于靜梅, 劉耀鴻, 吳世朝, 戴文智, 楊新樂

(遼寧工程技術(shù)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 遼寧 阜新 123000)

近年來,海上風(fēng)力發(fā)電技術(shù)發(fā)展迅速[1],逐漸向深海開發(fā)建設(shè)風(fēng)電場(chǎng)。相比于固定式海上風(fēng)力機(jī),漂浮式風(fēng)力機(jī)沒有大型固定結(jié)構(gòu),適用于深海風(fēng)力發(fā)電工程,但由于服役環(huán)境相對(duì)惡劣,漂浮式平臺(tái)會(huì)受到更加復(fù)雜的環(huán)境載荷,其運(yùn)動(dòng)響應(yīng)也表現(xiàn)出強(qiáng)烈的非線性特征,因此準(zhǔn)確預(yù)測(cè)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)特性可大大提高漂浮式風(fēng)力機(jī)運(yùn)行方案的可行性。

現(xiàn)階段,漂浮式平臺(tái)可分為四大類,分別為可深吃水的單柱式平臺(tái)(Spar)、抗傾覆能力強(qiáng)的駁船式平臺(tái)(Barge)、有小水線面的半潛式平臺(tái)(semi-submerisible)、以張力腱為主要回復(fù)力的張力腿式平臺(tái)(tension leg platform,TLP)[2]。漂浮式平臺(tái)主要由系泊系統(tǒng)及壓載系統(tǒng)[3]提供的恢復(fù)力使其在海洋環(huán)境中保持穩(wěn)定。其中,Spar平臺(tái)具有重心低、水線面小以及適用水深范圍廣等優(yōu)點(diǎn),但該平臺(tái)因波浪激勵(lì)的作用,在垂蕩方向產(chǎn)生大幅運(yùn)動(dòng)[4],并且由于垂蕩運(yùn)動(dòng)與縱搖運(yùn)動(dòng)存在耦合效應(yīng)使其在縱搖方向穩(wěn)定性隨之下降。此外,Spar平臺(tái)主體為圓柱,漂浮在海流中會(huì)產(chǎn)生渦街,使平臺(tái)受到渦激載荷,增大平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)。因此,國內(nèi)外學(xué)者針對(duì)提高Spar平臺(tái)穩(wěn)定性展開大量研究,研究表明在實(shí)際工程中采用螺旋側(cè)板可以提高漂浮式平臺(tái)穩(wěn)定性[5]。葉舟等[6]通過對(duì)螺旋側(cè)板的數(shù)值研究,發(fā)現(xiàn)附加螺旋側(cè)板后能夠產(chǎn)生較大的結(jié)構(gòu)阻尼,有助于抑制平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)。周國龍等[7]對(duì)螺旋側(cè)板的螺距進(jìn)行研究,發(fā)現(xiàn)附加螺旋側(cè)板后Spar平臺(tái)力運(yùn)動(dòng)響應(yīng)得到一定改善,但螺距對(duì)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的影響不大。Korkischko等[8]探究不同幾何參數(shù)螺旋側(cè)板對(duì)渦激振動(dòng)的影響,研究表明在穩(wěn)定流環(huán)境中,附加螺旋側(cè)板能夠明顯抑制渦激振動(dòng)(vortex induced vibration,VIV)效果。張楠等[9]通過改變螺旋側(cè)板截面形狀發(fā)現(xiàn)三角形截面螺旋側(cè)板對(duì)尾流影響較大,抑渦效果最佳。Aggarwal等[10]通過FAST軟件計(jì)算漂浮式風(fēng)力機(jī)所受風(fēng)載荷后作為定常力導(dǎo)入AQWA中對(duì)Spar平臺(tái)進(jìn)行敏感性分析。

