一體化海上測風(fēng)塔浮運(yùn)拖航性態(tài)分析

丁紅巖， 胡睿奇， 張浦陽， 樂叢歡

(1. 天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2. 濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(天津大學(xué))，天津 300072; 3. 天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072)

作為清潔能源之一的風(fēng)能因其清潔的、可再生的、儲量很大的優(yōu)勢而具有大規(guī)模發(fā)展?jié)摿Α：Ｉ巷L(fēng)電場的建設(shè)需要對擬建風(fēng)電場位置處的風(fēng)資源進(jìn)行評估，為風(fēng)電場建設(shè)提供客觀依據(jù)，是風(fēng)電場能否取得良好經(jīng)濟(jì)效益，達(dá)到預(yù)期收益的關(guān)鍵，是整個風(fēng)電場開發(fā)建設(shè)的重要環(huán)節(jié)[1-2]。海上測風(fēng)塔的建立在風(fēng)電場前期的風(fēng)資源評估、風(fēng)場微觀選址、風(fēng)電場規(guī)劃設(shè)計(jì)等方面提供資料，同時能夠?qū)︼L(fēng)電場風(fēng)況實(shí)時監(jiān)測、超短期預(yù)測，對數(shù)值預(yù)報模式，預(yù)報輸出數(shù)據(jù)比對和數(shù)值模式參數(shù)進(jìn)行校正[3-4]。隨著風(fēng)電技術(shù)的發(fā)展，風(fēng)機(jī)塔筒高度的提高，需要廣泛的評估風(fēng)能資源，對測風(fēng)塔的建造也提出了新的需求。海上測風(fēng)塔的使用年限較短，高度在100 m左右[5]。典型的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)型式有單樁基礎(chǔ)型式、導(dǎo)管架基礎(chǔ)、鋼制平臺基礎(chǔ)，這些型式均存在安裝設(shè)備費(fèi)用高等問題[6-10]。海上測風(fēng)塔基礎(chǔ)安裝施工是一項(xiàng)困難、復(fù)雜、耗時又費(fèi)力的工作。研發(fā)一種新型海上風(fēng)電測風(fēng)塔基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)，解決海上施工周期長、造價高、穩(wěn)定性差等問題，對海上風(fēng)資源的掌握和開發(fā)具有重要意義。

本文提出的可自浮拖航的一體式新型測風(fēng)塔結(jié)構(gòu)吸收了目前發(fā)展比較迅速的吸力筒型基礎(chǔ)型式和海上一步式安裝技術(shù)[11-14]。通過數(shù)值模擬分析，采用DNV-SESAM[15]程序?qū)λ倪呅胃⊥哺∠浣M合基礎(chǔ)型式進(jìn)行了頻域和時域的水動力分析。根據(jù)穩(wěn)性校核結(jié)果優(yōu)化基礎(chǔ)型式和上部塔架高度；建立了拖航水動力模型，分析了拖航要素對結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng)的影響規(guī)律，并針對一體化的浮運(yùn)技術(shù)進(jìn)行了完整分析。

1 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與數(shù)值模擬

本文以實(shí)際工程項(xiàng)目為研究背景，介紹了一種新型式帶有浮筒和浮箱結(jié)構(gòu)的四邊形一體式測風(fēng)塔結(jié)構(gòu)。四邊形結(jié)構(gòu)上部塔架高度為160 m，其基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)采用了吸力式筒裙結(jié)構(gòu)和矩形浮箱的組合型式，上部塔架是四邊形桁架結(jié)構(gòu)。筒裙結(jié)構(gòu)之間通過4個浮箱連接，筒裙結(jié)構(gòu)的下裙板最終插入土體，上裙板可以施加壓載。該結(jié)構(gòu)整體可以自浮拖航，下沉安裝時，結(jié)構(gòu)依靠自重下沉，如果沒有達(dá)到要求的下沉深度，可以通過浮箱注水壓載增加自重。浮運(yùn)過程的穩(wěn)性，拖航方式以及不同海況下的運(yùn)動響應(yīng)是水動力分析的主要內(nèi)容。

