章 培， 唐友剛， 楊樹(shù)耕， 李 焱 ， 景雪嬌， 尹天暢

(1.天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300354； 2.天津大學(xué) 港口與海洋工程天津市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300354； 3.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300354)

目前，對(duì)于水深小于30 m海域，主要采用固定式基礎(chǔ)風(fēng)力機(jī)，大于100 m水深海域，采用不同類型的浮式基礎(chǔ)風(fēng)力機(jī)。我國(guó)海底大陸架不同于歐美國(guó)家，地貌相對(duì)平坦，當(dāng)水深超過(guò)100 m，離岸距離往往超過(guò)50 km，造成鋪設(shè)電纜及相關(guān)配套設(shè)施成本急劇加大。而水深大于30 m，固定式風(fēng)力機(jī)建造成本同樣顯著增加。因此結(jié)合我國(guó)國(guó)情及市場(chǎng)需求，開(kāi)發(fā)一種適用于50 m左右水深的風(fēng)力基礎(chǔ)顯得尤為重要。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外研究者針對(duì)如何降低風(fēng)力機(jī)水深，提高淺水適用性等開(kāi)展了相關(guān)研究。樂(lè)叢歡等[1]提出了一種適用于50 m作業(yè)水深的新型全潛式浮式風(fēng)力機(jī)，建立了風(fēng)力機(jī)-塔筒-浮式平臺(tái)-系泊系統(tǒng)模型，利用FAST軟件開(kāi)展了不同風(fēng)況下的整體系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)特性研究。鄧露等[2]針對(duì)中淺水區(qū)域提出了鋼筋混凝土半潛型浮式風(fēng)力機(jī)平臺(tái)的概念設(shè)計(jì)方案，采用SESAM軟件進(jìn)行了水動(dòng)力特性研究，分析了結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性及整體強(qiáng)度。

基于鉸接塔平臺(tái)及浮式風(fēng)力機(jī)特點(diǎn)，提出了一種鉸接式基礎(chǔ)風(fēng)力機(jī)(articulated offshore wind turbine，AOWT)結(jié)構(gòu)。對(duì)于鉸接式基礎(chǔ)風(fēng)力機(jī)，目前國(guó)內(nèi)外相關(guān)研究還比較缺乏。Njomo等[3]提出了一種適用于中淺水半浮體式鉸接風(fēng)力機(jī)方案，采用了有限元軟件ABAQUS對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行可靠性分析和疲勞載荷計(jì)算，并對(duì)其作業(yè)海況下的搖擺運(yùn)動(dòng)進(jìn)行了數(shù)值響應(yīng)計(jì)算。Philip等[4]提出了一種針對(duì)5 MW風(fēng)力機(jī)的三腿鉸接式基礎(chǔ)設(shè)計(jì)，利用有限元軟件NAOS和風(fēng)力機(jī)仿真軟件FAST研究了上部風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)與鉸接基礎(chǔ)在風(fēng)浪流聯(lián)合作用下的動(dòng)力響應(yīng)問(wèn)題，并開(kāi)展了不同浪向和風(fēng)速下的數(shù)值計(jì)算。

當(dāng)前針對(duì)鉸接式風(fēng)力機(jī)的研究，大多集中在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及強(qiáng)度驗(yàn)證等方面。對(duì)于動(dòng)力響應(yīng)的研究，所選取的作業(yè)條件較為簡(jiǎn)單，作業(yè)水深也不適用于我國(guó)近海地貌。本文提出了一種新型鉸接式基礎(chǔ)風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)，基于氣動(dòng)力學(xué)、水動(dòng)力學(xué)理論，建立鉸接式風(fēng)力機(jī)單自由度剛體搖擺運(yùn)動(dòng)分析模型，分析其在風(fēng)、浪、流聯(lián)合作用下的動(dòng)力響應(yīng)特性。

