楊慶山，趙聰杰，黃國(guó)慶，周緒紅，顧水濤，蔣博聞

(重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400044)

0 引言

當(dāng)前我國(guó)海上風(fēng)電行業(yè)方興未艾，逐步由近海向資源更豐富的深遠(yuǎn)海發(fā)展，基礎(chǔ)形式也由淺海的單樁基礎(chǔ)向?qū)Ч芗芑A(chǔ)過渡。為完成我國(guó)2030年碳排放達(dá)到峰值、2060年實(shí)現(xiàn)碳中和的目標(biāo)，未來海上風(fēng)電將迎來不短于30年的發(fā)展高潮期。然而我國(guó)沿海地區(qū)臺(tái)風(fēng)頻發(fā)，嚴(yán)重威脅著風(fēng)力機(jī)的結(jié)構(gòu)安全。2003年臺(tái)風(fēng)“杜鵑”登陸廣東，造成紅海灣風(fēng)電場(chǎng)9臺(tái)風(fēng)力機(jī)葉片損毀，6臺(tái)風(fēng)力機(jī)風(fēng)向儀破壞，直接經(jīng)濟(jì)損失上千萬[1]。2006年超強(qiáng)臺(tái)風(fēng)“桑美”襲擊浙江蒼南縣，造成27臺(tái)風(fēng)力機(jī)故障，其中5座風(fēng)力機(jī)塔倒塌，經(jīng)濟(jì)損失達(dá)7000萬[2]。2013年臺(tái)風(fēng)“天兔”登陸廣東，再次造成紅海灣風(fēng)電場(chǎng)8臺(tái)機(jī)組倒塌、11臺(tái)機(jī)組葉片折斷，經(jīng)濟(jì)損失巨大[3]。這幾起沿海陸上風(fēng)力機(jī)事故調(diào)查表明，臺(tái)風(fēng)所誘發(fā)的狂風(fēng)、暴雨等惡劣環(huán)境易引起風(fēng)力機(jī)電網(wǎng)中斷、控制系統(tǒng)故障、偏航系統(tǒng)失效，臺(tái)風(fēng)帶來的極大氣動(dòng)載荷是造成風(fēng)力機(jī)葉片、塔筒等結(jié)構(gòu)破壞的主要原因[4]。海上風(fēng)力機(jī)因建成及運(yùn)營(yíng)年代相對(duì)較短，暫時(shí)未見到臺(tái)風(fēng)引起風(fēng)力機(jī)倒塌等重大事故的報(bào)道，但臺(tái)風(fēng)環(huán)境下的海上風(fēng)力機(jī)，除要遭受更大的強(qiáng)風(fēng)，還要面對(duì)極端海浪的威脅，若發(fā)生偏航系統(tǒng)失效，其破壞甚至倒塌的風(fēng)險(xiǎn)更高，因此對(duì)海上風(fēng)力機(jī)在臺(tái)風(fēng)環(huán)境下的偏航失效時(shí)響應(yīng)進(jìn)行分析十分必要。

風(fēng)力機(jī)所受載荷與風(fēng)力機(jī)的狀態(tài)（風(fēng)力機(jī)偏航角、葉片槳距角、葉片停機(jī)位置）以及風(fēng)、浪的強(qiáng)度、方向有關(guān)。當(dāng)臺(tái)風(fēng)風(fēng)速高于風(fēng)力機(jī)切出風(fēng)速時(shí)，風(fēng)力機(jī)順槳停機(jī)。偏航系統(tǒng)正常時(shí)，風(fēng)力機(jī)風(fēng)輪可實(shí)現(xiàn)風(fēng)力機(jī)實(shí)時(shí)對(duì)風(fēng)并使葉片處于順槳狀態(tài)，此時(shí)風(fēng)輪所受風(fēng)載荷的大小與葉片的停機(jī)位置基本無關(guān)[5]，葉片的停機(jī)位置只對(duì)塔筒上風(fēng)載荷分布及其響應(yīng)造成一定程度的影響[6-7]。然而，當(dāng)風(fēng)力機(jī)偏航系統(tǒng)失效時(shí)，無法實(shí)現(xiàn)風(fēng)力機(jī)實(shí)時(shí)對(duì)風(fēng)，風(fēng)輪受到的風(fēng)載荷將顯著增大，結(jié)構(gòu)破壞概率顯著增加。