研究[11]表明,螺旋布置擾流片對(duì)于浮式立柱的渦激振動(dòng)有一定的抑制作用,但目前大部分研究中通過改變平臺(tái)結(jié)構(gòu)抑制其渦激運(yùn)動(dòng),卻沒考慮改變結(jié)構(gòu)后對(duì)平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)學(xué)與動(dòng)力學(xué)性能的影響。因此,根據(jù)傳統(tǒng)海工平臺(tái)研究經(jīng)驗(yàn),提出將螺旋布置的擾流片附加于Spar平臺(tái)漂浮式風(fēng)力機(jī)底部。相比于螺旋側(cè)板,該結(jié)構(gòu)在抑制渦激振動(dòng)的同時(shí),具有便于安裝、維修等優(yōu)點(diǎn),有助于解決目前漂浮式風(fēng)力機(jī)如何進(jìn)行重大部件維修更換的潛在風(fēng)險(xiǎn)和難題。通過對(duì)附加螺旋擾流片的漂浮式風(fēng)力機(jī)進(jìn)行水動(dòng)力分析,為漂浮式風(fēng)力機(jī)的發(fā)展提供理論參考。

1 研究對(duì)象

本文研究對(duì)象為NREL 5 MW風(fēng)力機(jī)[12],其參數(shù)如表1所示。風(fēng)力機(jī)承載平臺(tái)為OC3-Hywind Spar[13],其參數(shù)如表2所示。通過建模軟件建立漂浮式風(fēng)力機(jī)(原平臺(tái))模型,如圖1所示。由于螺旋擾流片的結(jié)構(gòu)對(duì)稱性,使其作用條件不受海流方向影響,適用范圍廣泛。提出附加螺旋擾流片的新型Spar平臺(tái),即在Spar平臺(tái)底部安裝若干螺旋分布的矩形擾流片。

圖1 Spar漂浮式風(fēng)力機(jī)模型Fig.1 Spar platform floating wind turbine

表1 NREL 5 MW 風(fēng)力機(jī)參數(shù)Tab.1 Parameters of NREL 5 MW wind turbine

表2 OC3-Hywind Spar平臺(tái)參數(shù)Tab.2 Parameters of OC3-Hywind Spar platform

由于Spar平臺(tái)附加螺旋擾流片相關(guān)研究較少,擾流片尺寸則參考海洋石油平臺(tái)立柱設(shè)計(jì),通常將擾流片高度設(shè)為0.1D(其中D為Spar平臺(tái)外徑)。本文主要研究螺旋擾流片對(duì)Spar平臺(tái)漂浮式風(fēng)力機(jī)動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響以及繞流片縱向螺旋布置高度(以下稱布置高度)對(duì)平臺(tái)動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響,其中,擾流片為縱向螺旋布置,起始于Spar平臺(tái)底部,螺距為0.85D,平臺(tái)底部首個(gè)擾流片與平臺(tái)上部最后一個(gè)擾流片之間橫向投影距離定義為布置高度。根據(jù)Bianchi等[14]的試驗(yàn)研究,本文將擾流片長(zhǎng)、寬、高分別設(shè)為0.1D,0.02D,0.05D,并選取9.3D(平臺(tái)一)、8.5D(平臺(tái)二)、7.7D(平臺(tái)三)、6.8D(平臺(tái)四)四種布置高度等距布置200個(gè)擾流片作為本文的對(duì)比研究對(duì)象。圖2為平臺(tái)二的擾流片布置示意圖。

