石兆彬, 楊 陽,2, 傅鍵斌, 房 方

(1． 寧波大學(xué) 海運(yùn)學(xué)院, 浙江寧波 315211; 2. 惠生(南通)重工有限公司, 江蘇南通 226001;3． 華北電力大學(xué) 新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 北京 100096)

到2020年底,全球海上風(fēng)電裝機(jī)容量已達(dá)到743 GW,相比2019年增長14%,未來,海上風(fēng)電的裝機(jī)容量還將繼續(xù)升高[1]。深海區(qū)域風(fēng)資源具有風(fēng)速高、儲(chǔ)量大和分布廣等優(yōu)點(diǎn),是未來海上風(fēng)電發(fā)展的重要方向,因此針對(duì)漂浮式風(fēng)力發(fā)電技術(shù)的相關(guān)研究受到了廣泛關(guān)注[2]。漂浮式風(fēng)電平臺(tái)包括半潛式、Spar和TLP平臺(tái)等,半潛式有著穩(wěn)定性高、安裝水深范圍大和初期投資少等優(yōu)點(diǎn),具有良好的應(yīng)用前景[3]。

對(duì)于半潛式風(fēng)電平臺(tái),國內(nèi)外學(xué)者開展了許多研究。宋兆波等[4]設(shè)計(jì)了10 MW大型風(fēng)力機(jī)半潛式風(fēng)電平臺(tái),通過SESAM模擬了平臺(tái)穩(wěn)定性,研究表明立柱間距、傾角及直徑以不同方式影響平臺(tái)穩(wěn)定性。張軻等[5]基于OC4-5 MWDeepCwind半潛式風(fēng)電平臺(tái),建立了兩浮艙式、三浮筒式和四浮筒式平臺(tái),并在AQWA中求解3種平臺(tái)在風(fēng)浪流聯(lián)合作用下的時(shí)域結(jié)果,結(jié)果發(fā)現(xiàn)兩浮艙式平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的最大值與平均值相對(duì)較小,三浮筒式和四浮筒式平臺(tái)更能抵抗流載荷的干擾。張洪建等[6]基于DeepCwind平臺(tái)設(shè)計(jì)了具有傾斜立柱的新型半潛式風(fēng)電平臺(tái),依據(jù)勢(shì)流理論對(duì)比分析2種平臺(tái)的水動(dòng)力性能,研究發(fā)現(xiàn)新平臺(tái)縱蕩、垂蕩與縱搖幅值響應(yīng)算子峰值明顯減小,垂蕩與縱搖響應(yīng)明顯降低。魏東澤等[7]設(shè)計(jì)了一種新型半潛式風(fēng)電平臺(tái),采用SESAM計(jì)算了平臺(tái)在風(fēng)浪聯(lián)合作用下水的動(dòng)力系數(shù)和時(shí)域動(dòng)力響應(yīng),結(jié)果表明平臺(tái)具有良好的穩(wěn)定性和水動(dòng)力特性。黃致謙等[8]研究了自主開發(fā)裝配垂蕩板的半潛式風(fēng)電平臺(tái)在風(fēng)浪流載荷聯(lián)合作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng),與三浮體三立柱半潛式平臺(tái)對(duì)比,證明了垂蕩板對(duì)平臺(tái)垂蕩方向運(yùn)動(dòng)有良好的抑制效果。Johlas等[9]使用OpenFAST計(jì)算了Spar式與半潛式風(fēng)力機(jī)發(fā)電功率,分析了平臺(tái)運(yùn)動(dòng)對(duì)5 MW風(fēng)力機(jī)功率的影響,結(jié)果表明平臺(tái)的縱蕩與縱搖對(duì)發(fā)電功率影響最大。Kamarlouei等[10]對(duì)波能轉(zhuǎn)換器能否降低半潛式風(fēng)電平臺(tái)的縱搖運(yùn)動(dòng)進(jìn)行實(shí)驗(yàn),得出平臺(tái)運(yùn)動(dòng)可以由波能轉(zhuǎn)換器控制的結(jié)論。Bagherian等[11]提出了一種半潛漂浮式風(fēng)力機(jī)模型,分析了風(fēng)力機(jī)的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)。

