李青，張禮賢，高山,3，王濱,3，施偉，李昕

(1.中國(guó)電建集團(tuán)華東勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，浙江 杭州，311122；2.大連理工大學(xué) 深海工程研究中心，遼寧 大連，116024；3.浙江省深遠(yuǎn)海風(fēng)電技術(shù)研究重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，浙江 杭州，311122；4.大連理工大學(xué) 水利工程學(xué)院，遼寧 大連，116024)

目前，隨著化石能源的不斷消耗以及帶來(lái)的環(huán)境問(wèn)題，海洋可再生能源的發(fā)展愈發(fā)受到關(guān)注[1]。世界各國(guó)紛紛制定相關(guān)政策鼓勵(lì)和發(fā)展海洋可再生能源。中國(guó)作為海洋大國(guó)，海洋可再生能源尤其是海上風(fēng)能資源十分豐富，預(yù)計(jì)到2030年中國(guó)風(fēng)電、太陽(yáng)能發(fā)電總裝機(jī)容量達(dá)12 億kW 以上[2]。發(fā)展海上風(fēng)電是我國(guó)實(shí)現(xiàn)2030年碳達(dá)峰和2060年碳中和的重要途徑。而截至2020年，我國(guó)海上風(fēng)電總裝機(jī)容量?jī)H為989 萬(wàn)kW[3]，發(fā)展前景十分廣闊。海上風(fēng)電的基礎(chǔ)型式主要分為固定式[4-5]以及漂浮式[6-7]。隨著我國(guó)近淺海風(fēng)電開(kāi)發(fā)的飽和，海上風(fēng)電開(kāi)發(fā)逐漸向深遠(yuǎn)海發(fā)展。固定式海上風(fēng)機(jī)隨著水深增加而會(huì)產(chǎn)生結(jié)構(gòu)不穩(wěn)定、成本較高等問(wèn)題，無(wú)法滿足經(jīng)濟(jì)性開(kāi)發(fā)的要求。漂浮式海上風(fēng)電開(kāi)發(fā)成為深海風(fēng)電開(kāi)發(fā)的最佳選擇。

漂浮式海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)型式主要分為半潛式[8](semi)、單柱式[9](spar)、張力腿式[10](TLP)以及駁船式[11](barge)。其中半潛式風(fēng)機(jī)由于其適用水深范圍廣、錨泊系統(tǒng)安裝成本低等優(yōu)勢(shì)在漂浮式海上風(fēng)電開(kāi)發(fā)中占有重要的地位。當(dāng)前，國(guó)際較為成熟的漂浮式海上風(fēng)電平臺(tái)概念設(shè)計(jì)方案主要有OC4-DeepCwind 半潛漂浮式平臺(tái)[12]、Braceless 半潛漂浮式平臺(tái)[13]、Windfloat 半潛浮式平臺(tái)[14]以及福島V型半潛浮式概念設(shè)計(jì)[15]等。基于DeepCwind項(xiàng)目，美國(guó)緬因大學(xué)(UoM)和可能生能源實(shí)驗(yàn)室(NREL)聯(lián)合提出OC4-DeepCwind 半潛浮式風(fēng)機(jī)概念設(shè)計(jì)方案[16]。OC4-DeepCwind 半潛浮式風(fēng)機(jī)模型成為國(guó)際能源署(IEA) Windtask 30(OC4 to OC6)研究基準(zhǔn)模型，采用數(shù)值模型和物理模型試驗(yàn)的方法，探究OC4-DeepCwind 半潛浮式風(fēng)機(jī)的耦合動(dòng)力響應(yīng)機(jī)理。LUAN 等[13]基于NREL 5 MW 風(fēng)機(jī)，提出Braceless 半潛浮式風(fēng)機(jī)概念設(shè)計(jì)方案，并分析穩(wěn)性以及耦合動(dòng)力響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)Braceless 半潛浮式風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)安全，動(dòng)力性能較為優(yōu)異。KARIMIRAD等[17]基于福島半潛浮式風(fēng)機(jī)概念設(shè)計(jì)方案，提出V 型半潛浮式風(fēng)機(jī)概念設(shè)計(jì)方案，并開(kāi)展不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下的V 型半潛浮式風(fēng)機(jī)穩(wěn)性分析，得出最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)，并開(kāi)展風(fēng)浪耦合作用下V型半潛浮式風(fēng)機(jī)的耦合動(dòng)力響應(yīng)分析。