1 鉸接式風(fēng)力機(jī)計(jì)算模型

本文以NREL 5 WM風(fēng)力機(jī)為研究對(duì)象，面向50 m作業(yè)水深，對(duì)鉸接式風(fēng)力機(jī)[5]進(jìn)行了相應(yīng)的結(jié)構(gòu)改進(jìn)和優(yōu)化，如圖1所示。風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)塔柱通過(guò)鉸接接頭連接至海底地基，底部設(shè)置壓載艙以降低結(jié)構(gòu)重心，水線面附近設(shè)置浮力艙彌補(bǔ)結(jié)構(gòu)穩(wěn)性，塔柱高出水面部分留有一定氣隙高度并與風(fēng)力機(jī)塔架連接，鉸接基礎(chǔ)與上部風(fēng)力機(jī)隨風(fēng)浪繞鉸接接頭做搖擺運(yùn)動(dòng)。

圖1 新型鉸接式基礎(chǔ)風(fēng)力機(jī)模型圖

1.1 結(jié)構(gòu)模型與參數(shù)

鉸接式基礎(chǔ)整體為分段式立柱結(jié)構(gòu)，為適應(yīng)水深要求，縮短了中間塔柱尺寸，同時(shí)為彌補(bǔ)結(jié)構(gòu)穩(wěn)性，增大了水線面處浮力艙直徑，底部選用半徑1.5 m鉸接球的接頭設(shè)計(jì)，考慮內(nèi)部摩擦影響。表1中給出了鉸接式基礎(chǔ)主要結(jié)構(gòu)的基本參數(shù)，其結(jié)構(gòu)形式如圖2所示。該基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)主要由三部分組成：底部設(shè)壓載艙，高H2=8 m，內(nèi)部壓載混凝土降低結(jié)構(gòu)重心；接近水線面處設(shè)浮力艙，高H3=15 m，為整體結(jié)構(gòu)提供回復(fù)力；兩者間的塔柱高H1=17 m，用于連接上下兩個(gè)艙體；同時(shí)壓載艙底部及浮力艙頂部分別留余H1down=2 m及H1up=5 m高度的立柱，保證大角度傾斜條件下，底部壓載艙不至于觸底撞擊，浮力艙不至于浸出水面損失浮力。

表1 鉸接式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖2 鉸接式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)圖

本文模型的上部風(fēng)力機(jī)采用美國(guó)可再生能源實(shí)驗(yàn)室開(kāi)發(fā)的5 MW風(fēng)力機(jī)，其具體參數(shù)及風(fēng)力機(jī)整體設(shè)計(jì)參數(shù)如表2所示。

表2 鉸接式基礎(chǔ)風(fēng)力機(jī)主要設(shè)計(jì)參數(shù)

1.2 分析模型

參考鉸接塔平臺(tái)動(dòng)力學(xué)模型建立鉸接式基礎(chǔ)風(fēng)力機(jī)的計(jì)算模型[6]，考慮鉸接式基礎(chǔ)與上部風(fēng)力機(jī)均為剛體結(jié)構(gòu)，基礎(chǔ)塔柱與風(fēng)力機(jī)塔架之間剛性固連，整體結(jié)構(gòu)繞底部鉸接接頭作單自由度搖擺運(yùn)動(dòng)，同時(shí)定義鉸接點(diǎn)處為系統(tǒng)坐標(biāo)原點(diǎn)，沿風(fēng)輪正向?yàn)閄軸正方向，鉸接點(diǎn)至槳轂垂向方向?yàn)閅軸方向，本文環(huán)境載荷作用主要考慮沿X軸正向方向。

2 計(jì)算分析理論

2.1 風(fēng)載荷

本文主要考慮定常風(fēng)和湍流風(fēng)兩種特性下的風(fēng)場(chǎng)情況。定常風(fēng)狀態(tài)下，對(duì)隨高度變化的風(fēng)速剖面采用風(fēng)剪切模型進(jìn)行計(jì)算，以風(fēng)力機(jī)輪轂處的風(fēng)速為依據(jù)可得到葉片各葉素處風(fēng)速。對(duì)于湍流風(fēng)狀態(tài)下的風(fēng)場(chǎng)情況，本文采用NPD風(fēng)譜進(jìn)行模擬，設(shè)計(jì)風(fēng)速u(z,t)按下式進(jìn)行計(jì)算[7]

(1)