圖2 擾流片布置示意圖Fig.2 Schematic diagram of spoilers

2 研究方法

目前,基于WAMIT、Hydrostar及AQWA等海洋工程水動(dòng)力軟件的數(shù)值仿真廣受國內(nèi)外學(xué)者關(guān)注。較之于水池試驗(yàn)[15]方法,以上軟件的數(shù)值仿真方法對(duì)水動(dòng)力求解較為精確。此外,如HAWC2、FAST等專業(yè)的風(fēng)力機(jī)仿真軟件,雖然可以求解較準(zhǔn)確的氣動(dòng)載荷,但對(duì)于漂浮式風(fēng)力機(jī)而言,底部平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)將會(huì)誘發(fā)上部機(jī)艙及風(fēng)輪的俯仰運(yùn)動(dòng),從而使相對(duì)風(fēng)速發(fā)生改變,如果忽略風(fēng)波載荷的耦合問題,得出的計(jì)算結(jié)果是不準(zhǔn)確的。因此,本文基于葉素動(dòng)量理論并結(jié)合輻射繞射理論,通過動(dòng)態(tài)鏈接庫外接風(fēng)載荷求解器FAST,將與AQWA計(jì)算時(shí)間步同頻的風(fēng)載荷考慮到耦合模型中,具體實(shí)現(xiàn)方式為先通過FAST計(jì)算塔基載荷,基于歐拉角的剛體運(yùn)動(dòng)變換通過動(dòng)態(tài)鏈接庫將塔基載荷作用于平臺(tái)重心,在AQWA中計(jì)算平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)。此后,通過逆變換將平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)傳至FAST計(jì)算下一時(shí)間步的氣動(dòng)載荷后獲得塔基載荷,如此反復(fù)實(shí)現(xiàn)對(duì)風(fēng)波載荷的求解,研究風(fēng)波載荷作用下Spar平臺(tái)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。

2.1 風(fēng)載荷

由于葉素動(dòng)量理論的計(jì)算速度快、修正方法豐富,大量學(xué)者將其作為風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)載荷主要的計(jì)算方法。因此本文采用葉素動(dòng)量理論對(duì)風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)載荷進(jìn)行求解。

湍流風(fēng)可表示為[16]

(1)

風(fēng)輪所受推力

(2)

塔架所受推力為

(3)

2.2 波浪載荷

由于Spar平臺(tái)尺寸較大,因此基于輻射/繞射理論求解波浪載荷,假設(shè)①海流為理想流體;②流域由海底表面、浮體濕表面和自由表面構(gòu)成無限大空間。定義流場(chǎng)中速度勢(shì)函數(shù)φ

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

式中:φincident為入射勢(shì);φdiffraction為繞射勢(shì);φradiation為輻射勢(shì);g為重力加速度;n為浮體表面法向量。

波浪激勵(lì)載荷F

(9)

式中:ζa為入射波幅值;Bii為第i個(gè)模態(tài)下阻尼系數(shù)。

當(dāng)前在社區(qū)糖尿病患者管理中，仍面臨巨大的挑戰(zhàn)，比如糖尿病患者多年來形成的就醫(yī)習(xí)慣，基本藥物制度藥品目錄限制，醫(yī)保的差異化報(bào)銷比例，分級(jí)診療政策的宣傳，基層醫(yī)療機(jī)構(gòu)服務(wù)能力，上轉(zhuǎn)容易下轉(zhuǎn)難等造成了糖尿病患者隨意就診、重復(fù)檢查等問題，導(dǎo)致優(yōu)質(zhì)醫(yī)療資源的緊張和浪費(fèi)。

2.3 平臺(tái)運(yùn)動(dòng)自由度

浮體分別有關(guān)于x軸、y軸、z軸的平動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng),稱為浮體的6自由度運(yùn)動(dòng),如圖3所示。

圖3 平臺(tái)6自由度運(yùn)動(dòng)Fig.3 Platform motions in six degrees of freedom

風(fēng)波載荷作用下建立漂浮式風(fēng)力機(jī)運(yùn)動(dòng)方程

(M+A)a(t)+Bv(t)+Kx(t)+

(10)

式中:M為平臺(tái)質(zhì)量;A為附加質(zhì)量系數(shù);a為t時(shí)刻平臺(tái)加速度;B為阻尼系數(shù);v為t時(shí)刻平臺(tái)速度;K為靜水恢復(fù)力;x為t時(shí)刻平臺(tái)位移;Q為遲滯函數(shù);FA為平臺(tái)所受合力。

