蒙宣伊，劉永清

(湘電風(fēng)能有限公司，湖南 湘潭 411100)

1 概述

海上風(fēng)能是一種被廣泛認(rèn)可、可開發(fā)利用的可再生能源，能夠滿足當(dāng)今能源增長需求，從而提高全球能源供應(yīng)安全性。相比其它存在于海洋中的可再生能源，比如波浪能、潮汐能，風(fēng)能的開發(fā)技術(shù)最為成熟。最近10年，海上風(fēng)電發(fā)展十分迅速，目前大部分開發(fā)的風(fēng)電場的水深最多為40～50 m，因此，大部分采用的基礎(chǔ)是固定式基礎(chǔ)，比如單樁、導(dǎo)管架、重力式、三腳架和多樁等形式。然而，當(dāng)水深超過60 m時，從成本上考慮，漂浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)將會是更好的選擇。漂浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)主要分為三種：半潛式、張力式和Spar式。

在基礎(chǔ)的設(shè)計時，對其運動性能的評估是非常重要的。對于漂浮式結(jié)構(gòu)來說，升沉、縱搖和垂蕩的影響是最大的。因此，通過仿真計算得到海上風(fēng)機(jī)典型工況下運動的時歷曲線，可以為基礎(chǔ)的設(shè)計工作提供參考。

最近幾十年，有大量學(xué)者對Spar式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)進(jìn)行了研究，有的學(xué)者從風(fēng)電場的技術(shù)和經(jīng)濟(jì)方面進(jìn)行概念設(shè)計。Nielsen等采用數(shù)值仿真和試驗方法進(jìn)行了Spar基礎(chǔ)的整體動力性能研究，并將結(jié)果進(jìn)行了對比。Matsukuma和Utsunimiya基于多體動力學(xué)方法研究了在某一特定風(fēng)速下考慮葉輪轉(zhuǎn)速對漂浮式基礎(chǔ)的運動響應(yīng)的影響。Jonkman等采用對固定式和漂浮式基礎(chǔ)的結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了驗證。Karimirad和Moan基于氣動－水動彈性理論，采用時域的方法研究了Spar基礎(chǔ)在極限工況下的運動響應(yīng)情況。Bagbanci H等對Spar和半潛式基礎(chǔ)分別采用長期預(yù)報的方法進(jìn)行分析，研究它們的水動力性能。

在本研究中，采用水動力專業(yè)軟件AQWA(Advanced Quantitative Wave Analysis)對Spar基礎(chǔ)進(jìn)行水動力分析。首先，采用頻域方法，得到其升沉、縱搖和縱蕩等運動響應(yīng)。其次，對基礎(chǔ)的錨泊系統(tǒng)進(jìn)行建模，基于時域方法，計算基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)在三種典型工況下運動的時歷曲線。最后，基于統(tǒng)計方法，得到各工況下運動響應(yīng)的統(tǒng)計值。

1 Spar基礎(chǔ)和整機(jī)系統(tǒng)模型

Spar基礎(chǔ)整機(jī)系統(tǒng)包含：Spar式基礎(chǔ)、塔筒、機(jī)艙和葉輪。圖1為基礎(chǔ)和錨泊系統(tǒng)的示意圖。在本文的研究中，機(jī)艙和葉輪是以質(zhì)量點進(jìn)行替代的。風(fēng)推力則假定為作用在輪轂中心處的恒定力，即相對平均海平面90 m處。整個基礎(chǔ)吃水為120 m，底部直徑為9.4 m，高度－12～4 m處為過渡段，上部直徑為6.5 m。塔筒采用錐形變截面，底部直徑為6 m。基礎(chǔ)與塔筒的交界面位于海平面上15 m處。錨泊系統(tǒng)由3根互成120°角的錨鏈組成，錨泊點位于水線面以下70 m處。葉輪重量和分布采用美國國家可再生能源實驗室(National Renewable Energy Laboratory，NREL)5 MW風(fēng)機(jī)模型，基礎(chǔ)和風(fēng)機(jī)模型參數(shù)見表1，系統(tǒng)重心的坐標(biāo)為(0，0，－62.82 m)，錨泊系統(tǒng)的參數(shù)見表2。

圖1 Spar基礎(chǔ)風(fēng)機(jī)系統(tǒng)示意圖

表1 風(fēng)機(jī)和基礎(chǔ)模型參數(shù)

表2 錨泊系統(tǒng)參數(shù)

2 Spar基礎(chǔ)數(shù)值分析

2.1 頻域分析

對于漂浮式基礎(chǔ)來說，通過頻域方法研究其6自由度運動響應(yīng)是十分必要的。由于Spar基礎(chǔ)的對稱性，橫搖運動特性與縱搖運動比較類似，橫蕩由于和波浪方向垂直而可以忽略，艏搖在分析時數(shù)值很小。因此，本文僅給出升沉、縱搖和縱蕩等三個自由度的幅值響應(yīng)函數(shù)(Response Amplitude Operators， RAOs)。波浪周期為3～30 s，間隔為1 s，運動響應(yīng)見圖2。