以上研究主要關(guān)注半潛式風(fēng)力機(jī)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)或穩(wěn)定性,對(duì)于深海區(qū)域,除了豐富的風(fēng)能之外,還蘊(yùn)藏著大量的潮流能,為充分利用浮式平臺(tái)及其系泊系統(tǒng),在浮式風(fēng)電平臺(tái)上安裝潮流能發(fā)電機(jī)是一種有效的降低能源利用成本的方式,馬勇等[12]設(shè)計(jì)了三筒型漂浮式風(fēng)-流發(fā)電裝置,基于AQWA求出波浪載荷,在ANSYS的有限元模型中分析了平臺(tái)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度,結(jié)果表明強(qiáng)度達(dá)到了中國船級(jí)社(CCS)的設(shè)計(jì)要求。Yang等[13]基于AQWA和OpenFAST開發(fā)了一種耦合模型,用于計(jì)算由潮流能發(fā)電機(jī)與漂浮式風(fēng)力機(jī)組成的漂浮式風(fēng)-流綜合系統(tǒng)輸出功率及動(dòng)態(tài)響應(yīng),對(duì)比OpenFAST中的數(shù)據(jù)驗(yàn)證了耦合模型的準(zhǔn)確性,研究表明互補(bǔ)系統(tǒng)輸出功率得到了提高且動(dòng)態(tài)響應(yīng)改善。Wang等[14]提出了由5 MW半潛式浮式風(fēng)力機(jī)與波能轉(zhuǎn)換器(WEC)組成的系統(tǒng),研究4種不同形狀轉(zhuǎn)換器對(duì)系統(tǒng)的影響,結(jié)果表明使用凹形轉(zhuǎn)換器的系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)更好、功率更高。Li等[15]設(shè)計(jì)了由漂浮式風(fēng)力機(jī)、WEC及潮流能發(fā)電機(jī)組合的模型,其仿真結(jié)果與單個(gè)漂浮式風(fēng)力機(jī)相比,減小了平臺(tái)縱蕩與縱搖響應(yīng),輸出功率得到極大的提高。但以上研究沒有分析潮流能發(fā)電機(jī)的數(shù)量對(duì)風(fēng)-流綜合系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性和功率輸出的影響。

因此,考慮風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)載荷、漂浮式風(fēng)電平臺(tái)的波浪載荷和潮流能發(fā)電機(jī)流載荷之間的耦合效應(yīng),通過在AQWA中建立風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)-水動(dòng)-伺服-彈性仿真模型和潮流能發(fā)電機(jī)水動(dòng)力計(jì)算模型,形成了通用的漂浮式風(fēng)-流綜合系統(tǒng)全耦合模型(Coupled Analysis Tool for Integrated Floating Energy System,CATIFES)。采用CATIFES計(jì)算了風(fēng)浪流載荷聯(lián)合作用下OOStar半潛式平臺(tái)、DTU 10 MW風(fēng)力機(jī)與不同數(shù)量550 kW潮流能發(fā)電機(jī)組合的半潛式風(fēng)-流綜合系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng),定量分析了潮流能發(fā)電機(jī)數(shù)量對(duì)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)、系泊張力和系統(tǒng)輸出功率的影響,以期為浮式多能綜合系統(tǒng)設(shè)計(jì)提供參考。

1 漂浮式風(fēng)-流互補(bǔ)系統(tǒng)模型

1.1 漂浮式平臺(tái)與系泊設(shè)計(jì)參數(shù)

