閆渤文，朱恒立，黃 敘，張 浩，王宇航，周緒紅，楊佑發(fā)

(1. 風(fēng)工程及風(fēng)資源利用重慶市重點實驗室，重慶大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400045；2. 加拿大多倫多大學(xué)土木與礦物工程系，多倫多 M5S 1A4)

當(dāng)臺風(fēng)襲來時，浮式風(fēng)機處于高湍流度，風(fēng)向不斷變化的非平穩(wěn)風(fēng)場中。對于長葉片的風(fēng)機，在遭受到強烈的脈動氣流時會誘發(fā)葉片的抖振，且偏航系統(tǒng)不靈敏的風(fēng)電機組不能因風(fēng)向的突變而及時調(diào)整方向，使得葉片受到較大的氣動載荷，造成葉片損壞。2003年，臺風(fēng)“杜鵑”導(dǎo)致紅海灣風(fēng)電場25臺風(fēng)電機組中的13臺產(chǎn)生了不同程度的損壞，其中有9臺風(fēng)電機組的葉片被損壞；2006年，臺風(fēng)“桑美”登陸浙江省蒼南縣，導(dǎo)致蒼南鶴頂山風(fēng)電場的 28 臺風(fēng)電機組全部損壞，其中5臺倒塌；2010 年，臺風(fēng)“鲇魚”登陸福建漳浦縣六鰲鎮(zhèn)，導(dǎo)致六鰲風(fēng)電場三期 Z13號風(fēng)電機組倒塌、Z10號風(fēng)電機組葉片折斷。因此，隨著我國海上風(fēng)機的發(fā)展，研究臺風(fēng)對海上浮式風(fēng)機的影響對于我國發(fā)展深海浮式風(fēng)電場具有重要意義。

陳伏彬等[1]基于臺風(fēng)“海棠”和“納沙”實測數(shù)據(jù)，分析了不同風(fēng)速區(qū)間的風(fēng)剖面和湍流度剖面的變化規(guī)律。李斌等[2]根據(jù)線性濾波法模擬生成了強風(fēng)風(fēng)速時程，分析了風(fēng)機塔筒的風(fēng)致響應(yīng)特性。王振宇等[3]采用不穩(wěn)定風(fēng)剖面來模擬臺風(fēng)的平均風(fēng)剖面，利用Hojstrup Jorgen提出的臺風(fēng)脈動風(fēng)譜，基于Shinozuka理論模擬某沿海風(fēng)電場的脈動風(fēng)速，利用諧波疊加法研究了臺風(fēng)作用下風(fēng)力機塔架的振動響應(yīng)，得到了風(fēng)力機上各點的位移和加速度響應(yīng)。魏凱等[4]采用Holland模型風(fēng)場疊加宮崎正衛(wèi)移行風(fēng)場和ERA-Interim風(fēng)場模擬臺風(fēng)風(fēng)場，使用風(fēng)、浪實測資料對數(shù)值模擬結(jié)果進行了驗證。李焱等[5]考慮了浮式風(fēng)機系泊系統(tǒng)拉伸-彎曲-扭轉(zhuǎn)變形產(chǎn)生的非線性系泊力，對額定作業(yè)海況與極限海況進行了動力響應(yīng)分析。韓然等[6]以耦合氣象學(xué)中的Vbogus臺風(fēng)模型和傅里葉逆變換方法，結(jié)合實測功率譜，構(gòu)建了高精度的臺風(fēng)風(fēng)場模型，采用梁理論和模態(tài)疊加方法對6 MW 海上風(fēng)力機進行建模，研究了風(fēng)機在臺風(fēng)不同區(qū)域的動態(tài)響應(yīng)和荷載特性。Tang等[7]基于臺風(fēng)的觀測數(shù)據(jù)，建立了不同風(fēng)速、風(fēng)向和湍流度的風(fēng)場模型，通過數(shù)值分析發(fā)現(xiàn)葉片和塔架之間的尾流相互作用會強烈影響風(fēng)機的氣動力，且與風(fēng)向關(guān)系密切。Ma等[8]選取臺風(fēng)“Damrey”中有代表性的3 h風(fēng)速時程，基于葉素動量理論研究了浮式風(fēng)機的平臺在典型臺風(fēng)時程中對葉片氣動力性能的影響，闡明極端臺風(fēng)會對風(fēng)機產(chǎn)生相當(dāng)大的極端響應(yīng)。李琪等[9]采用隨機過程模擬方法對風(fēng)機輪轂點進行單點脈動風(fēng)速的時程模擬，對比分析了臺風(fēng)極端工況下單樁、導(dǎo)管架兩種典型近海風(fēng)機基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)差異，認為導(dǎo)管架基礎(chǔ)風(fēng)機的動力響應(yīng)明顯小于單樁基礎(chǔ)風(fēng)機。由此可見，關(guān)于臺風(fēng)對海上風(fēng)機的動力響應(yīng)特性影響逐漸成為研究熱點之一。