目前風(fēng)力機(jī)偏航失效時(shí)響應(yīng)研究主要考慮風(fēng)力機(jī)偏航角和葉片槳距角這兩個(gè)參數(shù)的影響[6，8-9]。相關(guān)研究表明，風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)各部分響應(yīng)及整體穩(wěn)定性對(duì)偏航角和槳距角變化十分敏感。偏航角為0°時(shí)，葉片與塔筒的干涉作用最為明顯；偏航角為45°時(shí)，風(fēng)力機(jī)體系的穩(wěn)定性能最為不利[9]。此外，通過對(duì)偏航失效時(shí)處于不同槳距角的風(fēng)力機(jī)進(jìn)行動(dòng)力分析，發(fā)現(xiàn)當(dāng)槳距角處于90°時(shí)，風(fēng)力機(jī)在±90°偏航范圍內(nèi)的結(jié)構(gòu)響應(yīng)總體較小，有利于風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)安全[6，8]。

上述研究在考慮偏航失效時(shí)大多忽略了停機(jī)位置這一因素的影響。與正常狀態(tài)不同，當(dāng)偏航系統(tǒng)失效時(shí)，風(fēng)力機(jī)無法對(duì)風(fēng)，處于不同停機(jī)位置時(shí)葉片的風(fēng)攻角會(huì)隨風(fēng)向改變而變化，且變化范圍較大，因此風(fēng)力機(jī)所受氣動(dòng)載荷及響應(yīng)會(huì)受到顯著影響[10]。對(duì)比分析不同停機(jī)位置下風(fēng)力機(jī)的響應(yīng)結(jié)果，有利于優(yōu)化臺(tái)風(fēng)期間的停機(jī)策略，因此開展偏航失效時(shí)導(dǎo)管架式海上風(fēng)力機(jī)在不同停機(jī)位置下的響應(yīng)分析十分必要。

本文以目前廣泛采用的5 MW導(dǎo)管架式海上風(fēng)力機(jī)為研究對(duì)象，通過模擬隨機(jī)風(fēng)浪場(chǎng)，利用風(fēng)力機(jī)計(jì)算分析軟件FAST對(duì)偏航失效工況建立數(shù)值模型，對(duì)風(fēng)力機(jī)停機(jī)時(shí)處于±90°偏航角范圍內(nèi)風(fēng)力機(jī)的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行計(jì)算，對(duì)比了停機(jī)位置對(duì)葉片、塔筒及下部結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)極值的影響。研究結(jié)論可為海上風(fēng)力機(jī)應(yīng)對(duì)臺(tái)風(fēng)等極端環(huán)境的停機(jī)策略以及抗臺(tái)風(fēng)設(shè)計(jì)提供一定的參考。

1 風(fēng)力機(jī)模型及工況設(shè)置

1.1 風(fēng)力機(jī)模型

采用美國(guó)國(guó)家可再生能源實(shí)驗(yàn)室（NREL）提供的5 MW海上風(fēng)力機(jī)標(biāo)準(zhǔn)機(jī)型[11]，如圖1所示，葉片長(zhǎng)61.5 m，葉輪直徑126 m。過渡段為高于海平面16 m的混凝土平臺(tái)，長(zhǎng)寬高為 9.6m×9.6m×4m。下部支撐系統(tǒng)為導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)，所用鋼材材料與塔筒一致。另外，考慮到本文主要關(guān)注點(diǎn)在于停機(jī)位置及偏航角對(duì)風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響，在建模時(shí)忽略樁土相互作用，將導(dǎo)管架底部與海床固接。表1和表2列出了該風(fēng)力機(jī)及支撐結(jié)構(gòu)的主要參數(shù)。

圖1 NREL 5 MW導(dǎo)管架式海上風(fēng)力機(jī)模型Fig. 1 NREL 5 MW OC4-jacket supported OWT model

表1 5 MW導(dǎo)管架式海上風(fēng)力機(jī)主要參數(shù)Table 1 Main properties of 5 MW OC4-jacket supported OWT

表2 風(fēng)力機(jī)支撐系統(tǒng)模態(tài)及頻率信息Table 2 Mode and frequency information of the OWT support structure

