摘 要：風參數是風電機組設計中最重要的外部環(huán)境參數，其取值直接影響風模型的準確性，進而影響風電機組的設計成本及其在現(xiàn)場環(huán)境中的適應性。為了使中國風電行業(yè)從業(yè)者了解風電機組設計標準中風模型的演變過程，在風電機組設計開發(fā)、適應性評估等各個階段選用更為合適的風模型及其參數，重點介紹了正常湍流模型（NTM）、極端湍流模型（ETM）、極端運行陣風（EOG） 模型、方向變化的極端相干陣風（ECD）模型、極端風剪切（EWS）模型等風模型的修訂背景、修訂方法及其影響。雖然IEC 61400-1系列標準中的風模型根據行業(yè)應用經驗在不斷演變，但隨著風電機組大型化發(fā)展趨勢，風模型的真實代表性仍面臨巨大挑戰(zhàn)，尤其是50年重現(xiàn)期的極端工況下的風模型，很難通過實測數據驗證，其在不同現(xiàn)場的代表性和合理性值得進一步探究。

關鍵詞：風電機組；設計標準；風模型；正常湍流模型；極端湍流模型；極端運行陣風模型；方向變化的極端相干陣風模型；極端風剪切模型

中圖分類號：TK83/TM614 文獻標志碼：A

0" 引言

自1994年國際電工委員會（IEC）發(fā)布第1版關于風電機組的設計標準——IEC 61400-1： 1994《Wind turbine generator systems——Part 1： Safety requirements》[1]，近30年來共經歷了3次標準更新；而中國的風電行業(yè)起步晚，對設計標準的參與度低，尤其是針對標準中的風模型部分，更是不知標準修訂的背景及原因。為了使中國風電行業(yè)從業(yè)者了解風電機組設計標準中風模型的演變過程，在風電機組設計開發(fā)、適應性評估等各個階段選用更合適的風模型及其參數，本文對正常湍流模型（normal turbulence model，NTM）、極端湍流模型（extreme turbulence model，ETM）、極端運行陣風（extreme operating gust，EOG）模型、方向變化的極端相干陣風（extreme coherent gust with direction change，ECD）模型、極端風剪切（extreme wind shear，EWS）模型等風模型的修訂背景、修訂方法及其影響進行重點介紹。

1" 風模型的修訂背景

由于IEC制定IEC 61400-1： 1994時認知不足，導致制定的風模型和現(xiàn)場測試之間的關聯(lián)性非常薄弱。因此，IEC下屬機構中專門負責風電系統(tǒng)相關國際標準化工作的技術委員會TC88成立了風電機組設計標準修訂工作組WG7，對IEC 61400-1： 1994進行修訂。工作組成員基于從各國收集的風資源數據進行風模型研究，而模型的修訂則是基于大量風電機組風資源測試數據。工作組主要收集了來自丹麥、瑞典、英國、荷蘭、德國、意大利、美國和日本8個國家的風資源數據，利用收集的數據開展風模型及其相關參數測試，然后對IEC 61400-1： 1994中的NTM、EOG模型、極端風向變化（extrem direction change，EDC）模型、EWS模型和ECD模型進行了修訂[2]。

由于IEC 61400-1： 1994中NTM模型依賴的年平均風速或年平均湍流數值與實測數據不符，所以IEC 61400-1： 1999《Wind turbine generator systems——Part 1： Safety requirements》根據實測數據對NTM模型進行了修正。而IEC 61400-1： 1994中極端工況下的風模型（下文簡稱為“極端風模型”）制定時是基于測風塔的單點測試數據，并未考慮整個葉輪面內湍流產生的平均風荷載效應，因此，IEC 61400-1： 1999制定極端風模型時考慮了整個葉輪面內湍流產生的平均風荷載效應[3]。IEC 61400-1： 2005《Wind turbines——Part 1： Design requirements》[4]和IEC 61400-1： 2019《Wind energy generation systems—— Part 1： Design requirements》[5]中的風模型都是在應用中發(fā)現(xiàn)問題后在IEC 61400-1： 1999的基礎上微調制定。