1.1 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

一體式測風(fēng)塔模型的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)為：測風(fēng)塔塔架、浮箱結(jié)構(gòu)及吸力式筒裙基礎(chǔ)，組合形成的可自浮拖航的結(jié)構(gòu)體系如圖1所示。該結(jié)構(gòu)是基于實(shí)際工程設(shè)計(jì)的，主要應(yīng)用于水深40 m的海域，上部為高聳四邊形桁架式塔架結(jié)構(gòu)，高度110 m，連接53 m的過渡段。實(shí)際安裝完成后過渡段大部分浸沒在水中，拖航時上部塔架總高度為163 m。浮箱組合基礎(chǔ)是由4個位于角點(diǎn)的圓形筒裙結(jié)構(gòu)與4個矩形浮箱依次相連而成的組合結(jié)構(gòu)。浮箱內(nèi)設(shè)有加強(qiáng)肋板以提高浮箱剛度，肋板底部設(shè)置了進(jìn)水孔。4個圓筒形裙板結(jié)構(gòu)與浮箱連接，筒裙分為上下2部分裙板結(jié)構(gòu)，上部裙板內(nèi)側(cè)設(shè)置有環(huán)向和徑向的肋板，底部裙板為承載結(jié)構(gòu)。

圖1 數(shù)值模擬模型Fig.1 Numerical model

根據(jù)浮穩(wěn)性的校核結(jié)果判斷底部浮箱和筒裙結(jié)構(gòu)的尺寸、連接方式在滿足提供足夠的回復(fù)力矩基礎(chǔ)上，迭代優(yōu)化得到適合的結(jié)構(gòu)型式。優(yōu)化時上部塔架結(jié)構(gòu)的跟開是固定的，因此設(shè)計(jì)時需保證塔架底部8個節(jié)點(diǎn)能夠支撐在浮箱或者筒裙頂蓋上。

本文基于163 m高度的上部塔架需要滿足的抗風(fēng)傾力矩要求，設(shè)計(jì)了如圖2所示3種基礎(chǔ)型式。針對3種型式，分別校核其初穩(wěn)性高和面積比。對于測風(fēng)塔的浮式基礎(chǔ)，結(jié)構(gòu)橫向、縱向尺寸一致，因此橫、縱傾穩(wěn)性不進(jìn)行區(qū)分。通過穩(wěn)性校核結(jié)果比較3種型式所能提供的回復(fù)力矩，選擇出適合163 m塔架高度的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)型式。針對另外2種型式的浮式基礎(chǔ)，在滿足拖航過程中抗傾覆要求的前提下，給出最大可以連接的上部塔架高度的建議范圍。

圖2 基礎(chǔ)型式Fig.2 Foundation models

3種基礎(chǔ)型式設(shè)計(jì)思路為浮箱結(jié)構(gòu)的型深(1.5～3 m)較一般的浮式結(jié)構(gòu)偏小，因而基礎(chǔ)吃水變化的幅度不大，故在吃水一定時，結(jié)構(gòu)的穩(wěn)心高與傾角無關(guān)，穩(wěn)心半徑僅與水線面的形狀有關(guān)。

1.2 數(shù)值計(jì)算

本文采用DNV-SESAM對一體式的測風(fēng)塔結(jié)構(gòu)的水動力特性進(jìn)行了數(shù)值模擬分析。

1.2.1 穩(wěn)性分析

浮體結(jié)構(gòu)受到風(fēng)、浪、流荷載等外力作用會發(fā)生傾斜，外力消失后，結(jié)構(gòu)能夠回復(fù)到原來的平衡位置。該結(jié)構(gòu)具有抗傾覆的能力，此抵抗力稱為復(fù)原力，產(chǎn)生的效果稱為復(fù)原力矩。計(jì)算結(jié)構(gòu)在自浮狀態(tài)下的初穩(wěn)性時，采用DNV SESAM 軟件的HydroD模塊提供的IMO(國際海事組織)設(shè)計(jì)風(fēng)譜進(jìn)行風(fēng)傾力矩的計(jì)算?；诔醴€(wěn)性的分析結(jié)果，得到能夠滿足穩(wěn)性要求的基礎(chǔ)型式(模型3)進(jìn)一步進(jìn)行破艙穩(wěn)性的分析。根據(jù)不同船級社中關(guān)于一般浮式結(jié)構(gòu)的穩(wěn)性要求，研究結(jié)構(gòu)完整穩(wěn)性、破艙穩(wěn)性。