在眾多半潛漂浮式海上風(fēng)機(jī)的概念設(shè)計(jì)方案中，Windfloat半潛浮式風(fēng)機(jī)水動(dòng)力性能較為優(yōu)異，適用范圍較廣。該半潛浮式風(fēng)機(jī)于2011年在葡萄牙海域下水，連續(xù)運(yùn)行5 a，正常運(yùn)行工況以及極端工況下運(yùn)行性能良好。2020年葡萄牙政府宣布3臺(tái)搭載Vestas 8.4 MW的Windfloat半潛浮式風(fēng)機(jī)[18]正式并網(wǎng)發(fā)電運(yùn)行。RODDIER 等[14]基于設(shè)計(jì)的Windfloat 半潛浮式平臺(tái)，搭載NREL 5 MW 風(fēng)機(jī)，開(kāi)展Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)的物理模型研究，并在Timefloat-FAST聯(lián)合仿真軟件中建立耦合數(shù)值模型進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)運(yùn)動(dòng)性能較為優(yōu)異。MORENO等[19]基于Windfloat半潛浮式風(fēng)機(jī)，開(kāi)展垂蕩板的阻尼效應(yīng)模型試驗(yàn)研究，探究了垂蕩板六邊形結(jié)構(gòu)與圓形結(jié)構(gòu)型式對(duì)Windfloat 浮式基礎(chǔ)垂蕩性能的影響，發(fā)現(xiàn)不同結(jié)構(gòu)型式的垂蕩板水動(dòng)力性能表現(xiàn)較為相似，阻尼系數(shù)最大相差8%。LI等[20]基于Windfloat半潛浮式平臺(tái)，設(shè)計(jì)了Hexsemi半潛浮式平臺(tái)，基于計(jì)算流體力學(xué)方法(CFD)開(kāi)展Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)與Hexsemi半潛浮式風(fēng)機(jī)垂蕩方向的阻尼分析，并基于FAST 開(kāi)展2 種型式風(fēng)機(jī)的耦合動(dòng)力響應(yīng)對(duì)比，發(fā)現(xiàn)Hexsemi半潛浮式風(fēng)機(jī)在動(dòng)力性能方面表現(xiàn)較為優(yōu)異。

以上研究重點(diǎn)針對(duì)Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)的時(shí)域動(dòng)力響應(yīng)，較少研究Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)的頻域下的水動(dòng)力性能表現(xiàn)。我國(guó)漂浮式海上風(fēng)電開(kāi)發(fā)處于起步階段，基于Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)分析不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下的漂浮式海上風(fēng)機(jī)水動(dòng)力性能，探究不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)穩(wěn)性、附加質(zhì)量、輻射阻尼以及一階波浪激勵(lì)力的影響，對(duì)于未來(lái)漂浮式海上風(fēng)電概念設(shè)計(jì)階段具有重要的意義。

本文作者基于勢(shì)流理論，采用面元法，基于SESAM建立不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下的Windfloat半潛浮式平臺(tái)線性頻域水動(dòng)力數(shù)值模型，開(kāi)展不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下的Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)的頻域水動(dòng)力性能分析，探究不同立柱直徑、立柱間距以及吃水下，Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)穩(wěn)性、附加質(zhì)量、輻射阻尼以及一階波浪激勵(lì)力的變化規(guī)律，以期為我國(guó)漂浮式海上風(fēng)機(jī)平臺(tái)設(shè)計(jì)提供參考。

