風(fēng)電機(jī)組噪聲預(yù)測(cè)

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

噪聲問題已成為限制風(fēng)電場(chǎng)選址和大規(guī)模布置的一個(gè)制約因素[1].準(zhǔn)確預(yù)測(cè)風(fēng)電場(chǎng)的噪聲影響可為風(fēng)電場(chǎng)選址和風(fēng)電機(jī)組的合理布局提供科學(xué)依據(jù).國內(nèi)目前通常采用不考慮指向性的點(diǎn)聲源模型估算風(fēng)電場(chǎng)聲場(chǎng)分布,預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)際往往相差較大.國外對(duì)風(fēng)電機(jī)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(yàn)?zāi)Ｐ皖A(yù)測(cè)后緣為鈍形的雙葉片風(fēng)電機(jī)組遠(yuǎn)場(chǎng)軸向噪聲(以下稱NASA模型)[2-4].

隨著技術(shù)的進(jìn)步,現(xiàn)代風(fēng)電機(jī)組噪聲的聲級(jí)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(fēng)電機(jī)組噪聲預(yù)測(cè).本文對(duì)NASA模型進(jìn)一步作了研究修正,并采用不同型號(hào)風(fēng)電機(jī)組實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證,建立了適合于我國風(fēng)電機(jī)組的噪聲預(yù)測(cè)模型.

1 研究方法

1.1 NASA模型的基本形式

Grosveld等[2-4]將風(fēng)電機(jī)組的寬頻噪聲分為3個(gè)部分:

1.1.1 吸入湍流噪聲 由于來流速度場(chǎng)隨機(jī)脈動(dòng)會(huì)在葉片表面產(chǎn)生隨機(jī)的壓力脈動(dòng),因而產(chǎn)生輻射的隨機(jī)噪聲場(chǎng).

式中:SPLa,1/3表示吸入湍流噪聲1/3倍頻程頻帶聲壓級(jí);f為1/3倍頻程中心頻率;B為葉片數(shù)量; φ為風(fēng)輪中心與預(yù)測(cè)點(diǎn)連線和葉片轉(zhuǎn)動(dòng)平面間的夾角(圖1);ρ為空氣密度;C0.7為0.7倍風(fēng)輪半徑處的葉片弦長;R為風(fēng)輪半徑;σ2為平均湍流強(qiáng)度;U0.7為0.7倍風(fēng)輪半徑處的自由層速率;r0為風(fēng)輪中心到預(yù)測(cè)點(diǎn)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(cè)量 MOD-2風(fēng)電機(jī)組入流湍流噪聲得到.如圖 5所示,當(dāng) f=fpeak時(shí),Ka(f)達(dá)到最大值.

圖1 NASA模型預(yù)測(cè)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(jí);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(cè)點(diǎn)連線與葉片轉(zhuǎn)動(dòng)平面間的夾角;M 為翼展馬赫數(shù);Mc為對(duì)流馬赫數(shù), Mc=0.8M.將葉片沿弦線切割為微小單元,對(duì)每個(gè)單元的聲壓級(jí)沿弦線積分后得到總聲壓級(jí).

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

式中:SPLc,1/3表示脫落渦噪聲1/3倍頻程頻帶聲壓級(jí);t為葉片邊緣厚度;ψ為聲源與預(yù)測(cè)點(diǎn)連線和葉片轉(zhuǎn)動(dòng)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(duì)每個(gè)單元的聲壓級(jí)沿弦線積分后得到總聲壓級(jí).

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

NASA模型建立所依托的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)來自20多年前的 MOD-2風(fēng)電機(jī)組,該風(fēng)電機(jī)組與我國自主研制的新型風(fēng)電機(jī)組有許多不同之處.如MOD-2風(fēng)電機(jī)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(fēng)電機(jī)組,因此模型不能直接應(yīng)用于我國新型風(fēng)電機(jī)組噪聲預(yù)測(cè),需對(duì)其進(jìn)行修正.

1.2 符合我國風(fēng)電機(jī)組噪聲特點(diǎn)的預(yù)測(cè)模型

1.2.1 風(fēng)電機(jī)組噪聲監(jiān)測(cè) 參照國際電工委員會(huì)(IEC)發(fā)布的《風(fēng)力發(fā)電機(jī)組聲學(xué)噪聲測(cè)量技術(shù)》[5]和我國的《風(fēng)電場(chǎng)噪聲限值及測(cè)量方法》(DL/T 1084-2008)[6],對(duì)位于浙江、江蘇兩省3個(gè)風(fēng)電場(chǎng)內(nèi)的 3種不同型號(hào)風(fēng)電機(jī)組噪聲進(jìn)行了監(jiān)測(cè),表1給出了各風(fēng)電機(jī)組參數(shù).

表1 風(fēng)電機(jī)組參數(shù)Table 1 Parameters of wind turbines

監(jiān)測(cè)點(diǎn)設(shè)置 以風(fēng)電機(jī)組塔基為原點(diǎn),沿葉片旋轉(zhuǎn)軸方向布置噪聲衰減監(jiān)測(cè)線.測(cè)點(diǎn)高于地面1.5m,從距原點(diǎn)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(cè)線布置4～5個(gè)測(cè)點(diǎn).個(gè)別測(cè)點(diǎn)受地形等測(cè)量條件限制,布置時(shí)偏離葉片旋轉(zhuǎn)軸一定角度α.