所建立的漂浮式風(fēng)-流綜合系統(tǒng)模型如圖1所示,其中風(fēng)力機(jī)為丹麥科技大學(xué)與Vestas聯(lián)合設(shè)計(jì)的10 MW機(jī)組[16],平臺(tái)為歐盟項(xiàng)目Lifes50+設(shè)計(jì)的OOStar10 MW模型[17],該半潛式平臺(tái)共有4根立柱,設(shè)計(jì)水深為130 m。

圖1 漂浮式風(fēng)-流綜合系統(tǒng)示意圖

分別研究了具有1臺(tái)、2臺(tái)和3臺(tái)潮流能發(fā)電機(jī)的風(fēng)-流綜合系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng),其中單臺(tái)潮流能發(fā)電機(jī)配置方案是在立柱1正下方安裝1臺(tái)潮流能發(fā)電機(jī);2臺(tái)和3臺(tái)潮流能發(fā)電機(jī)的配置則分別在立柱2、立柱3及立柱2、立柱3和立柱4的正下方安裝潮流能發(fā)電機(jī),配置方案如表1所示,潮流能發(fā)電機(jī)輪轂位于海平面以下40 m處。

表1 漂浮式風(fēng)-流綜合系統(tǒng)配置方案

OOStar10 MW半潛式平臺(tái)主要設(shè)計(jì)參數(shù)見表2,平臺(tái)含壓艙的質(zhì)量為21 709 000 kg,重心位于水平面以下15.225 m,平臺(tái)由3根系泊固定,系泊之間夾角為120°,系泊總長為703 m,在距導(dǎo)纜孔118 m處具有質(zhì)量為50 000 kg的配重塊,系泊系統(tǒng)主要設(shè)計(jì)參數(shù)見表3。

表2 半潛式平臺(tái)主要設(shè)計(jì)參數(shù)

表3 系泊系統(tǒng)主要設(shè)計(jì)參數(shù)

1.2 風(fēng)力機(jī)與潮流能發(fā)電機(jī)設(shè)計(jì)模型

風(fēng)力機(jī)和潮流能發(fā)電機(jī)分別為丹麥技術(shù)大學(xué)(DTU)設(shè)計(jì)的10 MW三葉片水平軸風(fēng)電機(jī)組和美國Sandia 550 kW[18]雙葉片模型,風(fēng)力機(jī)與潮流能發(fā)電機(jī)主要設(shè)計(jì)參數(shù)分別見表4和表5。

表4 DTU 10 MW風(fēng)力機(jī)主要設(shè)計(jì)參數(shù)

表5 潮流能發(fā)電機(jī)主要設(shè)計(jì)參數(shù)

2 漂浮式風(fēng)-流綜合系統(tǒng)耦合仿真模型

2020年,Yang等[13]基于AQWA和FAST軟件開發(fā)了適用于浮式風(fēng)電機(jī)組全耦合仿真的模型F2A;在此基礎(chǔ)上,結(jié)合AeroDynv15建立了潮流能發(fā)電機(jī)水動(dòng)力載荷計(jì)算模型,開發(fā)了漂浮式風(fēng)-流綜合系統(tǒng)的全耦合仿真程序CATIFES并驗(yàn)證了其有效性[19]。CATIFES耦合邏輯結(jié)構(gòu)如圖2所示,其借助AQWA外部載荷計(jì)算的動(dòng)態(tài)鏈接庫(user_force64.dll),實(shí)現(xiàn)了風(fēng)力機(jī)及潮流能發(fā)電機(jī)載荷與平臺(tái)運(yùn)動(dòng)的實(shí)時(shí)耦合。

