半潛漂浮式風機載荷及運動響應敏感性分析

唐 荊 趙 鷹

1.上海電氣風電集團股份有限公司

2.上海電力設計院有限公司

0 概述

隨著陸地風能資源利用日益飽和，風電開發從陸地走向海洋、由固定式走向漂浮式是必然趨勢。由于深海區域風速高，具有更高功率產能優勢，海上風電機組正快速由近海向深遠海擴張，并呈現出大型化規?；厔荩?］，但海水深度增加和極端海況環境對于漂浮式風機設計提出了更高要求。漂浮式風機平臺基礎主要分為單立柱式、半潛式、張力腿式、駁船式四種，其中半潛式依靠其濕拖運輸安裝難度小、適應水深靈活、技術相對成熟等優點得到了廣泛應用，半潛式風機是深遠海風能資源開發最有可能盡快實現技術標準化的方案。由于半潛式結構更適合于我國近海大陸架過渡水深特征，當前漂浮式風機工程示范項目均采用半潛結構型式，例如海裝扶搖號6.2 MW 項目［2］、龍源南日島4 MW風漁項目、三峽陽江5.5 MW項目。

相比于陸上和淺海固定式風機，深海漂浮式風機工作在更加復雜的海洋環境中。上部風機在風場中承受氣動載荷，漂浮式基礎和系泊系統受到波浪和海流的水動力載荷，系統氣動-水動-錨鏈之間的耦合作用使得基礎運動與風機運動相互影響，從而影響風機氣動特性和基礎穩定性。不同的海洋環境、不同的風機工況，會較大程度地改變浮式風機系統的結構載荷、運動響應和錨鏈張力，尤其在極端環境條件下波頻運動可能很大。其中，偏航誤差和風浪夾角是研究熱點［3-5］，但往往只關注單一因素對基礎錨鏈頻域性能的影響，在綜合考慮風、浪、流多種設計因素的動態響應影響規律上分析較少。此外，多項研究分析了風機分別在發電、停機、故障等工況下的特征載荷和平臺運動，認為停機工況是影響超大兆瓦漂浮式機組極限設計的關鍵設計工況［6-7］。

當前漂浮式風機設計通常是將傳統海工頻域仿真方法與風機時域仿真方法結合起來，通過浮式平臺與風機結構一體化建模仿真實現兩者的設計迭代。文獻［8-9］對比了不同水動力模型對于大型漂浮式基礎的仿真精度，認為勢流理論與莫里森方法組合的方式更為合理，且非線性波浪力對于準確獲得波浪激振頻率以外的激勵力非常重要。

本文采用漂浮式風機一體化建模時域仿真方法，綜合考慮風速、風向、風浪夾角、機頭朝向、偏航誤差、波浪頻譜、流速等多種因素的影響，從整機運動及載荷兩方面分析設計參數變化對漂浮式風機在關鍵極限停機工況下的動態響應敏感性，從而為漂浮式風機設計及優化提供參考。

1 漂浮式風機系統建模

1.1 風機及半潛平臺參數

采用學術上已公開的NREL 5 MW 風機［10］和OC4-DeepCwind 半潛平臺［11］組成海上漂浮式風機系統OC4-5 MW。 NREL 5 MW 風機主要參數見表1。風輪直徑126 m，輪轂中心高度90 m。

表1 NREL 5 MW 風機主要參數

該漂浮式風機的半潛平臺結構采用三支立柱以60°對稱組成型式，風機塔筒立于平臺的中心立柱上，且塔底與平臺連接處距離水平面以上10 m，風機塔架的設計高程相應調整為10～87.6 m。OC4-5 MW 設計吃水深度20 m，采用懸鏈線系泊方式，3根錨鏈分別連接三支下立柱并錨定于200 m 水深海域，平臺與系泊系統主要結構和參數見圖1和表2。

圖1 半潛漂浮式平臺設計結構及尺寸

表2 OC4-DeepCwind半潛平臺和系泊系統主要參數

1.2 一體化建模方法

漂浮式風機一體化設計是風機氣動設計與漂浮式基礎設計兩者相互迭代的過程。采用專業風機軟件DNVGL-BLADED［12］建立OC4-5 MW 漂浮式風機系統的一體化模型，并開展時域動態響應仿真，結構模型如圖2所示。

圖2 漂浮式風機BLADED模型

風機氣動計算基于葉素動量理論，考慮葉片、塔架和傳動鏈的柔性和結構阻尼，并增加葉尖損失、動態尾流和塔影效應等修正模型。由于半潛基礎平臺包含大尺度立柱和小尺度連桿構件，故采用勢流理論與莫里森方法組合方式建模；通過BLADED 調用WAMIT 頻域水動力分析的波浪激振力、附加質量力、輻射阻尼力和靜水剛度性能結果，在BLADED 軟件中實現氣動-水動力耦合時域仿真。系泊系統建模采用準靜態模型，以等效剛度矩陣形式定義在水平x和垂直z方向上的位移-系泊力，系泊剛度曲線見圖3所示。

