基于振蕩水柱原理的大型海洋浮標供電系統設計及優化

譚夢琳，劉 臻*，張曉霞，李開開

（1. 中國海洋大學 工程學院, 山東 青島 266100；2. 中交上海航道局有限公司, 上海 200000）

根據HY/T 037—2017《海洋資料浮標作業規范》（全國海洋標準化技術委員會, 2017），海洋浮標按直徑不同可分為：小型浮標（直徑≤3 m）、中型浮標（直徑3～10 m）和大型浮標（直徑≥10 m）。大型海洋浮標主要進行海洋氣象觀測工作，此外也可搭載水文、生態等觀測設備進行額外的數據觀測工作，需要離岸進行長期、連續的測量以及實時的數據傳輸，是海洋觀測的主要手段，為海洋氣象預測、海上油氣等資源開發、港口建設及海上國防建設等提供重要的環境條件信息（尹路等,2013; 戴洪磊等, 2014）。近年來的“圓規”“梅花”“?？钡扰_風的氣象觀測資料都能由位于東海的中國科學院東海海洋科學綜合觀測浮標所觀測到，而獨立、穩定的供電系統是這些觀測工作順利開展的保障。

目前海洋浮標主要使用太陽能與蓄電池的混合供電系統，受晝夜交替、日照時長和海上高鹽高濕環境影響較大，維護成本高，光伏板污染也同樣限制了系統發電效率（劉野等, 2017; 吳明東等,2021）。而浮標處于蘊含巨大能量的海洋中，其中波浪能作為海洋能中分布廣泛、能流密度高且能量捕獲便利的可再生能源（ Falcao et al, 2016; Mustapa et al, 2017; 史宏達等, 2021），具有不間斷獲能的特點，利用其為浮標供電可有效保證浮標的持續工作。

在20 世紀40 年代后半期，日本海軍軍官Yoshio Masuda 就已經開始研究利用波浪能為導航浮標供電，其研發的波能供電浮標也是漂浮式振蕩水柱波浪能發電裝置的雛形（Henriques et al, 2016）。自1965 年開始，這種波能供電浮標就在日本大量商業化生產應用，也是第一個成功部署到海洋中的波浪能發電裝置（Henriques et al, 2016）。葡萄牙的Gomes 等（2012）采用一種基于頻域分析的隨機水動力學方法優化浮式OWC 幾何結構，主要研究了不同的浮體直徑和中心管總淹沒長度對年平均功率的影響[15]?；贕omes 等（2012）的幾何結構優化結果，Henrigues 等（2016）將其應用于自供電傳感器浮標，進一步通過數值模擬計算，研究了Spar-buoy OWC 和CD-OWC 兩種形式的振蕩水柱發電裝置的水動力性能，并分別優化了2 種形式的PTO（Power Take Off）尺寸及選型。但這些工作均針對中小型浮標。國內對振蕩水柱浮標供電的研究也主要針對于中小型浮標（宋洪俠等, 2014; 王廣大,2017）。而中小型浮標由于裝載設備較少，對海洋的探測能力有限，更全面的海洋監測任務需要大型浮標完成。因此本研究基于振蕩水柱原理設計了一種針對大型海洋浮標的波浪能供電系統，并在已有物理模型試驗的基礎上，進一步通過數值模擬方法對浮標波能供電系統進行結構優化，為大型海洋浮標的原位供電提供了一種新的思路，同時揭示了耦合裝置的水動力學特性，加強了裝置的獲能效益。

1 浮標波能供電系統設計

大型海洋浮標為搭載監測設備的大型圓盤形浮體，本研究設計的基于振蕩水柱原理的大型浮標波能發電系統如圖1 所示，與水體接觸部分為浮標圓盤主體，因此簡化了浮標上部監測設備。波浪能發電裝置一般包括三級能量轉換系統，浮標底部開一圓柱形孔作為氣室，氣室內液面振蕩使氣室內部空氣產生壓強變化，將波浪能轉換為空氣動能，作為波浪能一級俘獲系統；開孔頂部連接空氣透平，將空氣動能轉換為機械能，作為裝置二級能量轉換系統；電機內置于透平尾部，空氣透平旋轉驅動電機發電，將機械能轉換為電能給浮標供電，作為三級能量轉換系統，相關電氣設備及蓄電池布置于透平兩端。