式中:Uz為海平面高度z處的1 h平均風(fēng)速；Iu(z)為湍流強(qiáng)度因子。

(2)

式中，U0為海平面10 m高度處1 h平均風(fēng)速。

時(shí)變風(fēng)速采用以下譜函數(shù)生成

(3)

式中:n=0.468；S(f)為譜密度函數(shù)；f為頻率。

對(duì)于海平面以上高度z處所受湍流風(fēng)可以歸結(jié)為設(shè)計(jì)風(fēng)速與時(shí)變風(fēng)速的疊加，采用下式進(jìn)行計(jì)算

cos(2π·f·tj+θ)

(4)

式中:θ為隨機(jī)相位；時(shí)間t模擬3 600 s；z=90 m輪轂高度處1 h平均風(fēng)速為11.4 m/s，根據(jù)式(1)計(jì)算得到輪轂處設(shè)計(jì)風(fēng)速幅值，再結(jié)合譜密度函數(shù)生成時(shí)變風(fēng)速，同時(shí)以1 h時(shí)變風(fēng)速為樣本，生成數(shù)值模擬3 h的時(shí)變風(fēng)速，圖3為1 h樣本湍流風(fēng)時(shí)歷圖。

圖3 湍流風(fēng)時(shí)間歷程圖

湍流風(fēng)場(chǎng)中鉸接式基礎(chǔ)風(fēng)力機(jī)所受風(fēng)載荷主要分為兩部分：風(fēng)力機(jī)葉片輪盤所受氣動(dòng)載荷Frotor及塔架所受風(fēng)壓載荷Ftower。氣動(dòng)載荷基于葉素-動(dòng)量理論進(jìn)行求解，將葉片沿展向方向分割為若干小微段，即葉素，采用迭代法求解槳葉不同徑向控制體處速度誘導(dǎo)因子，得到收斂后的參數(shù)值代入到式(5)，分別計(jì)算每一葉素所受軸向推力和切向力矩，再積分求得整個(gè)葉片所受合力Frotor[8]。

(5)

式中：r為局部半徑；v0為來(lái)流速度，m/s；a為軸向誘導(dǎo)因子；a′為切向誘導(dǎo)因子；ω0為風(fēng)輪轉(zhuǎn)速；F為普朗特修正因子。

同時(shí)考慮到葉片無(wú)窮假設(shè)、葉尖及輪轂處旋渦脫落所帶來(lái)的氣動(dòng)誤差，計(jì)算中采用普朗特?fù)p失因子進(jìn)行修正，如式(6)所示

(6)

式中:ftip為葉尖修正因子；fhub為輪轂修正因子；R為風(fēng)輪半徑；Rhub為輪轂半徑，φ為入流角。

塔柱所受風(fēng)壓載荷按照下式進(jìn)行計(jì)算

(7)

式中：j為受風(fēng)構(gòu)件編號(hào)；Ch為受風(fēng)構(gòu)件高度系數(shù)；Cs為受風(fēng)構(gòu)件形狀系數(shù)；Ai(α)為風(fēng)向角為α?xí)r第i個(gè)構(gòu)件的在風(fēng)向上的正投影面積，m2；Vr為受風(fēng)構(gòu)件與風(fēng)的相對(duì)速度，m/s。

2.2 流載荷

鉸接式基礎(chǔ)流載荷受力結(jié)構(gòu)主要考慮為水面以下立柱、浮力艙及壓載艙等結(jié)構(gòu)，參照中國(guó)船級(jí)社規(guī)范采用下式求解

(8)

式中:CD為拖曳力系數(shù)；ρW為海水密度，kg/m3；A為構(gòu)件在與流速垂直平面上的投影面積，m2；Vcur為海流速度，m/s。

2.3 鉸接接頭摩擦力矩

考慮到鉸接式風(fēng)力機(jī)底部鉸接頭內(nèi)部摩擦作用，根據(jù)所選用鉸接接頭對(duì)應(yīng)尺寸，其摩擦力矩[9]由下式求得

(9)