圖2 CATIFES中各模塊的耦合關(guān)系

在AQWA中進(jìn)行時(shí)域仿真時(shí),首先通過動(dòng)態(tài)鏈接庫將平臺(tái)位移、速度及加速度傳遞至AeroDyn及OpenFAST程序中,用于計(jì)算潮流能發(fā)電機(jī)水動(dòng)載荷及風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)載荷和結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)響應(yīng);然后,將風(fēng)力機(jī)及潮流能發(fā)電機(jī)載荷傳遞回AQWA求解器作為平臺(tái)的外部載荷,結(jié)合平臺(tái)受到的水動(dòng)力和系泊恢復(fù)力,計(jì)算平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)。對(duì)應(yīng)的,平臺(tái)運(yùn)動(dòng)也會(huì)影響風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)載荷和潮流能發(fā)電機(jī)水動(dòng)載荷,因此基于平臺(tái)運(yùn)動(dòng)通過user_force64.dll來修正風(fēng)的相對(duì)速度和海流入流速度。

其中,對(duì)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)與潮流能發(fā)電機(jī)流載荷的關(guān)系作如下說明:潮流能發(fā)電機(jī)固定在平臺(tái)底部,平臺(tái)運(yùn)動(dòng)會(huì)導(dǎo)致潮流能發(fā)電機(jī)產(chǎn)生一定的速度,進(jìn)而影響海流的入流速度,最終影響作用在潮流能發(fā)電機(jī)上的流載荷大小。海流入流速度與平臺(tái)運(yùn)動(dòng)之間的數(shù)學(xué)關(guān)系如下:

Ucurr,rel=Ucurr-Uptfm,surge-(Ztidal-Zptfm)Uptfm,pitch+(Ytidal-Yptfm)Uptfm,yaw

(1)

式中:Ucurr,rel為潮流能發(fā)電機(jī)輪轂處定義的入流速度;Uptfm,surge、Uptfm,pitch和Uptfm,yaw分別為平臺(tái)縱蕩、縱搖和艏搖速度;Ztidal、Zptfm分別為潮流能發(fā)電機(jī)和平臺(tái)的垂向重心坐標(biāo);Ytidal、Yptfm分別為潮流能發(fā)電機(jī)和平臺(tái)的橫向重心坐標(biāo);Ucurr為實(shí)際海流速度。

AQWA求解器與風(fēng)力機(jī)和潮流能發(fā)電機(jī)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)分別參考不同的坐標(biāo)系,需對(duì)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)和載荷進(jìn)行坐標(biāo)變化。以風(fēng)力機(jī)和平臺(tái)之間的耦合為例,基于歐拉角的平臺(tái)坐標(biāo)轉(zhuǎn)換矩陣Tmat如下:

Tmat=EzEyEx

(2)

(3)

(4)

(5)

式中:Ex、Ey和EZ分別為平臺(tái)橫搖、縱搖和艏搖歐拉角矩陣;θ1、θ2和θ3分別為橫搖、縱搖及艏搖角度。

平臺(tái)重心為慣性坐標(biāo)系原點(diǎn),建立局部坐標(biāo)系,對(duì)平臺(tái)位置向量進(jìn)行如下變換:

DDLL=DAQWA-Tmat·G

(6)

式中:DDLL、DAQWA分別為userforce64.dll中用于風(fēng)力機(jī)運(yùn)動(dòng)學(xué)參數(shù)修正的平臺(tái)位移向量和AQWA得到的初始平臺(tái)位移向量;G為DLL中平臺(tái)運(yùn)動(dòng)的參考點(diǎn)(通常為(0, 0, 0))到平臺(tái)重心的位移矢量。

平臺(tái)的速度矢量修正如下:

UDLL=UAQWA-Tmat·G×ω

(7)

式中:UDLL、UAQWA分別為userforce64.dll中用于修正風(fēng)力機(jī)運(yùn)動(dòng)學(xué)參數(shù)的平臺(tái)速度向量和AQWA中計(jì)算獲得的平臺(tái)速度向量;ω為AQWA計(jì)算得到的平臺(tái)旋轉(zhuǎn)速度向量。