1.2 工況設(shè)置

圖2為該5 MW導(dǎo)管架式海上風(fēng)力機(jī)偏航失效狀態(tài)示意圖。風(fēng)力機(jī)偏航系統(tǒng)失效后，因無法實(shí)現(xiàn)風(fēng)力機(jī)實(shí)時(shí)對(duì)風(fēng)，來流風(fēng)向改變時(shí)會(huì)與風(fēng)力機(jī)旋轉(zhuǎn)軸形成偏航角。本文通過固定風(fēng)向、改變風(fēng)力機(jī)機(jī)艙角度來實(shí)現(xiàn)不同偏航角工況，偏航角 θ范圍為?90°～90°、間隔15°，槳距角始終保持90°順槳狀態(tài)[8]。對(duì)于風(fēng)力機(jī)停機(jī)方式，目前市場(chǎng)商用機(jī)型既有采用停擺策略也有采用空轉(zhuǎn)策略，兩種停機(jī)方式區(qū)別在于停機(jī)時(shí)是否限制風(fēng)力機(jī)葉片的轉(zhuǎn)動(dòng)?？紤]到三葉片風(fēng)力機(jī)的對(duì)稱性，如圖3所示以葉片1的方位角為參照，設(shè)置停擺狀態(tài) β=0?、 β=90、 β=180?以及空轉(zhuǎn)狀態(tài)4種停機(jī)位置工況。

圖2 海上風(fēng)力機(jī)偏航失效示意圖Fig. 2 Failure state of the yaw control system of OWTs

圖3 風(fēng)力機(jī)葉片停機(jī)位置圖Fig. 3 Parking positions of the OWT blades

我國(guó)南海海域遼闊、風(fēng)能資源豐富，本文研究風(fēng)力機(jī)假定位于南海潿洲島附近海域?；谠摵Ｓ蚝Ｑ笳緦?shí)測(cè)數(shù)據(jù)，周道成[12]利用Gumbel-logistic模型考慮了風(fēng)、浪之間的相關(guān)性，對(duì)年極值風(fēng)速和有效波高的聯(lián)合分布進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，得到了不同重現(xiàn)期下極值風(fēng)速與有效波高的組合。利用其研究結(jié)果，以該海域50年重現(xiàn)期下的風(fēng)、浪強(qiáng)度作為各工況的環(huán)境載荷，其中10 m高度處風(fēng)速為39.92 m/s，有效波高為10.47 m。風(fēng)和浪均以最不利方向，即平行于導(dǎo)管架對(duì)角線方向[13]，作用于風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)。

2 氣動(dòng)載荷與水動(dòng)載荷計(jì)算

2.1 風(fēng)場(chǎng)的模擬及氣動(dòng)載荷計(jì)算

選用三維隨機(jī)脈動(dòng)風(fēng)場(chǎng)來計(jì)算風(fēng)力機(jī)葉片及塔筒所受氣動(dòng)載荷。順風(fēng)向風(fēng)速由平均風(fēng)速和脈動(dòng)風(fēng)速疊加而成：。以風(fēng)力機(jī)輪轂處為參考點(diǎn)，采用指數(shù)平均風(fēng)剖面：

式中：Vhub為風(fēng)力機(jī)輪轂高度處的平均風(fēng)速；Hhub為輪轂高度，Hhub= 90 m；α為 風(fēng)剖面指數(shù)，取α=0.11。

脈動(dòng)風(fēng)速通過國(guó)際電工技術(shù)委員會(huì)（IEC）規(guī)范[14]推薦的Kaimal譜求得：

式中：Sk(f)為 脈動(dòng)風(fēng)速功率譜密度；下標(biāo)k為風(fēng)向變量，可分別表示順風(fēng)向u、 橫風(fēng)向v及 豎向w； σk為脈動(dòng)均方根；Lk為積分尺度參數(shù)。選用極端風(fēng)速模型，σk和Lk取值如下：

考慮到風(fēng)速的空間相關(guān)性，兩空間點(diǎn)風(fēng)速互功率密度函數(shù)Sij(f)表示為：

式中：Sii(f)、Sjj(f)分 別為空間i,j兩點(diǎn)處的自功率譜密度函數(shù)； Coh(f,i,j) 分 別為空間i,j兩點(diǎn)處的空間相干函數(shù)，取IEC規(guī)范推薦表達(dá)式：