2.4 頻域水動(dòng)力分析

對(duì)于鉸接式風(fēng)力機(jī)的波浪載荷，本文采用三維繞射/輻射水動(dòng)力軟件WADAM計(jì)算鉸接式基礎(chǔ)風(fēng)力機(jī)水動(dòng)力系數(shù)，為了模擬鉸接接頭，在基礎(chǔ)底部添加一個(gè)張力腿單元，其軸向剛度與基礎(chǔ)剩余浮力相比為大量，從而限制鉸接式基礎(chǔ)海底地基處的位移，圖4為水動(dòng)力計(jì)算模型。

圖4 水動(dòng)力計(jì)算模型

考慮系統(tǒng)阻尼(包括輻射阻尼、黏性阻尼及鉸接接頭摩擦阻尼)、靜水回復(fù)力矩及波浪激勵(lì)力等，建立線性規(guī)則波作用下鉸接式風(fēng)力機(jī)單自由度幅頻響應(yīng)運(yùn)動(dòng)方程，復(fù)數(shù)域內(nèi)表達(dá)式為

[-ω2(I+IA(∞))+iω(C1(ω)+C2)+K]×

θ(ω,β)=F(ω,β)

(10)

式中：I為系統(tǒng)轉(zhuǎn)動(dòng)慣性矩；IA(∞)為頻率趨向于無(wú)窮大時(shí)附加轉(zhuǎn)動(dòng)慣性矩；C1(ω)、C2為對(duì)應(yīng)為輻射阻尼系數(shù)和黏性阻尼系數(shù)，其中黏性阻尼無(wú)量綱阻尼比取經(jīng)驗(yàn)值5%；K為系統(tǒng)回復(fù)剛度；F(ω,β)為一階波浪激勵(lì)力。

2.5 時(shí)域運(yùn)動(dòng)方程

根據(jù)全局坐標(biāo)系，將頻域計(jì)算得到的附加轉(zhuǎn)動(dòng)慣性矩、勢(shì)流阻尼及一階傳遞函數(shù)采用卷積積分方法將隨頻率變化的附加轉(zhuǎn)動(dòng)慣性矩和勢(shì)流阻尼轉(zhuǎn)化為遲滯函數(shù)，將一階波浪力傳遞函數(shù)根據(jù)波浪頻率成分轉(zhuǎn)化為每一時(shí)刻步的波浪載荷代入控制方程[10]，采用四階龍格庫(kù)塔數(shù)值方法求解每一時(shí)刻步運(yùn)動(dòng)，得到時(shí)域運(yùn)動(dòng)響應(yīng)

(11)

2.6 數(shù)值程序開(kāi)發(fā)與驗(yàn)證

本文基于氣動(dòng)力學(xué)、水動(dòng)力學(xué)理論，建立了鉸接式基礎(chǔ)風(fēng)力機(jī)單自由度剛體搖擺運(yùn)動(dòng)分析模型，并以水動(dòng)力軟件WADAM為基礎(chǔ)，MATLAB軟件為開(kāi)發(fā)環(huán)境，開(kāi)發(fā)了適用于鉸接式風(fēng)力機(jī)的氣動(dòng)-水動(dòng)力-結(jié)構(gòu)耦合的數(shù)值仿真程序[11]，該程序計(jì)算流程如圖5所示。

圖5 鉸接式風(fēng)力機(jī)數(shù)值計(jì)算程序流程圖

其中WADAM主要用于頻域內(nèi)鉸接式基礎(chǔ)的水動(dòng)力系數(shù)計(jì)算，包括六自由度的靜水力矩陣、附加質(zhì)量矩陣、勢(shì)流阻尼矩陣以及一階波浪傳遞函數(shù)等；阻尼模塊主要是用于系統(tǒng)阻尼力的計(jì)算，主要分為3個(gè)部分：勢(shì)流阻尼、黏性阻尼及鉸接頭的摩擦阻尼。數(shù)值程序?qū)⑦@些參數(shù)通過(guò)外部接口編輯入程序中，結(jié)合初始生成的風(fēng)、浪和流等環(huán)境參數(shù)，代入到耦合動(dòng)力響應(yīng)方程中，求解系統(tǒng)重心處的位移和速度，再將得到的結(jié)構(gòu)位移、速度傳遞到載荷求解模塊，計(jì)算結(jié)構(gòu)搖擺運(yùn)動(dòng)下載荷變化，再將更新后的載荷作為下一時(shí)刻步的外載荷施加到系統(tǒng)中，直至模擬時(shí)長(zhǎng)結(jié)束，通過(guò)后處理模塊對(duì)數(shù)值結(jié)果進(jìn)行分析。

