王安安，周道成，任年鑫，歐進(jìn)萍

(1.大連理工大學(xué)海岸和近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，大連 116024；2.海南大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，?？?570228；3.海南大學(xué)南海海洋資源利用國(guó)家重點(diǎn)試驗(yàn)室，?？?570228)

0 引言

當(dāng)前，風(fēng)電機(jī)組大型化是降低風(fēng)力發(fā)電單位發(fā)電成本的有效方法之一，因此，DTU 10 MW級(jí)風(fēng)電機(jī)組受到了廣泛關(guān)注[1-2]。針對(duì)大型海上風(fēng)電場(chǎng)而言，其平臺(tái)的穩(wěn)固安全是影響大型海上風(fēng)電機(jī)組安全運(yùn)行的重要因素。海洋環(huán)境荷載是影響海洋平臺(tái)安全性的主要因素，而采用張力腿平臺(tái)的系泊系統(tǒng)可以有效控制平臺(tái)的縱搖和垂蕩運(yùn)動(dòng)，特別適用于保障大型海上風(fēng)電機(jī)組的良好運(yùn)行狀態(tài)[3-4]，且從建造成本來(lái)看，性?xún)r(jià)比較高[5]。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)張力腿平臺(tái)(TLP)式海上風(fēng)電機(jī)組開(kāi)展了廣泛而深入的研究。NEMATBAKHSH等[6]分別利用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)和勢(shì)流理論方法，指出了張力腿的張力主要受縱搖響應(yīng)激勵(lì)影響，且縱搖運(yùn)動(dòng)含有更多非線(xiàn)性成分。JESSEN等[7]建立了浮式海上風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的氣動(dòng)-液壓-伺服彈性模型，指出了在單獨(dú)風(fēng)荷載情況下，浮式海上風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的理論氣動(dòng)性能優(yōu)于實(shí)驗(yàn)氣動(dòng)性能。任年鑫等[8-10]針對(duì)張力腿平臺(tái)式浮式海上風(fēng)電機(jī)組，利用CFD方法進(jìn)行了風(fēng)浪耦合時(shí)域分析，模擬數(shù)值結(jié)果與模型試驗(yàn)結(jié)果具有較好的一致性；研究還指出，波浪力在縱蕩響應(yīng)中起主導(dǎo)作用，而風(fēng)力對(duì)支撐風(fēng)電機(jī)組的浮體結(jié)構(gòu)的平均縱蕩有重要貢獻(xiàn)。

浮體主要是作為海上風(fēng)電機(jī)組的支撐結(jié)構(gòu)，目前，有關(guān)雙浮體和多浮體的研究主要是針對(duì)模塊化大型多體浮式結(jié)構(gòu)系統(tǒng)。MICHAILIDES等[11-12]通過(guò)數(shù)值和模型試驗(yàn)驗(yàn)證了一種半潛式海上風(fēng)電機(jī)組和搖擺式波浪能裝置(WEC)集成結(jié)構(gòu)(SFC)系統(tǒng)的發(fā)電性能和良好的水動(dòng)力特性。任年鑫等[13-14]分別針對(duì)Spar式風(fēng)能波浪能集成結(jié)構(gòu)(STC)系統(tǒng)和單樁基礎(chǔ)式風(fēng)能波浪能集成結(jié)構(gòu)(MWWC)系統(tǒng)這2種風(fēng)能波浪能集成結(jié)構(gòu)系統(tǒng)進(jìn)行了耦合時(shí)域分析，揭示了STC系統(tǒng)長(zhǎng)期發(fā)電功率和疲勞損傷的性能特征，并指出在不考慮尺度試驗(yàn)?zāi)Ｐ驼硿枘嵝?yīng)的情況下，數(shù)值模型的動(dòng)力響應(yīng)結(jié)果略高于試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膭?dòng)力響應(yīng)結(jié)果。