但目前，利用臺風(fēng)風(fēng)場的實測數(shù)據(jù)，考慮風(fēng)-浪聯(lián)合作用對整個鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)的海上風(fēng)機動力和運動響應(yīng)分析的研究還較為缺乏。本文參考美國可再生能源實驗室提供的5 MW風(fēng)電機組參數(shù)(NREL-5 MW)[10]初步設(shè)計了一種應(yīng)用于浮式風(fēng)機的鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)，以臺風(fēng)“山竹”為背景，選取Holland臺風(fēng)風(fēng)場模型分別模擬強臺風(fēng)、臺風(fēng)過境以及穩(wěn)態(tài)強風(fēng)三種工況下的風(fēng)速時程，利用葉素動量理論求解作用在風(fēng)機上的風(fēng)載荷，基于JONSWAP譜模擬臺風(fēng)區(qū)海浪，并結(jié)合勢流理論和Morison方程來計算波浪載荷，研究強非平穩(wěn)、弱非平穩(wěn)以及穩(wěn)態(tài)強風(fēng)三種風(fēng)速工況下深海浮式風(fēng)機的耦合動力響應(yīng)，分析浮式風(fēng)機塔筒底部荷載及基礎(chǔ)的動力響應(yīng)受風(fēng)況的影響，揭示了新型鋼格構(gòu)浮式風(fēng)機的基礎(chǔ)在臺風(fēng)作用下的響應(yīng)機理，闡明了臺風(fēng)非平穩(wěn)性對該種鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)風(fēng)機動力穩(wěn)定性的重要影響，為鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機在臺風(fēng)作用下的安全評價提供理論依據(jù)。

1 鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)風(fēng)機

深海風(fēng)電機組鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)部分采用桁架形式，通過減小波浪與基礎(chǔ)作用面積來減小基礎(chǔ)受到的波浪載荷，從而提高浮式風(fēng)機的耐波性。在位狀態(tài)下，基礎(chǔ)部分吃水較深，浮式風(fēng)機整體重心低于浮心，如同單立柱式浮式風(fēng)機，當(dāng)受到擾動發(fā)生傾斜時，通過重力對浮心的回復(fù)力矩保持浮式風(fēng)機的穩(wěn)定。基礎(chǔ)周圍設(shè)置若干浮筒，如同半潛式浮式風(fēng)機，當(dāng)其受到擾動發(fā)生傾斜時，周圍浮筒的浮力差可產(chǎn)生保持穩(wěn)定的回復(fù)力矩。

本文設(shè)計了一種用于海上風(fēng)電的浮式風(fēng)機體系，其由5 MW風(fēng)電機組、新型鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)和系泊系統(tǒng)組成，風(fēng)機結(jié)構(gòu)及風(fēng)荷載計算滿足ISO 19904-1規(guī)范[11]及IEC 61400-3-1規(guī)范[12]，基礎(chǔ)部分、系泊系統(tǒng)及浪荷載計算滿足中國船級社(CCS)《海上移動平臺入級規(guī)范》[13]的要求。經(jīng)過對比分析，該種新型鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)風(fēng)機比一般的OC3-Hywind單立柱式浮式風(fēng)機具有更好的穩(wěn)定性。在縱搖、橫搖和艏搖響應(yīng)方面，鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)海上浮式風(fēng)機優(yōu)于單立柱式浮式風(fēng)機，同時在縱蕩、橫蕩和垂蕩響應(yīng)方面與單立柱式浮式風(fēng)機相當(dāng)[14]。