1 模型簡(jiǎn)介

Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)主要由3 根立柱、連接立柱的撐桿以及垂蕩板組成(圖1)，風(fēng)機(jī)安裝在其中一個(gè)立柱上。風(fēng)力發(fā)電機(jī)組采用的是美國(guó)可再生能源開(kāi)發(fā)的5 MW海上風(fēng)力發(fā)電機(jī)組，為三葉片型式，采用變速變槳控制策略。Windfloat 半潛浮式平臺(tái)相關(guān)參數(shù)如表1所示。

圖1 Windfloat半潛浮式風(fēng)機(jī)示意圖Fig.1 Diagram of Windfloat semisubmersible floating offshore wind turbine

表1 Windfloat半潛浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)參數(shù)Table 1 Parameters of Windfloat semisubmersible floating platform

本文重點(diǎn)針對(duì)Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)，研究立柱直徑、立柱間距以及平臺(tái)吃水深度對(duì)Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)的水動(dòng)力性能影響。針對(duì)每個(gè)不同的結(jié)構(gòu)參數(shù)，包含Windfloat 基礎(chǔ)模型一共分為3 組，其中立柱直徑間隔為1 m，吃水深度間隔為2 m，立柱間距間隔為5 m。不同模型對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示。

表2 不同模型對(duì)應(yīng)吃水深度、立柱直徑以及立柱間距Table 2 Different models with drafts,column diameters and column spaces

2 理論背景與數(shù)值計(jì)算模型

2.1 浮式風(fēng)機(jī)穩(wěn)性數(shù)值計(jì)算

由船舶初穩(wěn)性理論可知，當(dāng)船舶小角度(10°～15°)傾斜時(shí)，傾斜軸通過(guò)水面線的形心，平臺(tái)的初穩(wěn)性高度和回復(fù)力矩M分別根據(jù)下式進(jìn)行計(jì)算：

式中：H為穩(wěn)性高度；M為回復(fù)力矩；zB為浮心高度；zG為重心高度；g為重力加速度；IT為水線面慣性矩；V為排水體積；ρw為水的密度；θ為平臺(tái)傾斜角。

對(duì)于大傾角穩(wěn)性數(shù)值計(jì)算，考慮平臺(tái)傾斜后產(chǎn)生復(fù)原力矩阻止其傾覆的能力，本文基于Sesam HydroD stability穩(wěn)性數(shù)值計(jì)算模塊，計(jì)算不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下的平臺(tái)傾斜后的復(fù)原力矩-風(fēng)傾力矩曲線。

2.2 頻域水動(dòng)力數(shù)值計(jì)算理論

當(dāng)前，對(duì)于大型浮式結(jié)構(gòu)物，通常采用勢(shì)流理論[21]計(jì)算作用于浮式結(jié)構(gòu)物上的波浪荷載。勢(shì)流理論假定流體無(wú)黏、不可壓縮和無(wú)旋。勢(shì)流理論控制方程以及邊界條件均為線性化條件，為此，可將速度勢(shì)?(x，y，z，t)分解為

式中：x，y和z為空間坐標(biāo)分量；t為時(shí)間；?i(x，y，z，t)為入射波速度勢(shì)；?d(x，y，z，t)為繞射勢(shì)；?r(x，y，z，t)為輻射勢(shì)。入射勢(shì)?i的計(jì)算可由下式求得：

式中：A為波幅；ω為角頻率；h為水深；k為波數(shù)；β為波浪的傳播方向。

繞射勢(shì)與輻射勢(shì)可用如下控制方程和邊界條件求解：

式中：為第j階運(yùn)動(dòng)模態(tài)下的輻射勢(shì)；為物體上點(diǎn)的運(yùn)動(dòng)速度；為物面上某點(diǎn)的對(duì)應(yīng)運(yùn)動(dòng)模態(tài)j對(duì)應(yīng)的廣義法向矢量；表示第j的運(yùn)動(dòng)模態(tài)下的運(yùn)動(dòng)幅值；