浮式海上風(fēng)電機(jī)組(FOWT)現(xiàn)有的安裝方法主要是整體安裝方法主要和分體安裝方法，這2種安裝方法采用的連接方式均是法蘭對(duì)準(zhǔn)式安裝。由于分體安裝方法對(duì)浮式海上風(fēng)電機(jī)組與其平臺(tái)之間的對(duì)準(zhǔn)精度要求極高，因此迫切需要一種新型的具有高魯棒性且對(duì)安裝設(shè)備的精度要求低的浮式海上風(fēng)電機(jī)組模塊化設(shè)計(jì)及安裝方法。但目前基于安裝、替換和拆除方便的浮式海上風(fēng)電機(jī)組模塊化設(shè)計(jì)的研究還非常有限。

因此，本文基于安裝與拆除方便的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)理念，針對(duì)浮式海上風(fēng)電機(jī)組提出了一種新型張力腿平臺(tái)雙模塊浮式海上風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)系統(tǒng)。主要基于A(yíng)QWA軟件及其user-force二次開(kāi)發(fā)模塊，建立了該新型張力腿平臺(tái)雙模塊浮式海上風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的空氣動(dòng)力與水動(dòng)力耦合時(shí)域數(shù)值模型，并重點(diǎn)研究了該新型張力腿平臺(tái)雙模塊浮式海上風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)系統(tǒng)在海上風(fēng)電機(jī)組典型工作海況下的動(dòng)力響應(yīng)特征，揭示了此種雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)改善浮式海上風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行性能的可行性。

1 理論基礎(chǔ)及數(shù)值模型

1.1 新型張力腿平臺(tái)雙模塊浮式海上風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的概述

本文提出了一種新型張力腿平臺(tái)雙模塊浮式海上風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)系統(tǒng)，其結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。

圖1 新型張力腿平臺(tái)雙模塊浮式海上風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of installation of new type of TLP dual-modules FOWT structure system

該新型張力腿平臺(tái)雙模塊浮式海上風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)系統(tǒng)主要包括：1)DTU 10 MW風(fēng)電機(jī)組浮體模塊；2)張力腿平臺(tái)模塊；3)張力腿平臺(tái)模塊與風(fēng)電機(jī)組浮體模塊夾緊裝置(下文簡(jiǎn)稱(chēng)“夾緊裝置”)。

DTU 10 MW風(fēng)電機(jī)組浮體模塊具有重力與浮力自平衡的特征。張力腿平臺(tái)模塊是通過(guò)自身的結(jié)構(gòu)重力加上張力腿的預(yù)張力與浮力達(dá)到自平衡，其中，張力腿平臺(tái)的中心柱設(shè)置1個(gè)內(nèi)徑略大于風(fēng)電機(jī)組塔筒外徑的貫通的空柱體(空柱體內(nèi)徑與塔筒外徑的徑向間距為0.5 m)。張力腿平臺(tái)模塊與DTU 10 MW風(fēng)電機(jī)組浮體模塊通過(guò)垂向雙層對(duì)稱(chēng)夾緊裝置鎖定連接。

新型張力腿平臺(tái)雙模塊浮式海上風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的主要設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

表1 新型張力腿平臺(tái)雙模塊浮式海上風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的主要設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Main design parameters of new type of TLP dual-modules FOWT structure system

1.2 平臺(tái)系統(tǒng)的雙體動(dòng)力耦合模型

考慮到DTU 10 MW風(fēng)電機(jī)組浮體模塊與張力腿平臺(tái)模塊的多體機(jī)械耦合和水動(dòng)力耦合效應(yīng)，新型張力腿平臺(tái)雙模塊浮式海上風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的動(dòng)力方程可表示為：

式中：M為質(zhì)量矩陣；x為位移矩陣；為速度矢量矩陣；為加速度矢量矩陣；δ為阻尼矩陣；k為剛度矩陣；F e為耦合波浪荷載矩陣；F t為張力腿平臺(tái)的張力腿結(jié)構(gòu)受力矩陣；F d為風(fēng)荷載矩陣；F c為風(fēng)電機(jī)組塔筒與張力腿平臺(tái)機(jī)械耦合荷載矩陣。除M外，其余參量均為時(shí)間t的函數(shù)；各參量矩陣中的下標(biāo)1和2分別表示張力腿平臺(tái)模塊和DTU 10 MW風(fēng)電機(jī)組浮體模塊。