由于本文所提出的鉸接式風(fēng)力機(jī)既不同于一般的漂浮式海上風(fēng)力機(jī)，也不可采用固定式風(fēng)力機(jī)計(jì)算方法直接求解。本文基于水動(dòng)力軟件AQWA平臺(tái)，建立鉸接式風(fēng)力機(jī)水動(dòng)力模型，開(kāi)展頻域內(nèi)水動(dòng)力分析計(jì)算，并在FAST主輸入文件中定義上部風(fēng)機(jī)及伺服控制參數(shù)，調(diào)用其中的空氣動(dòng)力學(xué)模塊(AreoDyn)及伺服控制模塊(ServoDyn)。利用其二次開(kāi)發(fā)功能，采用Fortran語(yǔ)言在外部作用力User_force64子程序中定義作用在轉(zhuǎn)子上的空氣動(dòng)力載荷，葉片和塔架的彈性響應(yīng)以及伺服控制等，并利用編譯器進(jìn)行編譯，生成動(dòng)態(tài)鏈接庫(kù)文件(dll)，將全局坐標(biāo)系下基礎(chǔ)重心受到的外部氣動(dòng)荷載傳遞到 AQWA 主程序，而AQWA主程序的每一步計(jì)算，又將t時(shí)刻基礎(chǔ)重心速度、位移傳遞到動(dòng)態(tài)鏈接庫(kù)，實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)與載荷的動(dòng)態(tài)求解過(guò)程，風(fēng)輪推力及輸出功率對(duì)比如圖6所示。

圖6 不同風(fēng)速下風(fēng)輪推力和輸出功率

如圖6所示，不同風(fēng)速作用下，數(shù)值程序氣動(dòng)模塊所計(jì)算得到的風(fēng)輪推力及輸出功率與FAST(AreoDyn)模塊數(shù)值相差不大，風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)特性與設(shè)計(jì)相一致，從而驗(yàn)證了空氣動(dòng)力模塊程序的有效性。

對(duì)比驗(yàn)證時(shí)選用額定風(fēng)速工況進(jìn)行分析，同時(shí)采用相同的波浪高程(基于JONSWAP譜)、相同的風(fēng)速時(shí)程(基于NPD風(fēng)譜)和相同的定常流速，得到關(guān)于縱搖運(yùn)動(dòng)響應(yīng)對(duì)比結(jié)果如圖7所示。

從圖7可以看出，兩者縱搖運(yùn)動(dòng)幅值與波動(dòng)結(jié)果吻合得很好；此外，從響應(yīng)譜圖中可以看出，峰值變化也趨于一致，從而驗(yàn)證了數(shù)值程序的可靠性。

(a)

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 計(jì)算海況

考慮風(fēng)、浪和流載荷共向作業(yè)，波浪采用JONSWAP波浪譜生成的隨機(jī)波來(lái)描述，波浪入射方向?yàn)檠豖軸正向方向，同時(shí)模擬定常風(fēng)和湍流風(fēng)兩種風(fēng)場(chǎng)環(huán)境，湍流風(fēng)采用NPD風(fēng)譜進(jìn)行模擬，取額定風(fēng)速11.4 m/s所對(duì)應(yīng)的海況進(jìn)行分析，流考慮為定常流，具體海況參數(shù)如表3所示。

表3 計(jì)算海況參數(shù)

表4 時(shí)域響應(yīng)統(tǒng)計(jì)結(jié)果

3.2 幅頻響應(yīng)結(jié)果分析

依據(jù)式(10)，計(jì)算中考慮系統(tǒng)阻尼(包括輻射阻尼、黏性阻尼和鉸接點(diǎn)的結(jié)構(gòu)阻尼)、靜水回復(fù)力、波浪激勵(lì)力作用，得到鉸接式風(fēng)力機(jī)縱搖方向運(yùn)動(dòng)幅值響應(yīng)算子(response amplitude operator,RAOs)，計(jì)算結(jié)果以0°入射波方向?yàn)槔o出，如圖8所示。

