改進型中心管模型能量轉換性能試驗及樣機設計

吳必軍，李 猛, 4，陳天祥, 4，伍儒康, 4

(1.中國科學院可再生能源重點實驗室，廣東 廣州 510640; 2. 廣東省新能源和可再生能源研究開發與應用重點實驗室，廣東 廣州 510640; 3. 中國科學院廣州能源研究所，廣東 廣州 510640; 4. 中國科學院大學，北京 100049)

改進型中心管模型能量轉換性能試驗及樣機設計

吳必軍1, 2, 3，李 猛1, 2, 3, 4，陳天祥1, 2, 3, 4，伍儒康1, 2, 3, 4

(1.中國科學院可再生能源重點實驗室，廣東 廣州 510640; 2. 廣東省新能源和可再生能源研究開發與應用重點實驗室，廣東 廣州 510640; 3. 中國科學院廣州能源研究所，廣東 廣州 510640; 4. 中國科學院大學，北京 100049)

為了提高中心管振蕩水柱波浪能利用技術能量轉換效率，基于新的認識和目前常用的2.4米導航燈標，對中心管尾部設計了三種模型并在造波水槽中進行能量轉換性能試驗。試驗結果表明：直管型中心管俘獲寬度比最高達到了70.25%，但通頻帶寬度窄；加長喇叭口型中心管略好于喇叭口型中心管；在噴咀比為0.02條件下，加長喇叭口型中心管浮體有較高雙峰俘獲寬度比，波峰為40.0%，波谷為31.6%，通頻帶寬，為隨機波下高效轉換創造了條件。最高俘獲寬度比和雙峰通頻帶特性實驗數據結果都優于歷史文獻值。根據試驗數據對一些適合小型海洋儀器供電的樣機進行了設計，設計的樣機具有較高的性價比。

波浪能；中心管；振蕩水柱；俘獲寬度比；海洋儀器；波力發電

Abstract: In order to improve the energy conversion efficiency of the centre pipe energy conversion technology, three models with different bottom shapes based on the new understanding and the current 2.4 m wave power navigation light were designed for experimental study in the wave tank. The experimental results are presented. For the straight pipe buoy, the maximum capture width ratio (CWR) is 70.25%, but presents narrow bandwidth. The CWR of the lengthen-horn center pipe buoy is slightly better than that of the horn center pipe buoy. Under the condition of the nozzle ratio 0.02, the CWR of the lengthen-horn center pipe body presents higher double peaks, 40.0% at peak and 31.6% at trough. The curve of the CWR is relatively flat. The higher double-peak CWR of the lengthen-horn center pipe buoy will create conditions for high efficient conversion under random waves. The peak CWR and the bandwidth of those data are superior to that of the historical documents. Based on the experimental results, some prototypes for power supplies for oceanographic instruments have been presented. The prototypes are more cost-effective.

Keywords: wave energy; centre pipe; oscillating water column; capture width ratio; oceanographic instruments; wave power

二十世紀四十年代中期，日本的益田善雄[1]提出了中心管振蕩水柱波力發電技術。基于該技術開發的航標燈用波力發電裝置是目前世界上唯一一種波浪能商業化產品，也是將來海洋觀測儀器供電的一個重要選擇。中心管振蕩水柱波力發電技術由一個軸對稱旋轉浮體、空氣透平和發電機構成。軸對稱旋轉浮體中間掏空帶有一根管道，管道內液面和空氣透平之間形成一氣室。該種技術具有結構簡單、制造成本低、可維護性強、海生物附著影響小、可靠性高等優點。

影響中心管振蕩水柱技術轉換效率的因素很多，浮體的水下形狀(凸形、平底形)、管道的大小和形狀是一些重要因素[2]。早期能量轉換理論研究往往采用一些簡化形狀，隨著計算能力的大幅提升，目前對稍復雜形狀的中心管技術也進行了數值計算研究[3-7]。這些理論研究給出了附加質量、阻尼系數、波浪激勵力等，也預測到能量轉換特性有雙峰值出現，為實驗研究提供了基礎數據。國外實驗研究成果資料查到的較少，較多的是國內實驗研究成果。1982年吳雄建等[8]對多種尾部形狀中心管浮標進行轉換效率研究，效率出現了雙峰值，但遺憾的是實驗數據表明最高俘獲寬度比(類似轉換效率)不到5%。1983年蔡國民[9]研制了直徑2.4米的波力發電浮標，進行了陸上和海上試驗，海上試驗表明從波浪能到電能的轉換效率還不到1%。1984年吳藻華等[2]研究水下浮體形狀對波能轉換效率影響，俘獲寬度比實驗值最高約為16%，而且通頻帶較窄。同年Whittaker等[10]對一個直徑3米、中心管直徑0.7米的發電浮標1/10模型進行了試驗，試驗研究表明俘獲寬度比最高達到了50%，但通頻帶很窄，阻尼變小后通頻帶變寬，出現了雙峰值，但出現雙峰值時俘獲寬度比最高為11%左右。1987年，何明楷等[11]根據需求設計了最佳參數的波力發電燈浮標，試驗研究發現中心管的長度較大是有利的，噴嘴比的影響也很大。1994年，黃國樑等[12]針對前期研究的發電浮標在波浪周期短、波高小發電量不能滿足需求的條件下對2.4米浮標的發電性能進行了進一步試驗研究，研究表明通過減少發電浮標質量移動了最佳響應波周期，但俘獲寬度比未見提高，最高大概為14.6%，通過適當加長和加粗中心管可提高俘獲寬度比，最高達到了25%。顯然這期間試驗研究結果最好的俘獲寬度比為50%。由于學者們基于航標穩性要求，普遍認為該技術是浮體幾乎不動，波浪能量僅靠氣室內的水柱運動轉換能量，理論上無法達到較高的轉換效率。因此，從1994年后，有關中心管振蕩水柱技術試驗研究國內外鮮有文獻報道。

