(biāo)準(zhǔn)差為10%時(shí)最大波動(dòng)幅度為24.94%,標(biāo)準(zhǔn)差為15%時(shí)最大波動(dòng)幅度為35.11%.

圖4 不同風(fēng)速及標(biāo)準(zhǔn)差下風(fēng)力機(jī)輸出功率不確定性Fig.4 Uncertainty of wind turbine output power under different wind speeds and standard deviations

圖5 為不同平均風(fēng)速及標(biāo)準(zhǔn)差下風(fēng)力機(jī)推力不確定性對(duì)比.相同平均風(fēng)速不同標(biāo)準(zhǔn)差下推力均值基本一致,標(biāo)準(zhǔn)差越大推力波動(dòng)幅度越大.標(biāo)準(zhǔn)差為5%時(shí),推力的波動(dòng)幅度在風(fēng)速為7 m/s 最大,最大波動(dòng)幅度為8.00%;標(biāo)準(zhǔn)差為10%時(shí),推力的波動(dòng)幅度在風(fēng)速為7 m/s 時(shí)最大,最大波動(dòng)幅度為14.96%;標(biāo)準(zhǔn)差為15%時(shí),推力的波動(dòng)幅度在風(fēng)速為7 m/s 時(shí)最大,最大波動(dòng)幅度為22.02%.

圖5 不同風(fēng)速及標(biāo)準(zhǔn)差下風(fēng)力機(jī)推力不確定性Fig.5 Uncertainty of wind turbine thrust under different wind speeds and standard deviations

3.2 揮舞彎矩和擺振彎矩

圖6 為不同風(fēng)速及標(biāo)準(zhǔn)差下風(fēng)力機(jī)揮舞彎矩不確定性對(duì)比.不同標(biāo)準(zhǔn)差下?lián)]舞彎矩均值基本一致,標(biāo)準(zhǔn)差越大,揮舞彎矩波動(dòng)越大.三種標(biāo)準(zhǔn)差下?lián)]舞彎矩波動(dòng)均在風(fēng)速為7 m/s 時(shí)最大,標(biāo)準(zhǔn)差為5%時(shí)最大波動(dòng)幅度為7.20%,標(biāo)準(zhǔn)差為10%時(shí)最大波動(dòng)幅度為13.64%,標(biāo)準(zhǔn)差為15%最大波動(dòng)幅度為19.90%.

圖6 不同風(fēng)速及標(biāo)準(zhǔn)差下葉根揮舞彎矩不確定性Fig.6 Uncertainty of the flapwise moment of the blade root under different wind speeds and standard deviations

為進(jìn)一步分析不確定性影響,計(jì)算揮舞彎矩在葉片全長上的分布,由圖6 分析得到在風(fēng)速為7 m/s時(shí)揮舞彎矩的波動(dòng)最大,因此選擇7 m/s 計(jì)算.

圖7 為風(fēng)速為7 m/s 時(shí)不同標(biāo)準(zhǔn)差下?lián)]舞彎矩在葉片全長上的分布.三種標(biāo)準(zhǔn)差下均值基本相同,標(biāo)準(zhǔn)差越大揮舞彎矩波動(dòng)越大.標(biāo)準(zhǔn)差為5%時(shí),揮舞彎矩在r/R為0.83 時(shí)波動(dòng)最大,最大波動(dòng)幅度為7.01%;標(biāo)準(zhǔn)差為10%時(shí),揮舞彎矩在r/R為0.88 時(shí)波動(dòng)最大,最大波動(dòng)幅度為13.39%;標(biāo)準(zhǔn)差為15%時(shí),揮舞彎矩在r/R為0.88 時(shí)波動(dòng)最大,最大波動(dòng)幅度為19.33%.風(fēng)力機(jī)揮舞彎矩波動(dòng)在葉根部分比較小,在葉尖部分比較大,主要因?yàn)閺澗赜?jì)算受半徑影響,而載荷不確定性在葉片全長上變化不大.

圖7 不同標(biāo)準(zhǔn)差下?lián)]舞彎矩在葉片全長上的分布Fig.7 Distribution of flapwise moment on the full length of the blade under different standard deviations

圖8 不同風(fēng)速及標(biāo)準(zhǔn)差下葉根擺振彎矩不確定性Fig.8 Uncertainty of the edgewise moment of the blade root under different wind speeds and standard deviations

圖8 為不同風(fēng)速及標(biāo)準(zhǔn)差下風(fēng)力機(jī)擺振彎矩不確定性對(duì)比.三種標(biāo)準(zhǔn)差下擺振彎矩均值基本一致,標(biāo)準(zhǔn)差越大擺振彎矩波動(dòng)越大.三種標(biāo)準(zhǔn)差下擺振彎矩波動(dòng)均在風(fēng)速為7 m/s 時(shí)最大,標(biāo)準(zhǔn)差為5%時(shí)最大波動(dòng)幅度為12.84%,標(biāo)準(zhǔn)差為10%時(shí)最大波動(dòng)幅度為23.72%,標(biāo)準(zhǔn)差為15%時(shí)最大波動(dòng)幅度為33.49%.

為進(jìn)一步分析不確定性影響,計(jì)算擺振彎矩在葉片全長上的分布,由圖8 分析得到在風(fēng)速為7 m/s時(shí)擺振彎矩的波動(dòng)最大,因此選擇7 m/s 計(jì)算.

