李蜀軍， 岳敏楠， 王 博， 李 春,2， 丁勤衛(wèi)

(1．上海理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，上海 200093；2．上海市動力工程多相流動與傳熱重點實驗室，上海 200093；3．中國聯(lián)合重型燃氣輪機技術(shù)有限公司，北京 100020)

我國風(fēng)電發(fā)展迅速，截至2019年累計風(fēng)電裝機容量達236.7 GW，已成全球最大風(fēng)電裝機國[1]。陸上風(fēng)電存在遠離用電負荷中心、運輸不便、輸送損耗高等缺點，因此距經(jīng)濟中心更近、風(fēng)質(zhì)更優(yōu)的海上風(fēng)電是未來風(fēng)電發(fā)展的重要方向。對于水深范圍更廣、風(fēng)能儲量更大的深水區(qū)，成本更低、水深適應(yīng)性更好的漂浮式風(fēng)力機更具經(jīng)濟優(yōu)勢和競爭性[2]。

按平臺穩(wěn)定性獲得的方式不同，廣泛使用的漂浮式平臺有駁船式(Barge)、立柱式(Spar)、張力腿式(Tension Leg Platform, TLP)及半潛式(Semi-Submersible, S-S)[3]。其中，駁船式平臺水線面面積大、穩(wěn)定性好、建造和維護方便，前景廣闊。

因基礎(chǔ)不固定，在風(fēng)波激勵下，漂浮式風(fēng)力機平臺始終處于運動狀態(tài)，產(chǎn)生的搖蕩運動直接影響風(fēng)力機發(fā)電性能，惡劣海況下甚至威脅設(shè)備安全[4]。提高漂浮式風(fēng)力機穩(wěn)定性，增強其在各種海況下的抗風(fēng)浪能力一直是國內(nèi)外研究的熱點。迄今，已有學(xué)者針對上述問題在以下幾方面展開研究：(1) 變槳控制。Chujo等[5]用水池實驗的方法進行漂浮式風(fēng)力機變槳控制實驗；周臘吾等[6]提出一種基于神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的獨立變槳控制方法，通過FAST-Simulink聯(lián)合仿真，驗證了該控制方法更能有效地減小風(fēng)載荷波動和降低平臺縱搖響應(yīng)。(2) 安裝垂蕩板和增加平臺吃水。Yue等[7]采用Fortran語言實現(xiàn)AQWA二次開發(fā)，研究風(fēng)波耦合作用下垂蕩板及其安裝位置對Spar平臺響應(yīng)的影響。黃致謙等[8]通過半潛平臺下部附加水箱以增大平臺吃水深度，結(jié)果顯示新平臺較原半潛平臺有更佳的垂蕩、橫搖及縱搖穩(wěn)定性。(3) 配置調(diào)諧質(zhì)量阻尼器(Turned Mass Damper, TMD)。當(dāng)漂浮式風(fēng)力機受到外部激勵時，TMD系統(tǒng)產(chǎn)生與結(jié)構(gòu)運動相反的力，同時通過阻尼系統(tǒng)吸收主體結(jié)構(gòu)振動能量，達到對結(jié)構(gòu)穩(wěn)定控制的目的。Yang等[9]建立應(yīng)用于Barge平臺的TMD模型，研究其減震效果，結(jié)果表明TMD可有效抑制平臺縱搖響應(yīng)。丁勤衛(wèi)等[10]對Barge平臺TMD參數(shù)(阻尼、質(zhì)量及剛度)進行優(yōu)化。