文獻表明，國內外對中心管技術的理論和實驗都有一定的研究，得到了一些重要結論，但由于當時實驗條件限制，只測試了一些峰值(比如中心管液位的最高值和最低值)，對中間過程采用正弦值假設，得到的氣體流量等參數與實際(周期變化，不一定是正弦變化)有出入，數據不精準，而且實測的俘獲寬度比最高不超過50%。另外，筆者認為，作為能量轉換主體的浮體在波浪作用下是一個機械振動體，按照振動理論，有條件獲得較大的機械能，中心管波力發電技術應該表現出比歷史資料更高的轉換效率。為此基于新的認識和直徑2.4米、中心管直徑0.7米、型號BHF2-2.4-0.7D1發電浮標，提高測量精準度，按5∶1比例進行縮小設計了三種不同中心管底部形狀的振蕩水柱式波能轉換浮體，在水槽中測試其在不同波浪周期下的能量轉換效率，以期得到比歷史資料更好的實驗成果，為低成本開發中心管振蕩水柱波力發電裝置提供基礎數據。

1 實驗裝置及數據處理方法

試驗是在造波水槽中進行的，水槽尺寸為1.2 m×1.2 m×50 m(寬×高×長)。水槽一端裝有計算機控制的變頻電源伺服電機驅動的推板式造波機，推板寬1.16 m，高1.2 m，可造規則波和不規則波；另一端為端部消波裝置，水槽中間部分為試驗段，通過此處的玻璃墻可以清楚地觀察裝置的運動情況。圖1為實驗裝置示意圖；圖2是實驗實物圖。

在距離造波機大約8 m處裝有一電容式浪高儀，可以測量入射波波高和周期；在距離造波機約17 m處放置試驗模型，在模型氣室頂部開有一氣孔作為阻尼，安裝有一只電容式浪高儀，用于測量氣室內水位的相對波動；氣室頂部還裝有測壓口，用PY301差壓變送器測量氣室內相對壓力。入射波的波高數據由SDA1000傳感器數據采集系統采集，由計算機控制，采樣頻率為20 Hz；氣室內的水位變化和氣壓相對變化被相應的傳感器獲取，通過采集卡進行同步采樣，由計算機控制，采樣頻率為16 Hz。

本實驗模型輸出的平均氣動功率Pair由氣室內外氣體壓力差和氣室內液位算出。氣室內液位由浪高儀測出，壓力差由壓力差傳感器測出，其計算公式[13]：

式中：ΔPi為第i次采樣時氣室內壓力差，Pa；hi,hi+1為第i和i+1次采樣時氣室內水位，m；S為氣室水線截面積，m2；n為采樣總次數；Δt為采樣時間間隔，s。

入射波功率PW采用深水波計算公式，計算公式[13]：

式中：HO為入射波浪高，m；T為入射波周期，s；B為浮體迎波寬度，m。浪高儀測出波高和波周期。

俘獲寬度比(capture width ratio，簡稱CWR)定義為：

氣室平均氣流量Qav：

氣室平均氣壓ΔPav：

圖1 實驗裝置簡圖Fig. 1 Diagram of the experiment device

圖2 模型在水槽中的實驗照片Fig. 2 Photo of model C in the wave tank

2 模型試驗方案

影響中心管俘獲寬度比的因素很多，包括入射波的周期、波高、中心管的形狀、浮體的吃水深度等。主要探究中心管尾管結構對俘獲寬度比的影響，參照浮標“BHF2-2.4-0.7D1”的尺寸進行縮小，縮尺比為5，得到直管口(A模型)，在此基礎上設計了另外2個模型——喇叭口(B模型)和加長喇叭口(C模型)。三種試驗模型簡圖、主要參數和實物如圖3所示。