式中：a為相干衰減參數(shù)，取a=12；r為空間兩點(diǎn)距離；LC為 相干尺度參數(shù)，取LC=340.2。圖4為模擬生成的輪轂高度處順風(fēng)向風(fēng)速樣本時(shí)程及其功率譜，與目標(biāo)譜擬合良好。

圖4 輪轂高度處順風(fēng)向風(fēng)速時(shí)程及功率譜Fig. 4 Time history and PSD of the alongwind wind speed at the hub height

對(duì)于處于停機(jī)狀態(tài)的風(fēng)力機(jī)，葉素上受到的升力FL與 阻力FD由垂直于葉片長(zhǎng)度方向的風(fēng)速UR和升力系數(shù)CL(α)與 阻力系數(shù)CD(α)確定：

式中：ρ為空氣密度；c為葉素弦長(zhǎng)；CL(α)、CD(α)分別為升、阻力系數(shù)，其為攻角α的函數(shù)，取值可參考文獻(xiàn)[11]中的5 MW風(fēng)力機(jī)翼型信息表。

同理塔筒單位長(zhǎng)度上的氣動(dòng)力由下式得到：

式中：d(z) 為 塔筒直徑；CTD(z)為塔筒截面阻力系數(shù)；CTL(z)為 塔筒截面升力系數(shù)；Uz為垂直于塔筒高度方向風(fēng)速。

2.2 波浪場(chǎng)模擬及氣水動(dòng)載荷計(jì)算

采用目前國(guó)內(nèi)外廣泛使用的JONSWAP譜模擬波浪場(chǎng)，此海浪譜由“聯(lián)合北海波浪計(jì)劃（The Joint North Sea Wave Project）”提出。IEC規(guī)范所推薦該譜的形式如下：

式中：Hs為 有效波高；Tp為譜峰周期，Tp=1/fp；γ為譜峰升高因子；σ為峰形系數(shù)。γ 和 σ 表達(dá)式如下：

此外，以往的工程實(shí)踐中，?；贏iry線性波理論來求解波浪運(yùn)動(dòng)方程，模擬生成不規(guī)則海浪。然而Marino等[15]的研究表明，采用線性波理論計(jì)算波浪載荷會(huì)低估風(fēng)力機(jī)的極端響應(yīng)，并不適用于中等程度以上海況。尤其對(duì)于風(fēng)力機(jī)停機(jī)工況，氣動(dòng)阻尼僅為運(yùn)行狀態(tài)的十分之一，海浪的非線性成分對(duì)風(fēng)力機(jī)響應(yīng)的影響更為顯著。因此為了更真實(shí)地模擬導(dǎo)管架所處的有限水深范圍內(nèi)的波浪場(chǎng)，本文采用二階非線性不規(guī)則波浪模型[16]來求解水質(zhì)點(diǎn)的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)。圖5為模擬生成的海浪波高樣本時(shí)程及其功率譜，與目標(biāo)譜擬合良好。

圖5 海浪波高時(shí)程及功率譜Fig. 5 Time history and PSD of the wave height

對(duì)于構(gòu)件直徑D與波長(zhǎng)L之比小于0.2的導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)，波浪載荷采用Morison方程[17]計(jì)算?？紤]到固-液相互作用及導(dǎo)管架構(gòu)件的空間傾斜，作用在構(gòu)件單位長(zhǎng)度上的波浪力f為：

式中：f=fxi+fyj+fzk； ρw為海水密度；U為垂直于構(gòu)件軸線方向的水質(zhì)點(diǎn)相對(duì)速度矢量，U=e×(u×e)（其中e為構(gòu)件的單位方向矢量，u為水質(zhì)點(diǎn)相對(duì)于構(gòu)件運(yùn)動(dòng)的速度矢量）；CD為拖曳力系數(shù)，取CD=1；CM為慣性力系數(shù)，取CM=2。

3 動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算及結(jié)果分析

涉及風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的參數(shù)包括葉根彎矩、風(fēng)輪力矩、塔筒彎矩以及導(dǎo)管架基礎(chǔ)各響應(yīng)量等，其極值是影響風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵參數(shù)。對(duì)4種停機(jī)位置下?90°～90°偏航范圍內(nèi)（13個(gè)偏航角度）共52種工況進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，每種工況計(jì)算6個(gè)30 min樣本時(shí)程，取各工況下樣本時(shí)程極值的均值作為響應(yīng)統(tǒng)計(jì)量，研究其在偏航失效狀態(tài)下的變化規(guī)律。