圖8 鉸接式風(fēng)力機(jī)搖擺運(yùn)動(dòng)RAOs

從圖8可以看出，系統(tǒng)搖擺運(yùn)動(dòng)固有頻率約為0.29 rad/s，不在海浪的主要周期范圍內(nèi)，不會(huì)引起大幅波頻共振；而對(duì)于5 MW海上風(fēng)力機(jī)，葉輪轉(zhuǎn)動(dòng)速率為6.9～12.1 r/min，葉片的1P荷載頻率為0.72～1.27 rad/s，3P荷載頻率為2.17～3.81 rad/s，系統(tǒng)搖擺運(yùn)動(dòng)的固有頻率有效避開(kāi)了風(fēng)力機(jī)葉片轉(zhuǎn)動(dòng)的1P和3P荷載頻率，避免了因葉片旋轉(zhuǎn)而引起的結(jié)構(gòu)內(nèi)共振，滿足結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)要求。

3.3 湍流風(fēng)對(duì)基礎(chǔ)縱搖運(yùn)動(dòng)響應(yīng)分析

圖9為基礎(chǔ)分別在定常風(fēng)和湍流風(fēng)海況下縱搖運(yùn)動(dòng)的時(shí)間歷程曲線及幅值響應(yīng)譜。

(a)

從圖9和表4可以看出，定常風(fēng)作用下，縱搖響應(yīng)表現(xiàn)為一個(gè)繞平衡位置周期往復(fù)的搖擺運(yùn)動(dòng)，搖擺幅值在一定有限范圍內(nèi)持續(xù)變化，其縱搖運(yùn)動(dòng)最大值不超過(guò)5°，均值約為4.3°；而湍流風(fēng)作用下，縱搖運(yùn)動(dòng)較定常風(fēng)幅值變化更加劇烈，標(biāo)準(zhǔn)差明顯增大，但整體平均值有所減小，約為3.8°。

從幅值響應(yīng)譜圖中可以看出，定常風(fēng)作用下，縱搖運(yùn)動(dòng)響應(yīng)譜中主要出現(xiàn)了3個(gè)響應(yīng)峰值，分別對(duì)應(yīng)低于0.3 rad/s的低頻響應(yīng)、0.99 rad/s附近的波頻響應(yīng)及1.27 rad/s的風(fēng)輪1P響應(yīng)。當(dāng)風(fēng)力機(jī)同時(shí)受到波浪載荷與氣動(dòng)載荷作用時(shí)，由于波譜與1P頻率區(qū)域重疊，從而引發(fā)更多的相互作用和不穩(wěn)定性[12]。同時(shí)由于湍流風(fēng)的低頻特性以及與波浪載荷在低頻范圍內(nèi)相互作用誘發(fā)低頻共振，使得1P頻率向低頻發(fā)生小范圍內(nèi)的偏移，但1P頻率及峰值整體變化不大。

3.4 湍流風(fēng)對(duì)風(fēng)輪推力響應(yīng)分析

圖10為基礎(chǔ)分別在定常風(fēng)和湍流風(fēng)海況下風(fēng)輪推力的時(shí)間歷程曲線及幅值響應(yīng)譜。

從圖10和表4可以看出，定常風(fēng)作用下，風(fēng)力機(jī)所受風(fēng)輪推力變化較為平緩，推力值在750 kN附近上下變化，最大不超過(guò)800 kN。而受到湍流風(fēng)作用時(shí)，由于時(shí)變風(fēng)速影響，引起風(fēng)輪誘導(dǎo)速度變化加劇，風(fēng)輪推力幅值變化顯著，標(biāo)準(zhǔn)差增大，同時(shí)整體推力均值也顯著降低。

(a)