但以上方法均存在一定不足：(1) 變槳調(diào)節(jié)只能在一定風(fēng)速范圍內(nèi)實現(xiàn)葉片減載，當(dāng)風(fēng)速大于切出風(fēng)速時，調(diào)節(jié)失效[11]。(2) 安裝垂蕩板會增加平臺造價，降低其經(jīng)濟性；此外，垂蕩板和阻尼板使用范圍限制性較大[12]。(3)TMD需在風(fēng)力機內(nèi)部配置1%～5%塔架質(zhì)量的質(zhì)量塊，這會占用較大的機艙空間，且TMD控制頻帶窄，當(dāng)風(fēng)力機因結(jié)構(gòu)損傷等原因?qū)е缕涔逃蓄l率改變時會發(fā)生失調(diào)[13]?；诠灿孟挡唇M建漂浮式風(fēng)電場不受環(huán)境約束、不受平臺種類限制、不占據(jù)風(fēng)力機空間、不增加平臺造價，且可同時提高多個漂浮式風(fēng)力機穩(wěn)定性，是提高漂浮式風(fēng)力機平臺穩(wěn)定性的可行手段。丁勤衛(wèi)等[14-15]已通過數(shù)值計算證明其可行性。目前研究僅限于2×2及3×3陣列漂浮式風(fēng)電場平臺響應(yīng)特性。對于迅猛發(fā)展的風(fēng)電而言，大型化、規(guī)?；秋L(fēng)電發(fā)展的必然趨勢。故研究更大規(guī)模漂浮式風(fēng)電場可行性及其階數(shù)增大對平臺穩(wěn)定性的影響具有重要意義。為此，筆者建立Barge單平臺和基于Barge平臺的2×2、3×3、4×4和5×5陣列漂浮式風(fēng)電場，分析不同海況下風(fēng)電場階數(shù)增大對平臺穩(wěn)定性的影響，以期為工程應(yīng)用提供參考。

1 研究對象

1.1 漂浮式風(fēng)力機

漂浮式風(fēng)電場基于Barge平臺漂浮式風(fēng)力機。其中，風(fēng)力機選取NREL 5 MW風(fēng)力機[16]，漂浮式平臺選擇ITI Energy Barge平臺。風(fēng)力機和平臺主要參數(shù)分別見表1和表2[17]。

表1 NREL 5 MW風(fēng)力機參數(shù)

表2 ITI Energy Barge平臺參數(shù)

1.2 漂浮式風(fēng)電場

本文中風(fēng)電場基于共用系泊組建，且漂浮式風(fēng)力機間呈正交排列。考慮到相近風(fēng)力機之間會互相干擾，需合理設(shè)置風(fēng)力機間距，風(fēng)力機間距均取500 m。Barge平臺漂浮式風(fēng)力機如圖1(a)所示，2×2、3×3、4×4及5×5陣列風(fēng)電場如圖1(b)所示。

(a) 單平臺

(b) 風(fēng)電場平臺圖1 單平臺與風(fēng)電場平臺Fig.1 Single Barge and wind farm platforms

系泊包括固定懸鏈線和鏈接懸鏈線，圖2為漂浮式風(fēng)電場系泊側(cè)向局部水下視圖。其中，系泊參數(shù)見表3。

圖2 系泊示意圖Fig.2 Mooring diagram

表3 系泊參數(shù)Tab.3 Mooring parameters

2 海況與載荷

漂浮式風(fēng)力機在海上受到的載荷復(fù)雜多變，如風(fēng)、波浪、流及浮冰等[18]。其中，風(fēng)載荷與波浪載荷是影響漂浮式風(fēng)力機動態(tài)響應(yīng)的主要載荷，故主要考慮風(fēng)載荷與波浪載荷的作用?？紤]到水動力軟件AQWA廣泛用于海工平臺響應(yīng)分析，但其無法實現(xiàn)風(fēng)力機所受風(fēng)載荷的精確求解；FAST(Fatigue，Aerodynamics，Structure，Turbulence)可實現(xiàn)漂浮式風(fēng)力機單平臺波浪載荷和風(fēng)載荷的求解，但無法求解多體問題。筆者基于AQWA，將FAST中氣動力導(dǎo)入AQWA，進而實現(xiàn)在風(fēng)波作用下風(fēng)電場平臺動態(tài)響應(yīng)的求解。

