浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)在規(guī)則波和定常風(fēng)作用下的動(dòng)力響應(yīng)分析

， ， ，

(上海交通大學(xué)， 上海 200240)

0 引言

隨著社會(huì)經(jīng)濟(jì)的飛速發(fā)展，人類(lèi)對(duì)能源的需求量與日俱增，風(fēng)能作為一種綠色可再生能源，越來(lái)越受到人們的關(guān)注。相比陸上風(fēng)電，海上風(fēng)電擁有較大的優(yōu)勢(shì)：風(fēng)速高、風(fēng)情穩(wěn)定、風(fēng)切小及不占用寶貴的土地資源等。

分析浮式風(fēng)機(jī)在環(huán)境載荷中的動(dòng)力響應(yīng)是設(shè)計(jì)浮式風(fēng)機(jī)的關(guān)鍵。美國(guó)MIT Sclavounos教授的團(tuán)隊(duì)最先開(kāi)始該領(lǐng)域的相關(guān)研究：Withee開(kāi)發(fā)了全耦合動(dòng)力響應(yīng)程序來(lái)預(yù)測(cè)風(fēng)機(jī)系統(tǒng)在隨機(jī)風(fēng)和波浪作用下的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)[1]；Lee 提出了TLP型和Spar型兩種浮式風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的概念設(shè)計(jì)，并對(duì)其在風(fēng)浪中的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行了評(píng)估[2]；Wayman開(kāi)發(fā)了一套可以用來(lái)計(jì)算頻域內(nèi)浮式風(fēng)機(jī)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)、水動(dòng)力和空氣動(dòng)力耦合響應(yīng)的程序，并用該程序?qū)τ糜谥С? Mw風(fēng)機(jī)，適用于30 m～ 300 m水深的風(fēng)機(jī)平臺(tái)進(jìn)行了預(yù)研[3]。美國(guó)國(guó)家可再生能源實(shí)驗(yàn)室在相關(guān)領(lǐng)域也比較領(lǐng)先，所開(kāi)展的研究主要有：Jonkman和Buhl開(kāi)發(fā)了用于浮式風(fēng)機(jī)的空氣動(dòng)力學(xué)-水動(dòng)力學(xué)-控制系統(tǒng)-結(jié)構(gòu)分析完全耦合計(jì)算程序，并用該程序研究了駁船型5 Mw浮式風(fēng)機(jī)在環(huán)境載荷中的動(dòng)力響應(yīng)[4]；Matha等使用FAST、AeroDyn和HydroDyn等模塊，考慮系泊系統(tǒng)，研究了5MW TLP型浮式風(fēng)機(jī)的動(dòng)力響應(yīng)[5]；Masciola等基于分析陸上風(fēng)機(jī)的FAST軟件模塊和分析錨泊系統(tǒng)的商業(yè)軟件OrcaFlex，開(kāi)發(fā)了用于研究浮式風(fēng)機(jī)與系泊系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)的FAST-ORCAFLEX耦合程序[6]。近年來(lái)，挪威NTNU和MARINTEK也加大了浮式風(fēng)機(jī)動(dòng)力響應(yīng)的研究力度：Nielsen等基于計(jì)算陸上風(fēng)機(jī)的程序HAWC2和計(jì)算海洋結(jié)構(gòu)物動(dòng)力響應(yīng)的SIMO/RIFLEX程序，開(kāi)發(fā)了一個(gè)研究浮式風(fēng)機(jī)動(dòng)力響應(yīng)的計(jì)算程序，并使用該程序研究了HYWIND浮式風(fēng)機(jī)在風(fēng)浪中的動(dòng)力響應(yīng)[7]；Karimirad 和Moan使用DeepC計(jì)算了浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)在極端海況和工作海況的動(dòng)力響應(yīng)，并分析了風(fēng)機(jī)的發(fā)電功率、風(fēng)機(jī)塔架的彎矩等[8～10]。此外，Sweetman和Wang運(yùn)用剛體運(yùn)動(dòng)動(dòng)量守恒定律，計(jì)算了浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)在風(fēng)浪中的大幅運(yùn)動(dòng)[11,12]；Matsukuma和Utsunomiya研究了2MW Spar型浮式風(fēng)機(jī)在葉片轉(zhuǎn)動(dòng)情況下的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)[13]。

1 模型參數(shù)和環(huán)境條件

2010年，Jonkman提出了OC3-Hywind Spar型浮式風(fēng)機(jī)模型[14,15]，由于它在風(fēng)浪下的穩(wěn)性較好，并且建造較方便，引起了大量學(xué)者的關(guān)注。因此，以O(shè)C3-Hywind浮式風(fēng)機(jī)系統(tǒng)為研究對(duì)象，其參數(shù)如表1所示。

表1 OC3-Hywind 浮式風(fēng)機(jī)參數(shù)

假設(shè)波浪與風(fēng)沒(méi)有相互影響，設(shè)定規(guī)則波浪條件如表2所示。

根據(jù)OC3-Hywind正常工作狀態(tài)下的風(fēng)速要求，設(shè)定均勻定常風(fēng)風(fēng)速如表3所示。

表2 規(guī)則波條件

表3 均勻定常風(fēng)風(fēng)速

2 時(shí)域內(nèi)浮式風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)

