陳曉東, 趙 潔, 周 楓

(1.北京京能清潔能源電力股份有限公司內(nèi)蒙古分公司 生產(chǎn)管理部, 呼和浩特 010070;2.福氏新能源技術(shù)(上海)有限公司 技術(shù)部, 上海 201315)

近年來(lái),我國(guó)風(fēng)力發(fā)電行業(yè)發(fā)展迅速,在“雙碳”目標(biāo)下需要作出進(jìn)一步創(chuàng)新。目前,我國(guó)風(fēng)力發(fā)電的主要發(fā)展方向是海上風(fēng)力發(fā)電,相較于陸地,海上擁有更好的風(fēng)資源。我國(guó)對(duì)海上固定式風(fēng)機(jī)的研究已經(jīng)相對(duì)成熟,但當(dāng)海上風(fēng)力發(fā)電逐步向深?；l(fā)展[1],海上固定式風(fēng)機(jī)的成本將大大提高,不再適用于深海區(qū)域[2],而海上浮式風(fēng)機(jī)將在一定程度上減少成本[3]。常見(jiàn)的浮式平臺(tái)有單立柱式、張力腿式、半潛式和駁船式[4]。

目前,國(guó)內(nèi)外學(xué)者逐步對(duì)海上浮式風(fēng)機(jī)動(dòng)態(tài)響應(yīng)開(kāi)展了相關(guān)研究。鄭建才等[5]發(fā)現(xiàn)垂蕩板可減小單立柱式海上浮式風(fēng)機(jī)的縱蕩和垂蕩等響應(yīng)幅值,研究發(fā)現(xiàn),圓形垂蕩板的效果優(yōu)于正方形。陳建兵等[6]以單立柱式海上浮式風(fēng)機(jī)為研究對(duì)象,采用Copula方法建立風(fēng)-浪聯(lián)合概率分布模型,并引入概率密度演化理論對(duì)其可靠性進(jìn)行了高效分析。劉麗麗等[7]基于Volterra模型,對(duì)單立柱式海上浮式風(fēng)機(jī)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行了預(yù)測(cè),驗(yàn)證了該模型較好地預(yù)測(cè)了風(fēng)機(jī)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)。馬遠(yuǎn)等[8]設(shè)計(jì)了一種新型單立柱式浮式平臺(tái),發(fā)現(xiàn)該浮式平臺(tái)具有較好的運(yùn)動(dòng)表現(xiàn)。Uddin等[9]基于人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)理論,對(duì)單立柱式海上浮式風(fēng)機(jī)系泊纜的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了預(yù)測(cè),并證明了該方法的有效性。楊佳佳等[10]對(duì)駁船式海上浮式風(fēng)機(jī)的調(diào)諧質(zhì)量阻尼器進(jìn)行了限位設(shè)計(jì),驗(yàn)證了聯(lián)合限位策略的減振效果更好。Liu等[11]建立了駁船式海上浮式風(fēng)機(jī)陣列的風(fēng)電場(chǎng),結(jié)果表明該陣列具有一定的可靠性。董璐等[12]基于氣動(dòng)-水動(dòng)耦合對(duì)駁船式海上浮式風(fēng)機(jī)系泊系統(tǒng)的疲勞載荷進(jìn)行了分析,得出在系泊系統(tǒng)設(shè)計(jì)階段需要充分重視對(duì)系泊纜材質(zhì)的選取的結(jié)論。

如今,國(guó)內(nèi)對(duì)海上浮式風(fēng)機(jī)動(dòng)態(tài)響應(yīng)的研究方法大多為改變不同風(fēng)浪耦合工況,或是提出一種新型浮式平臺(tái)并驗(yàn)證該平臺(tái)的可靠性。此外,該類研究對(duì)單立柱式海上浮式風(fēng)機(jī)和半潛式海上浮式風(fēng)機(jī)研究較多,對(duì)駁船式海上浮式風(fēng)機(jī)的研究相對(duì)較少。鑒于深海區(qū)域環(huán)境載荷復(fù)雜,安裝在深海的海上浮式風(fēng)機(jī)會(huì)受到湍流風(fēng)和不規(guī)則波的不共線影響?；诖吮尘?在不考慮其他控制策略的情況下,通過(guò)改變湍流風(fēng)的入流方向模擬風(fēng)浪不共線,對(duì)比研究單立柱式海上浮式風(fēng)機(jī)和駁船式海上浮式風(fēng)機(jī)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和葉片1根部的平面外剪切力。通過(guò)本文設(shè)定工況下的仿真結(jié)果可知,單立柱式海上浮式風(fēng)機(jī)的穩(wěn)定性優(yōu)于駁船式。