1.1 風(fēng)電機組

本文研究的鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)浮式風(fēng)機的尺寸設(shè)計是基于美國可再生能源實驗室公布的5 MW風(fēng)電機組 (NREL-5 MW)，該風(fēng)電機組為三葉片變速變槳距控制的水平軸風(fēng)機，葉輪直徑為126 m，輪轂高度為90 m。

1.2 鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)

如圖1所示，鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)由4個圓柱形浮筒、1個圓臺形浮艙、3個垂蕩板、1個壓載艙以及連接桁架和中央桁架組成。浮艙頂部通過法蘭與塔架底部連接，起到支撐塔架和風(fēng)機的作用。壓載艙吃水較深，通過壓載使浮式風(fēng)機整體重心位于浮心之下，保證浮式風(fēng)機的穩(wěn)定。設(shè)計的鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)主要參數(shù)如表1。

表1 鋼格構(gòu)浮式基礎(chǔ)主要參數(shù)Table 1 Main parameters of steel lattice floating foundation

圖1 鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)示意圖Fig. 1 Schematic diagram of the steel lattice foundation

1.3 系泊系統(tǒng)

采用3根錨鏈將浮式基礎(chǔ)與海床相連，為其提供回復(fù)力，起到對浮式風(fēng)機定位的作用，主要參數(shù)如表2所示。

表2 系泊系統(tǒng)參數(shù)Table 2 Mooring system parameters

2 分析模型

本節(jié)具體介紹了本研究所采用的臺風(fēng)風(fēng)場模擬、風(fēng)荷載及波浪荷載的模擬方法和關(guān)鍵工況參數(shù)。

2.1 臺風(fēng)風(fēng)場模擬方法

一個成熟臺風(fēng)的風(fēng)場結(jié)構(gòu)，其風(fēng)速在眼區(qū)較小，并隨著與臺風(fēng)中心徑向距離的增大而迅速增大，最后在臺風(fēng)眼的外緣達到最大；而在臺風(fēng)眼區(qū)外，隨著徑向距離的增大，風(fēng)速逐漸減小[15]。在參數(shù)化臺風(fēng)風(fēng)場模型中，假定上述風(fēng)速變化服從與臺風(fēng)中心氣壓(ΔP)、最大風(fēng)速(Vm)、最大風(fēng)速半徑(Rm)等關(guān)鍵參數(shù)相關(guān)的分布規(guī)律。本文采用Holland模型對臺風(fēng)風(fēng)場建模。

基于Holland模型得到的臺風(fēng)徑向剖面風(fēng)速V(r)分布如式(1)：

式中：ρ為空氣密度；fc=2Ωsinφ為科氏參數(shù)，Ω為地球自轉(zhuǎn)角速度，取7.292×10?5rad/s，φ為緯度；r為距臺風(fēng)中心的徑向距離，如圖2所示；Rm為最大風(fēng)速半徑；ΔP 為臺風(fēng)中心氣壓；B為形狀系數(shù)(通常取0.5～2.5)，由式(2)計算：

圖2 時變平均風(fēng)速計算示意圖Fig. 2 Schematic diagram for the time-averaged wind speed

2.2 臺風(fēng)非平穩(wěn)風(fēng)速模擬

2.2.1 時變平均風(fēng)速

根據(jù)表3所列臺風(fēng)“山竹”的實測數(shù)據(jù)，可以得到近地面的時變平均風(fēng)速。臺風(fēng)產(chǎn)生的時變平均風(fēng)可表示為與臺風(fēng)本身有關(guān)的梯度風(fēng)分量和由臺風(fēng)整體移動引起的背景風(fēng)分量的矢量和。梯度風(fēng)由臺風(fēng)風(fēng)場模型和地面摩擦效應(yīng)決定，地面摩擦效應(yīng)通過地面減風(fēng)因子αr和入流角α考慮[16]。通過臺風(fēng)風(fēng)場模型計算具有徑向剖面的梯度風(fēng)，并考慮地面減風(fēng)因子αr和地面入流角α得到地面梯度風(fēng)分量[17]。美國國家氣象局給出的入流角α由式(3)計算[18]：

類似地，由于表面摩擦的影響，臺風(fēng)整體移動引起的背景風(fēng)分量也需要進行修正。本文中，取折減因子αt= 0.55，在北半球采用逆時針旋轉(zhuǎn)角度β =20°計算得到地面背景風(fēng)分量[16]。