3 計(jì)算結(jié)果可靠性驗(yàn)證

為驗(yàn)證計(jì)算的準(zhǔn)確性,首先驗(yàn)證網(wǎng)格劃分能否達(dá)到計(jì)算精度的要求。在AQWA中進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)必須保證一個(gè)波浪周期中最多包含7個(gè)網(wǎng)格單元并且網(wǎng)格總數(shù)需少于40 000,網(wǎng)格尺寸越小,可計(jì)算波浪頻率越大,在同時(shí)考慮計(jì)算精度以及計(jì)算耗時(shí)情況下設(shè)定最大網(wǎng)格為1.3 m[17],網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖4所示。對(duì)比近場(chǎng)法與遠(yuǎn)場(chǎng)法模擬結(jié)果,在AQWA中為驗(yàn)證網(wǎng)格精度的主要方式,使用該方法對(duì)Spar平臺(tái)縱蕩二階平均漂移力進(jìn)行計(jì)算,由圖5可知,兩者趨勢(shì)一致且吻合度極高,因此可知網(wǎng)格精度達(dá)到要求。

圖4 網(wǎng)格劃分Fig.4 Mesh distribution

圖5 縱蕩二階漂移力Fig.5 Surge second order drift force

將模擬結(jié)果與水池試驗(yàn)獲得的試驗(yàn)值[18]進(jìn)行對(duì)比。原始平臺(tái)垂蕩RAO(response amplitude operator)特性曲線與試驗(yàn)值的對(duì)比,如圖6所示。由圖6可知,模擬值與試驗(yàn)值差別不大,且均存在明顯峰值,說明漂浮式平臺(tái)在該頻率附近運(yùn)動(dòng)響應(yīng)較大,考慮到試驗(yàn)誤差等因素,可認(rèn)為模擬結(jié)果較為準(zhǔn)確,并進(jìn)一步證明本文網(wǎng)格劃分的可靠性。

圖6 原平臺(tái)頻域RAO與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.6 Comparison of RAO in frequency domain

4 結(jié)果與分析

4.1 頻域分析

本文考慮風(fēng)波以-180°入射[19],由于縱搖與垂蕩方向的運(yùn)動(dòng)存在耦合效應(yīng),因此主要分析縱蕩、垂蕩和縱搖方向的動(dòng)態(tài)響應(yīng)并對(duì)比研究螺旋擾流片布置高度對(duì)其的影響。輻射阻尼是影響Spar平臺(tái)所受合力的重要因素,圖7為Spar平臺(tái)輻射阻尼特性曲線。由圖7可知,附加擾流片后,均在不同程度上增加了平臺(tái)輻射阻尼。改變擾流片布置高度后,對(duì)平臺(tái)垂蕩、縱搖方向輻射阻尼的影響較為明顯,但對(duì)于平臺(tái)縱蕩輻射阻尼而言,布置高度對(duì)其影響較小。其中,當(dāng)頻率低頻段時(shí),不同擾流片平臺(tái)與原平臺(tái)之間縱蕩、垂蕩與縱搖輻射阻尼差別較小,均低于4%。當(dāng)頻率在0.4～1.0 rad/s,不同平臺(tái)垂蕩輻射阻尼變化較為明顯,其中平臺(tái)二輻射阻尼較原平臺(tái)差別最大,平均提高約17.6%;平臺(tái)二縱蕩輻射阻尼較原平臺(tái)提升最大,平均提升約9.2%;縱搖輻射阻尼在該頻段變化較小,相比于原平臺(tái),提升率均低于5%。當(dāng)波浪頻率高于1.0 rad/s時(shí),平臺(tái)三縱蕩輻射阻尼較大,相比原平臺(tái)平均提升約5.2%;平臺(tái)四垂蕩方向輻射阻尼提升較大,平均提升約16.9%;平臺(tái)二縱搖輻射阻尼相比于其他擾流片平臺(tái)提升較為明顯,相比原平臺(tái)平均提升約7.1%。輻射阻尼發(fā)生變化的原因是:由于輻射阻尼主要來源于興波,與頻率關(guān)系較大。原平臺(tái)本身主要為圓形剖面,如果力與力矩的矢量方向與主體軸重合,則會(huì)產(chǎn)生抵消效應(yīng),因此平臺(tái)輻射阻尼較小。附加繞流片后,由于存在矩形剖面,抵消效應(yīng)減弱增大阻尼。