圖1 浮標波能供電系統剖面示意圖Fig. 1 Schematic diagram of the section of the buoy’s wave-energy power supply system

2 物理模型試驗概況

物理模型試驗在山東省海洋工程重點實驗室進行，試驗比尺 λ=10，試驗裝置如圖2 所示，裝置一級能量轉換系統的氣動性能是試驗研究重點，因此簡化了二、三級能量轉換系統。裝置整體為圓臺形，直徑為1.500 m，高0.025 m，氣室直徑為0.250 m，由鋁合金制成；頂部開一直徑為0.025 m的圓形孔板，用來代替空氣透平所產生壓降。試驗采用三點系泊，系泊方式為張緊式。張緊式系泊一般由頂部、中部、底部三部分組成，頂部和底部采用較短的錨鏈以抵抗長時間的摩擦，中間部分采用張緊的系泊纜來控制浮體的運動（王宏偉, 2011）。由于本試驗主要研究裝置的氣動性能且受限于試驗條件，對系泊纜進行了適當簡化。系泊纜的頂部和底部采用錨鏈材料，中部采用鋼絲繩滿足系泊所需長度，系泊的張緊恢復力由頂部增設的彈簧提供。試驗結果表明，裝置主要在入射波方向剖面（縱剖面）運動，運動響應主要為垂蕩和縱蕩，并且發現此模型雖然可以保證浮標正常工作，但在目前結構形態下裝置俘獲寬度比較低，為提高氣室捕能效率，進一步利用數值計算方法對模型進行結構優化研究。試驗場地布置如圖3 所示。

圖2 物理模型試驗裝置Fig. 2 Device for the physical model test

圖3 試驗布置示意圖Fig. 3 Schematic diagram showing layout of the test

3 裝置結構優化研究

3.1 數值模型構建

由物理模型試驗結果可知，裝置主要在波浪入射方向剖面運動，因此本研究利用ANSYS-fluent軟件，采用二維數值模型進行計算。建立的浮標波能供電系統二維模型示意圖及數值模型網格設置如圖4 所示，同樣簡化二、三級能量轉換系統。裝置主體為圓臺形，直徑為1.50 m，高0.25 m，氣室直徑為0.25 m，頂部孔板開孔面積為液面面積的1%。利用ANSYS-ICEM 軟件進行網格劃分，由于涉及到浮體的運動，在裝置區域使用非結構化網格，其具有良好的適應性；兩端區域為結構化網格，可以大幅減少網格數量，并且規則的網格排列可降低不必要的數值耗散，提高計算精度與效率。為了捕捉到更精確的自由水面和裝置周圍流體的運動，在自由表面及裝置周圍進行了網格加密。

圖4 二維模型示意圖及數值模型網格設置Fig. 4 2D numerical model and grid settings

裝置的運動由ANSYS-Fluent 中的動網格技術、Six DOF 技術以及用戶自定義函數（UDF）共同完成。其中動網格技術與Six DOF 可以實現裝置的自由運動，UDF 進行裝置系泊力的模擬。物理試驗中模型采用張緊式系泊，故單根系泊的系泊力可以由式（1）表示。由于對氣室氣流速度起主要影響的為垂蕩運動，因此在二維數值模擬中初步研究裝置在垂蕩運動下的性能響應。由于試驗為三點系泊，故加載在裝置上的系泊力可由式（2）表示：

式中：Fk為單根系泊的系泊力；F0為單根系泊的預應力；k為單根系泊的彈性系數； Δl為單根系泊的伸長量；Fky為加載在裝置上的系泊力；F0y為F0的y向分量；ky表示單根系泊的y向彈性修正系數；Δy表示裝置的垂蕩位移， Δy可由Fluent 中的Six DOF 技術讀取。