臺風(fēng)背景下的時變平均風(fēng)速計算的示意圖如圖2所示。假設(shè)臺風(fēng)移動方向與橫軸X對齊，坐標(biāo)系固定在臺風(fēng)的中心O。初始時刻t=0時，觀測點P(即浮式風(fēng)機位置)坐標(biāo)為(d0, de)，其中de為P點至臺風(fēng)路徑的偏移距離；d0為P點至臺風(fēng)中心的初始水平距離。隨著臺風(fēng)的整體移動，在P點處的風(fēng)速隨之改變，臺風(fēng)產(chǎn)生的參考點處的地面時變平均風(fēng)可由式(4)計算：

式中：αrVr(zs,t)和αtVt(zs,t)分別為臺風(fēng)產(chǎn)生的梯度風(fēng)分量和背景風(fēng)分量，梯度風(fēng)分量根據(jù)臺風(fēng)風(fēng)場模型的徑向剖面進行計算；αr和αt為對應(yīng)的折減因子；zs為標(biāo)準(zhǔn)參考點高度，一般取10 m。需要注意的是，由式(4)計算得到的風(fēng)速是持續(xù)時長為8 min～10 min內(nèi)的平均風(fēng)速[18]，而參數(shù)化臺風(fēng)模型需要1 s陣風(fēng)風(fēng)速，因此，本文取1.4的陣風(fēng)因子來考慮時間尺度的差異[19]。

2.2.2 脈動風(fēng)的生成

脈動風(fēng)的風(fēng)速時程是一個零均值平穩(wěn)的高斯隨機過程。本文根據(jù)Holland模型考慮三種風(fēng)速時程，采用諧波合成法[20]模擬脈動風(fēng)速。三種風(fēng)速時程分別對應(yīng)強臺風(fēng)、臺風(fēng)過境、以及45 m/s穩(wěn)態(tài)風(fēng)三種工況。脈動風(fēng)模擬的關(guān)鍵在于采用合理的脈動風(fēng)功率譜模型，國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)對脈動風(fēng)功率譜進行過大量研究，提出了不同適用條件、不同表達形式的脈動風(fēng)功率譜模型，如Davenport譜、Kaimal譜等[21]。本文中，脈動風(fēng)功率譜選取IEC 61400-3規(guī)范[22]中的Kaimal模型[23]：

式中，I=σ/v10min為湍流強度，σ/(m/s)為10 min的風(fēng)速標(biāo)準(zhǔn)偏差；f為風(fēng)頻率；v10min為10 min內(nèi)的平均風(fēng)速；l為長度標(biāo)尺，當(dāng)h＜30 m時，l=20h，當(dāng)h＞30 m時，l=600 m，h為離地面高度。

2.3 波浪荷載模擬

2.3.1 隨機波浪理論

實際海面上的波浪呈現(xiàn)出很強的隨機特性，是由不同周期、波高和傳播方向的波浪組成的，稱為隨機波。對于隨機波，可以研究波浪能量相對于波浪頻率的分布(頻域特性)，即譜分析。本文的波浪模型采用JONSWAP譜模擬，并選取有義波高為13.6 m，譜峰周期為15.1 s的不規(guī)則波[24]。

JONSWAP譜適用于有限風(fēng)區(qū)的海浪，表達式如下：

式中：系數(shù)λ為無因次風(fēng)區(qū)的函數(shù)；θ為峰形系數(shù)，當(dāng)ω≤ωm時取0.07，當(dāng)ω>ωm時取0.09；ωm為譜峰頻率，即S(ω)取最大值時對應(yīng)的頻率；γ為譜峰升高因子。

2.3.2 波浪荷載

由于浮式風(fēng)機基礎(chǔ)通常包括兩種尺度的結(jié)構(gòu)，如大尺度的浮筒和小尺度的連接桁架，故針對大尺度結(jié)構(gòu)物(直徑一般大于1/5波長)采用勢流理論進行計算波浪載荷，小尺度結(jié)構(gòu)物(直徑一般小于1/5波長)采用Morison方程計算波浪載荷。

3 動力響應(yīng)計算工況

臺風(fēng)作用下的鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)風(fēng)機的動力響應(yīng)在不同工況下每次的模擬時間為3600 s，三種工況分別為強臺風(fēng)(臺風(fēng)眼經(jīng)過風(fēng)機)、臺風(fēng)過境(風(fēng)機在臺風(fēng)的影響范圍內(nèi))和45 m/s的穩(wěn)態(tài)風(fēng)。