2" NTM的修訂方法及其影響

NTM主要考慮風電機組正常運行工況下的極限及疲勞荷載。WG7工作組通過實測數據發(fā)現(xiàn)：風速標準差σ是關于風速的函數，其與輪轂中心高度風速Vhub呈正相關，并且其非常依賴地形特征[2]，而非IEC 61400-1： 1994中體現(xiàn)的NTM模型依賴年平均風速或年平均湍流。又因為修訂IEC 61400-1： 1994時設計的風電機組驅動風速范圍為10～25 m/s，所以IEC 61400-1： 1999中NTM關注了高風速段的湍流，將NTM修訂為：

（1）

式中：σQ84為風速標準差取84%分位數時輪轂中心高度風速的縱向風速分量的特征標準差；I15為輪轂中心高度風速在15 m/s時的特征湍流（為“平均湍流+1倍標準差”）；a為斜率，代表縱向風速分量的特征標準差隨風速的變化情況，基于大量實測數據確定。

WG7工作組基于各國收集到的實測湍流數據，定義了A和B兩類湍流等級，分別代表高湍流等級和中湍流等級。對于A類湍流等級而言，斜率取值為2；對于B類湍流等級而言，斜率取值為3。在這兩個斜率取值下，當風速小于10 m/s時，兩類湍流等級的湍流值均偏保守，但這對風電機組設計荷載的影響較??；而當風速大于20 m/s時，A類湍流等級下的湍流值偏保守。

為了設計風電機組時留有一定余量，IEC 61400-1： 2005中規(guī)定NTM的風速標準差服從對數正態(tài)分布，于是各風速標準差取90%分位數，則輪轂中心高度風速的縱向風速分量的特征標準差σQ90可表示為：

（2）

式中：Iref為輪轂中心高度風速在15 m/s時的平均湍流；b為模型擬合參數，取5.6 m/s。

風速標準差服從對數正態(tài)分布，其均值E和方差Var可分別表示為：

（3）

式中：c為模型擬合參數，取3.8 m/s。

（4）

IEC 61400-1： 2019中的NTM是由日本提出修訂需求后修訂得到的。因在日本現(xiàn)場實測得到的90%分位數的風速標準差下輪轂中心高度風速的縱向風速分量的特征標準差中占比為37%～49%的數值超出了設計風速標準差推薦值，導致風速標準差的標準差σσ遠高于Iref（1.4 m/s）；再加上威布爾分布更具代表性，因此，最終確定采用威布爾分布考慮湍流分布。但若要保證IEC 61400-1： 2019中輪轂中心高度風速在15 m/s時70%分位數湍流值與IEC 61400-1： 2005中輪轂中心高度風速在15 m/s時的平均湍流值一致，風速標準差的均值μσ需降低，風速標準差的標準差需增加。風速標準差的威布爾分布函數PW（σ1）與位置參數C和形狀參數k之間的關系可表示為：

（5）

式中：σ1為輪轂中心高度風速的縱向風速分量的特征標準差，需要說明的是，不同版標準中其取值可能會不同。

其中：

k=0.27Vhub+1.4" " " " " " " " " " " " " nbsp; " " " " " " " " " "（6）

（7）

選取某現(xiàn)場實測湍流數據，基于IEC 61400-1： 1999、IEC 61400-1： 2005、IEC 61400-1： 2019 （即第2～4版標準）中的NTM得到不同風速下的風速標準差，如圖1所示。

由圖1可知：第4版標準（IEC 61400-1： 2019） 中的NTM對風速標準差分散性的考慮比重高，最為嚴苛，評估結果更為保守。

3" ETM的修訂方法及其影響

ETM主要考慮遭遇極端湍流時風電機組所能承受的極限荷載。在IEC 61400-1： 1994和IEC 61400-1： 1999中未涉及ETM，IEC 61400-1： 2005及IEC 61400-1： 2019中ETM（對應50年重現(xiàn)期）是根據逆一階可靠性方法（IFORM）確定[5]，流程如圖2所示。圖中：Fv（V）為風速累積分布函數；U1為風速轉化成標準正態(tài)分布對應的變量；Φ為標準正態(tài)分布；Pf為50年重現(xiàn)期概率；U2為風速標準差轉化成標準正態(tài)分布對應的變量；σETM為極端風速標準差；β為陣風幅值與風速標準差的比值；Fσ|V為條件概率分布，即在一定風速下風速標準差的分布。