3.1 葉根彎矩

圖6為偏航失效時(shí)不同停機(jī)位置下風(fēng)力機(jī)葉根彎矩極值。通過對(duì)比分析，得出偏航失效時(shí)偏航角度及停機(jī)位置對(duì)風(fēng)力機(jī)葉片響應(yīng)的影響：1）發(fā)生偏航失效后，葉片的葉根彎矩驟增，其值最高可達(dá)正常狀態(tài)下（ θ=0?）的6倍，極大地增加了葉片折斷的概率，可見偏航系統(tǒng)在極端環(huán)境下穩(wěn)定運(yùn)行的重要性。2）葉片的停機(jī)位置對(duì)結(jié)果影響顯著。對(duì)于單個(gè)葉片來說，處于豎直狀態(tài)的葉片（圖6a、圖6c葉片1）所受葉根彎矩最大；處于水平狀態(tài)的葉片（圖6b葉片1）所受葉根彎矩最小，且偏航角改變基本不影響其葉根彎矩。在整個(gè)偏航范圍內(nèi)，從三個(gè)葉片整體受力來看，當(dāng)葉片方位角處于0°時(shí)，對(duì)風(fēng)力機(jī)葉片最為不利；當(dāng)葉片方位角處于90°或空轉(zhuǎn)狀態(tài)時(shí)，風(fēng)力機(jī)葉片受力相對(duì)較小，應(yīng)對(duì)偏航失效狀況較為有利。

圖6 偏航失效時(shí)不同停機(jī)位置下葉根彎矩極值Fig. 6 Maximum bending moment of the blade root under different parking positions with yaw control system failure

另外，可發(fā)現(xiàn)當(dāng)偏航角處于±30°左右時(shí)，葉根彎矩的響應(yīng)結(jié)果有明顯突變（如圖6a中葉片1在30°偏航角下的葉根彎矩響應(yīng)極值等）。選取葉片三分之二處的NACA64翼型段，輸出其在30°偏航角工況下的葉片攻角時(shí)程（圖7），可見攻角在10°～40°范圍附近波動(dòng)。結(jié)合5 MW風(fēng)力機(jī)葉片翼型的升力系數(shù)（圖8），可知其攻角范圍處于NACA64翼型升力系數(shù)失速段，因 ??CL/?α過大導(dǎo)致葉片出現(xiàn)負(fù)的氣動(dòng)阻尼，由此造成葉片氣彈失穩(wěn)，從而引起葉根彎矩值突變。

圖7 葉片1的NACA64翼型的攻角時(shí)程Fig. 7 Time history of the attack angle for the NACA64 airfoil of blade 1

圖8 5 MW風(fēng)力機(jī)葉片各翼型升力系數(shù)Fig. 8 Lift coefficients of different blade airfoils of the 5 MW OWT

3.2 風(fēng)輪力矩

圖9 為偏航失效時(shí)不同停機(jī)位置下風(fēng)力機(jī)風(fēng)輪俯仰力矩和偏航力矩極值?？梢钥闯觯~片停機(jī)位置對(duì)風(fēng)力機(jī)風(fēng)輪所受的俯仰力矩影響顯著：當(dāng)葉片處于0°、180°方位角和空轉(zhuǎn)狀態(tài)時(shí)，其俯仰力矩在0°偏航角附近異號(hào)，且幅值波動(dòng)較大；當(dāng)葉片處于90°方位角時(shí)，其俯仰力矩在整個(gè)偏航范圍內(nèi)幅值較小，更有利于輪轂安全。此外，當(dāng)葉片處于90°、180°方位角和空轉(zhuǎn)狀態(tài)時(shí)，偏航力矩在0°偏航角附近異號(hào)，對(duì)于采用無源抗臺(tái)風(fēng)策略的風(fēng)力機(jī)來說，有利于風(fēng)輪在偏航力矩下回轉(zhuǎn)到順槳位置附近，可有效降低風(fēng)輪載荷。

圖9 偏航失效時(shí)不同停機(jī)位置下風(fēng)輪俯仰力矩和偏航力矩極值Fig. 9 Maximum values of the pitch and yaw moments of the OWT rotor under different parking positions with yaw control system failure