3.1 風(fēng)況

3.1.1 臺風(fēng)背景下的時變平均風(fēng)速

根據(jù)2.2節(jié)中內(nèi)容可得到強臺風(fēng)和臺風(fēng)過境工況下的時變平均風(fēng)速時程曲線，如圖3所示。將其與模擬的脈動風(fēng)疊加即可得到強臺風(fēng)和臺風(fēng)過境下的總風(fēng)況。

圖3 時變平均風(fēng)速Fig. 3 Time-varying average wind speed and direction

3.1.2 不同風(fēng)速下的脈動風(fēng)

將計算得到10 m高度處時變平均風(fēng)速換算到浮式風(fēng)機輪轂高度90 m處的風(fēng)速時程后，代入Kaimal譜表達式中可以計算得到不同風(fēng)速下的脈動風(fēng)功率譜，如圖4所示。

圖4 脈動風(fēng)速功率譜Fig. 4 Power spectrum of fluctuating wind speeds

考慮脈動風(fēng)場的時變平均風(fēng)速、功率譜等參數(shù)，基于諧波合成理論，計算了脈動風(fēng)速時程。浮式風(fēng)機輪轂高度90 m處的脈動風(fēng)時程曲線如圖5?？梢姡}動風(fēng)速大小與平均風(fēng)速大小相關(guān)，在平均風(fēng)速較大的地方脈動風(fēng)速也較大。

圖5 脈動風(fēng)時程Fig. 5 Time history of fluctuating wind speeds

3.1.3 三種風(fēng)速時程

將根據(jù)強臺風(fēng)、臺風(fēng)過境以及穩(wěn)態(tài)強風(fēng)三種工況得到的時變平均風(fēng)速和對應(yīng)的脈動風(fēng)疊加，得到三種風(fēng)速時程曲線，如圖6。可以看到，強臺風(fēng)工況下的風(fēng)速時程具有較強的非平穩(wěn)性，在1200 s～2400 s周圍內(nèi)變化較大，風(fēng)速改變明顯，最低風(fēng)速接近0 m/s，最高風(fēng)速超過90 m/s；同時風(fēng)向角在1800 s附近變化突然，出現(xiàn)反向。臺風(fēng)過境工況下的風(fēng)速時程具有相對較弱的非平穩(wěn)性。而穩(wěn)態(tài)強風(fēng)速時程在平均值附近均勻波動，風(fēng)向角不變。在后續(xù)的分析中，將分別采用前述三種風(fēng)速時程數(shù)據(jù)，分析鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)浮式風(fēng)機在強非平穩(wěn)、弱非平穩(wěn)及穩(wěn)態(tài)強風(fēng)三種風(fēng)場中的耦合動力響應(yīng)。

圖6 風(fēng)速變化時程曲線Fig. 6 Time history of fluctuating wind speeds

3.2 波況

通過JONSWAP譜進行模擬臺風(fēng)下的波況，一般考慮風(fēng)力發(fā)電機停機狀態(tài)，并且關(guān)閉其偏航系統(tǒng)，以此來最大程度的保護風(fēng)機結(jié)構(gòu)。因此，在模擬中也假定浮式風(fēng)機處于停機順漿狀態(tài)且偏航系統(tǒng)失效，風(fēng)機初始及波浪沿X軸方向，模擬時長為3600 s。

4 動力響應(yīng)結(jié)果與分析

本節(jié)模擬臺風(fēng)背景下非平穩(wěn)風(fēng)場對鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)風(fēng)機耦合動力響應(yīng)的影響。風(fēng)場數(shù)據(jù)采用3.1節(jié)模擬得到的強臺風(fēng)(強非平穩(wěn))、臺風(fēng)過境(弱非平穩(wěn))及穩(wěn)態(tài)強風(fēng)三種風(fēng)場下風(fēng)速大小及方向變化的時程數(shù)據(jù)，波況也如3.2節(jié)所述。

鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)風(fēng)機在強臺風(fēng)、臺風(fēng)過境及穩(wěn)態(tài)強風(fēng)三種風(fēng)況作用下，其塔筒底部載荷如圖7所示?？梢钥吹剑瑥娕_風(fēng)和臺風(fēng)過境兩種工況下，浮式風(fēng)機塔筒底部的剪力、軸力、彎矩及扭矩大小波動幅度隨時間的變化較為明顯，且與風(fēng)速時程的變化趨勢基本一致，在1200 s～2400 s間變化最明顯，呈現(xiàn)出強烈的非平穩(wěn)性；而穩(wěn)態(tài)強風(fēng)工況下，浮式風(fēng)機塔筒底部的剪力、軸力、彎矩及扭矩大小波動幅度幾乎不隨時間的變化。浮式風(fēng)機塔底剪力和彎矩波動幅度與風(fēng)速大小變化基本一致，在強臺風(fēng)及臺風(fēng)過境工況下在1200 s～2400 s間波動幅度變化較大，并且在1200 s及1400 s附近波動幅度有明顯增大，X向剪力最大可達±3000 kN，Y向最大剪力在1500 s和2100 s左右達到最大約為±4000 kN。另外，在強臺風(fēng)及臺風(fēng)過境工況下，風(fēng)向在1800 s附近發(fā)生變化較大，塔筒底部Y向剪力和橫搖方向彎矩符號在1800 s前后出現(xiàn)反向；而在穩(wěn)態(tài)強風(fēng)工況下的塔筒底部剪力波動較為均勻，且由于風(fēng)向恒為X軸方向，故塔筒底部Y向剪力幾乎為零。同樣，該鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)風(fēng)機的塔底軸力、扭矩的變化與對應(yīng)的風(fēng)速時程變化趨勢也基本一致，強臺風(fēng)及臺風(fēng)過境工況下的塔底軸力波動幅度在1200 s和2400 s附近明顯增大，在1500 s和2100 s附近達到最大約為?6000 kN。強風(fēng)穩(wěn)態(tài)工況下，塔底軸力波動均勻，塔底扭矩幾乎為零，如圖7(d)和圖7(g)所示。

圖7 塔筒底部載荷Fig. 7 Tower bottom load

以上分析可以看出，在臺風(fēng)引起非平穩(wěn)風(fēng)場下，浮式風(fēng)機受到的載荷變化較明顯，且如果出現(xiàn)風(fēng)機偏航不及時的情況，則會引起塔筒底部產(chǎn)生較大的扭矩。

圖8為鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)浮式風(fēng)機在強臺風(fēng)(強非平穩(wěn))、臺風(fēng)過境(弱非平穩(wěn))及穩(wěn)態(tài)強風(fēng)三種風(fēng)況作用下的運動響應(yīng)時程曲線?？梢钥吹?，強臺風(fēng)和臺風(fēng)過境兩種工況下，鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機基礎(chǔ)的運動響應(yīng)波動幅度隨時間的變化較為明顯；而穩(wěn)態(tài)強風(fēng)工況下，鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機基礎(chǔ)在六個自由度上的運動響應(yīng)波動幅度幾乎不隨時間的變化。

由圖8可見，鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機基礎(chǔ)在強臺風(fēng)、臺風(fēng)過境兩種工況下的縱蕩及橫蕩運動過程也呈現(xiàn)出一定的非平穩(wěn)性，根據(jù)縱蕩及橫蕩數(shù)據(jù)得到的鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機基礎(chǔ)水平位移的變化可以看出，其水平位移的平均值變化趨勢與對應(yīng)工況的風(fēng)速變化基本一致，并且由于風(fēng)向的變化，浮式風(fēng)機基礎(chǔ)橫蕩運動在1800 s前后出現(xiàn)反向。而在穩(wěn)態(tài)強風(fēng)作用下，浮式風(fēng)機基礎(chǔ)的縱蕩及橫蕩響應(yīng)穩(wěn)定在某一位置波動，且由于風(fēng)向與橫蕩方向垂直，其橫蕩運動幾乎為零。同樣，在強臺風(fēng)、臺風(fēng)過境兩種工況下，浮式風(fēng)機基礎(chǔ)的垂蕩、縱搖、橫搖及艏搖響應(yīng)波動幅度變化較大，在1200 s和2400 s附近波動幅度明顯增大，以強臺風(fēng)工況為例，鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機基礎(chǔ)在1400 s和2400 s附近垂蕩達到最大約為±2.5 m、縱搖、橫搖達到最大約為±8°、艏搖達到最大約為±9°。橫蕩在1800 s左右處，即風(fēng)向角反向時達到最小，約為零。在臺風(fēng)過境工況下，鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機基礎(chǔ)運動響應(yīng)與強臺風(fēng)工況類似，但幅值不及強臺風(fēng)工況下的運動響應(yīng)。而在穩(wěn)態(tài)強風(fēng)作用下，鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機基礎(chǔ)運動響應(yīng)波動幅度無明顯變化，并且由于風(fēng)向沿X軸，其橫搖及艏搖響應(yīng)幾乎為零。