在役海況下，漂浮式風(fēng)力機同時受到風(fēng)、波浪載荷作用，使用聯(lián)合分布可更合理地描述風(fēng)和波浪間的參數(shù)關(guān)系[19]。根據(jù)Johannessen等對實際海域風(fēng)、波浪參數(shù)的測定[20]，提出風(fēng)波聯(lián)合分布函數(shù)f(u10,HS,Tp)：

f(u10,HS,Tp)=fU(u10)·fHS|U10(HS|u10)·

fTp|HS U10(Tp|HS,u10)

(1)

式中：fU(u10)為邊緣分布函數(shù)；fHS|U10(HS|u10)和fTp|HS U10(Tp|HS,u10)均為條件概率函數(shù)；u10為距海面10 m高度處1 h平均風(fēng)速；HS為有義波高；Tp為跨零周期。

給定u10，有義波高HS和跨零周期Tp的期望值如下：

(2)

(3)

式中：α為形狀參數(shù)；β為比例參數(shù)；Γ為伽馬函數(shù)。

考慮風(fēng)切變，則平均風(fēng)速Uw(z)與海面高度z的關(guān)系為：

(4)

式中：Uref為參考風(fēng)速；zref為參考風(fēng)速高度，此處取10 m。

為驗證風(fēng)電場海上長期在役環(huán)境中不同海況下穩(wěn)定性，分別取NREL 5 MW風(fēng)力機切入風(fēng)速、額定風(fēng)速、切出風(fēng)速與滿足上式波浪參數(shù)海況，具體參數(shù)見表4。

表4 海況參數(shù)

2.1 風(fēng)載荷

考慮到實際海洋環(huán)境中風(fēng)場具有一定湍流度，通過國際電工委員會(IEC)中定義的Kaimal湍流風(fēng)譜模型生成風(fēng)場，其功率譜密度S(f)為：

(5)

在選定風(fēng)速下，由Kaimal湍流風(fēng)譜生成風(fēng)速時間序列曲線，如圖3所示。

圖3 風(fēng)速時間序列Fig.3 Time series of wind speed

風(fēng)載荷的求解基于葉素動量理論。將葉片沿展向分為多個葉素，求解每段葉素上誘導(dǎo)因子和誘導(dǎo)速度，結(jié)合各項氣動參數(shù)，對氣動力沿葉展積分，得到整個葉片受力。其中，第i段葉素速度三角形及受力如圖4所示。

第i段葉素相對速度W、來流攻角αi及入流角γ可表示為：

(6)

αi=γ-βi

(7)

(8)

式中：U∞為來流風(fēng)速；Ω為風(fēng)輪轉(zhuǎn)速；r為該段葉素距輪轂中心間距；a與b分別為軸向和切向誘導(dǎo)因子；βi為槳距角。

葉素受到的扭矩Q與推力N為：

(9)

式中：ρ為空氣密度；c為葉片弦長；Cl為升力系數(shù)；Cd為阻力系數(shù)。

圖4 葉片截面及速度三角形Fig.4 Blade section and velocity triangle

2.2 波浪載荷

波浪可視為由方向、頻率、振幅及相位各異的規(guī)則波組成的，海洋工程中一般使用波浪譜描述波浪能量分布，反映波浪特征。選用P-M譜生成不規(guī)則波，P-M譜與波高表達式為[21]：

(10)

(11)

式中：θ為相位角；Ak為隨機波波幅；εk為初始相位角；t為時間。

不同海況下波浪能量譜密度及波高時間序列如圖5所示。

(a)