50年重現(xiàn)期風速標準差計算結果如圖3中藍色曲線所示；通過線性擬合50年重現(xiàn)期極端風速標準差，得到IEC 61400-1： 2005中的ETM，如式（8）所示。

（8）

式中：Vave為年平均風速；c1為模型擬合參數，一般情況取2 m/s，若此值下外推得到的荷載無法通過驗證，則需要進行微調，以確保外推得到的荷載能通過驗證。

從式（8）可看出：ETM主要與年平均風速、參考湍流Iref、輪轂高度風速及c1值有關。因ETM為50年重現(xiàn)期極端湍流模型，只能從統(tǒng)計學的角度得到，很難通過實測值驗證其有效性。

IEC 61400-1： 2019中的ETM和IEC 61400-1： 2005中的ETM相同。

4" EOG模型的修訂方法及其影響

EOG模型主要考慮遭遇極端陣風時風電機組所能承受的極限荷載。IEC 61400-1： 1994中，根據NTM計算得到的風電機組所能承受的極限荷載比根據EOG模型計算得到的值大[2]，這與工況設計需求不符。因此，需要基于現(xiàn)場實測數據重新確定EOG模型。用于分析EOG模型的數據主要來自德國低地和美國加利福尼亞的復雜地形現(xiàn)場。WG7工作組通過研究得出以下結論：

1） 風速標準差和陣風幅值存在線性關系，并且陣風幅值與風速標準差的比值不依賴于湍流強度和風速，在B類湍流和A類湍流現(xiàn)場，該比值基本都等于4.8。

2）實測陣風幅值比IEC 61400-1： 1994中的高，如果風速服從高斯分布，1年重現(xiàn)期內陣風幅值與風速標準差比值為4.8的陣風出現(xiàn)的概率為0.995，因50年重現(xiàn)期陣風幅值無法通過實測獲得，只能和1年一遇陣風幅值在對應重現(xiàn)期出現(xiàn)概率保持一致，即50年重現(xiàn)期內陣風出現(xiàn)概率為0.995，由此計算得到50年重現(xiàn)期陣風幅值與風速標準差的比值為6.4。

3）在主陣風前有負向陣風，測試顯示幾乎所有極端陣風前都有負向陣風，負向陣風的平均幅值約是主陣風的25%，這是IEC 61400-1： 1999的極端風模型中正余弦函數的來源。

4）根據實測值得到的陣風斜率比IEC 61400-1：1994中的高。研究人員以德國的Growian現(xiàn)場實測風速數據為例，分析了不同陣風時間間隔下的最大風速偏差，并得到對應的陣風斜率，如圖4所示。

由圖4可知：對于標準化后的陣風幅值，所有時間序列下的陣風斜率幾乎相同，為3.3 s-1；而輪轂中心高度風速縱向風速分量的特征標準差，標準化后的陣風斜率近似2.75 s-1。由于所有測試數據都是基于1個測試點得到的，而在模型中卻被當成是影響整個葉輪面后得到的，因此導致模型有些保守。

根據以上研究，IEC 61400-1： 1999的EOG模型中包含了sin和（1–cos）函數，用來考慮陣風幅值為25%的負向陣風，EOG模型中陣風幅值Vga的定義如式（9）所示。

（9）

式中：Λ1為湍流尺度參數；D為葉輪直徑；β取4.8時對應1年重現(xiàn)期，β取6.4時對應50年重現(xiàn)期。

時刻t、高度z下的風速時序V（z， t）如式（10）所示。

（10）

式中：V（z）為高度z的風速；T為陣風持續(xù)時間，T取10.5 s時對應的EOG模型為1年重現(xiàn)期；T取14.0 s時對應的EOG模型為50年重現(xiàn)期；參數0.37是為了調整整體的陣風幅值。