圖8 運動響應(yīng)時程曲線Fig. 8 Time history curve of motion response

以上分析可以看出，強臺風(fēng)和臺風(fēng)過境兩種工況下，鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機基礎(chǔ)六個自由度上的運動響應(yīng)波動幅度隨時間的變化較為明顯，且將會產(chǎn)生明顯的橫蕩、橫搖及艏搖響應(yīng)。而穩(wěn)態(tài)強風(fēng)作用下鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機基礎(chǔ)運動響應(yīng)波動較為均勻，與風(fēng)垂直方向的橫蕩、橫搖及艏搖響應(yīng)幾乎為零。

5 結(jié)論

本文以臺風(fēng)“山竹”為背景，介紹了臺風(fēng)工況下非平穩(wěn)風(fēng)場的模擬方法，分別計算了強臺風(fēng)、臺風(fēng)過境及穩(wěn)態(tài)強風(fēng)三種風(fēng)場的風(fēng)速時程數(shù)據(jù)。并針對一種鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)風(fēng)機，研究了其在強非平穩(wěn)、弱非平穩(wěn)以及穩(wěn)態(tài)風(fēng)三種風(fēng)速環(huán)境下的耦合動力響應(yīng)。具體總結(jié)如下：

(1)以臺風(fēng)“山竹”參數(shù)為例，由Holland模型計算得到時變平均風(fēng)速，并選用Kaimal譜，采用諧波合成法計算了脈動風(fēng)速，得到強臺風(fēng)、臺風(fēng)過境及穩(wěn)態(tài)強風(fēng)三種風(fēng)況的風(fēng)速時程數(shù)據(jù)，發(fā)現(xiàn)強臺風(fēng)和臺風(fēng)過境工況下的風(fēng)速分別具有較強的非平穩(wěn)性和相對較弱的非平穩(wěn)性，平均風(fēng)速大小及方向隨時間不斷變化，在1800 s左右風(fēng)向角發(fā)生反向。

(2)計算了鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)風(fēng)機在強臺風(fēng)、臺風(fēng)過境及穩(wěn)態(tài)強風(fēng)工況下的耦合動力響應(yīng)，分析了該種浮式基礎(chǔ)風(fēng)機塔筒底部的載荷及基礎(chǔ)運動響應(yīng)受風(fēng)況的影響。結(jié)果表明：浮式風(fēng)機塔筒底部載荷及基礎(chǔ)運動響應(yīng)在強臺風(fēng)、臺風(fēng)過境工況下波動幅度變化較大，與外部風(fēng)速變化趨勢一致，塔筒底部載荷和基礎(chǔ)運動響應(yīng)在風(fēng)速變化劇烈的1200 s～2400 s的時程內(nèi)同樣變化劇烈，在1400 s和2400 s左右垂蕩達到最大約為±2.5 m、縱搖、橫搖達到最大約為±8°、艏搖達到最大約為±9°，與風(fēng)速時程變化基本一致。橫蕩在1800 s左右處，即風(fēng)向角反向時達到最小，約為零。

(3)對比強臺風(fēng)、臺風(fēng)過境和穩(wěn)態(tài)強風(fēng)三種工況，可以看出強臺風(fēng)、臺風(fēng)過境兩種工況下，該鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)的風(fēng)機運動和動力響應(yīng)呈現(xiàn)出不同程度的非平穩(wěn)性，對結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性不利，其中強臺風(fēng)工況最為不利，可能會對風(fēng)機及基礎(chǔ)造成疲勞破壞甚至傾覆。因此，在設(shè)計中應(yīng)考慮臺風(fēng)的非平穩(wěn)性對鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)風(fēng)機的極端影響，保證設(shè)計的安全可靠。