波浪荷載的頻率跨幅較大，包含了一般浮式結(jié)構(gòu)的自振頻率。因此對于一體式測風(fēng)塔模型進(jìn)行了頻域分析，計(jì)算了不同浪向角下各個自由度的運(yùn)動幅值響應(yīng)算子RAO，從而得出結(jié)構(gòu)在波浪力作用下的運(yùn)動特性。

1.2.2 拖航分析

采用DNV-SESAM的SIMA模塊對一體式測風(fēng)塔拖航過程進(jìn)行了時域分析，采用模塊中單線耦合模擬簡化系纜模型，建立系纜點(diǎn)，根據(jù)纜繩的特性輸入相關(guān)剛度參數(shù)。將HydroD模塊計(jì)算的頻域水動力結(jié)果，導(dǎo)入SIMA模塊中建立完整的拖航模型，設(shè)置環(huán)境條件，計(jì)算拖航過程的時域響應(yīng)。時域計(jì)算僅考慮一階波浪荷載，波浪、流荷載作用在結(jié)構(gòu)上。影響拖航特性的因素較多，如纜繩長度、系纜點(diǎn)位置以及環(huán)境海況。因此針對單一海況條件(波高、周期、浪向角)和聯(lián)合海況下的動力響應(yīng)進(jìn)行了對比分析。

1.3 邊界條件

1.3.1 穩(wěn)性校核

本文基于實(shí)際工程的水文資料，穩(wěn)性計(jì)算是在8級風(fēng)作用下的風(fēng)傾力矩，即20 m/s風(fēng)速海況下的穩(wěn)性。鑒于該海域水深為43 m，拖航距離較近，因此沒有按照中國船級社(CCS)《海上拖航指南》[16]規(guī)范中的海上浮式結(jié)構(gòu)的拖航要求的沿海航區(qū)設(shè)計(jì)風(fēng)速30.9 m/s來進(jìn)行抗傾覆校驗(yàn)。國際規(guī)范中對與穩(wěn)性校核的要求并不十分一致，其中《海上拖航指南》[16]要求初穩(wěn)性高不小于0.3 m，面積比不小于1.4，DNV[17]要求初穩(wěn)性高不小于0.5 m，復(fù)力矩與風(fēng)壓橫傾曲線至第二交點(diǎn)處的兩曲線所包圍的面積比值不小于1.4。

1.3.2 破艙說明

分艙結(jié)構(gòu)不僅可以在下沉過程中提供壓載空間，還能夠用于調(diào)節(jié)整體平衡。但是艙室如果發(fā)生破壞，在拖航過程中進(jìn)水，此時艙內(nèi)的自由液面的運(yùn)動會影響外部結(jié)構(gòu)的穩(wěn)性，同時偏心自重會增加結(jié)構(gòu)的傾覆概率。假設(shè)破艙位置的出現(xiàn)是隨機(jī)的，分析破艙對于穩(wěn)性的具體影響時，考慮分別增加進(jìn)水艙的數(shù)量或者改變進(jìn)水艙室的位置。本文對比了未破艙(完整)、破一艙、浮筒一半破艙，單個浮筒全破艙，以及2個浮筒各破4艙這5種情況。模型3的分艙形式及編號的示意圖如圖3所示。

圖3 模型3的分艙示意Fig.3 Compartment scheme for model 3

1.3.3 拖航分析工況

影響拖航特性的因素較多，根據(jù)外部荷載的特點(diǎn)，分別研究了單一海況下，波高、周期、浪向角等因素下的拖航動力響應(yīng)，同時針對纜繩長度的不同、拖纜力的大小、系纜點(diǎn)的位置等因素研究其拖航穩(wěn)性。對單因素的工況設(shè)計(jì)主要包含以下內(nèi)容：波高變化：1、2、3 m；浪向角變化：0°、45°、90°、180°；纜繩長度變化：100、150、200 m；系纜點(diǎn)位置Z(結(jié)合浮筒高度)：水面以下(Z=-1.5 m)、水面處(Z=0 m)、水面以上(Z=1.5 m)。實(shí)際的拖航速度一般控制在3～6 kn左右，不同條件對纜繩拉力以及航速的影響情況進(jìn)行了分析比較。拖航方向和浪向角的定義見圖4。拖航方向與0°浪向角方向同向，稱為順浪拖航，180°浪向角與拖航方向相對，稱為頂浪拖航。