圖9 為風(fēng)速為7 m/s 時(shí)不同標(biāo)準(zhǔn)差下擺振彎矩在葉片全長上的分布.三種標(biāo)準(zhǔn)差下均值基本相同,標(biāo)準(zhǔn)差越大擺振彎矩波動(dòng)越大.三種標(biāo)準(zhǔn)差下擺振彎矩均在r/R為0.6～0.8 時(shí)波動(dòng)最大,標(biāo)準(zhǔn)差為5%時(shí)最大波動(dòng)幅度為13.32%,標(biāo)準(zhǔn)差為10%時(shí)最大波動(dòng)幅度為25.16%,標(biāo)準(zhǔn)差為15%時(shí)最大波動(dòng)幅度為35.18%.

圖9 不同標(biāo)準(zhǔn)差下擺振彎矩在葉片全長上的分布Fig.9 Distribution of edgewise moment on the full length of the blade under different standard deviations

3.3 周向和軸向誘導(dǎo)因子

為進(jìn)一步分析不確定性影響,計(jì)算軸向誘導(dǎo)因子和周向誘導(dǎo)因子在葉片全長上分布.參考文獻(xiàn)[29]中給出了平均風(fēng)速為6.7 m/s 時(shí)軸向誘導(dǎo)因子實(shí)際測(cè)量值,因此選擇6.7 m/s 進(jìn)行計(jì)算.

圖10 為三種標(biāo)準(zhǔn)差下周向誘導(dǎo)因子不確定性在葉片全長分布對(duì)比.三種標(biāo)準(zhǔn)差下均值基本相同,在相同半徑位置標(biāo)準(zhǔn)差越大,周向誘導(dǎo)因子波動(dòng)越大,且越靠近葉根位置周向誘導(dǎo)因子波動(dòng)越大.三種標(biāo)準(zhǔn)差下,周向誘導(dǎo)因子均在r/R為0.18 時(shí)最大,標(biāo)準(zhǔn)差為5%時(shí)最大波動(dòng)幅度為13.23%,標(biāo)準(zhǔn)差為10%時(shí)最大波動(dòng)幅度為24.38%,標(biāo)準(zhǔn)差為15%時(shí)最大波動(dòng)幅度為35.78%.表明風(fēng)輪葉片中部到葉尖位置流動(dòng)較為穩(wěn)定,受不確定性影響較小,而葉片根部靠近風(fēng)輪中心受風(fēng)速不確定性影響較大,可以在根部位置采取措施以改善不確定流動(dòng)對(duì)風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)性能的影響.

圖10 不同標(biāo)準(zhǔn)差下周向誘導(dǎo)因子不確定性分布Fig.10 Uncertainty distribution of tangential induction factor under different standard deviations

圖11 為平均風(fēng)速為6.7 m/s 時(shí),三種標(biāo)準(zhǔn)差下軸向誘導(dǎo)因子不確定性在葉片全長分布對(duì)比.在三種標(biāo)準(zhǔn)差下均值基本相同,相同半徑位置,風(fēng)速標(biāo)準(zhǔn)差越大軸向誘導(dǎo)因子波動(dòng)越大.標(biāo)準(zhǔn)差為5%時(shí),軸向誘導(dǎo)因子的波動(dòng)在r/R為0.23 最大,最大波動(dòng)幅度為4.71%;標(biāo)準(zhǔn)差為10%時(shí),軸向誘導(dǎo)因子的波動(dòng)在r/R為0.38 時(shí)最大,最大波動(dòng)幅度為7.42%;標(biāo)準(zhǔn)差為15%時(shí),軸向誘導(dǎo)因子波動(dòng)在r/R為0.43 時(shí)最大,最大波動(dòng)幅度為11.64%.

圖11 不同標(biāo)準(zhǔn)差下軸向誘導(dǎo)因子不確定性分布Fig.11 Uncertainty distribution of axial induction factor under different standard deviations

4 結(jié)論

基于修正葉素動(dòng)量理論和非嵌入式概率配置點(diǎn)法,建立風(fēng)力機(jī)不確定氣動(dòng)分析模型,獲得風(fēng)速不確定性對(duì)風(fēng)力機(jī)功率和氣動(dòng)力影響程度,通過流動(dòng)誘導(dǎo)葉片全長分布特性揭示不確定性在風(fēng)力機(jī)葉片流向方向傳播機(jī)制.主要結(jié)論如下:

(1)風(fēng)速波動(dòng)對(duì)風(fēng)力機(jī)功率和氣動(dòng)力影響顯著.在討論風(fēng)速范圍內(nèi),風(fēng)速標(biāo)準(zhǔn)差由0.05 倍增大至0.15倍均值,功率和推力最大波動(dòng)幅度分別由13.44%和8.00%增大至35.11%和22.02%;葉片揮舞彎矩和擺振彎矩最大波動(dòng)幅度分別由7.20%和12.84%增大至19.90%和33.49%.

(2)風(fēng)速標(biāo)準(zhǔn)差越大葉片彎矩波動(dòng)越大.風(fēng)速標(biāo)準(zhǔn)差為15%時(shí),揮舞彎矩最大波動(dòng)幅度為19.33%,擺振彎矩最大波動(dòng)幅度為35.18%.風(fēng)力機(jī)揮舞彎矩和擺振彎矩波動(dòng)在葉根部分比較小在葉尖部分比較大,主要因?yàn)閺澗赜?jì)算受半徑影響,而載荷不確定性在葉片全長上變化不大.

(3)風(fēng)力機(jī)葉片周向氣動(dòng)誘導(dǎo)因子不確定性從葉根到葉尖逐漸減小,在根部位置流動(dòng)誘導(dǎo)受不確定因素影響最大.可以考慮在該部分采取流動(dòng)控制措施降低葉片氣動(dòng)性能對(duì)不確定因素敏感程度.