圖2 Spar基礎(chǔ)運動響應(yīng)

從圖2可以看出，基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的水動力性能比較優(yōu)越。升沉的RAOs在周期為3～25 s內(nèi)的值小于0.3，超過25 s后響應(yīng)幅值迅速增加?？v搖的響應(yīng)幅值的峰值對應(yīng)的周期為14 s，但其響應(yīng)幅值為0.26，表征縱搖性能比較優(yōu)越。縱蕩的響應(yīng)幅值隨著波浪周期增大而增大。風(fēng)機(jī)額定轉(zhuǎn)速為6.9～15 rpm，1P頻率為0.115～0.2 Hz，3P頻率為0.345～0.75 Hz，對應(yīng)周期在10 s以內(nèi)，因此，基礎(chǔ)的性能滿足要求。

2.2 工況設(shè)置

基礎(chǔ)的時域仿真通過水動力軟件AQWA完成，在仿真過程中考慮了風(fēng)載對系統(tǒng)的運動響應(yīng)的影響。根據(jù)風(fēng)機(jī)運行狀態(tài)，本文考慮三種典型工況，即額定風(fēng)速(作業(yè))工況、極限切出風(fēng)速工況、極限生存風(fēng)速工況，工況設(shè)置見表3。

表3 風(fēng)機(jī)典型工況設(shè)置

時域計算時，按照表3進(jìn)行工況設(shè)置，仿真步長為1 s，總仿真時長為3600 s，計算所采用的波浪譜為Jonswap譜，其公式如下：

式中：α為無因次常數(shù)；g為重力加速度；γ為升高因子，取值范圍為1～3.3；σ為峰形參數(shù)，若ω≤ωp則σ=0.07，若ω＞ωp則σ=0.09；f=1/Tw；fp=1/Tp；

在本文中僅僅考慮180°(見圖1(b))且風(fēng)浪同向時的情況，對于其它方向和風(fēng)浪不同向的情況并沒有進(jìn)行考慮。

2.3 時域分析

2.3.1 額定風(fēng)速工況

基礎(chǔ)在額定風(fēng)速工況下的升沉、縱搖、垂蕩和各錨鏈拉力的時歷響應(yīng)曲線，詳見圖3～圖5，圖中藍(lán)線表示基礎(chǔ)僅考慮波浪作用下的響應(yīng)曲線，而紅線為基礎(chǔ)在風(fēng)浪聯(lián)合作用下的響應(yīng)曲線。從圖3的紅線可以看出，基礎(chǔ)在風(fēng)浪聯(lián)合作用下產(chǎn)生了約0.55 m的向下初始偏移。從圖4可以看出，由于風(fēng)載，基礎(chǔ)發(fā)生了2.5°的初始傾角，而且可以明顯看出風(fēng)浪聯(lián)合作用下的運動響應(yīng)幅值要比僅考慮波浪作用時的運動響應(yīng)幅值大。從圖5可以看出，基礎(chǔ)在風(fēng)載作用下產(chǎn)生了約8.78 m的縱向偏移。

圖3 額定風(fēng)速工況下升沉?xí)r歷曲線

圖4 額定風(fēng)速工況下縱搖時歷曲線

圖5 額定風(fēng)速工況下縱蕩時歷曲線

圖6給出了三個不同方向的錨鏈所受拉力的時歷曲線。基于錨鏈的分布以及風(fēng)浪載荷的作用方向(見第1章圖1)，錨鏈1所受的拉力要大于2號、3號錨鏈。從圖6也可以看出，計算結(jié)果與實際情況比較吻合。2號、3號錨鏈的受力情況應(yīng)該基本一致，因此，在本圖中采用同一條曲線來表示。

2.3.2 極限切出風(fēng)速工況

極限切出風(fēng)速工況下的基礎(chǔ)升沉、縱搖、縱蕩和各錨鏈截面拉力的時歷曲線，詳見圖7～圖10。相比額定風(fēng)速工況，極限切出風(fēng)速工況下的升沉、縱搖均有所增加，而縱蕩和錨鏈拉力由于風(fēng)推力減少而減少。升沉最大幅值為0.8 m，最大縱搖為2°，最大傾角為3.8°。在極限切出風(fēng)速工況下，風(fēng)機(jī)在風(fēng)浪作用下會產(chǎn)生4 m的初始縱蕩。

圖6 額定風(fēng)速工況下各錨鏈拉力時歷曲線

圖7 極限切出風(fēng)速工況下升沉?xí)r歷曲線

圖8 極限切出風(fēng)速工況下縱搖時歷曲線

圖9 極限切出風(fēng)速工況下縱蕩時歷曲線

圖10 極限切出風(fēng)速工況下各錨鏈所受拉力時歷曲線

2.3.3 極限生存風(fēng)速工況

極限生存風(fēng)速工況下的基礎(chǔ)升沉、縱搖、縱蕩和錨鏈截面拉力的時歷曲線，詳見圖11～圖14。在極限生存風(fēng)速工況下，整個系統(tǒng)的升沉、縱搖、縱蕩及錨鏈拉力增加比較明顯。從圖11可以看出，實際升沉響應(yīng)要略小于僅僅由波浪產(chǎn)生的響應(yīng)。從圖12可以看出，最大傾角達(dá)到10°，幅值達(dá)到8°。