圖4 拖航方向及浪向角示意Fig.4 Sketch of the towing and wave directions

1.3.4 環(huán)境荷載

實(shí)際中測風(fēng)塔結(jié)構(gòu)在實(shí)際拖航過程中受到風(fēng)荷載、波浪流荷載的聯(lián)合作用，結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)與單因素海況有很大的不同，更為復(fù)雜。針對實(shí)際工況，建立了多參數(shù)作用下的聯(lián)合海況分析，聯(lián)合工況的具體統(tǒng)計(jì)參數(shù)見表1。工作海域水深43 m，波浪的模擬選擇隨機(jī)波浪荷載，通過定義JONSWAP波譜參數(shù)生成，流荷載通過流速與水深的非線性關(guān)系定義。

表1 聯(lián)合海況參數(shù)Table 1 Joint sea states

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.1 穩(wěn)性分析

2.1.1 完整穩(wěn)性

針對本文提出的3種基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)型式，在自浮不破艙的情況下，計(jì)算整體結(jié)構(gòu)的初穩(wěn)性情況，如表2所示。表中自重僅指基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)，不包含塔架部分重量。圖5為模型3的風(fēng)傾力矩和回復(fù)力矩隨傾角的變化情況。

表2 初穩(wěn)性對比Table 2 Initial stability comparison

圖5 模型3的風(fēng)傾力矩和回復(fù)力矩曲線Fig.5 Heeling moment and righting moment curves of the model 3

由表2可知，基礎(chǔ)受上部塔架的影響，對于抗傾覆的要求較高，3種型式初穩(wěn)性高均滿足規(guī)范要求，

但只有模型3的面積比大于1.4。復(fù)原力矩曲線與風(fēng)傾力矩曲線的交角在小傾角范圍內(nèi)的模型2、3均滿足要求，但模型2的面積比小于1，說明在第2交角前結(jié)構(gòu)會失去平衡，即3種型式的浮箱結(jié)構(gòu)只有第3種型式可以提供足夠的回復(fù)力矩抵抗163 m高度的塔架結(jié)構(gòu)受到的風(fēng)傾力矩。

針對模型1、2，改變上部塔架高度，降低風(fēng)傾力矩的極值。利用IMO提供的風(fēng)譜，在設(shè)計(jì)風(fēng)速為20 m/s條件下，計(jì)算穩(wěn)性，使之滿足規(guī)范中穩(wěn)性的要求。型式1、2分別組合了140、120、100 m高的塔架，其穩(wěn)性高，吃水，面積比的計(jì)算結(jié)果見表3，不同塔架高度下的回復(fù)力與風(fēng)傾力矩曲線見圖6。對于型式1，適用于上部塔架高度小于100 m的情況；型式2適用于塔架高度小于120 m的情況。

表3 模型1、2穩(wěn)性分析結(jié)果Table 3 Stability analysis results for model 1 and 2

圖6 不同塔架高度下的風(fēng)傾力矩與回復(fù)力矩Fig.6 Heeling moment and righting moment curves under different height of the tower

2.1.2 破艙穩(wěn)性

表4為模型3在不同破艙狀態(tài)下的穩(wěn)性對比結(jié)果。如表4所示，未破艙時穩(wěn)心高度最高，但面積比不是最大。由于結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的分艙較多，少量的破艙反而提高了破艙穩(wěn)性(面積比)。少量艙室發(fā)生破壞進(jìn)水，增加結(jié)構(gòu)的自重，提高抗傾覆力的大小，雖然有自由液面的影響，但綜合而言，適當(dāng)?shù)膲狠d會提高結(jié)構(gòu)的抗傾覆能力。此外穩(wěn)性也與結(jié)構(gòu)的吃水有關(guān)，實(shí)際上少量壓載能夠增加結(jié)構(gòu)的吃水，從而一定程度提高了結(jié)構(gòu)的抗傾穩(wěn)性。