3.2 數值模型的驗證

為保證所構建浮標波能供電數值模型的可靠性，需對模型進行運動和氣動響應驗證。如圖5 所示，y*表示裝置垂蕩幅值與波高H的比值，p*=p/(ρairgh)、h*=h/H分別為壓強與液位的無量綱數，紅線代表數值模擬結果，藍色小方塊表示物理試驗結果。誤差結果表明，裝置運動響應與氣動性能的數值模擬與試驗結果擬合較好，整體趨勢相吻合，垂蕩響應與3 種氣動性能參數皆隨周期增大呈下降趨勢。在周期T=2 s 以前，裝置在運動與氣動性能上的誤差值極小，不超過8%，而在周期逐漸增大的過程中，出現了4 種參數幅值略微偏大的情況，在周期T=2.5 s 時較明顯。初步推斷，由于數值模擬限制了縱蕩方向位移，而試驗中周期越大縱蕩位移越大，因此大周期處更劇烈的縱蕩位移所含能量被轉換為垂蕩方向能量，導致裝置在大周期時的垂蕩幅值誤差增大。而垂蕩位移的增加進一步造成裝置和水體相對運動幅度增大，使氣室液位與氣室液面速率增大，從而導致氣室空氣受擠壓程度變大，氣室壓強增大。但整體來看，裝置運動與氣動響應誤差均在合理范圍內，能保證數值模型計算的準確性。

圖5 裝置垂蕩響應及氣動性能誤差分布Fig. 5 Motion response and aerodynamic performance error of the device

3.3 結構優化參數

為使模型更具實際參考意義，將裝置還原為實際浮標尺寸：直徑為15.0 m、高為2.5 m、氣室直徑為2.5 m、孔板面積為氣室液面面積的1%，數值水槽也同比擴大，水深為10 m、吃水為1.25 m。根據國家海洋科學數據中心（2020）青島小麥島的波浪條件，取波高H=0.8 m，周期T分別為4 s、6 s、8 s、10 s 和12 s，結構優化從氣室直徑尺寸、孔板尺寸和雙氣室開孔間距三個方面展開。氣室直徑尺寸直接影響裝置的波浪俘獲能力，透平產生的壓降也會影響氣室的氣動性能，在此氣室尺寸和孔板尺寸基礎上，進行雙氣室開孔間距的優化研究。以氣室俘獲寬度比CWR 作為裝置的氣動性能評定參數，如式（3）所示：

式中：Pair為氣室空氣功率；Pwave為波浪功率；L為裝置的能量俘獲寬度。規則波下的波浪功率和氣室空氣功率分別如式（4）和式（5）所示：

式中： ρw為水的密度；ζ為入射波振幅；p(t)為氣室內空氣壓強；q(t)為空氣流量；t0為某一時刻值；n為自然數；Cg為波能傳播速度，計算式為：

式中：k為波數；h為水深。

4 優化研究結果及分析

4.1 氣室尺寸優化

裝置在不同氣室直徑下的氣動性能如圖6 所示，氣室直徑比Ld為入射波長 λ與氣室直徑d之比，氣室直徑在2.5～6.0 m 等間隔取值。氣室壓強隨Ld增大而增大，空氣流量隨Ld減小而減小，空氣功率和俘獲寬度比隨Ld增大呈先增大后減小趨勢，均在Ld=5.5、d=4.5 m 時分別取得最優值511 W、0.198 m-1。其中入射波周期越小，裝置氣動響應越大，變化幅度也越大。圖7 為周期T=4 s 情況下，d分別取值3.0、4.5 和6.0 m 時的水體流場和空氣流速圖。由圖7 可知，氣室直徑越大，氣室液面速率越低，導致內部壓強越小，但氣室尺寸增大相應空氣流量同樣增大，流速變大，因此空氣功率和俘獲寬度比綜合壓強與流量因素，在Ld=5.5、d=4.5 m 時取得最優值。