圖11 極限生存工況下升沉?xí)r歷曲線

圖12 極限生存風(fēng)速工況下縱搖時歷曲線

圖13 極限生存風(fēng)速工況下縱蕩時歷曲線

圖14 極限生存風(fēng)速工況下錨鏈截面拉力時歷曲線

3 統(tǒng)計分析

基于統(tǒng)計學(xué)方法，對各運動響應(yīng)的時歷曲線進(jìn)行統(tǒng)計分析，得到響應(yīng)的均值、方差、最小值和最大值。表4～表6列出了額定風(fēng)速、極限切出風(fēng)速和極限生存風(fēng)速工況下各響應(yīng)的統(tǒng)計值，可以看出，隨風(fēng)速增加和海況變復(fù)雜，升沉、縱搖響應(yīng)的均值、方差、最大值及最小值均增大。在極限生存風(fēng)速工況下，縱搖最大傾角超過10°，接近整機(jī)系統(tǒng)最大安全值。縱蕩和錨鏈拉力均值主要取決于風(fēng)推力，但是極限生存風(fēng)速工況方差最大，證明在該工況下波浪影響最大。

表4 額定風(fēng)速工況下各響應(yīng)統(tǒng)計值

表5 極限切出風(fēng)速工況下各響應(yīng)統(tǒng)計值

表6 極限生存風(fēng)速工況下各響應(yīng)統(tǒng)計值

續(xù)表6

4 結(jié)語

本文基于三維水動力學(xué)軟件AQWA對Spar式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)系統(tǒng)的水動力性能進(jìn)行了研究。從頻域的結(jié)果來看，該系統(tǒng)在風(fēng)機(jī)運行風(fēng)速范圍內(nèi)性能比較優(yōu)越，ROAs值比較小，但在波浪周期較大時(＞20 s)響應(yīng)迅速增大。

從時域方法的結(jié)果可以看出，風(fēng)推力對基礎(chǔ)系統(tǒng)的運動響應(yīng)影響較大，如縱搖和縱蕩在風(fēng)推力作用下有一個明顯的初始傾角或位移。錨泊系統(tǒng)中，1號錨鏈?zhǔn)芰ψ畲?，由于對稱性，2號、3號錨鏈的拉力時歷曲線基本一致。

本風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)系統(tǒng)在極限生存風(fēng)速工況下的響應(yīng)幅值最大。其中，升沉最大值為2.3 m左右，縱傾最大角度為10°，縱蕩最大值為10 m，1號、2號、3號錨鏈的拉力均有顯著增加。

從計算結(jié)果來看，Spar式基礎(chǔ)的水動力性能比較優(yōu)越。在額定風(fēng)速工況下，縱搖和升沉比較小，滿足風(fēng)機(jī)發(fā)電要求。整機(jī)系統(tǒng)滿足安全性要求，能夠適應(yīng)惡劣的極限生存風(fēng)速工況。

[1]Karimirad M, Michailides C.V－shaped semisubmersible offshore wind turbine: An alternative concept for offshore wind technology[J].Renewable Energy，2015，83.

[2]Nielsen F G，Hansen T D，Skaare B.Integrated dynamic analysis of floating offshore wind turbines[C]// Proceedings of the ASME 2006 25th International Conference on Ocean，Offshore and Arctic Engineering.Hamburg，Germany：The American Society of Mechanical Engineers，2006：671－679.

[3]Hidekazu M，Tomoaki U.Motion analysis of a floating offshore wind turbine considering rotorrotation[J].The IES Journal Part A：Civil & Structural Engineering，2008，1(4).

[4]Jonkman J，Musial W.Offshore code comparison collaboration (OC3)for IEA wind task 23 offshore wind technology and deployment[R].Golden，Colorado，USA：National Renewable Energy Laboratory，2010.

[5]Karimirad M.，Moan T.Extreme structural dynamic response of a Spar type wind turbine[C]// ASME 2010 29th International Conference on Ocean，Offshore and Arctic Engineering，Paper No.OMAE2010－20044，Shanghai，China，2010.

[6]Bagbanci H，Karmakar D，Soares C G.Comparison of Spar and Semisubmersible floater concepts of offshore wind turbines using long－term analysis[J].Journal of Offshore Mechanics and Arctic Engineering，2015，137.

[7]Century Dynamics Ltd.ANSYS AQWA user manual v13.0[Z].Horsham，UK：2010.

[8]Muliawan M J，Karimirad M，Gao Z，et al.Extreme responses of a combined spar－type floating wind turbine and floating wave energy converter(STC)system with survival modes[J].Ocean Engineering，2013，65(2).

[9]DNV－OS－J101－2014.Design of offshore wind turbine structures[S].