圖7 Spar平臺(tái)輻射阻尼Fig.7 Radiation damping of platforms

圖8 Spar平臺(tái)頻域RAOFig.8 RAO in frequency domain

4.2 時(shí)域分析

本文風(fēng)譜由Kaimal湍流模型生成,平均風(fēng)速為11.4 m/s,波浪由P-M譜生成,有義波高為3.2 m,跨零周期為7 s。由于Spar平臺(tái)附加擾流片后,平臺(tái)二在以上四種平臺(tái)中穩(wěn)定性改善情況最佳,因此,主要對(duì)原平臺(tái)與平臺(tái)二進(jìn)行時(shí)域?qū)Ρ确治觥?/p>

由圖9可知,平臺(tái)二在縱蕩、垂蕩和縱搖方向位移相比于原平臺(tái)均有所降低,其中縱蕩響應(yīng)幅值標(biāo)準(zhǔn)差約為原平臺(tái)的40.1%。風(fēng)載荷對(duì)浮式風(fēng)力機(jī)縱蕩響應(yīng)影響較大,因此擾流片對(duì)于平臺(tái)穩(wěn)定的促進(jìn)作用也越發(fā)明顯。而在垂蕩與縱搖方向,平臺(tái)二的響應(yīng)幅值標(biāo)準(zhǔn)差分別約是原平臺(tái)的5.3%、0.5%,對(duì)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)有一定的抑制作用。

圖9 平臺(tái)時(shí)域運(yùn)動(dòng)響應(yīng)Fig.9 Platform response in time domain

由圖10可知,在額定工況下,平臺(tái)二的轉(zhuǎn)子推力相比于原平臺(tái)更加穩(wěn)定,響應(yīng)方差約是原平臺(tái)的79.7%,這將直接影響風(fēng)力機(jī)的發(fā)電功率以及穩(wěn)定性,降低葉片根部疲勞損傷風(fēng)險(xiǎn),通過分析,平臺(tái)二的發(fā)電功率較原平臺(tái)提升約4.8%,說明在額定工況下,繞流片平臺(tái)漂浮式風(fēng)力機(jī)的性能比較優(yōu)秀。

圖10 轉(zhuǎn)子推力Fig.10 Rotor thrust

相對(duì)于風(fēng)波載荷作用方向,1號(hào)系泊纜處于松弛狀態(tài),2號(hào)、3號(hào)系泊纜由于對(duì)稱布置,因此主要對(duì)3號(hào)系泊纜進(jìn)行分析。圖11為3號(hào)系泊張力時(shí)歷曲線。由圖10可知,在風(fēng)波載荷作用下,由于平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)降低導(dǎo)致3號(hào)系泊臥地錨鏈部分有所減少,較之于風(fēng)波載荷下原平臺(tái)系泊張力響應(yīng)方差增加約2.6%。因此,擾流片平臺(tái)展現(xiàn)出的較好的穩(wěn)定性與系泊所提供恢復(fù)力有關(guān),但這也增加了系泊系統(tǒng)的負(fù)荷,容易造成系泊疲勞損傷。

圖11 系泊張力Fig.11 Cable force of the platform

4.3 系泊安裝配重對(duì)漂浮式風(fēng)力機(jī)的影響

由于擾流片平臺(tái)系泊系統(tǒng)受力有所增加,在復(fù)雜的海洋環(huán)境下,為防止Spar平臺(tái)浮式風(fēng)力機(jī)系泊系統(tǒng)由于頻繁張緊與松弛造成的疲勞損傷導(dǎo)致單根系泊失效進(jìn)而引起系泊系統(tǒng)整體失效[20]的嚴(yán)重問題,本文提出將配重浮筒連接在系泊纜上,從而達(dá)到為系泊提供回復(fù)力,降低系泊疲勞張緊目的,浮筒安裝方式如圖12所示,浮筒[21]參數(shù)如表3所示。其中L為系泊長(zhǎng)度,安裝距離為浮筒距導(dǎo)纜孔的距離。