(b)圖5 能量譜密度與波高時間序列Fig.5 Power spectral density and time series of wave height

多浮體水動力數(shù)值模擬有勢流線性法、勢流非線性法及黏性法[22]。勢流非線性法求解需時時更新自由液面和物面網(wǎng)格，計算量大；黏性法對計算要求較高，僅用于極限海況下海工平臺生存能力分析；線性勢流法假定流體為不可壓縮無黏勢流，在此前提下求解效率較大提高，在波浪對多浮體作用研究方面應(yīng)用廣泛[23]。故本文采用線性勢流法，考慮Barge平臺對入射波的影響，基于輻射繞射理論求解波浪載荷。速度勢函數(shù)φ可表示為：

(12)

式中：φi為入射勢；φd為繞射勢；φr,j為輻射勢。

速度勢函數(shù)需滿足拉普拉斯方程和海底、自由液面、濕表面及無窮遠處邊界條件：

(13)

式中：g為重力加速度；η為入射波波面函數(shù)；n為浮體濕表面外法向量。

求得速度勢函數(shù)后，由線性伯努利方程求得一階波浪力Fw為：

(14)

式中：ρw為海水密度。

求出一階波浪力后，對整個濕表面積分即得到單位波幅作用下平臺所受水動力，再對不同方向、頻率及振幅的規(guī)則波疊加，求得波浪載荷。

3 控制方程及平臺自由度

3.1 控制方程

求解波浪載荷需給定波面邊界條件。隨水深變化需采用不同波浪理論，有適用于淺水區(qū)的孤立波理論和深水區(qū)的線性微幅波浪理論。漂浮式風(fēng)力機工作在深水區(qū)，故采用線性微幅波浪理論，頻域運動方程為[24]：

[M+M(ω)]·f″(ω)+C(ω)·f′(ω)+

K·f(ω)=F(ω)

(15)

式中：M、M(ω)分別為平臺質(zhì)量矩陣和附加質(zhì)量矩陣；C(ω)、K分別為平臺阻尼矩陣和剛度矩陣；f″、f′和f為平臺加速度、速度和位移；F(ω)為平臺受到的波浪激振力。

在風(fēng)載荷與波浪載荷共同作用下，漂浮式風(fēng)力機單平臺時域運動方程可表示為：

[M+M(∞)]f″(t)+Cf′(t)+Kf(t)+

(16)

式中：M(∞)、C及K為平臺附加質(zhì)量矩陣、阻尼矩陣及剛度矩陣；R(t-τ)為遲滯函數(shù)；F(t)為平臺受到的載荷。

與漂浮式風(fēng)力機單平臺不同，風(fēng)電場平臺的運動除受風(fēng)、波浪及系泊影響外，還存在平臺與平臺間耦合運動，致使漂浮式風(fēng)電場平臺運動響應(yīng)更為復(fù)雜。在風(fēng)載荷與波浪載荷共同作用下，漂浮式風(fēng)電場平臺時域運動方程可表示為：

(17)

3.2 平臺自由度

在風(fēng)載荷與波浪載荷共同作用下，漂浮式風(fēng)力機平臺在海面上會發(fā)生6個自由度上的運動，其中包括繞著各軸(x軸、y軸及z軸)的轉(zhuǎn)動，即橫搖、縱搖及艏搖；沿各軸的平動，包括縱蕩、橫蕩及垂蕩。風(fēng)浪均由-180°方向入射，平臺在6個自由度上的運動如圖6所示。

4 可靠性驗證

平臺網(wǎng)格劃分是否滿足水動力計算要求，可通過對比遠場法與近場法對二階波浪力計算結(jié)果來驗證。當(dāng)遠場法與近場法求得的結(jié)果相近時，可認為網(wǎng)格劃分滿足水動力計算要求。計算中需對水線面下繞射單元進行網(wǎng)格加密。因此，水線面以上網(wǎng)格最大尺寸取1 m，水線面以下網(wǎng)格最大尺寸取0.5 m，共劃分網(wǎng)格約8 000個，其中繞射單元網(wǎng)格數(shù)約為5 000，Barge平臺漂浮式風(fēng)力機網(wǎng)格劃分如圖7所示。