1 海上浮式風(fēng)機(jī)動(dòng)力學(xué)模型

1.1 空氣動(dòng)力學(xué)模型

OpenFAST采用葉素-動(dòng)量理論模擬風(fēng)機(jī)受到的氣動(dòng)載荷[13]。該理論假設(shè)將葉片切割成若干截面,每個(gè)截面稱為葉素,根據(jù)該理論可計(jì)算海上浮式風(fēng)機(jī)受到的氣動(dòng)載荷為

式中:T、Z為葉素推力和轉(zhuǎn)矩;N為葉片數(shù)目;ρ為空氣密度;v為風(fēng)速;Ks、Kz為葉素的升力和阻力系數(shù);θ為風(fēng)向角;r為葉素半徑;l為弦長(zhǎng)。

1.2 水動(dòng)力學(xué)模型

海上浮式風(fēng)機(jī)共有6個(gè)方向的平臺(tái)運(yùn)動(dòng),其中包括縱蕩(Surge)、橫蕩(Sway)、垂蕩(Heave)、橫搖(Roll)、縱搖(Pitch)和艏搖(Yaw)。圖1為海上浮式風(fēng)機(jī)6自由度運(yùn)動(dòng)圖。

圖1 海上浮式風(fēng)機(jī)6自由度運(yùn)動(dòng)

鑒于波浪載荷對(duì)海上浮式風(fēng)機(jī)的影響較大[14],本文仿真的波浪譜采用工程中常用的JONSWAP波浪譜,JONSWAP 波浪譜模型[15]:

式中:k=0.062 4/[0.023+0.336γ-0.185(1.9+γ)-1],γ為譜峰因子;H為有義波高;f為波浪頻率;fp為譜峰頻率;Tp為譜峰周期;α為波浪峰形參數(shù)。

1.3 時(shí)域運(yùn)動(dòng)方程

將海上浮式風(fēng)機(jī)受到的空氣動(dòng)力學(xué)、水動(dòng)力學(xué)等外界載荷耦合,得到時(shí)域下的海上浮式風(fēng)機(jī)運(yùn)動(dòng)方程[16]:

式中:m為結(jié)構(gòu)質(zhì)量矩陣;A∞為附加質(zhì)量矩陣;c為線性阻尼矩陣;c2為二階阻尼矩陣;z為剛度矩陣;x為各自由度的運(yùn)動(dòng)矩陣;x·為速度矩陣;x¨為加速度矩陣;F為載荷矩陣;h(τ)為延遲函數(shù)。

2 仿真及結(jié)果分析

以NREL-5 MW 單立柱式和駁船式兩種不同的海上浮式風(fēng)機(jī)為研究對(duì)象,模擬風(fēng)浪不共線下,各海上浮式風(fēng)機(jī)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。仿真中的湍流風(fēng)由Turbsim 軟件生成,風(fēng)譜采用IEC Kaimal風(fēng)譜,湍流度為10%。平均風(fēng)速為9.3 m/s,有義波高為1.57 m,通過(guò)改變湍流風(fēng)的入流方向模擬風(fēng)浪不共線,風(fēng)浪夾角分別為0°、30°和60°。不規(guī)則波的波浪譜采用JONSWAP 波浪譜,譜峰周期10 s。仿真時(shí)間為2 000 s,取0～500 s為瞬態(tài)部分,仿真圖和數(shù)值計(jì)算時(shí)均不考慮該部分。圖2為風(fēng)浪夾角示意圖,表1為NREL-5 MW 風(fēng)機(jī)基本參數(shù),表2為兩種海上浮式風(fēng)機(jī)基本參數(shù),表3為仿真工況。

表2 兩種海上浮式風(fēng)機(jī)基本參數(shù)

表3 仿真工況

圖2 風(fēng)浪夾角示意圖

表1 NREL-5 MW 風(fēng)機(jī)基本參數(shù)

在同一工況下將兩種不同類型的海上浮式風(fēng)機(jī)進(jìn)行對(duì)比研究,分析風(fēng)機(jī)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和葉片1根部的平面外剪切力。圖3、圖4分別為平均風(fēng)速9.3 m/s和有義波高1.57 m 曲線,圖5～圖7為L(zhǎng)C1～LC3工況下的對(duì)比分析圖。