測(cè)量條件及方法 噪聲測(cè)量用儀器為AWA6291噪聲統(tǒng)計(jì)分析儀,測(cè)量前用標(biāo)準(zhǔn)聲信號(hào)對(duì)儀器進(jìn)行校正.對(duì)正常運(yùn)轉(zhuǎn)的單臺(tái)風(fēng)電機(jī)組每條衰減線上的噪聲進(jìn)行同步測(cè)量,記錄1min的等效連續(xù)A聲級(jí)[7];關(guān)停風(fēng)電機(jī)組后,使用同樣方法測(cè)量各測(cè)點(diǎn)處的背景噪聲,取10次測(cè)量結(jié)果平均值.測(cè)量時(shí)同步記錄溫濕度等氣象數(shù)據(jù),風(fēng)速使用風(fēng)電機(jī)組機(jī)艙上自動(dòng)風(fēng)速儀的記錄數(shù)據(jù).

測(cè)量數(shù)據(jù)處理及分析方法 風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行時(shí),測(cè)量的噪聲實(shí)際為風(fēng)電機(jī)組噪聲和背景噪聲的疊加.根據(jù)聲疊加原理,扣除各測(cè)點(diǎn)噪聲中的背景噪聲,得到風(fēng)電機(jī)組噪聲實(shí)際貢獻(xiàn)值(LAeq,1min).

1.2.2 分析葉片后緣形狀影響后對(duì)預(yù)測(cè)模型的修正 圖2給出了NASA模型計(jì)算得到的三部分噪聲相對(duì)于總聲壓級(jí)的貢獻(xiàn)[3-4],脫落渦噪聲的頻率范圍相對(duì)其它兩部分噪聲較窄,且在高頻段出現(xiàn)一個(gè)峰值.這個(gè)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(fēng)電機(jī)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(duì)于其他噪聲,現(xiàn)代風(fēng)電機(jī)組噪聲預(yù)測(cè)中,脫落渦噪聲可以忽略,式(6)變?yōu)?/p>

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

圖3 2號(hào)風(fēng)電機(jī)組實(shí)測(cè)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(shí)際風(fēng)電機(jī)組 Ka(f)曲線對(duì)預(yù)測(cè)模型的修正 NASA模型吸入湍流噪聲中的 Ka(f)是依托 MOD-2風(fēng)電機(jī)組噪聲測(cè)量數(shù)據(jù)獲得的一條曲線[8].如圖4所示,MOD-2風(fēng)電機(jī)組是流行于20多年前的雙葉片機(jī)組,其噪聲與我國新型的三葉片風(fēng)電機(jī)組在聲級(jí)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(fēng)電機(jī)組的噪聲預(yù)測(cè).

我國新型風(fēng)電機(jī)組的功率從小于 1MW至2.5MW 不等,1.5MW 以上大功率機(jī)組是今后發(fā)展的趨勢(shì).在此,我們以額定功率1.5MW的2號(hào)風(fēng)電機(jī)組噪聲測(cè)量數(shù)據(jù)為例,說明對(duì) Ka(f)項(xiàng)的修正方法.

圖4 MOD-2風(fēng)電機(jī)組與我國新型風(fēng)電機(jī)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(hào)風(fēng)電機(jī)組塔基為原點(diǎn),測(cè)量 α=0°方向、水平距離d=90m、高于地面1.5m處測(cè)點(diǎn)的噪聲.測(cè)量條件及方法同上,記錄各1/3倍頻程頻帶聲壓級(jí).根據(jù)聲疊加原理扣除背景噪聲后得到風(fēng)電機(jī)組各 1/3倍頻帶噪聲貢獻(xiàn)值.測(cè)量時(shí)風(fēng)輪轉(zhuǎn)速為17r/min,由式(2)計(jì)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(jì)算該測(cè)點(diǎn)的湍流邊界層噪聲以及式(1)中第一項(xiàng)的值.在總的風(fēng)電機(jī)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(duì)預(yù)測(cè)模型的指向性修正 NASA模型中,當(dāng)α=90°或270°,即預(yù)測(cè)點(diǎn)位于葉片轉(zhuǎn)動(dòng)平面上時(shí),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(jì)算距塔基水平距離均為 d的預(yù)測(cè)點(diǎn),發(fā)現(xiàn)α=90°時(shí)預(yù)測(cè)點(diǎn)處A聲級(jí)(LA)比α=0°時(shí)的預(yù)測(cè)點(diǎn)A聲級(jí)小15dB左右.Shepherd等[9]測(cè)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(jí)差約為5～10dB.本文對(duì)2號(hào)機(jī)組距塔基水平距離d=80m和160m處的噪聲指向性進(jìn)行測(cè)量,該差值約為5dB.為此,需對(duì)風(fēng)電機(jī)組噪聲預(yù)測(cè)結(jié)果進(jìn)行指向性修正.