綜上所述,CATIFES模型不僅考慮了風(fēng)力機(jī)與潮流能發(fā)電機(jī)水動(dòng)力的耦合作用,也根據(jù)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)對(duì)潮流能發(fā)電機(jī)的入流速度進(jìn)行了修正。因此,采用該模型可以更真實(shí)地模擬風(fēng)浪流條件下漂浮式風(fēng)-流集成系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。

3 仿真結(jié)果與分析

采用基于OpenFAST和AQWA開發(fā)的風(fēng)-流綜合系統(tǒng)全耦合仿真模型CATIFES,分別計(jì)算了OOStar半潛漂浮式風(fēng)力機(jī)和安裝了不同數(shù)量潮流能發(fā)電機(jī)的風(fēng)-流綜合系統(tǒng)在風(fēng)浪流載荷聯(lián)合作用下的平臺(tái)運(yùn)動(dòng)、系泊張力和系統(tǒng)總功率。其中,湍流風(fēng)場(chǎng)使用Kaimal風(fēng)譜模型,平均風(fēng)速為11.4 m/s,定常海流速度為2 m/s。選擇JONSWAP波浪譜生成非規(guī)則波,有義波高設(shè)置為3 m,譜峰周期為10 s。仿真時(shí)長為2 100 s,時(shí)間步長為0.005 s。

3.1 平臺(tái)縱蕩與縱搖響應(yīng)

圖3為半潛漂浮式風(fēng)力機(jī)安裝不同數(shù)量潮流能發(fā)電機(jī)時(shí)平臺(tái)縱蕩時(shí)域響應(yīng)。從圖3可以看出,隨著潮流能發(fā)電機(jī)數(shù)量的增加,平臺(tái)縱蕩逐漸增大。無潮流能發(fā)電機(jī)時(shí),平臺(tái)縱蕩平均值約為23.49 m。當(dāng)安裝了1臺(tái)、2臺(tái)和3臺(tái)潮流能發(fā)電機(jī)后,縱蕩平均值分別增大約21.49%、54.45%和75.90%,這是因?yàn)槌绷髂馨l(fā)電機(jī)會(huì)產(chǎn)生順風(fēng)向推力,增加潮流能發(fā)電機(jī)數(shù)量,所提供的推力也會(huì)增大,在更大的推力作用下,平臺(tái)縱蕩平均值明顯增大。無潮流能發(fā)電機(jī)時(shí)縱蕩標(biāo)準(zhǔn)差約為6.17 m,安裝1臺(tái)、2臺(tái)和3臺(tái)潮流能發(fā)電機(jī)后縱蕩標(biāo)準(zhǔn)差分別減小約9.08%、22.37%和14.59%,這表明加入潮流能發(fā)電機(jī)會(huì)降低平臺(tái)縱蕩波動(dòng)幅度。

圖3 安裝不同數(shù)量潮流能發(fā)電機(jī)時(shí)的平臺(tái)縱蕩

圖4為半潛漂浮式風(fēng)力機(jī)安裝不同數(shù)量潮流能發(fā)電機(jī)時(shí)平臺(tái)縱搖時(shí)域響應(yīng)。從圖4可以看出,隨著潮流能發(fā)電機(jī)數(shù)量的增加,平臺(tái)縱搖逐漸減小。無潮流能發(fā)電機(jī)時(shí),平臺(tái)縱搖平均值約為3.99°,安裝1臺(tái)、2臺(tái)和3臺(tái)潮流能發(fā)電機(jī)后,縱搖平均值分別減小約23.31%、46.62%和68.17%,說明半潛式風(fēng)-流綜合系統(tǒng)的平臺(tái)縱搖響應(yīng)更小,主要是因?yàn)轱L(fēng)力機(jī)與潮流能發(fā)電機(jī)推力作用點(diǎn)分別位于系統(tǒng)重心的上方和下方,二者引起的平臺(tái)傾覆力矩方向相反,從而在一定程度上使平臺(tái)保持相對(duì)更小的縱搖角度。無潮流能發(fā)電機(jī)時(shí),縱搖標(biāo)準(zhǔn)差約為0.98°,安裝1臺(tái)潮流能發(fā)電機(jī)后,縱搖標(biāo)準(zhǔn)差減小約0.10%,安裝2臺(tái)和3臺(tái)潮流能發(fā)電機(jī)后縱搖標(biāo)準(zhǔn)差分別增大約2.15%和9.00%,說明潮流能發(fā)電機(jī)會(huì)影響縱搖波動(dòng)幅度。