基于Knauer等提出的方法[16]，用以下公式計(jì)算作用于浮式風(fēng)機(jī)葉片上的推力：

(1)

式中：ρa(bǔ)為空氣密度；A為葉片掃過(guò)的總面積；CT為風(fēng)機(jī)葉片的推力系數(shù)，其與相對(duì)風(fēng)速的關(guān)系如圖1所示；Ur為來(lái)風(fēng)與風(fēng)機(jī)的相對(duì)速度。

2.1 平臺(tái)在均勻定常風(fēng)中的靜平衡位置

使用SESAM軟件中的DeepC模塊，計(jì)算系泊狀態(tài)下浮式風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)及錨鏈的張力。平臺(tái)用三個(gè)錨鏈固定，Line1指向風(fēng)和浪的方向(假設(shè)風(fēng)和浪的方向相同)，Line2和Line3在平臺(tái)周?chē)鶆蚍植?，即從上往下看每個(gè)錨鏈間的夾角為120°(如圖2所示)。

圖1 相對(duì)風(fēng)速與推力系數(shù)的關(guān)系圖 圖2 錨鏈的布局和風(fēng)、浪方向

在沒(méi)有浪作用的情況下，計(jì)算得到平臺(tái)在均勻定常風(fēng)作用下的靜平衡位置(如圖3所示)。根據(jù)式(1)，當(dāng)風(fēng)速為11.4 m/s時(shí)風(fēng)機(jī)所受的風(fēng)力最大，所以靜平衡狀態(tài)下，此時(shí)平臺(tái)的縱向位移、下沉和縱傾也最大。

圖3 平臺(tái)在均勻定常風(fēng)作用下的靜平衡位置

2.2 規(guī)則波和均勻定常風(fēng)作用下平臺(tái)的動(dòng)力響應(yīng)

取周期10 s的規(guī)則波和速度11.4 m/s的均勻定常風(fēng)為例，分析平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)和錨鏈的張力時(shí)歷，并對(duì)其進(jìn)行譜分析(如圖4所示)。從圖4中可以看出，當(dāng)波浪的頻率為0.10 Hz時(shí)，平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)可以分為頻率約為0.01 Hz和0.04 Hz的低頻部分，以及頻率為波頻的高頻部分。對(duì)于縱蕩，頻率為0.01 Hz的能量與頻率為0.04 Hz的能量相當(dāng)；對(duì)于縱搖和垂蕩，頻率為0.01 Hz的能量幾乎為0，而頻率為0.04 Hz的運(yùn)動(dòng)能量較大。由于平臺(tái)的固有頻率大約為0.04 Hz，可以推測(cè)頻率為0.04 Hz的低頻運(yùn)動(dòng)與平臺(tái)的固有頻率有關(guān)。同時(shí)，由于錨鏈的張力變化也表現(xiàn)為0.01 Hz的低頻部分，可以推測(cè)平臺(tái)頻率為0.01 Hz的低頻運(yùn)動(dòng)與錨鏈有關(guān)。由于Line2的張力與Line3的相同，因此圖中都沒(méi)有給出Line3的結(jié)果。

圖4 平臺(tái)運(yùn)動(dòng)和錨鏈張力的時(shí)歷和功率譜

對(duì)波浪周期為10 s，不同風(fēng)速下的算例時(shí)歷進(jìn)行譜分析，結(jié)果如圖5所示。從圖5中可以看出，雖然風(fēng)速不同，但是低頻運(yùn)動(dòng)的頻率并不隨風(fēng)速的變化而變化，說(shuō)明低頻運(yùn)動(dòng)的頻率與風(fēng)速無(wú)關(guān)。

對(duì)風(fēng)速為11.4 m/s，不同周期規(guī)則波的算例時(shí)歷進(jìn)行譜分析(如圖6所示)。從圖6中可以看出，低頻運(yùn)動(dòng)的頻率并不隨波浪頻率的改變而改變。同時(shí)，當(dāng)波浪的頻率接近低頻運(yùn)動(dòng)的頻率時(shí)，低頻運(yùn)動(dòng)的能量在總能量中的比重增加，說(shuō)明平臺(tái)在低頻波浪作用下更危險(xiǎn)。

對(duì)不同周期規(guī)則波及不同風(fēng)速均勻定常風(fēng)作用下平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)和錨鏈的張力進(jìn)行最大值分析，結(jié)果如圖7所示。從圖7中可以看出，平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)和錨鏈的張力是由風(fēng)和波浪載荷共同作用的結(jié)果；平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)幅度隨著平臺(tái)所受風(fēng)力和波浪周期的增加(即波浪頻率的降低)而增大。