圖6 平臺自由度Fig.6 Platform freedom

圖7 Barge平臺漂浮式風(fēng)力機網(wǎng)格劃分Fig.7 Floating wind turbine grid discrete of the Barge platform

分別采用遠場法與近場法求得縱蕩自由度上漂浮式風(fēng)力機平臺平均漂移力，如圖8所示。由圖8可知，二者均隨波浪頻率增大而逐漸增加，在頻率為1.2 rad/s附近達到最大值。之后遠場法與近場法計算結(jié)果雖存在一定差異，但趨勢大致相同，且兩者差異隨頻率增大越來越小，并逐漸趨于一致，故可認為網(wǎng)格劃分滿足計算要求。

圖8 縱蕩二階平均漂移力Fig.8 The second-order average drift force of surge

5 結(jié)果與分析

漂浮式風(fēng)電場由多個平臺和系泊系統(tǒng)組建而成，平臺除受風(fēng)浪載荷影響外，還需考慮平臺間因系泊連接導(dǎo)致的耦合運動，即響應(yīng)劇烈平臺會通過懸鏈線系泊影響到相鄰平臺的動態(tài)響應(yīng)。故先以3×3陣列風(fēng)電場平臺為例，分析其在海況2下動態(tài)響應(yīng)及系泊受力特性，進而為后文不同階風(fēng)電場間的對比提供依據(jù)。

5.1 3×3陣列風(fēng)電場平臺響應(yīng)分析

圖9為3×3陣列風(fēng)電場平臺在額定風(fēng)速海況下的軌跡圖，其中P1、P2和P3為風(fēng)浪入射側(cè)平臺，P7、P8和P9為背風(fēng)浪側(cè)平臺，P4、P5和P6為前兩列平臺的中心列平臺。

由圖9可知，以風(fēng)浪入射方向為參考，漂浮式風(fēng)電場平臺P1、P4、P7和P3、P6、P9運行軌跡關(guān)于中心線對稱。(1) 沿著風(fēng)浪入射方向(縱向)，靠近入射側(cè)平臺縱蕩位移明顯較后方平臺更大，越遠離入射側(cè)平臺，縱蕩穩(wěn)定性越好。這是因為迎風(fēng)側(cè)平臺在縱向除受風(fēng)浪載荷作用外，還需通過系泊對后方平臺提供水平方向拉力，而越遠離風(fēng)浪入射側(cè)，需對后方平臺提供的水平回復(fù)力越小。(2) 側(cè)向系泊回復(fù)力受系泊長度、系泊與平臺夾角的影響。隨3×3陣列漂浮式平臺發(fā)生縱向位移，中心線平臺兩側(cè)受力平衡，故橫蕩位移極?。欢S各平臺縱蕩位移的增大，兩側(cè)平臺靠近外側(cè)的固定系泊躺地長度減小，且平臺與兩側(cè)系泊夾角增大，平臺因側(cè)向受力不均而發(fā)生橫蕩位移。

風(fēng)電場平臺整體上比單平臺有更高的穩(wěn)定性。額定風(fēng)速下，3×3陣列風(fēng)電場平臺最大響應(yīng)均值與單平臺響應(yīng)最大值見表5。

由表5可知，就風(fēng)電場平臺總體而言，除存在一定橫蕩響應(yīng)外，在縱蕩、垂蕩及縱搖自由度上響應(yīng)均小于單平臺，穩(wěn)定性更高。且橫蕩屬平動位移，僅代表平臺在海面上的位置變化，對風(fēng)力機影響較小。縱搖角度大小則代表風(fēng)輪進行俯仰運動的劇烈程度，會直接改變風(fēng)輪有效迎風(fēng)面積，從而影響風(fēng)力機發(fā)電能力。由表5可知，風(fēng)電場平臺較單平臺縱搖角度由10.5°減小至8.6°，穩(wěn)定性提高了18.7%，這對于提高風(fēng)力機發(fā)電能力和抑制其輸出功率波動具有重要意義。