圖3 系泊剛度曲線

模型在六自由度下的靜穩性運動衰減周期見表3，與水池縮比模型試驗［13］對比的最大誤差為6.8%，其中，與系泊屬性相關的縱蕩和艏搖方向誤差相對較大。

表3 漂浮式風機運動衰減周期對比

1.3 環境建模及工況定義

表4 列出了仿真工況的敏感性參數，其中工況Case#0 為基準工況，假設為靜水狀態，不考慮浪流作用。為了消除湍流的不確定性影響，來流風采用穩態風模型，風剪切系數采用極端風模型標準值0.11［14］。由于控制器設計及其穩定性會極大影響風機運行性能，而本文重點考慮環境等因素作用，故風速變化選取影響關鍵極限設計的25～65 m/s區間以覆蓋切出風速和臺風情況，工況參數定義見Case#1。我國海上漂浮式風機多適用于福建、海南一帶深水海域，故基準工況使用該地區50年一遇極端風速中較為適中的50 m/s。

表4 關鍵極限停機仿真工況的敏感性參數

三立柱式的浮式基礎是一個軸對稱結構，考慮風向和浪向在0～180°范圍變化時對基礎運動的影響，如圖4 所示。當風向與浪向不一致時存在風浪夾角，在風速較低時風浪夾角較大，在風速較高時風浪夾角較小，常見風浪夾角可達30°～60°，中高風速段大于90°的概率不足1%，故在高風速下僅考慮0～90°風浪夾角的影響，工況參數定義見Case#2。

圖4 在基礎坐標系下的風浪方向和機頭朝向

風機風輪在偏航系統作用下是可以在0～360°范圍水平旋轉的，由于基礎對稱性，考慮機頭朝向在基礎坐標系下0～60°角度變化對基礎運動性能的影響；當風機處于偏航對風狀態時，機頭迎向來流風向；當風機關閉偏航系統時，機頭朝向與風向之間可能存在偏航誤差，工況參數定義見Case#3。

波浪形狀是不規則的，波高、波長以及傳播方向是變化的，并且有可能同時從一個或多個方向到達海上風機處。相對于其他基礎形式海上機組，波浪頻譜特性對半潛式機組影響較為明顯，例如波浪高度影響極限載荷、波浪周期影響疲勞載荷。采用JONSWAP 不規則波譜來描述波浪特征，該波譜為隨機波模型，由若干個單一頻譜分布的規則波分量以線性方式疊加而來，波譜表達式如下［15］：

其中，f——波浪頻率，

Hs——有義波，

2.2 早產兒腦癱組與對照組之間單倍型分析 將ATG5 基因中rs6568431、rs2299863和rs3804338這3個多態性位點進行單倍型構建。結果表明，ATC基因型與CTC基因型與早產兒患腦癱具有顯著相關性(P<0.05)。見表2。

Tp——譜峰周期fp=1/Tp，

γ——JONSWAP峰值參數：

其中，

當f≤fp時，σ= 0.07；當f＞fp時，σ= 0.09。在特定的波浪頻率范圍下，可計算得到該頻率范圍的波譜密度分布。在下文敏感性分析中，波譜的有義波高取值3～15 m，譜峰周期6～25 s，工況參數定義見Case#4。

海流是常見的海洋環境載荷之一，在深海區可將其看作水平方向具有恒定速度及方向的均勻流，僅在水深作用下變化。海流可分為表面流、洋流和近岸流三部分，由于洋流和近岸流影響相對較小，故僅考慮表面流載荷對漂浮式動態響應的影響，以流速來表征。流速隨著水深增加呈梯度遞減，直至海底為0 m/s。采用繞射理論計算作用在平臺水下部分構建的海流載荷［16］：

式（2）中：S——水下結構投影面積，

CD——阻力系數，

Vw——海流流速。

2 敏感性仿真結果分析

漂浮式風機按Case#0～Case#5 工況參數定義進行一體化仿真，得到風機在空轉情況下的不同時域動態響應結果。由于漂浮式風機在6個自由度上的結構響應與來流方向相關，故以水平合變量來評估響應大小。運動響應包括浮式基礎和風機機艙的水平合位移Dxy、繞水平面傾角Rxy、水平合加速度Axy三個歸一化變量；載荷響應包括塔筒底部與基礎相連處、塔筒頂部與機艙相連處的歸一化合彎矩Mxy。其中，水平合變量計算：

x，y——兩個水平坐標方向的變量。

Case#0 作為Case#1～Case#5 敏感性分析的參照基準，仿真結果見表5，其中上標0 表示原始變量。將各工況結果除以Case#0 結果，可得到無量綱的歸一化變量Dxy～Mxy，由于基準工況在靜水狀態下的加速度過小，故加速度的歸一化方式采用重力加速度值G=9.8 m/s2替代基準值，見表中＊號。