1.3 空氣動(dòng)力荷載分析

風(fēng)電機(jī)組葉片的空氣動(dòng)力荷載(即水平推力)的計(jì)算基于葉素動(dòng)量理論(BEM)方法，參考DTU 10 MW海上風(fēng)電機(jī)組的主要設(shè)計(jì)參數(shù)[6]，在不同入射風(fēng)速下該風(fēng)電機(jī)組的水平推力及其輸出功率函數(shù)關(guān)系如圖2所示。

圖2 在不同入射風(fēng)速下DTU 10 MW海上風(fēng)電機(jī)組的水平推力及輸出功率之間的函數(shù)關(guān)系[6]Fig.2 Functional relationship between horizontal thrust and output power of DTU 10 MW offshore wind turbine at different incident wind speeds

1.4 水動(dòng)力荷載分析

AQWA軟件能有效模擬采用張力腿平臺(tái)的系泊系統(tǒng)、二階波浪力荷載、張力腿平臺(tái)模塊和DTU 10 MW風(fēng)電機(jī)組浮體模塊間的水動(dòng)力耦合效應(yīng)及夾緊裝置的機(jī)械耦合效應(yīng)[15]?；趧?shì)流理論，利用AQWA軟件構(gòu)建了該新型張力腿平臺(tái)雙模塊浮式海上風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的水動(dòng)力數(shù)值分析模型，具體如圖3所示。

圖3 新型張力腿平臺(tái)雙模塊浮式海上風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的水動(dòng)力數(shù)值分析模型Fig.3 Hydrodynamic numerical analysis model of new type of TLP dual-modules FOWT structure system

2 主要模擬結(jié)果分析

分別建立新型張力腿平臺(tái)雙模塊浮式海上風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)系統(tǒng)(下文簡(jiǎn)稱(chēng)“雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)”)和與之對(duì)應(yīng)的常規(guī)張力腿平臺(tái)單體浮式海上風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)系統(tǒng)(下文簡(jiǎn)稱(chēng)“單體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)”)的數(shù)值分析模型。選取了海上風(fēng)電機(jī)組4種典型的工作海況，即典型規(guī)則波浪海況、典型定常風(fēng)浪聯(lián)合運(yùn)行海況、極端隨機(jī)風(fēng)浪聯(lián)合作用海況，以及典型拆除海況，對(duì)比分析2種結(jié)構(gòu)系統(tǒng)在海上風(fēng)電機(jī)組典型工作海況下的動(dòng)力響應(yīng)特征，揭示雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)改善風(fēng)電機(jī)組的運(yùn)行性能的可行性。

2.1 典型規(guī)則波浪海況下不同結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)特征

選取一系列典型規(guī)則波浪(波高為2 m，波浪周期為4～12 s)海況，對(duì)雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)與單體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)特征進(jìn)行對(duì)比研究，得到的主要參數(shù)曲線(xiàn)如圖4所示。

從圖4a可以看出，在典型規(guī)則波浪海況下，隨著波浪周期的增大，2種結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩位移均隨之增大，但雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩位移顯著小于單體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩位移，且隨著波浪周期的增大，二者相差的百分比也隨之增大。

圖4 典型規(guī)則波浪海況下2種結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)特征的主要參數(shù)對(duì)比Fig.4 Comparison of main parameters of dynamic response characteristics of two structural systems under typical regular wave sea conditions

從圖4b可以看出，雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩附加質(zhì)量顯著大于單體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩附加質(zhì)量，這也是雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩位移小于單體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩位移的主要原因。

從圖4c可以看出，隨著波浪周期的增大，2種結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的主要受力張力腿的受力均隨之增大，并在波浪周期為9 s時(shí)達(dá)到極值，且雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的主要受力張力腿的受力略大于單體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的主要受力張力腿的受力，但差值均在5%以?xún)?nèi)。

由于張力腿平臺(tái)模塊與DTU 10 MW風(fēng)電機(jī)組浮體模塊之間的夾緊裝置是呈垂向雙層對(duì)稱(chēng)分布的，從圖4d可以看出，雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)中夾緊裝置的水平方向夾緊受力fX最大不超過(guò)1 MN，繞Y軸夾緊彎矩MY最大不超過(guò)22 MN?m。這些結(jié)果對(duì)于夾緊裝置的優(yōu)化設(shè)計(jì)具有重要的參考價(jià)值。

