风力发电机组的台风适应性设计方法研究

申新贺，叶杭冶，潘东浩，张秀芝，方郁锋

（1.风力发电系统国家重点实验室浙江运达风电股份有限公司，杭州 310012；2.国家气候中心，北京 100081）

1 前言

经过一年的低谷期后，市场对海上风电的热情被重新点燃。2013年初，国家发展和改革委员会颁布了2013版的《产业结构调整指导目录》，“海上风电机组技术开发与设备制造”和“海上风电场建设与设备制造”进入鼓励发展的产品目录；随后，国家能源局召开了海上风电发展座谈会，提出要加快推进我国海上风电开发。

但中国近海海域台风的肆虐成为海上风电开发的重要制约因素。我国沿海拥有丰富的风力资源，但缺乏应对台风环境的风电设计技术，这方面的研究更是欠缺。为更好开发利用我国近海区域的风能资源，台风适应性技术成为我国海上风力发电技术研究的重要内容。

2 风电机组抗台风技术研究现状

国际上开展风电抗台风技术研究的主要有日本、东南亚、中国以及中国台湾等台风盛行的国家和地区。在日本新能源和产业技术综合开发机构（NEDO）支持下，2004年日本就开始了为期3年的风电机组抗台风设计技术的研究[1～3]，根据研究成果制定了指导日本风电发展的技术指南[4]，内容涵盖了载荷测试、极端风图谱、极端风速数据库以及风电场场址评估和机组选型指南等内容。该研究的着重点仍在于极端风速的计算和场址评估上，对风电机组的台风适应性设计研究不够深入。2005年，在欧盟的支持下，丹麦国家能源实验室和菲律宾、越南等东盟国家开展了名为“EU-ASEAN wind project”的研究项目[5]，研究在上述国家台风频发地区开发风电的技术可能性和对策。该项目通过对菲律宾全国极限风速的调查分析，初步研究了台风地区风电机组结构的安全性设计要求，对安全系数的提高导致的机组成本增加做了初步分析。该项目提出了如下结论：a.在保证电力供应的情况下，风电机组的偏航系统能够跟上台风风向的变化；b.要保持与IEC 61400-1一致的安全性要求，将导致机组成本增加20%～30%；c.为了经济性更好，风电机组在罕见的超强台风中被破坏可以被接受。美国船级社在美国内政部的支持下研究了飓风环境下的海上风电场和海上风电机组的设计技术。根据报告[6，7]，应用在飓风地区的海上风电机组设计载荷计算风模型推荐采用API（美国石油协会）标准模型。

上述项目对台风破坏机理的研究吸收了海洋工业标准、建筑行业规范等，侧重于台风的极端风速。但来自其他行业的标准不能完全适用于风电机组的设计，可能会遗漏运行工况对机组设计的重要性，而且这些标准通常局限于结构在风载下的静态表现，无法体现出与风电机组控制和安全系统相关的故障情况。当前风电机组设计依据的国际或国家标准没有考虑台风的特性，运行于台风地区的风电机组遭到破坏的风险增大；尽管采用更高的生存风速设计风电机组是可行的，但困难在于平衡风电机组的成本和可靠性。对台风造成的大量风电场事故分析表明[8～10]，台风对风电设备的破坏主要与台风登陆过程中的风况特性、风电场的地形环境和风电机组的结构设计与控制方法等因素有关，不仅仅取决于台风的极大风速。

我国的抗台风风电技术研究得益于中国-欧盟能源与环境合作项目“台风对近海风电开发的影响研究”项目，吸收了国内风电场的台风事故经验[8～10]，对我国近海台风登陆情况、台风影响下的极端风速分布以及台风的破坏机理等做了系统性的分析和研究[11]。2010年4月，全国风力机械标准化技术委员会在上海组织召开了《台风型风力发电机组》国家标准的起草工作会议，浙江运达风电股份有限公司、国家气候中心等被指定作为该标准的主要起草单位。该标准是世界上第一部用于台风环境下的风力发电机组的产品规范。

3 台风特性分析

设计工况决定了风电机组的外部载荷和运行环境。与普通风况相比，台风的湍流、突变风向、阵风和极端风速[12]是不同于已有风电机组设计标准[13]的明显特性。因此，深入分析台风的特性和风电机组的失效机理，建立相应的台风风况模型，用于风电机组设计才能保证机组的经济性和安全性。