表3 配重浮筒參數(shù)Tab.3 Counterweight buoy parameters

圖13為額定工況下平臺(tái)二的不同系泊-配重結(jié)構(gòu)的系泊張力統(tǒng)計(jì)圖,其中P0代表無配重時(shí)系泊張力統(tǒng)計(jì)量。由圖可知,系泊安裝配重后系泊張力各項(xiàng)統(tǒng)計(jì)量均顯著下降,說明配重對(duì)系泊系統(tǒng)提供的回復(fù)力有一定作用,其中配重4在位置五處系泊張力波動(dòng)幅值標(biāo)準(zhǔn)差最小,較無配重情況下一號(hào)系泊響應(yīng)降低約約47.4%。三號(hào)系泊降低約29.6%。

圖13 系泊張力統(tǒng)計(jì)量Fig.13 Mooring tension statistics

圖14為安裝配重后平臺(tái)二時(shí)域響應(yīng)時(shí)歷曲線。由圖可知,安裝系泊配重后平臺(tái)縱蕩、垂蕩和縱搖三方向的動(dòng)態(tài)響應(yīng)均有所降低,其中垂蕩運(yùn)動(dòng)抑制效果最為明顯,相比于無系泊配重降低約57.1%;縱蕩方向雖在運(yùn)動(dòng)初期響應(yīng)幅值較大,但整體運(yùn)動(dòng)過程中波動(dòng)較小,響應(yīng)幅值標(biāo)準(zhǔn)差較無配重情況下降低約15.3%;而縱搖方向在系泊安裝配重前后,平臺(tái)響應(yīng)變化較小,較無配重時(shí)約減小3.6%,說明系泊配重對(duì)提升平臺(tái)縱搖方向穩(wěn)定性的貢獻(xiàn)較少。

圖14 系泊配重后平臺(tái)時(shí)域響應(yīng)時(shí)歷曲線Fig.14 Movements of Spar after Mooring counterweight in time domain

為深入探究安裝系泊配重前后平臺(tái)二的動(dòng)態(tài)響應(yīng),對(duì)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)時(shí)域曲線進(jìn)行快速傅里葉變換得到譜密度曲線,譜密度曲線不僅可以直觀反映能量集中程度還能通過譜距得出平臺(tái)運(yùn)動(dòng)的度量參數(shù),如圖15所示。由圖15可知,縱蕩方向以低頻響應(yīng)為主,系泊配重的擾流片平臺(tái)縱蕩譜密度曲線峰值降低約10.3%,且遠(yuǎn)離波浪譜峰周期,可避免共振發(fā)生;垂蕩方向中,系泊安裝配重后,頻率0.2 rad/s附近的響應(yīng)明顯降低,而對(duì)垂蕩方向的低頻響應(yīng)影響較小,此時(shí)平臺(tái)垂蕩響應(yīng)以低頻響應(yīng)為主,譜峰顯著降低的同時(shí)遠(yuǎn)離波浪頻率,有效提高平臺(tái)的垂蕩響應(yīng);在系泊系統(tǒng)安裝配重浮筒前后,縱搖響應(yīng)譜密度曲線峰值變化較小,曲線特性也無明顯差異,說明安裝系泊配重對(duì)擾流片平臺(tái)的縱搖響應(yīng)不大。

圖15 平臺(tái)時(shí)域運(yùn)動(dòng)譜密度曲線Fig.15 Energy density of Spar platform response