3.3 塔底彎矩

塔筒彎矩是風(fēng)力機(jī)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵控制參數(shù)。圖10為偏航失效時(shí)不同停機(jī)位置下風(fēng)力機(jī)塔底彎矩極值，可以發(fā)現(xiàn)：1）對(duì)于順風(fēng)向塔底彎矩，其值在偏航正常（ θ=0?） 時(shí)最小，且隨偏航角 θ絕對(duì)值增大而增大，最高可達(dá)正常值的2.4倍，可見偏航系統(tǒng)失效對(duì)塔筒響應(yīng)影響很大。2）對(duì)于橫風(fēng)向塔底彎矩，其值隨著偏航角 θ絕對(duì)值增大呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，在偏航角θ=±90?時(shí)達(dá)到最小值。3）葉片停機(jī)位置對(duì)順風(fēng)向響應(yīng)的影響：當(dāng)偏航角在±45°范圍內(nèi)時(shí)，影響較??；超過這一范圍后，葉片停機(jī)位置對(duì)響應(yīng)結(jié)果影響顯著（0°方位角最大，90°方位角與空轉(zhuǎn)次之，180°方位角最小）。葉片停機(jī)位置對(duì)橫風(fēng)向的響應(yīng)影響則剛好相反：當(dāng)偏航角較小時(shí)，停機(jī)位置的響應(yīng)結(jié)果差異較大；當(dāng)偏航角超過±60°范圍后，停機(jī)位置對(duì)響應(yīng)結(jié)果的影響較小。4）對(duì)于風(fēng)力機(jī)塔底總彎矩，其值在偏航角處于?60?～?90?或 60?～90?時(shí)達(dá)到最大；在整個(gè)偏航范圍內(nèi)，采用空轉(zhuǎn)或者葉片方位角處于90°停機(jī)位置的停擺策略時(shí)，風(fēng)力機(jī)塔底總彎矩相對(duì)較小，應(yīng)對(duì)偏航故障狀態(tài)最為有利。

圖10 偏航失效時(shí)不同停機(jī)位置下風(fēng)力機(jī)塔底彎矩極值Fig. 10 Maximum bending moment of the tower base under different parking positions with yaw control system failure

3.4 下部結(jié)構(gòu)響應(yīng)

對(duì)于傳統(tǒng)的導(dǎo)管架式海上油氣平臺(tái)等海工結(jié)構(gòu)物，其上部結(jié)構(gòu)受風(fēng)模式較為固定，且主要由海浪載荷控制。而海上風(fēng)力機(jī)作為一種利用風(fēng)能的捕風(fēng)機(jī)構(gòu)，其風(fēng)載荷的大小與風(fēng)力機(jī)的狀態(tài)密切相關(guān)。對(duì)于導(dǎo)管架式海上風(fēng)力機(jī)，其導(dǎo)管架基礎(chǔ)不僅承受下部海浪的作用，而且還受到風(fēng)力機(jī)上部結(jié)構(gòu)所傳遞的復(fù)雜風(fēng)載荷。選取偏航正常（ θ=0?） 及偏航失效（ θ=90?）兩種狀態(tài)下導(dǎo)管架的響應(yīng)結(jié)果進(jìn)行比較，表3給出了風(fēng)、浪及其聯(lián)合作用下導(dǎo)管架基礎(chǔ)平臺(tái)中心點(diǎn)位移及基底剪力、彎矩極值，可以看出：1）對(duì)于平臺(tái)位移和基底彎矩，因風(fēng)載荷作用力臂更長(zhǎng)，故風(fēng)載荷的貢獻(xiàn)要大于浪載荷；風(fēng)浪聯(lián)合作用下、風(fēng)力機(jī)偏航系統(tǒng)正常時(shí)，因風(fēng)、浪載荷的隨機(jī)性，平臺(tái)位移和基底彎矩極值要低于風(fēng)、浪單獨(dú)作用極值之和，且此時(shí)葉片的停機(jī)位置對(duì)結(jié)果影響較??；但若偏航系統(tǒng)失效，順風(fēng)向風(fēng)載荷變大，平臺(tái)位移和基底彎矩分別增至正常狀態(tài)的1.82和1.65倍，此時(shí)葉片停機(jī)位置對(duì)結(jié)果影響較為明顯。2）對(duì)于基底剪力，浪載荷的貢獻(xiàn)略高于風(fēng)載荷；與平臺(tái)位移類似，風(fēng)浪聯(lián)合作用下、偏航系統(tǒng)正常時(shí)，葉片的停機(jī)位置對(duì)結(jié)果影響較小；但若偏航系統(tǒng)失效，葉片停機(jī)位置對(duì)結(jié)果影響較為明顯，剪力值可增至正常狀態(tài)的1.24倍。