圖3 平均風(fēng)速9.3 m/s曲線

圖4 有義波高1.57 m曲線

圖5 LC1工況下對(duì)比分析圖

圖7 LC3工況下對(duì)比分析圖

由圖5可知,在風(fēng)浪夾角為0°時(shí),由于兩種浮式平臺(tái)各自的特性不同,單立柱式海上浮式風(fēng)機(jī)的運(yùn)動(dòng)表現(xiàn)總體上優(yōu)于駁船式。雖然該工況下單立柱式海上浮式風(fēng)機(jī)的平臺(tái)縱搖角度較大,但穩(wěn)定性優(yōu)于駁船式。各機(jī)組葉片1根部受到的平面外剪切力基本一致。

由圖6可知,在風(fēng)浪夾角為30°時(shí),相較于風(fēng)浪夾角為0°時(shí),兩種海上浮式風(fēng)機(jī)的平臺(tái)縱蕩振蕩變小,一定程度上表明風(fēng)浪不共線對(duì)平臺(tái)縱蕩運(yùn)動(dòng)影響較大,各平臺(tái)的縱蕩變化趨勢(shì)基本相同,但單立柱式海上浮式風(fēng)機(jī)縱蕩變化幅值小于駁船式。與風(fēng)浪夾角為30°時(shí)相同,單立柱式海上浮式風(fēng)機(jī)的平臺(tái)縱搖角度較大,但振蕩幅值小于駁船式?？傮w上單立柱式海上浮式風(fēng)機(jī)的運(yùn)動(dòng)表現(xiàn)仍優(yōu)于駁船式。各機(jī)組葉片1根部受到的平面外剪切力的變化趨勢(shì)和范圍基本一致。

圖6 LC2工況下對(duì)比分析圖

由圖7可知,當(dāng)風(fēng)浪夾角呈60°時(shí),平臺(tái)縱蕩運(yùn)動(dòng)相較于0°和30°時(shí)振蕩更小,單立柱式海上浮式風(fēng)機(jī)的垂蕩和縱搖運(yùn)動(dòng)更穩(wěn)定。駁船式海上浮式風(fēng)機(jī)的平臺(tái)艏搖角度總體上小于單立柱式,但振蕩較明顯。單立柱式海上浮式風(fēng)機(jī)的平臺(tái)垂蕩位移幾乎為0。各機(jī)組葉片1根部受到的平面外剪切力基本一致,振蕩更小。

表4為各工況下研究參數(shù)的數(shù)值分析表,計(jì)算了各參數(shù)的均值和標(biāo)準(zhǔn)差。

表4 數(shù)值分析表

由表4可知,單立柱式海上浮式風(fēng)機(jī)的平臺(tái)動(dòng)態(tài)響應(yīng)和葉片1根部的平面外剪切力的標(biāo)準(zhǔn)差總體上小于駁船式,在一定程度上反映出:在本文設(shè)定的工況下,單立柱式海上浮式風(fēng)機(jī)的平臺(tái)運(yùn)動(dòng)表現(xiàn)比駁船式更好。

3 結(jié) 論

本文以5 MW 單立柱式和駁船式海上浮式風(fēng)機(jī)為研究對(duì)象,采用OpenFAST 軟件模擬了同一風(fēng)浪大小下,3種不同風(fēng)浪夾角的仿真工況,研究了各工況下兩種浮式風(fēng)機(jī)的平臺(tái)動(dòng)態(tài)響應(yīng)和葉片1根部平面外剪切力,得到以下結(jié)論:

(1) 在風(fēng)浪不共線作用下,相較于駁船式海上浮式風(fēng)機(jī),單立柱式海上浮式風(fēng)機(jī)的平臺(tái)振蕩總體上更小,運(yùn)動(dòng)表現(xiàn)更好。

(2) 平臺(tái)縱搖角度和葉片1根部平面外剪切力隨風(fēng)浪夾角的增大而減小,且風(fēng)浪夾角的變化對(duì)平臺(tái)垂蕩運(yùn)動(dòng)的影響較小。

(3) 風(fēng)浪夾角越大,單立柱式海上浮式風(fēng)機(jī)和駁船式海上浮式風(fēng)機(jī)的平臺(tái)縱蕩運(yùn)動(dòng)的變化趨勢(shì)越趨于相同,但各平臺(tái)縱蕩和橫蕩的幅值仍有一定差距。