如圖1所示,對(duì)于α方向、距風(fēng)電機(jī)組塔基水平距離為d的預(yù)測(cè)點(diǎn)P,其A聲級(jí)LA,P按式(10)進(jìn)行修正.

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

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

2 結(jié)果與討論

2.1 修正后風(fēng)電機(jī)組噪聲預(yù)測(cè)模型驗(yàn)證

利用MatLAB語言編程,預(yù)測(cè)風(fēng)電機(jī)組噪聲.表2給出了3種型號(hào)風(fēng)電機(jī)組噪聲實(shí)測(cè)值及采用修正前后預(yù)測(cè)模型得到的噪聲預(yù)測(cè)值.由表可知,當(dāng)預(yù)測(cè)點(diǎn)距風(fēng)電機(jī)組塔基水平距離d大于2倍風(fēng)輪半徑R,距風(fēng)輪中心直線距離大于3倍風(fēng)輪半徑R時(shí),噪聲預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)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(cè)值與實(shí)測(cè)值對(duì)比Table 2 Comparison between surveying values and predicted values from the modified model

2.2 利用修正后風(fēng)電噪聲預(yù)測(cè)模型計(jì)算風(fēng)電機(jī)組噪聲聲功率級(jí)和指向性指數(shù)

修正后的風(fēng)電噪聲預(yù)測(cè)模型能夠較好地預(yù)測(cè)距風(fēng)輪中心3倍風(fēng)輪半徑(3R)直線距離外的噪聲,但模型相對(duì)較復(fù)雜.為簡化遠(yuǎn)場(chǎng)區(qū)(r0＞6R)風(fēng)電場(chǎng)噪聲預(yù)測(cè),可利用修正后風(fēng)電噪聲預(yù)測(cè)模型計(jì)算獲取任意型號(hào)風(fēng)電機(jī)組噪聲聲功率級(jí)及聲源指向性指數(shù),將其代入考慮聲源指向性的點(diǎn)聲源模型,用于預(yù)測(cè)遠(yuǎn)場(chǎng)區(qū)風(fēng)電場(chǎng)噪聲.

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

式中:LW為聲源輻射的 A計(jì)權(quán)聲功率級(jí),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(cè)量球面上各點(diǎn)的聲強(qiáng),在某一方向上的聲強(qiáng)Iα與所有方向上的平均聲強(qiáng)之比,即Qα=Iα/.風(fēng)電機(jī)組及其離地尺寸均較大,很難測(cè)量包絡(luò)聲源的球面上各點(diǎn)的聲強(qiáng),因此各個(gè)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(fēng)電噪聲預(yù)測(cè)模型可較為方便地通過計(jì)算得到聲源的指向性指數(shù).下面舉例說明其計(jì)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(jì)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(cè)點(diǎn)聲級(jí) LA和預(yù)測(cè)點(diǎn)與風(fēng)輪中心距離r0進(jìn)行擬合,可得到不同型號(hào)風(fēng)電機(jī)組在8m/s風(fēng)速下噪聲的聲功率級(jí)LW′,結(jié)果見表 3.有研究表明,在典型風(fēng)速(8m/s)下,現(xiàn)代風(fēng)電機(jī)組的聲功率級(jí)在100～106dBA之間[10],可見計(jì)算得到的聲功率級(jí)與其較為一致.

表3 利用預(yù)測(cè)計(jì)算值擬合得到風(fēng)電機(jī)組噪聲聲功率級(jí)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(fēng)電機(jī)組噪聲預(yù)測(cè)模型計(jì)算得到的LA,α,并利用上述風(fēng)電機(jī)組聲功率級(jí),可求得各 α方向上的指向性指數(shù)'DIα,計(jì)算結(jié)果見表4.由表4可知,不同型號(hào)風(fēng)電機(jī)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(fēng)電機(jī)組噪聲指向性指數(shù)

表4 風(fēng)電機(jī)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(cè)量我國新型風(fēng)電機(jī)組噪聲基礎(chǔ)上,根據(jù)新型風(fēng)力發(fā)電機(jī)組葉片形狀及其輻射噪聲的頻譜特性等,對(duì)NASA風(fēng)電噪聲半經(jīng)驗(yàn)預(yù)測(cè)模型作了研究改進(jìn),建立了適合于新型風(fēng)電機(jī)組的噪聲預(yù)測(cè)模型.該模型能較好地反映風(fēng)電機(jī)組噪聲的衰減規(guī)律和指向性特征,在預(yù)測(cè)點(diǎn)與風(fēng)輪中心距離大于3倍風(fēng)輪半徑時(shí),模型預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值差值在±2.5dB(A)范圍內(nèi).

3.2 利用修正后的預(yù)測(cè)模型可計(jì)算確定不同型號(hào)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組噪聲聲功率級(jí)及指向性指數(shù),將其代入考慮指向性的點(diǎn)聲源模型,可簡化計(jì)算與風(fēng)輪中心距離大于3倍風(fēng)輪直徑的預(yù)測(cè)點(diǎn)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(fēng)電場(chǎng)噪聲限制及測(cè)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.