2.2 典型定常風(fēng)浪聯(lián)合運(yùn)行海況下不同結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)特征

選取典型的定常額定風(fēng)速參考海況(下文簡(jiǎn)稱(chēng)“典型定常風(fēng)浪聯(lián)合運(yùn)行海況”)，該海況下風(fēng)速v=11.4 m/s，波高H=3 m，波浪周期T=6 s。對(duì)雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)與單體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)特征進(jìn)行對(duì)比研究，縱蕩位移和主要張力腿的受力對(duì)比模擬結(jié)果如圖5所示。

圖5 典型定常風(fēng)浪聯(lián)合運(yùn)行海況下2種結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)特征的主要參數(shù)對(duì)比Fig.5 Comparison of main parameters of dynamic response characteristics of two structural systems under typical steady wind wave combined operation sea conditions

從圖5a可以看出，在典型定常風(fēng)浪聯(lián)合運(yùn)行海況下，雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩位移顯著小于單體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩位移。從圖5b可以看出，在該工作海況下，雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的主要受力張力腿的受力值與單體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的主要受力張力腿的受力值非常接近，二者最大值的差值不足2%。

值得注意的是，在典型定常風(fēng)浪聯(lián)合運(yùn)行海況下，這2種結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的主要?jiǎng)恿憫?yīng)特征的對(duì)比結(jié)果與其在典型規(guī)則波浪海況下得到的對(duì)比結(jié)果(見(jiàn)圖4)非常相似。即雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩位移比單體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩位移小，而前者的主要受力張力腿的受力則略大于后者的。

2.3 極端隨機(jī)風(fēng)浪聯(lián)合作用海況下不同結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)特征

根據(jù)DTU 10 MW風(fēng)電機(jī)組的主要設(shè)計(jì)參數(shù)[6]，進(jìn)一步考慮極端隨機(jī)風(fēng)速與不規(guī)則波浪聯(lián)合作用的海況下雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)特征情況。采用JONSWAP波浪譜描述不規(guī)則波浪特征(λ=3.3)，可更接近實(shí)際的海洋環(huán)境條件；選取的極端隨機(jī)風(fēng)浪聯(lián)合作用海況下的其他參數(shù)為：平均風(fēng)速Va=40 m/s，有義波高Hs=6 m，譜峰周期Tp=10 s。極端隨機(jī)風(fēng)浪聯(lián)合作用海況下雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)與單體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩位移和主要受力張力腿的受力情況進(jìn)行對(duì)比分析，具體如表2所示。

從表2可以看出，在極端隨機(jī)風(fēng)浪聯(lián)合作用海況下，雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩位移比單體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩位移小40.23%。但值得注意的是，雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的主要受力張力腿的受力極值大于單體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)主要受力張力腿的受力極值，約大15.2%。此外，根據(jù)表中的數(shù)據(jù)結(jié)果可以得到耦合夾緊裝置的fX和MY的極值分別是6.47 MN和346 MN?m。主要受力張力腿和夾緊裝置的受力極值等相關(guān)信息對(duì)雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)安全設(shè)計(jì)具有重要的參考價(jià)值。

表2 極端隨機(jī)風(fēng)浪聯(lián)合作用海況下2種結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)特征的主要參數(shù)對(duì)比Table 2 Comparison of main parameters of dynamic response characteristics of two structural systems under extreme random wind wave combined action sea conditions