表5 Case#0基準工況仿真結果

2.1 風速與風向影響

漂浮式風機受25～65 m/s 風速和0～180°風浪方向影響的歸一化極限載荷及運動響應見圖5 所示，實線和虛線代表結果的三階擬合趨勢線。隨著風速和風浪方向變化，極限運動位移Dxy、傾角Rxy在基礎和機艙上的表現較一致。偏航對風狀態的位移、傾角和塔底彎矩明顯小于偏航關閉狀態；偏航關閉時，當風速由25 m/s 增大至65 m/s，將導致傾角和塔底彎矩增大2～6倍、位移增大1～3倍，其中風浪來自60°時位移最大、風浪來自60°～120°時傾角和塔底彎矩最大。

圖5 Case#1受風速和風向影響的歸一化極限載荷及運動響應

運動加速度受風速、風浪方向和偏航動作的影響不明顯，但靜水與非靜水的影響較大；基礎和機艙的極限加速度分別為約0.1G和0.3G，基礎加速度的相對變化比機艙更為敏感。

因此，在基礎安裝位置設計時，應盡量避開基礎縱蕩方向與風浪主頻方向夾角60°～120°；如無法避開，可通過開啟偏航對風控制來降低漂浮式風機載荷及運動響應。風機機艙部件設計需考慮至少0.3G加速度的影響。

2.2 風浪夾角影響

漂浮式風機受0°～90°風浪夾角影響的歸一化極限載荷及運動響應見圖6 所示，其中風始終來自0°且機頭正對風。隨著浪向在0°～90°變化，平均值與極限值的響應趨勢不一致；從平均值看，風浪夾角較大時，運動及塔底載荷較大；從極限值看，風浪夾角在0°、45°附近時對傾角、加速度和塔底載荷也較為不利。由于風浪夾角的影響趨勢規律性不明顯，設計時應充分考慮。

圖6 Case#2歸一化載荷及運動響應

2.3 機頭朝向及偏航誤差影響

漂浮式風機同時受0°～60°機頭朝向和偏航誤差(-60°)～180°偏航誤差影響的歸一化極限載荷及運動響應見圖7 所示，其中風和浪來自0°～180°且同向。風機空轉工況時，在基礎坐標系下的機頭朝向變化對載荷及運動響應影響較小，可能是風機位于基礎形心處從而對三立柱不平衡性的影響較小。在機頭朝向0°～60°變化的情況下，偏航誤差處于0°和180°時塔底載荷和風機傾角較小但塔頂載荷較大，而偏航誤差大于45°時風機位移較大。偏航誤差90°～120°時運動和載荷均較大。綜合來看，除偏航對風策略外，還可采用偏航180°背風策略有利于同時減小整體傾角、機艙加速度及塔底載荷。

圖7 Case#3歸一化極限載荷及運動響應

2.4 波浪載荷影響

漂浮式風機受波浪有義波高和譜峰周期影響的歸一化極限載荷及運動響應見圖8（a～b）所示。隨著波高增大，基礎和風機的結構響應均明顯增大；當波高從3 m增大到15 m時，運動傾角、加速度和塔底載荷將上升超過2 倍。隨著波浪周期增大，機艙位移、加速度和塔筒載荷下降明顯，但基礎位移增大，當周期超過20 s 后結構響應幅值趨于穩定。綜合來看，上部風機對波浪高頻區更為敏感、浮式基礎對波浪低頻區較敏感。

圖8 Case#4～Case#5的歸一化極限載荷及運動響應

2.5 流載荷影響

漂浮式風機受海流流速影響的歸一化極限載荷及運動響應見圖8（c）所示。隨著流速增大，基礎和機艙位移增大，相反塔筒載荷減小，而傾角先減小再增大，這種現象可能是由于流速3 m/s 時流載荷水平力與風推力之間的平衡導致的。引入流載荷后，風機加速度幅值仍然不超過0.01G，可能是均勻流速下的流載荷相對于風和波浪的波動性較小，因此對于加速度影響有限。

3 結論

以OC4-5MW 半潛漂浮式風機為對象，基于氣動-水動力-系泊耦合時域動態仿真對漂浮式風機的載荷及運動響應進行參數敏感性分析，對比了風機在關鍵極限停機工況下受風速、風向、風浪夾角、機頭朝向、偏航誤差、波浪載荷及流載荷多個因素影響的響應變化?？梢缘贸鲆韵陆Y論：

1）在基礎安裝位置設計時，應盡量避開基礎縱蕩方向與風浪主頻方向夾角60°～120°范圍；如無法避開，可通過開啟偏航對風控制或偏航180°背風策略來降低漂浮式風機載荷及運動響應。采用風機位于浮式基礎形心的設計方案時，機頭朝向變化對不平衡性影響較小。

2）風浪夾角對漂浮式載荷及運動響應的影響缺乏明顯規律性，設計時應充分考慮0°～90°夾角范圍。

3）波浪高度對風機載荷及運動響應的影響最為明顯，且風機上部對波浪高頻區較敏感、基礎對波浪低頻區更敏感。

4）風機機艙加速度受波浪高度、波浪周期以及流速的影響較大，受風速、風浪角度和機頭角度的影響較小，機艙部件設計需考慮至少0.3G加速度；基礎加速度幅值較小且對參數不敏感。