圖6 裝置氣動性能隨波長氣室直徑比Ld 變化Fig. 6 Changes of the aerodynamic performance of the device with the wave length to gas chamber diameter ratio Ld

圖7 不同氣室直徑情況下裝置周圍流場與空氣流速分布Fig. 7 Distributions of flow field and air flow velocity around the device under different gas chamber diameters

4.2 孔板尺寸優化

裝置在較優氣室直徑基礎上，進行孔板尺寸優化，孔板面積與液面面積比e的取值范圍為0.25%～2.25%，結果如圖8 所示?？梢钥闯?，隨著e增大，氣室壓強逐漸減小，空氣流逐漸增大，空氣功率和俘獲寬度比呈先增大后減小的趨勢；其中周期越小氣動性能響應越大，在周期T=4 s、e=1.25%處空氣功率和俘獲寬度比分別取得最大值555 W、0.223 m-1。分析推斷，孔板尺寸越大，氣室排出氣體所受阻力越小，因此氣室壓強越小，而空氣流量與過流面積和流速正相關，面積的量級小于流速，因此面積的變化量影響較大，故e越大流量越大。

圖8 裝置氣動性能隨孔板面積比e 的變化Fig. 8 Changes of the aerodynamic performance of the device with the orifice area to plate area ratio e

4.3 雙氣室及其間距影響

為充分利用大型海洋浮標的體積優勢，以氣室尺寸：直徑d=4.5 m、e= 1.25%為基礎，保證總氣室液面面積不變，將氣室增加到2 個，2 個氣室直徑d1=d2=d/2D，其中D為浮標直徑，如圖9 所示，c為氣室間距。圖10 為裝置在不同氣室間距比Lk= λ/c下的氣動響應情況，氣室壓強、流量、空氣功率和俘獲寬度比均隨Lk的增大呈先增大后減小的趨勢，且周期越小響應越大，在周期T=4 s、Lk=7時有最大功率和俘獲寬度比，分別為680 W、0.26 m-1。裝置在T=4 s 時，呼氣時刻流場流速如圖11 所示，k=c/d，隨著氣室間距增大，左邊氣室水體流速和空氣流速逐漸增大至穩定，右邊氣室水體及空氣流速先略微增大后減小，因此在Lk=7，即k=0.75處，左右氣室的綜合功率及俘獲寬度比取得最大值。

圖9 雙氣室結構示意圖Fig. 9 Schematic diagram of the double air chambers

圖10 裝置氣動性能隨波長氣室間距比Lk 的變化Fig. 10 Changes of the aerodynamic performance of the device with the wave length to air chamber spacing ratio Lk

圖11 不同氣室間距情況下流場與流速分布Fig. 11 Distributions of flow field and air flow velocity around the device under different gas chamber spacing k

5 結 論

本文設計了基于振蕩水柱原理的大型海洋浮標波能供電系統，并構建了其二維數值計算模型，通過與試驗的運動與氣動響應對比驗證了其可靠性。得到主要結論如下。

1）氣動性能對入射波周期的變化較為敏感，小周期波的獲能效益更大，在所研究入射波周期范圍內，周期T=4 s 時氣動響應最大，大周期波T=10 s 和12 s 幾乎沒有波能俘獲能力。

2）裝置的功率與俘獲寬度隨氣室直徑比的增大先增加后減小，在Ld=5.5 時取得最優值，分別為511 W、0.198 m-1，較優氣室直徑d=4.5 m。

3）隨著孔板面積比e增大，裝置功率與俘獲寬度比先增大后減小，在e=1.25%處分別取得最優值555 W、0.223 m-1。

4）隨著雙氣室間距比Lk增大，裝置功率與俘獲寬度比呈先增后減趨勢，在Lk=7、氣室間距k=0.75 時，分別取得最優值680 W 和0.26 m-1。