從幅值響應(yīng)譜圖可以看出，推力響應(yīng)整體表現(xiàn)出與擺角響應(yīng)類似的峰值變化，定常風(fēng)作用下，風(fēng)輪1P頻率所對(duì)應(yīng)響應(yīng)峰值最大，對(duì)推力響應(yīng)起主要作用；而湍流風(fēng)作用下，在系統(tǒng)低頻處誘發(fā)較大共振響應(yīng)，但波頻和1P頻率處峰值較定常風(fēng)有所減小。

3.5 湍流風(fēng)對(duì)發(fā)電功率響應(yīng)分析

圖11為基礎(chǔ)分別在定常風(fēng)和湍流風(fēng)海況下發(fā)電功率的時(shí)間歷程曲線及幅值響應(yīng)譜。

(a)

從圖11和表4的結(jié)果中可以看出:額定風(fēng)速定常風(fēng)海況下，風(fēng)力機(jī)發(fā)電功率在5 MW附近上下浮動(dòng)，表明氣動(dòng)載荷程序模擬效果良好，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)滿足風(fēng)力機(jī)正常發(fā)電需求；而湍流風(fēng)海況下，發(fā)電功率效率顯著減低，幅值變化劇烈，發(fā)電狀態(tài)不穩(wěn)定，同時(shí)整體發(fā)電功率平均值也大幅降低，約為4.2 MW左右。

從幅值響應(yīng)譜圖中可以看出，較定常風(fēng)海況，湍流風(fēng)在低頻處誘發(fā)較大共振響應(yīng)，同時(shí)波頻和1P頻率處峰值有所增加，發(fā)電功率動(dòng)力響應(yīng)整體變化趨勢(shì)與縱搖響應(yīng)一致。

3.6 湍流風(fēng)對(duì)鉸接點(diǎn)拉力響應(yīng)分析

圖12為底部鉸接點(diǎn)合拉力分別在定常風(fēng)和湍流風(fēng)海況下時(shí)間歷程曲線及幅值響應(yīng)譜。

(a)

從圖12和表4可以看出，兩種海況下鉸接點(diǎn)合拉力值最大不超過(guò)50 000 kN，滿足鉸接接頭最大承載力值要求；幅值響應(yīng)峰值主要集中在波頻附近，表明鉸接點(diǎn)拉力主要受波浪載荷作用，風(fēng)載荷對(duì)其影響不大，而湍流風(fēng)與定常風(fēng)對(duì)于鉸接點(diǎn)拉力的作用效果有限，兩種風(fēng)場(chǎng)模式下，鉸接點(diǎn)拉力響應(yīng)變化不明顯。

4 結(jié) 論

本文針對(duì)50 m設(shè)計(jì)水深，提出了一種鉸接式基礎(chǔ)風(fēng)力機(jī)，基于氣動(dòng)力學(xué)、水動(dòng)力學(xué)理論，建立了鉸接式風(fēng)力機(jī)單自由度剛體分析模型，開(kāi)發(fā)了計(jì)算程序，考慮在額定風(fēng)速海況下，湍流風(fēng)與定常風(fēng)分別對(duì)于風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)縱搖角，風(fēng)輪推力、發(fā)電功率及鉸接點(diǎn)合拉力動(dòng)力響應(yīng)的影響規(guī)律，得到如下主要結(jié)論：

(1) 額定風(fēng)速海況下，風(fēng)力機(jī)受定常風(fēng)作用，基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)性能良好，可以滿足正常發(fā)電需求，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)滿足安全服役要求。

(2) 與定常風(fēng)海況相比，湍流風(fēng)作用下，基礎(chǔ)縱搖運(yùn)動(dòng)、所受風(fēng)輪推力及發(fā)電功率平均幅值顯著降低，但加大了響應(yīng)變化的幅度，整體響應(yīng)更加劇烈；同時(shí)在幅值響應(yīng)譜中，搖擺運(yùn)動(dòng)、風(fēng)輪推力及發(fā)電功率響應(yīng)變化趨勢(shì)基本保持一致，相比于定常風(fēng)，湍流風(fēng)在三者低頻范圍內(nèi)誘發(fā)了較大的共振，顯著提高了低頻響應(yīng)峰值。

(3) 鉸接點(diǎn)合拉力主要受波浪載荷影響，風(fēng)載荷及湍流風(fēng)對(duì)其作用不大。