3.1 台风的湍流特性

台风过程中的强湍流常常是风电机组振动失效的主要原因。通过对海上测风塔观测数据的分析表明，由于风致波浪的影响，湍流对海上风电机组塔架下部产生的载荷效应大于上部，呈现明显的随高度变化的特性。湍流对风电机组的影响不仅仅与湍流的强度有关，还与机组所处的方位呈现相关性。图1是利用湍流风速55m/s计算的偏航轴承的载荷，当风向在120°方位时，载荷明显异常；进一步频谱分析发现，该方位下可能引发了结构共振。

图1 台风极端风速下的异常载荷（湍流风，风速50m/s，风向120°）Fig.1 Abnormal load under typhoon（turbulence wind 50m/s，wind direction 120°）

日本的Kogaki等[3]详细分析了日本复杂地形和台风影响下的风况与IEC标准的差异，指出多数情况下湍流强度分布与标准湍流模型（NTM）相似，但有60%的湍流强度超过了IEC最强湍流强度级别。Cao等[14]对台风Maem i的观测数据进行了详细的分析，得出了相同的结论，并给出了台风湍流三个方向的分量σu/σv/σw=1.8/1.5/1.0的比值关系。

通过对我国近海大量台风观测数据进行分析，张秀芝等[15]得出结论，当风速不断增大时，在台风中心及附近的纵向湍流强度逐步降低趋于稳定，台风的三维湍流大于IEC 61400-1标准的规定；台风湍流三个方向（纵向、横向、垂向）的比例关系为1∶0.86∶0.51。

3.2 台风环境下的50年一遇设计极端风速

GB/T 19201―2006规定了我国范围内的热带气旋等级划分原则，如表1所示。

表1 我国热带气旋划分标准Table 1 Tropical cyclone classification table

表2是萨菲尔-辛普森飓风分级模型，该模型相比我国的热带气旋分级标准，风速的观测时间不一样，对50m/s以上的风速划分的更细。对于海上风电机组的台风适应性设计，这种分级方式的风速划分可操作性意义更强。但要解决我国近海环境下的海上风电机组设计极端风速，仍需要极端风速的分布图谱。

表2 萨菲尔-辛普森飓风等级Table 2 Saffir-Simpson hurricane scale

由于海上风电场离岸距离通常在10～50m范围内，因此台风的近岸特性对海上风电场至关重要。文献[11]统计了1949—2010年以来影响我国近海的台风登陆情况，计算考虑台风影响的我国近海50年一遇的最大风速，如图2所示。根据极端风速分布图谱的分析结果，设计参考风速为50m/s的等级可以适用于我国大部分海域，55m/s的等级则基本涵盖了我国海上风电可开发海域。

图2 台风影响下的我国近海50年一遇风速分布图Fig.2 Wind speed map with a recurrent period of 50 years in over the coastal waters of China

3.3 台风风向的变化

风向的瞬时变化值对风电机组安全性有重要的影响。笔者对收集到的23个台风观测数据的分析表明，台风过程中，当风速在12～30m/s时，风向变化较大，但速率较慢，风电机组的偏航系统可以跟随上风向的变化。风向变化幅值基本小于IEC 61400-1 Ed.2规定的50年一遇ⅠA幅值。当台风经过时，通常会带来较大的风速，有利于海上风电机组的发电运行，但风向的大范围变化给海上风电机组的运行带来困难。因此，设计海上风电机组时，应结合风电机组的运行状态，考虑风向、湍流和变桨、偏航等控制参数，进行综合分析。这也是风电机组台风适应性设计的关键内容之一。

3.4 台风过程中的阵风变化

笔者收集了2003年以来中国东南部沿海88个测风塔的观测数据进行计算分析，结果表明，台风过程中的阵风幅值大于IEC 61400-1 Ed.3的ⅠA等级，但小于IEC 61400-1 Ed.2的ⅠA等级。图3是台风“鲶鱼”不同观测地点的实测阵风值，伴随的阵风变化已经超出了IEC 61400-1规定的阵风幅值（图3中的粗实线所示，两条粗实线分别表示风速等于Vhub时对应的标准阵风特性曲线）。

图3 台风“鲶鱼”实测阵风Fig.3 Gusts during of typhoon“MEGI”

4 台风环境设计工况

根据第三部分的台风特性分析结果，对IEC 61400-1 Ed.3的风况模型提出如下更改。

1）EWM_TC：湍流风模型的纵向、横向和垂向分量比例更改为 1∶0.86∶0.5。

2）EOG_TC：定义台风环境下的阵风幅值模型，见式（1）

周期（T=14 s）、风速方程与 IEC 61400-1 Ed.3一致。

3）EDC_TC：定义台风环境下的风向变化幅值模型，见式（2）

周期（T=6 s）、极端风向瞬时变化方程与IEC 61400-1 Ed.3一致。

式（1）和 式（2）中，Vgust为阵风幅值；σ1为轮毂高度处的纵向风速标准偏差，见IEC 61400-1；D为风轮直径；Λ1为湍流尺度参数；θe为极端风向变化；Vhub为轮毂高度处的风速。