圖3 三種模型簡圖和照片Fig. 3 Sketch of three models and the photo

為了節省成本，模型制作成可拆卸的，浮體上部分三個模型共用一個，尾部的不同部分制造成三個。為探索浮體吃水深度和噴咀比對俘獲寬度比的影響，也設計了一些方案進行試驗。總的試驗方案如表1所示。為保證試驗所測數據的準確性，提高試驗的可信度，在每一個試驗條件下都重復試驗三次。

表1 試驗方案Tab. 1 Test cases

3 模型試驗結果

表1列出了實驗方案，方案1～方案7噴氣孔面積與氣室面積之比(噴咀比)為0.01，而對于方案8，噴咀比為0.02，表2列出了測得最高俘獲寬度比時的一些參數。在造波水槽中，推板運動的推程(推板運動范圍的一半)和周期影響著波浪高度。

圖4是在推程為20 mm條件下波高隨周期的變化情況及在此波高下A模型的俘獲寬度比，圖中每個周期下測量3次，有3個值，分別用“1、2、3”表示，3個值有個平均值，用“average”表示(后面圖5～圖11含義一樣)。圖5是在推程為25 mm條件下波高隨周期的變化情況及在此波高下A模型的俘獲寬度比。圖4俘獲寬度比最高為49.97%，圖5俘獲寬度比最高為53.79%(見表2)。兩者比較，不同波高得到的俘獲寬度比略有不同，在同一周期下，恰當的波高可使裝置獲得較高的俘獲寬度比。

圖4 20 mm推程產生的波高及A模型俘獲寬度比Fig. 4 Wave height caused by the 20 mm travel and the CWR of A model

圖5 25 mm推程產生的波高及A模型俘獲寬度比Fig. 5 Wave height caused by the 25 mm travel and the CWR of A model

圖6是吃水較深時A模型在對應波高下的俘獲寬度比，此時俘獲寬度比最高達到了70.25%(見表2)。圖6造波波高偏小，是因為浮體運動接近共振，運動幅度過大，波高稍大會導致模型運動幅度過大，發生越浪現象。圖7是吃水較淺時A模型在對應波高下的俘獲寬度比，實驗值最高為38.01%，幾乎只是圖6中最大值的一半。

圖6 入射波高及對應的A模型吃水較深時俘獲寬度比Fig. 6 Incident wave height and the corresponding CWR of A model when deep draft

圖7 入射波高及對應的A模型吃水較淺時俘獲寬度比Fig. 7 Incident wave height and the corresponding CWR of A model when shallow draft

圖8是吃水較淺時B模型在對應波高下的俘獲寬度比，此時俘獲寬度比最高達到了31.03%(見表2)，明顯出現了雙峰值，但波谷較低，大概為15%。圖9是吃水較深時B模型在對應波高下的俘獲寬度比，此時俘獲寬度比最高達到了31.48%(見表2)，也明顯出現了雙峰值，波谷較高，大概為30%。圖8和圖9比較，質量增加，不僅俘獲寬度比有所增加，而且峰值周期向著增大的方向發展。

圖8 入射波高及B模型吃水較淺時的俘獲寬度比Fig. 8 Incident wave height and the corresponding CWR of B model when shallow draft

圖9 入射波高及B模型吃水較深時的俘獲寬度比Fig. 9 Incident wave height and the corresponding CWR of B model when deep draft

圖10是在噴咀比為0.01時C模型在對應波高下的俘獲寬度比，也出現了雙峰值，其俘獲寬度比最大為30.91%(見表2)，波谷為22.57%。從表1可知，方案7的工況同方案5基本一致，此時圖10俘獲寬度比比圖8整體上略有提高。圖11是在噴咀比為0.02時C模型在對應波高下的俘獲寬度比，也出現了雙峰值，其俘獲寬度比最大為40.15%(見表2)，波谷為31.6%，此值相比文獻[4]幾乎提高了4倍。

圖10 入射波高及對應的C模型在噴咀比為0.01時的俘獲寬度比Fig. 10 Incident wave height and the corresponding CWR of C model when the nozzle ratio is 0.01

圖11 入射波高及對應的C模型在噴咀比為0.02時的俘獲寬度比Fig. 11 Incident wave height and the corresponding CWR of C model when the nozzle ratio is 0.02