2.3 頻域水動(dòng)力數(shù)值計(jì)算模型

在對(duì)不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)進(jìn)行水動(dòng)力數(shù)值分析時(shí)，首先在Genie中建立半潛浮式平臺(tái)的三維數(shù)值模型，并對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格劃分，隨后將數(shù)值模型導(dǎo)入HydroD進(jìn)行水動(dòng)力的數(shù)值計(jì)算。HydroD 為經(jīng)典水動(dòng)力數(shù)值計(jì)算軟件，其計(jì)算內(nèi)核為WADAM，具有功能多、計(jì)算精度高等優(yōu)點(diǎn)。值得注意的是，本文探究勢(shì)流理論模型下不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)半潛浮式平臺(tái)頻域水動(dòng)力包括附加質(zhì)量、輻射阻尼以及一階波浪激勵(lì)力的影響規(guī)律。對(duì)于立柱與垂蕩板，采用面元模型進(jìn)行建模，同時(shí)在垂蕩方向添加5%臨界阻尼對(duì)垂蕩板產(chǎn)生的阻尼進(jìn)行補(bǔ)充。撐桿部分為小尺度桿件，采用莫里森單元進(jìn)行建模。Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)的水動(dòng)力數(shù)值模型如圖2所示。

圖2 Windfloat半潛浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)水動(dòng)力數(shù)值模型Fig.2 Hydrodynamic model for Windfloat semisubmersible floating platform

為確定網(wǎng)格尺寸，基于Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)模型開(kāi)展不同網(wǎng)格尺寸下的頻域水動(dòng)力性能分析。圖3(a)所示為不同網(wǎng)格尺寸下的Windfloat半潛浮式風(fēng)機(jī)縱蕩方向附加質(zhì)量系數(shù)對(duì)比。

由圖3(a)可知：不同網(wǎng)格尺寸下，縱蕩方向附加質(zhì)量較一致，當(dāng)網(wǎng)格長(zhǎng)度為1.2 m時(shí)，縱蕩方向附加質(zhì)量較大。綜合考慮計(jì)算精度以及數(shù)值模擬時(shí)長(zhǎng)，最終確定頻域水動(dòng)力數(shù)值計(jì)算模型中的網(wǎng)格長(zhǎng)度為1 m。同時(shí)，為保證數(shù)值模型建模的準(zhǔn)確性，將基礎(chǔ)模型與文獻(xiàn)相關(guān)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比(圖3(b))。對(duì)比結(jié)果顯示，本文計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)結(jié)果較為接近，驗(yàn)證了本文頻域水動(dòng)力數(shù)值模型建模的準(zhǔn)確性。

圖3 Windfloat半潛浮式風(fēng)機(jī)網(wǎng)格收斂性分析與數(shù)值模擬驗(yàn)證Fig.3 Grid convergence analysis and numerical validation of Windfloat semisubmersible floating offshore wind turbine

3 結(jié)果與討論

3.1 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的穩(wěn)性對(duì)比

區(qū)別于傳統(tǒng)海洋平臺(tái)，浮式海上風(fēng)機(jī)為高聳柔性結(jié)構(gòu)，在額定風(fēng)速(11.4 m/s)下，風(fēng)機(jī)葉片承受的空氣動(dòng)力荷載遠(yuǎn)大于平臺(tái)以及塔筒風(fēng)荷載[22]。本文穩(wěn)性計(jì)算中，僅考慮正常運(yùn)行工況下作用于風(fēng)機(jī)葉片上的空氣動(dòng)力荷載所產(chǎn)生的風(fēng)傾力矩，且風(fēng)傾力矩為作用于輪轂處風(fēng)機(jī)最大推力與力臂的乘積，最大風(fēng)傾力矩為950 MN·m。不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下，風(fēng)傾力矩的力臂變化較小。在此，為方便對(duì)比，風(fēng)傾力矩選取統(tǒng)一值。若改變立柱直徑、立柱間距以及吃水深度等，則平臺(tái)的質(zhì)量、回轉(zhuǎn)半徑、回復(fù)剛度等參數(shù)將發(fā)生變化。表4所示為不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下的Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)參數(shù)對(duì)比。