为考察上述台风特性对风电机组设计载荷的影响，考虑台风过程中风电机组可能的工作状态，制定表3所列的台风工况。为评估湍流强度的增加对机组载荷的影响，设置工况DLC 9.2；DLC9.3、DLC 9.4是考察台风时机组的可能停机过程；DLC9.5、DLC9.6是考察台风时机组停机状态下受阵风、风向变化的影响。这里假定台风警报发出后，风电机组采取顺桨、空转的控制策略。

表3 台风设计工况Table 3 Typhoon design load cases

设计仿真考虑以下工况组合：a.不考虑台风影响的IEC 61400-1 Ed.3标准设计工况；b.表3的台风设计工况；c.表3（不包括DLC9.1）+A。

5 仿真实验

采用1.5MW变速变桨风力发电机组作为仿真研究对象，机组数据如表4所示。

采用大型通用风力发电机组设计与分析软件Bladed，根据IEC 61400-1 Ed.3国际标准，利用表3设计的工况模型对表4所列1.5MW机组进行了仿真分析。图4给出了不同风向、不同风速情况下叶根和塔架底部的载荷。从图4可以看出，当风轮处于下风向时塔底载荷和叶根载荷最小，机组应尽量避开风向90°的方位角，即侧风向；随极限风速的增加，叶根扭矩无法通过调整控制策略得到有效降低，成为机组抗台风的薄弱环节。因此，结构设计上，应提高叶根的扭转刚度。

表4 1.5MW风电机组数据Table 4 1.5MW wind turbine data

图4 不同方位角时的叶根弯矩（DLC9.1）Fig.4 Blade root bending moment with different azimuth（DLC9.1）

表5是组合工况A和C的设计载荷仿真结果（DLC2.1、DLC6.2、DLC8.2来自于 IEC 61400-1）。要保持与IEC 61400-1一样的安全余量，台风型风电机组的设计载荷将比IEC标准等级风电机组增大15%～40%。对于海上环境，纵向湍流强度要比陆上小，则台风导致的极限载荷要小于陆上环境。

表5 组合工况A和C下的风电机组部件极限载荷Table5 Extreme load of combination case A and C

表6 叶片载荷比较Table 6 Comparision of blade load

台风对风电场造成的事故中，叶片是损坏几率最高的部件。表6分析了极端风速下不同湍流导致的叶片载荷，可见，由于台风过程中的异常湍流，叶片挥舞方向和摆阵方向的载荷增大，挥舞方向更容易损坏。

从表5、表6的结果也可以看到，湍流强度对极限载荷的影响非常明显；对海上风电场来说，气流恢复平稳很慢，在台风扰流下，排间风电机组的相互影响带来的湍流增大需要引起更多的重视。

6 结语

本文重点研究并建立了用于风电机组台风适应性设计的台风风况模型和工况模型，利用Bladed仿真软件验证了上述模型的正确性和合理性，通过对比常规机组的设计结果，指出风电机组在台风情况下的设计特点。风电机组的台风适应性设计，应采用系统性的本质安全设计方法，不应简单地加强结构部件，也不应单纯地更改控制策略，而应该从设计全过程综合考虑正确的台风特性描述、合理的结构安全余量和正确的安全控制策略；还需要从海上风电场的设计和运行维护策略等方面形成一套完整的体系。

对风力发电机组台风环境下的适应性设计提出如下的总体设计思路。a.台风风模型。从设计输入的源头解决台风风特性源的准确描述问题，提供正确的环境参数输入。b.设计工况。考虑充分利用台风发电的可能性，综合考虑台风、结构和控制状态，能够涵盖海上风电机组的整个运行周期。c.控制策略。根据仿真结果，风电机组处于上风向或下风向时载荷最小。考虑不同方位下的台风湍流频率，应具备扇区管理功能，以避开仿真分析中出现不利载荷的风向。d.结构分级失效原则。根据部件失效后果进行结构重要性分级，考虑各种不确定性导致的载荷变化，对关键部件进行余量分级设计。如叶片的首先失效，能够保证塔架和整机的稳定性。e.台风预警功能。考虑充分利用台风，提高发电效益，海上风电机组的控制系统应能够接受台风预警信号，当风速达到预警值后自动转入对应的台风运行模式。f.台风应急预案。应考虑台风来临前后的预防措施、运维方案、台风信息处理和监测等方案，提高台风环境下的风电设备抗台风能力。

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