方案模型入射波波高Ho/m波周期T/s波功率PW/W平均氣流量Qav/(10-3m3·s-1)平均氣壓ΔPav/Pa氣流功率Pair/W管內液位差Hi/mHi/Ho俘獲寬度比/(%)1A0．0791．002．982．794275．41．4890．08041．02049．972A0．0931．004．173．414550．12．2430．11091．19053．793A0．0571．001．573．309308．71．1030．09241．61570．254A0．0790．902．662．476309．21．0110．07560．96338．015B0．1131．106．683．621508．72．0730．12071．07331．036B0．0731．203．042．523291．60．9570．09751．34131．487C0．1121．106．673．080555．92．0620．11431．01730．918C0．0991．306．035．393359．12．4210．23252．35640．15

4 樣機設計

基于文獻[12]和上文的試驗研究結果，設計了一些樣機并進行比對，如表3所示。

表3 文獻[12]設計的發電浮標特性與新型發電浮標特性比較Tab. 3 Features of the new wave power floating buoy and compared with that of the buoy designed in the literature [12]

文獻[12]設計了一個波浪能發電浮體，浮體直徑為2.4 m，中心管直徑為0.7 m，質量為4 000 kg，在周期為2.7 s、波高為0.25 m時，入射波功率為405 W時輸出氣動功率為59 W。基于A模型，依據圖6的模型測試結果和相似理論，當模型放大4倍時得到新型浮標1，新型浮標1直徑為1.92 m，中心管直徑為0.56 m，質量為2 003 kg，在波峰周期2.0 s、波高為0.23 m條件下，輸入波功率為203 W，按波峰70.25%俘獲寬度比計算，可輸出氣動功率為142 W，是文獻資料59 W[12]的2.4倍。基于相似理論和圖6可算出模型放大5倍時新型浮標2的氣動輸出功率，如表3所示。同理，基于C模型，依據圖11的模型測試結果，當模型放大4倍時得到新型浮標3，新型浮標3直徑為1.92 m，中心管直徑為0.56 m，質量為1 510 kg，在波谷周期2.4 s、波高為0.4 m條件下，輸入波功率為737 W，按波谷31.6%俘獲寬度比計算，可輸出氣動功率為233 W，在同樣2.4 s周期下，如果波高為0.25 m，可輸出氣動功率為91 W，是文獻資料59 W[12]的1.54倍。如果透平機組的轉換效率為40%，那么浮標可輸出電功率為36.4 W，可滿足一般海洋儀器耗電要求，更重要的是超過31.6%效率的區間大概為2.04～2.72 s，在不規則波下有較高的轉換效率。同理可算出模型放大5倍時新型浮標4的氣動輸出功率，如表3所示。顯然，新型浮標4輸出氣動功率在幾乎相同條件下(波高0.25 m、周期2.7 s)是文獻[12]浮標輸出氣動功率的的2.15倍，但質量減少了1 000 kg，如果波高提高到0.5 m，入射波功率提高了4倍，輸出氣動功率可達508 W，是文獻[12]浮標輸出氣動功率的的8.6倍。相對歷史資料而言，基于本文提供的試驗研究成果進行波力發電浮標設計，得到的發電浮標較輕、尺度較小、輸出功率相對大，有較高的經濟效益。在不同海況使用、有不同供電需求的發電浮標可依據相似定律進行設計。

5 結 語

浮標的吃水深度、噴咀比、尾部形狀等許多因素影響著中心管振蕩水柱技術的俘獲寬度比，適當地優化這些參數有利于提高該技術的俘獲寬度比。模型試驗表明，直管型模型俘獲寬度比目前測試最高達到了70.25%，但響應周期窄，在波況比較規則的海區使用有較高的轉換效率，適用于波浪周期比較單一的海區使用；加長喇叭口模型的俘獲寬度比盡管最高值只達到了40.15%，但雙峰值的出現極大地拓寬了通頻帶，有利于提高波力發電浮標在隨機波條件下的轉換效率。本文試驗得到的最高俘獲寬度比和雙峰通頻帶特性都優于歷史文獻值，試驗結果為降低中心管振蕩水柱發電裝置的建造成本和對應的布放成本提供了依據。

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An experimental study on energy conversion of the modified centre pipe buoy and the design of prototypes

WU Bijun1, 2, 3, LI Meng1, 2, 3, 4, CHEN Tianxiang1, 2, 3, 4, WU Rukang1, 2, 3, 4

(1. Key Laboratory of Renewable Energy, Chinese Academy of Sciences, Guangzhou 510640, China; 2. Guangdong Provincial Key Laboratory of New and Renewable Energy Research and Development, Guangzhou 510640, China; 3. Guangzhou Institute of Energy Conversion, CAS, Guangzhou 510640, China; 4. University of Chinese Academy of Sciences, Beijing 100049, China)

P743.2

A

10.16483/j.issn.1005-9865.2017.01.011

1005-9865(2017)01-0097-08

2016-03-02

國家自然科學基金(51579231；51276185)

吳必軍(1965-)，男，研究員，博導，主要從事海洋波浪能轉換技術研究。E-mail: wubj@ms.giec.ac.cn