由表4可見(jiàn)：隨立柱直徑增大，平臺(tái)垂蕩、橫搖以及縱搖方向回復(fù)剛度增大，結(jié)構(gòu)的靜平衡角減小，結(jié)構(gòu)的穩(wěn)性高度增大；吃水深度增加，Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)水線面面積不發(fā)生改變，結(jié)構(gòu)的靜水回復(fù)剛度變化較小，其穩(wěn)性高度有所降低；立柱間距增加，結(jié)構(gòu)在垂蕩方向的回復(fù)剛度變化較小，在橫搖以及縱搖方向的回復(fù)剛度增加，結(jié)構(gòu)的穩(wěn)性高度隨之增加。圖4所示為不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的Windfloat半潛浮式平臺(tái)的穩(wěn)性變化，結(jié)合表4和圖4可知，隨立柱直徑增加，結(jié)構(gòu)的穩(wěn)性不斷增加；而改變結(jié)構(gòu)吃水，結(jié)構(gòu)的穩(wěn)性變化較??；增加立柱間距，結(jié)構(gòu)的穩(wěn)性也得到了有效的增加。

圖4 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下的復(fù)原力矩變化Fig.4 Heeling moment of different structure parameters

表4 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的Windfloat半潛浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)參數(shù)對(duì)比Table 4 Comparison between different Windfloat semisubmersible floating platforms

3.2 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的水動(dòng)力性能對(duì)比

3.2.1 附加質(zhì)量與輻射阻尼

圖5 所示為不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下的Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)附加質(zhì)量與輻射阻尼系數(shù)，浮式風(fēng)機(jī)的附加質(zhì)量與輻射阻尼系數(shù)為6×6的矩陣，為廣義的質(zhì)量與輻射阻尼。由圖5可知：

圖5 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下結(jié)構(gòu)的附加質(zhì)量與輻射阻尼Fig.5 Added mass and radiation damping for different structure parameters

1) 若立柱直徑改變，則結(jié)構(gòu)的附加質(zhì)量與輻射阻尼變化較為明顯。隨立柱直徑增大，結(jié)構(gòu)在縱蕩方向的附加質(zhì)量和輻射阻尼系數(shù)增大；而對(duì)于垂蕩方向，立柱直徑增加，結(jié)構(gòu)的附加質(zhì)量系數(shù)減小，輻射阻尼在低頻范圍內(nèi)，隨直徑增加而增加，而在高頻范圍內(nèi)，結(jié)構(gòu)的輻射阻尼系數(shù)隨直徑增加而逐漸減小；結(jié)構(gòu)在縱搖方向附加質(zhì)量和輻射阻尼的變化基本一致。

2) 若吃水深度改變，則結(jié)構(gòu)的附加質(zhì)量變化較為明顯，輻射阻尼變化較小。隨著吃水深度增加，結(jié)構(gòu)在縱蕩方向的附加質(zhì)量增大，而輻射阻尼幾乎不受吃水深度改變的影響。在低頻范圍內(nèi)，吃水深度增加引起結(jié)構(gòu)垂蕩方向的附加質(zhì)量系數(shù)減小，而在高頻范圍內(nèi)，結(jié)構(gòu)的附加質(zhì)量系數(shù)隨吃水深度增加而增加；對(duì)于輻射阻尼，結(jié)構(gòu)的輻射阻尼系數(shù)隨吃水深度增加而減小?？v搖方向，結(jié)構(gòu)的附加質(zhì)量系數(shù)隨吃水深度增加而增加，而輻射阻尼系數(shù)的變化趨勢(shì)與垂蕩方向輻射阻尼的變化趨勢(shì)基本一致。

3) 若立柱間距改變，則Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)附加質(zhì)量與輻射阻尼在高頻范圍內(nèi)峰值發(fā)生偏移。隨著立柱間距增加，縱蕩方向附加質(zhì)量系數(shù)峰值對(duì)應(yīng)的頻率有一定的偏移趨勢(shì)，立柱間距越大，峰值向左偏移，輻射阻尼亦如此。低頻范圍內(nèi)，立柱直徑增加，結(jié)構(gòu)在垂蕩方向的附加質(zhì)量系數(shù)減小，而高頻范圍，結(jié)構(gòu)的附加質(zhì)量系數(shù)隨立柱間距增加而增加，同時(shí)峰值向左偏移；對(duì)于輻射阻尼，結(jié)構(gòu)的輻射阻尼系數(shù)隨吃水深度增加而減小?？v搖方向，結(jié)構(gòu)的附加質(zhì)量系數(shù)隨立柱間距增加而增加，輻射阻尼系數(shù)在高頻范圍內(nèi)隨立柱間距增加而增加，同時(shí)峰值向左偏移。