圖9 3×3陣列風(fēng)電場平臺運動軌跡圖Fig.9 Trajectory map of 3×3 array wind farm platforms

表5 單平臺與3×3陣列風(fēng)電場平臺響應(yīng)最大值對比

根據(jù)系泊位置及受力不同，將固定系泊分為迎風(fēng)側(cè)(前側(cè))、背風(fēng)側(cè)(后側(cè))、平行于載荷入射方向的風(fēng)電場兩側(cè)(側(cè)向)；將懸鏈線系泊分為平臺提供平行于載荷入射方向回復(fù)力的縱向系泊以及為平臺提供橫向回復(fù)力的橫向系泊。3×3陣列風(fēng)電場平臺與單平臺不同位置系泊拉力如圖10所示。

圖10 單平臺與3×3陣列風(fēng)電場平臺系泊拉力對比Fig.10 Comparison of mooring force between single platform and3×3 array wind farm platform

由圖10可知，對于固定系泊，單平臺及風(fēng)電場平臺系泊拉力均為前側(cè)最大、后側(cè)最小、側(cè)向居中；對于風(fēng)電場平臺中的懸鏈線系泊，縱向系泊拉力較橫向更大，但均小于前側(cè)系泊，故應(yīng)特別關(guān)注前側(cè)系泊受力狀況，確保其在整個在役環(huán)境下受力均在安全范圍內(nèi)。因此，后文中對不同海況下系泊安全性分析均針對前側(cè)系泊展開。

5.2 平臺響應(yīng)對比

為分析單平臺與風(fēng)電場平臺動態(tài)響應(yīng)差異，對單平臺與各階風(fēng)電場平臺的縱蕩、橫蕩、垂蕩、縱搖響應(yīng)及機艙加速度進行對比。此外，為驗證各階風(fēng)電場平臺對不同在役海況的適應(yīng)情況，對比單平臺及各階風(fēng)電場平臺不同海況下的響應(yīng)最大值，對比圖及參數(shù)見圖11。

由圖11可知，隨風(fēng)電場階數(shù)增加，平臺在各自由度上的響應(yīng)隨之變化。(1) 在縱蕩自由度上，隨風(fēng)電場階數(shù)增大，平臺響應(yīng)總體呈減小趨勢，僅2×2陣列風(fēng)電場平臺響應(yīng)略大于單平臺。這主要是由于2×2陣列風(fēng)電場較簡單，迎風(fēng)側(cè)平臺響應(yīng)較大，通過系泊將擾動傳遞到后側(cè)平臺，因而風(fēng)電場平臺整體縱蕩位移較單平臺偏大。但2×2陣列風(fēng)電場平臺垂蕩及縱搖自由度較單平臺有更高的穩(wěn)定性，這主要是因為前側(cè)平臺的擾動力主要是水平方向，僅會對水平方向平動位移有較大影響。(2) 在橫蕩自由度上，風(fēng)電場平臺因平臺縱向移動使其兩側(cè)受力不均而產(chǎn)生橫蕩位移，而單平臺兩側(cè)受力始終一致，故單平臺橫蕩位移極小。但總體而言，風(fēng)電場平臺橫蕩位移較小(小于1.4 m)，且橫蕩屬平動位移，影響較小。(3) 垂蕩和縱搖自由度上，平臺穩(wěn)定性隨風(fēng)電場階數(shù)增大而提高，且當(dāng)風(fēng)電場大于3×3陣列后穩(wěn)定性提高幅度減小。

(a)

(b)

(c)

(d)圖11 單平臺與各階風(fēng)電場平臺動態(tài)響應(yīng)對比Fig.11 Comparison of dynamic response among singleplatform and various wind farm platforms