2.4 典型拆除海況下不同結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)特征

為驗(yàn)證采用該雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)時(shí)海上風(fēng)電機(jī)組進(jìn)行拆除的可行性，選擇不規(guī)則波浪海況(有義波高Hs=2 m，譜峰周期Tp=5 s)進(jìn)行風(fēng)電機(jī)組拆除模擬。安裝時(shí)，選用風(fēng)電機(jī)組整體安裝方法，這樣可以減小采用浮式基礎(chǔ)時(shí)在水上安裝葉片的難度，同樣的，拆除時(shí)也采取風(fēng)電機(jī)組整體拆除的方式。利用纜繩，以0.05 m/s的拉出速度實(shí)現(xiàn)風(fēng)電機(jī)組整體向上抽出的操作，在張力腿平臺(tái)中心柱的內(nèi)壁設(shè)置防碰撞隔墊(fender)，以緩沖風(fēng)電機(jī)組塔筒與張力腿平臺(tái)中心柱在拔除過(guò)程中產(chǎn)生的碰撞。由于風(fēng)電機(jī)組塔筒外徑與張力腿平臺(tái)中心柱內(nèi)徑的間隙為0.5 m，因此選取的fender的尺寸為0.5 m，剛度為5×108N/m，關(guān)于fender具體的優(yōu)化參數(shù)后續(xù)將進(jìn)一步研究。對(duì)典型拆除海況下風(fēng)電機(jī)組與雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)特征進(jìn)行對(duì)比研究，具體如圖6所示。

圖6 典型拆除海況下風(fēng)電機(jī)組與雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)特征的主要參數(shù)對(duì)比Fig.6 Comparison of main parameters of dynamic response characteristics between wind turbine and dual-modules structure system under typical demolition sea conditions

從圖6中可以發(fā)現(xiàn)，在典型拆除海況下，雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)與風(fēng)電機(jī)組的縱蕩位移、fender受力和纜繩受力這幾項(xiàng)動(dòng)力響應(yīng)特征主要參數(shù)的極值均處于可接受范圍，滿(mǎn)足風(fēng)電機(jī)組設(shè)計(jì)參考標(biāo)準(zhǔn)；而且雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)與風(fēng)電機(jī)組的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)一致，所以二者的相對(duì)縱蕩位移明顯小于風(fēng)電機(jī)組塔筒與張力腿平臺(tái)中心柱的間隙，fender水平方向的受力在5×106N以?xún)?nèi)，并且拉出風(fēng)電機(jī)組時(shí)纜繩的受力與風(fēng)電機(jī)組拉出過(guò)程中的重力變化趨勢(shì)一致。以上均說(shuō)明采用雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)時(shí)風(fēng)電機(jī)組的拆除具有可行性。

3 結(jié)論

本文提出了一種應(yīng)用于浮式海上風(fēng)電機(jī)組的新型張力腿平臺(tái)雙模塊浮式海上風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)系統(tǒng)，考慮了張力腿平臺(tái)模塊與DTU 10 MW風(fēng)電機(jī)組浮體模塊的多體動(dòng)力耦合效應(yīng)，并重點(diǎn)對(duì)比研究了海上風(fēng)電機(jī)組4種典型工作海況下該雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)和與之對(duì)應(yīng)的單體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的主要?jiǎng)恿憫?yīng)特征，得到的主要結(jié)論如下：

1)在典型規(guī)則波浪海況下，雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩位移隨波浪周期的增加而增大，且其縱蕩位移顯著小于單體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的，這主要是由于前者的縱蕩附加質(zhì)量顯著大于后者的原因。

2)在典型定常風(fēng)浪聯(lián)合運(yùn)行海況下(額定風(fēng)速)，雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩位移也顯著小于單體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩位移，且2種結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的主要受力張力腿的受力值非常接近，這說(shuō)明雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)可以更好地保障海上風(fēng)電機(jī)組的良好運(yùn)行性能。

3)在極端隨機(jī)風(fēng)浪聯(lián)合作用海況下，雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩位移極值比單體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的縱蕩位移極值約小40.23%，但雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的主要受力張力腿的受力極值比單體結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的約大15.2%。因此，為確保雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)在極端隨機(jī)風(fēng)浪聯(lián)合作用海況下的安全性，需充分考慮其張力腿結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)。

4)風(fēng)電機(jī)組的拆除通過(guò)放松張力腿平臺(tái)模塊與風(fēng)電機(jī)組浮體模塊夾緊裝置及利用纜繩向上拔出風(fēng)電機(jī)組來(lái)實(shí)現(xiàn)。通過(guò)模擬典型拆除海況下采用雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的海上風(fēng)電機(jī)組拆除過(guò)程的動(dòng)力響應(yīng)特征，證明了采用該雙模塊結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的海上風(fēng)電機(jī)組拆除的可行性和便利性。此外，更為詳細(xì)的拆除過(guò)程優(yōu)化模擬將在后續(xù)研究中開(kāi)展。