IEC 61400-1： 2005中的陣風幅值與風速標準差的比值由IEC 61400-1： 1999中的4.8調整為3.3[6]，調整的背景是假定50年內的風電機組啟停機次數，進而對陣風幅值進行標定，標定的風速及假定的風電機組年啟停機次數如表1所示。

綜上可知，IEC 61400-1： 2005中陣風幅值與風速標準差的比值調整為3.3后，在25 m/s以下風速時仍有余量。

IEC 61400-1： 2019中的EOG模型與IEC 61400-1： 2005中的一致，未進行調整。

5" ECD模型的修訂方法及其影響

ECD模型的目的是考慮強風暴引起的極端風速和風向變化，其并不是基于邊界層湍流機理，而是基于相對風電機組而言更大尺度的氣象事件，因此，該模型未考慮風電機組自身尺度效應的修正。

IEC 61400-1： 1994中規(guī)定5和50 m/s風速時風向變化范圍分別為±180°和±15°，5～50 m/s之間的風速段因缺少數據采用線性插值法。WG7工作組確認了ECD模型中5 和50 m/s風速下的風向變化與實際情況相符，但是插值部分會導致風向變化不符合實際情況[2]。IEC 61400-1： 1999規(guī)定利用式（11）計算ECD模型輪轂中心高度處的風向變化幅值θcg（Vhub），利用式（12）計算不同時刻下的風向θ（t），利用式（13）計算風速時序V（z， t）。

（11）

式中：Vref為10 min平均參考風速。

（12）

式中：T的取值為10 s。

（13）

式中：Vcg為風速變化幅值，取15 m/s；T的取值為10 s。

從后續(xù)研究資料[7]看，ECD模型在制定風速變化幅值、與風速變化同步發(fā)生的風向變化幅值、陣風時間時發(fā)現(xiàn)，三者在實測數據中無法同時滿足，這會導致仿真得到的瞬時極值荷載的代表性及合理性存在爭議。IEC 61400-1： 2005與IEC 61400-1： 2019的ECD模型未做修改，沿用IEC 61400-1： 1999中的ECD模型。

6" EWS模型的修訂方法及其影響

EWS模型中的極端風剪切幅值與EOG模型中的陣風幅值類似，也是基于極端事件驅動的假設。EWS模型是基于湍流或陣風在葉輪面內非對稱分布得到的，但這種分布會得到極端不平衡的設計荷載。建立模型時既要確保考慮的極端風剪切具有代表性，又能令使用者使用時簡單易操作?；诖?，IEC 61400-1： 1999中的EWS模型除包含長期統(tǒng)計的平均豎直風剪切、線性分布的瞬時風剪切之外，還包含了3個主要部分，即：風剪切的形狀、瞬時風剪切的周期和葉輪底部、頂部的最大風剪切幅值[2]。

1）風剪切的形狀：其是基于收集到的1年實測數據的最大幅值，并與風剪切模型中的形狀進行對比。1年實測數據中最極端的是美國加利福尼亞棕櫚泉現(xiàn)場的數據。EWS模型與加利福尼亞棕櫚泉現(xiàn)場選取的極端事件對比如圖5所示。圖中：V（0，40，t）表示葉輪面上y（水平方向）值為0 m，z（豎直方向）值為40 m（對應葉片的上葉尖位置）時t時刻的風速；依此類推。EWS（V40）為40 m高度處的極端風速；依此類推。雖然EWS模型未考慮到觀測剪切陣風變化過程的復雜性，但TC88技術委員會認為該模型是在模型簡化與在剪切風場中葉片移動引起的動態(tài)荷載之間最好的折中方案。

2）瞬時風剪切的周期：其規(guī)定了風電機組因風剪切必須要承受的周期荷載。陣風周期通常比葉片掃過的周期長，因此不會影響荷載響應的幅值，但目前大葉輪、低轉速的風電機組設計指標與20世紀90年代的小型風電機組的差異較大，12 s瞬時風剪切的周期適應的風電機組設計邊界需要確認，需在今后的工作中進行深入研究。