此外，由圖11還可知，隨海況由切入風(fēng)速增加至切出風(fēng)速，單平臺及各階風(fēng)電場平臺在各自由度上響應(yīng)均逐漸增大。除縱蕩響應(yīng)，3種海況下各階風(fēng)電場平臺較單平臺在縱蕩、垂蕩及縱搖自由度上均具有更高的穩(wěn)定性，表明漂浮式風(fēng)電場平臺可適應(yīng)更復(fù)雜的海域環(huán)境，且高階風(fēng)電場有更強的抗風(fēng)浪能力。

機艙加速度可直接反映機艙受力大小，故文中以機艙加速度作為參照來研究塔頂響應(yīng)，3種海況下單平臺及各階風(fēng)電場機艙加速度如圖12所示。

當(dāng)機艙加速度大于6 m/s2時，其失效風(fēng)險將增加。由圖12可知，在切出風(fēng)速海況下，單平臺機艙加速度已達6.9 m/s2，需采取措施降低響應(yīng)。而基于共用系泊的漂浮式風(fēng)電場可有效降低平臺機艙加速度，且隨風(fēng)電場階數(shù)增大，機艙加速度減小，3種海況下風(fēng)電場平臺機艙加速度最大為5.68 m/s2，均在安全范圍內(nèi)，說明風(fēng)電場平臺較單平臺可有效提高機艙安全性。

圖12 單平臺與各階風(fēng)電場平臺機艙加速度的對比

5.3 系泊安全及經(jīng)濟性分析

系泊為漂浮式風(fēng)力機提供海上定位和回復(fù)力，確保其受力在安全范圍內(nèi)是漂浮式風(fēng)力機正常運行的前提。單平臺與各階風(fēng)電場平臺前側(cè)系泊拉力見表6。

表6 單平臺與各階風(fēng)電場平臺前側(cè)系泊拉力

海況改變和平臺數(shù)量增加都會影響系泊拉力，海況2下前側(cè)系泊在3種海況中拉力最大，故表6僅展示海況2下系泊安全系數(shù)。由表6可知:(1) 隨風(fēng)電場階數(shù)增加，系泊拉力增大。這是由于平臺增加使風(fēng)電場平臺承受較大風(fēng)波載荷，在風(fēng)波載荷同向入射時，前側(cè)系泊需為平臺提供更大水平回復(fù)力，因此前側(cè)系泊拉力隨風(fēng)電場階數(shù)增加而增大。(2) 隨風(fēng)速和波高增加，系泊拉力先增大后減小。這是因為當(dāng)風(fēng)速大于額定風(fēng)速后，風(fēng)力機葉片變槳使風(fēng)輪推力減小。而海況3時已達變槳停機風(fēng)速，此時風(fēng)輪承受風(fēng)載荷小，故前側(cè)系泊拉力較海況2下小。雖然風(fēng)電場平臺較單平臺前側(cè)系泊拉力增大，如海況2時5×5陣列風(fēng)電場安全系數(shù)只有3.2，但安全系數(shù)均遠高于中國船級社(CCS)對系泊安全系數(shù)的要求，這也從側(cè)面說明基于系泊組建漂浮式風(fēng)電場是可行的。

6 結(jié) 論

(1) 風(fēng)電場中風(fēng)浪入射側(cè)平臺響應(yīng)最劇烈，越遠離入射側(cè),平臺縱蕩穩(wěn)定性越好。

(2) 不同海況下，隨風(fēng)電場階數(shù)增加，平臺在縱蕩、橫蕩、垂蕩及縱搖自由度上的穩(wěn)定性均逐漸增加，機艙加速度逐漸減小；雖風(fēng)電場平臺較單平臺存在一定橫蕩響應(yīng)，但橫蕩位移較小且屬于平動位移，對漂浮式風(fēng)力機影響較小。

(3) 漂浮式風(fēng)電場中風(fēng)浪入射側(cè)系泊受力最大，且隨風(fēng)電場階數(shù)增加，系泊拉力增大；3種海況中，額定風(fēng)速海況下系泊受力最大，尤其需要注意此時系泊安全性。