表3 導(dǎo)管架基礎(chǔ)平臺(tái)位移及基底響應(yīng)極值Table 3 Maximum values of the platform displacement and base response of the jacket

導(dǎo)管架基礎(chǔ)多為群樁結(jié)構(gòu)，在傾覆力矩的作用下，上風(fēng)側(cè)樁基礎(chǔ)將承受較大的上拔力。圖11為偏航正常與失效狀態(tài)時(shí)不同停機(jī)位置下，導(dǎo)管架各支撐腿根部所受軸力和剪力極值。對(duì)于軸力，支撐腿1以受拉為主，其余各支撐腿以受壓為主。由于受到傾覆力矩作用，支撐腿1和支撐腿3所受的軸力要遠(yuǎn)大于支撐腿2、支撐腿4，且偏航失效時(shí)其軸力顯著增加，支撐腿1所受拉力可增至正常狀態(tài)的1.91倍，支撐腿3所受壓力可增至正常狀態(tài)的1.51倍，對(duì)基礎(chǔ)安全造成嚴(yán)重威脅。對(duì)于剪力，各導(dǎo)管架支撐腿差別不大，停機(jī)位置、偏航狀態(tài)對(duì)其結(jié)果影響相對(duì)較小。

圖11 不同停機(jī)位置下導(dǎo)管架支撐腿底部軸力與剪力極值Fig. 11 Maximum axial and shear forces at the bottom of the jacket leg under different parking positions

4 結(jié)論

針對(duì)海上風(fēng)力機(jī)臺(tái)風(fēng)環(huán)境下偏航失效的極端工況，通過模擬隨機(jī)風(fēng)、浪，對(duì)±90°偏航范圍內(nèi)處于不同停機(jī)位置的導(dǎo)管架式海上風(fēng)力機(jī)進(jìn)行動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算，分析了風(fēng)力機(jī)葉片、塔筒及下部結(jié)構(gòu)響應(yīng)隨偏航角的變化規(guī)律以及停機(jī)位置對(duì)響應(yīng)結(jié)果的影響。研究結(jié)果表明：

1）風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)各部分響應(yīng)對(duì)偏航角的變化十分敏感。偏航系統(tǒng)失效時(shí)，風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)各部分響應(yīng)驟增，部分偏航角下甚至?xí)霈F(xiàn)氣彈失穩(wěn)現(xiàn)象，大大增加了風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)的破壞概率。當(dāng)偏航角處于?90?～?60?或 60?～90?附近時(shí)，風(fēng)力機(jī)塔筒所受響應(yīng)值最大，在海上風(fēng)力機(jī)抗臺(tái)風(fēng)設(shè)計(jì)中應(yīng)引起足夠注意。

2）停機(jī)位置對(duì)于風(fēng)力機(jī)葉片、風(fēng)輪及塔筒的響應(yīng)影響顯著。在整個(gè)偏航范圍內(nèi)，采用空轉(zhuǎn)策略或者葉片方位角處于90°停機(jī)位置的停擺策略時(shí)，風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)各部分響應(yīng)值相對(duì)較小，應(yīng)對(duì)偏航故障狀態(tài)最為有利。

3）不同于傳統(tǒng)受海浪載荷控制的導(dǎo)管架石油平臺(tái)等海工結(jié)構(gòu)，導(dǎo)管架式海上風(fēng)力機(jī)受風(fēng)、浪載荷的聯(lián)合控制。對(duì)于導(dǎo)管架基礎(chǔ)平臺(tái)位移及基底彎矩，風(fēng)載荷的貢獻(xiàn)要大于浪載荷。當(dāng)風(fēng)力機(jī)偏航系統(tǒng)失效時(shí)，會(huì)大大增加導(dǎo)管架基礎(chǔ)管樁受到的拉拔力。因此在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)充分考慮極端環(huán)境下風(fēng)力機(jī)上部結(jié)構(gòu)可能出現(xiàn)的偏航故障對(duì)其造成的影響。