3）葉輪底部、頂部的最大風剪切幅值：幅值是模型最為重要的部分，將EWS模型與加利福尼亞棕櫚泉現(xiàn)場1年中10 min最大風剪切值進行對比，如圖6所示。圖6給出了每個風速倉的最大風剪切值、平均值+1倍標準差、每個風速倉里最大風剪切值的平均值。通過1年測試周期中每個風速倉的最大風剪切值調整模型，發(fā)現(xiàn)模型中的陣風幅值與風速標準差的比值為4.8，對應1年重現(xiàn)期。

IEC 61400-1： 2005與IEC 61400-1： 2019中EWS模型的定義一樣，如式（14）、式（15）所示[2-3]，均是在IEC 61400-1： 1999中EWS模型的基礎上增加了豎直方向負剪切、水平方向反向剪切。

（14）

（15）

式中：α為風剪切指數，取0.2；zhub為風電機組輪轂高度；y為平行于葉輪面y軸的坐標；β的取值為6.4；T的取值為12 s。

7" 結論

本文重點介紹了IEC 61400-1系列標準中NTM、ETM、EOG模型、ECD模型、EWS模型等風模型的修訂背景、修訂方法及其影響。雖然IEC 61400-1系列標準中的風模型根據行業(yè)應用經驗在不斷演變，但隨著風電機組大型化發(fā)展趨勢，風模型的真實代表性仍面臨巨大挑戰(zhàn)，尤其是50年重現(xiàn)期的極端工況下的風模型，很難通過實測數據驗證，其在不同現(xiàn)場的代表性和合理性值得進一步探究。希望通過此次解讀標準制定與修訂的背景，給中國的風電行業(yè)從業(yè)者以參考。

［參考文獻］

[1] IEC. Wind turbine generator systems——part 1：safety requirements：IEC 61400-1：1994[S]. [S.l.]：IEC，1994.

[2] STORK C H J，BUTTERFIELD C P，HOLLEY W，et al. Wind conditions for wind turbine design proposals for revision of the IEC 61400-1 standard[J]. Journal of wind engineering and industrial aerodynamics，1998，74-76：443-454.

[3] IEC. Wind turbine generator systems——part 1：safety requirements：IEC 61400-1：1999[S]. [S.l.]：IEC，1999.

[4] IEC. Wind turbines——part 1：design requirements：IEC 61400-1：2005[S]. [S.l.]：IEC，2005.

[5] IEC. Wind energy generation systems——part 1：design requirements：IEC 61400-1：2019[S]. [S.l.]：IEC，2019.

[6] Thesbjerg l. Background for EOG in IEC 61400-1 Edition 3[R]. Denmark：Vestas，2007.

[7] Hannesdóttirá Kelly M. Detection and characterization of extreme wind speed ramps[J]. Wind energy science，2019，4（3）：385-396.

INTRODUCTION TO EVOLUTION PROCESS OF WIND MODEL IN WIND TURBINE DESIGN STANDARD

Li Cuiping，Lyu Pin，Zhang Zhihong

（Beijing Goldwind Science amp; Creation Wind Power Equipment Co.，Ltd，Beijing 100176，China）

Abstract：Wind parameters are the most important external environmental parameters in the design of wind turbines，and their values directly affects the accuracy of the wind model，which in turn affects the design cost of wind turbines and their adaptability in the on-site environment. In order to enable practitioners in the Chinese wind power industry to understand the evolution process of wind models in wind turbine design standards，and to select more suitable wind models and their parameters in various stages such as wind turbine design and development，adaptability evaluation，etc.，this paper focuses on the revision background，revision methods，and impacts of wind models such as NTM，ETM，EOG model，ECD model，and EWS model. Although the wind models in the IEC 61400-1 series standards are constantly evolving based on industry application experience，with the trend of large-scale wind turbine development，the true representativeness of wind models still faces huge challenges，especially for wind models under extreme operating conditions with a 50 year return period，which are difficult to verify through measured data，and its representativeness and rationality in different sites are worth further exploration.

Keywords：wind turbine；design standard；wind model；NTM；ETM；EOG model；ECD model；EWS model