圖 5 周期為10s規(guī)則波和均勻定常風(fēng)作用下平臺(tái)運(yùn)動(dòng)和錨鏈張力的功率譜

圖6 規(guī)則波和風(fēng)速為11.4m/s均勻定常風(fēng)作用下平臺(tái)運(yùn)動(dòng)和錨鏈張力的功率譜

圖7 規(guī)則波和均勻定常風(fēng)作用下平臺(tái)運(yùn)動(dòng)和錨鏈張力的最大值分析

3 結(jié)論

在建立了OC3-Hywind Spar型浮式風(fēng)機(jī)模型的基礎(chǔ)上，計(jì)算了時(shí)域內(nèi)系泊風(fēng)機(jī)平臺(tái)在規(guī)則波和均勻定常風(fēng)作用下的耦合動(dòng)力響應(yīng)。從時(shí)域計(jì)算結(jié)果可知，系泊風(fēng)機(jī)平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)可以分為兩個(gè)部分：與平臺(tái)的固有頻率和系泊系統(tǒng)有關(guān)的低頻運(yùn)動(dòng)以及與波浪頻率有關(guān)的高頻運(yùn)動(dòng)。在考慮系泊系統(tǒng)的情況下，平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)和錨鏈的張力是由風(fēng)和波浪共同決定的，作用于風(fēng)機(jī)的風(fēng)力大小決定了平臺(tái)運(yùn)動(dòng)和錨鏈張力的量級(jí)，波浪的作用使平臺(tái)和錨鏈以靜平衡狀態(tài)為中心振蕩。當(dāng)波浪頻率趨近低頻運(yùn)動(dòng)的頻率時(shí)，由波浪引起的平臺(tái)運(yùn)動(dòng)和錨鏈張力較大；反之，波浪對(duì)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)和錨鏈張力影響較小。

[ 1 ] Withee J E. Fully Coupled Dynamic Analysis of a Floating Wind Turbine System[D]. Massachusetts, USA: Massachusetts Institute of Technology, 2004.

[ 2 ] Lee K H. Responses of Floating Wind Turbines to Wind and Wave Excitation[D]. Massachusetts, USA: Massachusetts Institute of Technology, 2005.

[ 3 ] Wayman E. Coupled Dynamics and Economic Analysis of Floating Wind Turbine Systems[D]. Massachusetts, USA: Massachusetts Institute of Technology, 2006.

[ 4 ] Jonkman J，Buhl M. Loads Analysis of a Floating Offshore Wind Turbine Using Fully Coupled Simulation[C]. WindPower 2007 Conference & Exhibition. Los Angeles, USA, June, 2007.

[ 5 ] Matha D, Fischer T, Kuhn M，Jonkman J. Model Development and Loads Analysis of a Wind Turbine on a Floating Offshore Tension Leg Platform[C]. 2009 European Offshore Wind Conference and Exhibition, Stockholm, Sweden, September, 2009.

[ 6 ] Masciola M,Robertson A, Jonkman J, Driscoll F. Investigation of a FAST-ORCAFLEX Coupling Module for Integrating Turbine and Mooring Dynamics of Offshore Floating Wind Turbines[C]. 2011 International Conference on Offshore Wind Energy and Ocean Energy. Beijing, China. 2011.

[ 7 ] Nielsen F G, Hanson T D, Skaare B. Integrated Dynamic Analysis of Floating Offshore Wind Turbines[C]. 25th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering. Hamburg, Germany. 2006.

[ 8 ] Karimirad M, Moan T. Extreme Structural Dynamic Response of a SPAR type Wind Turbine[J]. Transaction B: Mechanical Engineering. Vol. 17, No. 2, 2010: 146-156.

[ 9 ] Karimirad M, Moan T. Extreme Dynamic Structural Response Analysis of Catenary Moored Spar Wind Turbine in Harsh Environmental Conditions[J]. Journal of Offshore Mechanics and Arctic Engineering. Vol. 133, November 2011: 103-117.

[10] Karimirad M, Moan T. Wave-and Wind-induced Dynamic Response of a Spar-type Offshore Wind Turbine[J]. Journal of Waterway, Port, Coastal and Ocean Engineering. Vol. 138, 2012: 9-20.

[11] Sweetman B, Wang L. Floating Offshore Wind Turbine Dynamics: Large-Angle Motions in Euler-Space[J]. Journal of Offshore Mechanics and Arctic Engineering. Vol. 134, 2012: 1903-1911.

[12] Wang L, Sweetman B. Simulation of Large-amplitude motion of floating wind turbines using conservation of momentum[J ]. Ocean Engineering. Vol. 42, 2012: 155-164.

[13] Matsukuma H， Utsunomiya T. Technical Paper: Motion Analysis of a Floating Offshore Wind Turbine Considering Rotor-rotation[J]. The IES Journal Part A: Civil & Structure Engineering. Vol. 1, 2008: 268-279.

[14] Jonkman J, Butterfield S, Musial W，Scott G. Definition of a 5-MW Reference Wind Turbine for Offshore System Development[R]. Technical Report. NREL/TP-200-38060, 2009.

[15] J. Jonkman. Definition of the Floating System for Phase IV of OC3[R]. Technical Report. NREL/TP-500-47535, 2010.

[16] A. Knauer, T. D. Hanson and B. Skaare. Offshore Wind Turbine Loads in Deep-water Environment[C]. EWEC 2006, Athens, 2006.