圖4 安裝不同數(shù)量潮流能發(fā)電機(jī)時(shí)的平臺(tái)縱搖

3.2 系泊張力

由于錨點(diǎn)處的系泊張力遠(yuǎn)小于導(dǎo)纜孔處的系泊張力,因此僅分析導(dǎo)纜孔處系泊張力,圖5比較了安裝不同數(shù)量潮流能發(fā)電機(jī)時(shí)系泊張力的變化情況。從圖5可以看出,與無潮流能發(fā)電機(jī)時(shí)相比,安裝潮流能發(fā)電機(jī)后,系泊1的張力均減小,而系泊2和系泊3的張力均增大。結(jié)果表明,較之于半潛漂浮式風(fēng)力機(jī),半潛式風(fēng)-流綜合系統(tǒng)的上風(fēng)向系泊張力更大,而下風(fēng)向系泊張力更小。這主要是因?yàn)樵诔绷髂馨l(fā)電機(jī)推力的作用下,平臺(tái)向著順風(fēng)向移動(dòng),位于下風(fēng)向的系泊1處于松弛狀態(tài),張力較小;系泊2和系泊3則處于拉伸狀態(tài),因而張力更大。

(a) 系泊1

表6給出了安裝不同數(shù)量潮流能發(fā)電機(jī)時(shí)半潛式風(fēng)-流綜合系統(tǒng)系泊張力的最大值、平均值和標(biāo)準(zhǔn)差?？梢钥闯?無潮流能發(fā)電機(jī)時(shí),系泊1平均張力和最大張力分別約為1.258 MN和1.575 MN,在安裝1臺(tái)、2臺(tái)和3臺(tái)潮流能發(fā)電機(jī)后,平均張力分別減小約5.17%、8.74%和11.05%,最大張力分別減小約8.00%、14.35%和16.44%。系泊1張力標(biāo)準(zhǔn)差在無潮流能發(fā)電機(jī)時(shí)約為0.082 MN,安裝1臺(tái)、2臺(tái)和3臺(tái)潮流能發(fā)電機(jī)對(duì)應(yīng)的張力標(biāo)準(zhǔn)差分別減小約21.95%、39.02%與41.46%。

表6 系泊張力統(tǒng)計(jì)值

與之相反的是,處于系統(tǒng)下風(fēng)向的系泊2和系泊3的平均張力及最大張力均明顯增大。無潮流能發(fā)電機(jī)時(shí),系泊2的平均張力和最大張力分別約為2.277 MN和2.753 MN,其標(biāo)準(zhǔn)差約為0.189 MN,安裝1臺(tái)、2臺(tái)和3臺(tái)潮流能發(fā)電機(jī)后,平均張力分別增大約9.84%、20.82%和31.80%,最大張力分別增大約10.72%、20.20%和34.54%,標(biāo)準(zhǔn)差分別增大約14.29%、21.16%和35.27%。無潮流能發(fā)電機(jī)時(shí),系泊3的平均張力和最大張力分別約為2.264 MN和2.834 MN,其標(biāo)準(zhǔn)差約為0.202 MN,安裝1臺(tái)、2臺(tái)和3臺(tái)潮流能發(fā)電機(jī)后,平均張力分別增大約9.94%、20.85%和31.93%,最大張力分別增大約6.99%、17.40%和30.56%,標(biāo)準(zhǔn)差分別增加約12.38%、17.82%和48.51%。