圖16為二號(hào)系泊斷裂后平臺(tái)二安裝系泊配重浮筒的時(shí)歷曲線。由圖16可知,二號(hào)系泊失效后平臺(tái)縱蕩響應(yīng)幅值在1 000 s附近有所增加,在3 000 s附近明顯降低,整體響應(yīng)幅值降低約9.7%;平臺(tái)垂蕩響應(yīng)幅值在系泊失效時(shí)波動(dòng)較小,平臺(tái)垂蕩運(yùn)動(dòng)趨于穩(wěn)定后,響應(yīng)幅值較無配重時(shí)也有所改善,說明系泊安裝浮筒能夠明顯提升額定工況及事故工況時(shí)浮式風(fēng)力機(jī)垂蕩方向的穩(wěn)定性,相比于無配重情況下,垂蕩響應(yīng)幅值標(biāo)準(zhǔn)差降低約29.2%;而二號(hào)系泊失效后,對(duì)縱搖運(yùn)動(dòng)的影響較小,安裝浮筒前后縱搖響應(yīng)幅值標(biāo)準(zhǔn)差變化約0.5%。因此,對(duì)系泊系統(tǒng)安裝配重浮筒既能提高額定工況下浮式風(fēng)力機(jī)縱蕩、垂蕩以及縱搖方向的穩(wěn)定性,還能降低系泊纜因頻繁張緊引發(fā)疲勞損傷的問題進(jìn)而導(dǎo)致系泊系統(tǒng)失效的嚴(yán)重后果。此外,二號(hào)系泊失效后,安裝配重浮筒的浮式風(fēng)力機(jī),在垂蕩運(yùn)動(dòng)方面展現(xiàn)出更好的穩(wěn)定性,在縱蕩、縱搖方向的穩(wěn)定性也有一定提升,可在事故工況發(fā)生時(shí),有效提高浮式風(fēng)力機(jī)安全運(yùn)行的可靠性。

圖16 系泊斷裂后平臺(tái)時(shí)域響應(yīng)時(shí)歷曲線Fig.16 Movements of Spar after mooring line cracks in time domain

5 結(jié) 論

本文提出一種新型擾流片結(jié)構(gòu)漂浮式風(fēng)力機(jī)Spar平臺(tái),通過對(duì)AQWA的二次開發(fā),探究擾流片布置高度、系泊安裝配重以及單根系泊失效情況時(shí)對(duì)漂浮式風(fēng)力機(jī)Spar平臺(tái)運(yùn)動(dòng)特性的影響,結(jié)論如下:

(1)頻域分析中,附加繞流片能夠一定程度上增加平臺(tái)輻射阻尼與垂蕩、縱搖方向的附加質(zhì)量。隨擾流片布置高度提升,輻射阻尼增加,附加質(zhì)量變化較小。平臺(tái)垂蕩、縱搖幅值響應(yīng)算子曲線峰值相比于原平臺(tái)趨勢(shì)大致相同,幅值均有所降低,其中平臺(tái)二的曲線幅值最小。

(2)時(shí)域分析中,相比于原平臺(tái),平臺(tái)二展現(xiàn)出更優(yōu)秀的穩(wěn)定性,其縱蕩響應(yīng)較原平臺(tái)降低約40.1%,在垂蕩和縱搖方向分別降低約5.3%,0.5%。

(3)在風(fēng)波載荷作用下,平臺(tái)二的轉(zhuǎn)子推力相比于原平臺(tái)波動(dòng)更小,約是原平臺(tái)的79.1%,這將降低葉根疲勞損傷風(fēng)險(xiǎn)、有助于提高風(fēng)力機(jī)發(fā)電功率,研究表明,平臺(tái)二風(fēng)力機(jī)的發(fā)電功率較原平臺(tái)提升約4.8%。

(4)由于繞流片平臺(tái)的系泊張力較原平臺(tái)上升2.6%,將配重浮筒安裝在系泊系統(tǒng)中時(shí),在降低系泊張力的同時(shí)有效抑制平臺(tái)縱蕩、垂蕩、縱搖運(yùn)動(dòng),較無配重時(shí),分別降低約57.1%,15.3%,3.6%。

(5)當(dāng)單根系泊失效后,安裝系泊配重的擾流片平臺(tái)垂蕩響應(yīng)明顯下降約是無配重時(shí)的29.2%,縱蕩響應(yīng)降低約9.7%,對(duì)縱搖響應(yīng)影響較小,有助于提高事故工況發(fā)生時(shí)浮式風(fēng)力機(jī)安全運(yùn)行的可靠性。