3.2.2 一階波浪激勵(lì)力

圖6 所示為不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下的Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)一階波浪力變化情況，在此僅給出0°波浪入射角下的一階波浪激勵(lì)力的對(duì)比。

由圖6可知：縱蕩方向的一階波浪激勵(lì)力隨立柱直徑增加而增加，而垂蕩與縱搖方向的一階波浪激勵(lì)力變化趨勢(shì)較為一致，在低頻范圍內(nèi)(0～0.4 rad/s)，結(jié)構(gòu)的一階波浪激勵(lì)力隨立柱直徑增加而增加，而在正常波浪周期范圍內(nèi)，結(jié)構(gòu)的一階波浪激勵(lì)力隨立柱直徑增加而減小。改變平臺(tái)吃水深度，縱蕩方向低頻范圍內(nèi)的一階波浪激勵(lì)力變化較大，高頻范圍幾乎不發(fā)生變化。而垂蕩與縱搖方向的一階波浪激勵(lì)力變化趨勢(shì)較為一致，在低頻范圍內(nèi)，結(jié)構(gòu)的一階波浪激勵(lì)力幾乎不發(fā)生變化，而在正常波浪周期范圍內(nèi)，結(jié)構(gòu)的一階波浪激勵(lì)力隨吃水增加而減小。改變立柱間距對(duì)縱蕩方向的一階波浪激勵(lì)力幅值影響不大，但隨著立柱間距增加，一階波浪激勵(lì)力的峰值向左偏移；垂蕩方向，當(dāng)頻率為0.4～0.7 rad/s 時(shí)，峰值隨立柱間距增大而減小，當(dāng)頻率大于0.7 rad/s時(shí)，其一階波浪激勵(lì)力隨立柱間距增大而增大；而對(duì)于縱搖方向，整個(gè)頻率范圍，一階波浪激勵(lì)力隨立柱間距增大而增大。

圖6 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下的一階波浪激勵(lì)力Fig.6 First-order wave excitation force for different structure parameters

4 結(jié)論

1) 立柱直徑與立柱間距增加，半潛漂浮式海上風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)的穩(wěn)性增加。立柱吃水深度增加，由于結(jié)構(gòu)的水線面面積不發(fā)生變化，結(jié)構(gòu)的穩(wěn)性沒(méi)有明顯的改變。

2) 立柱直徑的改變對(duì)平臺(tái)水動(dòng)力性能影響較為明顯，即縱蕩方向附加質(zhì)量、輻射阻尼與一階波浪激勵(lì)力增加，而垂蕩與縱搖方向，附加質(zhì)量系數(shù)減小，輻射阻尼與一階波浪激勵(lì)力在低頻范圍增加，高頻范圍內(nèi)減小。

3) 平臺(tái)吃水深度改變對(duì)平臺(tái)附加質(zhì)量改變較為明顯，對(duì)輻射阻尼與一階波浪激勵(lì)力影響較小?？v蕩方向附加質(zhì)量系數(shù)隨吃水深度增加而有所增加，垂蕩與縱搖方向的輻射阻尼系數(shù)在低頻范圍內(nèi)有所增加，高頻范圍內(nèi)減小。而一階波浪激勵(lì)力在低頻范圍內(nèi)變化不明顯，高頻范圍內(nèi)隨吃水深度增加而減小。

4) 立柱間距的改變影響結(jié)構(gòu)高頻范圍內(nèi)的峰值對(duì)應(yīng)頻率。Windfloat 半潛浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)的附加質(zhì)量、輻射阻尼與一階波浪激勵(lì)力高頻區(qū)域峰值隨立柱間距增加峰值向左偏移。