3.3 系統(tǒng)輸出功率

半潛式風(fēng)-流綜合系統(tǒng)總功率為風(fēng)力機(jī)和潮流能發(fā)電機(jī)輸出功率之和,圖6為安裝不同數(shù)量潮流能發(fā)電機(jī)的半潛式風(fēng)-流綜合系統(tǒng)以及潮流能發(fā)電機(jī)輸出功率對(duì)比。從圖6可以看出,安裝潮流能發(fā)電機(jī)后,系統(tǒng)總功率增大。潮流能發(fā)電機(jī)平均功率分別約為0.481 MW、0.948 MW和1.401 MW,潮流能發(fā)電機(jī)總功率與其數(shù)量并非呈線性關(guān)系,這主要是由于平臺(tái)運(yùn)動(dòng)會(huì)影響潮流能發(fā)電機(jī)的相對(duì)入流速度,從而導(dǎo)致發(fā)電功率產(chǎn)生波動(dòng),且隨著潮流能發(fā)電機(jī)數(shù)量的增多,平臺(tái)運(yùn)動(dòng)對(duì)潮流能發(fā)電機(jī)功率的波動(dòng)影響更大。這也說明,對(duì)于風(fēng)-流綜合能源系統(tǒng),潮流能發(fā)電機(jī)的數(shù)量并非越多越好。

(a) 風(fēng)-流綜合能源系統(tǒng)總功率

圖7為風(fēng)-流綜合能源系統(tǒng)和風(fēng)力機(jī)平均功率的對(duì)比。從圖7可以看出,安裝1臺(tái)、2臺(tái)和3臺(tái)潮流能發(fā)電機(jī)后,系統(tǒng)平均功率分別增大約5.39%、10.76%和15.94%。并且安裝潮流能發(fā)電機(jī)后,平臺(tái)運(yùn)動(dòng)穩(wěn)定性提升,在相同的控制策略下,風(fēng)力機(jī)自身的輸出功率也得到了一定提升,安裝1臺(tái)、2臺(tái)和3臺(tái)潮流能發(fā)電機(jī)后風(fēng)力機(jī)自身輸出功率分別增大約0.19%、0.36%和0.57%。由此可見,在漂浮式風(fēng)電機(jī)組的基礎(chǔ)上,安裝潮流能發(fā)電機(jī)是一種提升能源利用效率和系統(tǒng)輸出功率的有效方法。

(a) 系統(tǒng)平均功率

4 結(jié) 論

(1) 安裝潮流能發(fā)電機(jī)后,平臺(tái)縱蕩增大,縱搖減小,且潮流能發(fā)電機(jī)數(shù)量越多,平臺(tái)運(yùn)動(dòng)變化量越大,其中縱搖平均值最高可減小68.17%。

(2) 安裝潮流能發(fā)電機(jī)的數(shù)量越多,系泊系統(tǒng)載荷變化越大,主要體現(xiàn)在上風(fēng)向系泊張力增大,而下風(fēng)向系泊張力減小。對(duì)于3臺(tái)潮流能發(fā)電機(jī)與浮式風(fēng)力機(jī)組成的風(fēng)-流綜合系統(tǒng),其上風(fēng)向系泊最大張力增大約34.54%,但依然小于其斷裂極限。

(3) 漂浮式風(fēng)-流綜合系統(tǒng)由于安裝了潮流能發(fā)電機(jī),因此其輸出功率明顯高于漂浮式風(fēng)力機(jī),安裝3臺(tái)潮流能發(fā)電機(jī)時(shí),系統(tǒng)平均輸出功率提升約15.94%。此外,由于平臺(tái)穩(wěn)定性得到了提升,風(fēng)力機(jī)自身輸出功率也可提升0.57%。由此可見,漂浮式風(fēng)-流綜合系統(tǒng)是一種提高輸出功率和能源利用效率的有效方法。