表4 模型3破艙穩(wěn)性對比對比Table 4 Damaged stability comparison for model 3

對比破艙位置發(fā)現(xiàn)，在破艙數(shù)量相同時，破艙位置集中出現(xiàn)在單個浮筒上的穩(wěn)性要好于破艙分別發(fā)生在兩個浮筒上的穩(wěn)性。穩(wěn)性校核結(jié)果說明針對模型3應(yīng)該進(jìn)一步進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，縮小水線面面積，減小浮筒的直徑，減小浮筒間距，以降低成本。實(shí)際結(jié)構(gòu)在保證浮箱剛度滿足要求的前提下可以減少分艙數(shù)量，單筒分2～4艙即可滿足壓載穩(wěn)性的要求，也便于下沉過程的調(diào)平實(shí)施。

2.1.3 運(yùn)動響應(yīng)傳遞函數(shù)

圖7所示為模型3的幅值響應(yīng)傳遞函數(shù)(response amplitude operator)RAO在縱蕩、垂蕩、縱搖3個自由度上隨不同方向波浪變化的計(jì)算結(jié)果。

圖7 不同浪向角下的運(yùn)動響應(yīng)傳遞函數(shù)Fig.7 RAO under different wave directions

可以看出，不同浪向角下測風(fēng)塔結(jié)構(gòu)運(yùn)動響應(yīng)的RAO變化趨勢基本一致。其中縱蕩和縱搖受浪向角的影響較為明顯。縱蕩和垂蕩運(yùn)動的響應(yīng)在低頻波浪范圍內(nèi)幅值較大。在頂浪(浪向角180°)和順浪(浪向角0°)方向上也相較于其他方向上的運(yùn)動響應(yīng)最大?？紤]到波頻通常在0.25～1.25 rad/s范圍能量最為集中，因此縱蕩、垂蕩和縱搖運(yùn)動響應(yīng)均在波浪頻率范圍內(nèi)較為顯著；不同浪向角對于垂蕩運(yùn)動的RAO的變化影響較小，當(dāng)波浪頻率為1.5 rad/s(周期約4.18 s)時，幅值響應(yīng)最大；縱搖運(yùn)動峰值對應(yīng)的波浪頻率在0.9 rad/s(周期約6.8 s)，相對于平動響應(yīng)的周期略長。波浪荷載傳播方向沿結(jié)構(gòu)縱向時(拖航方向)，能最大程度的誘導(dǎo)浮體的振蕩運(yùn)動。

2.2 拖航分析

2.2.1 單因素海況

一體式測風(fēng)塔結(jié)構(gòu)的浮式基礎(chǔ)的橫向與縱向尺寸一致，雙軸對稱，橫搖與縱搖運(yùn)動規(guī)律一致，因此針對具有回復(fù)力矩的縱搖和垂蕩響應(yīng)變化情況進(jìn)行對比分析，其他自由度的運(yùn)動不具有回復(fù)力，其運(yùn)動響應(yīng)不是共振型的，此處不作分析。分析結(jié)果如圖8～11所示。

圖8 波高變化下的運(yùn)動響應(yīng)Fig.8 Dynamic responses under different wave height

圖9 浪向角變化下的運(yùn)動響應(yīng)Fig.9 Dynamic responses under different wave direction

圖10 纜繩長度變化下的運(yùn)動響應(yīng)Fig.10 Dynamic responses under different length of the towline

圖11 纜繩位置變化下的運(yùn)動響應(yīng)Fig.11 Dynamic responses under different mooring position

圖8～11可以看出，波高對拖航過程的影響十分明顯，波高增加，垂蕩和縱搖運(yùn)動的幅值和周期均顯著增加。浪向角對垂蕩響應(yīng)的影響程度明顯小于縱搖，頂浪拖航的垂蕩幅值較大，但其縱搖方向的響應(yīng)小于順浪拖航。纜繩長度逐漸增加，改變了拖航系統(tǒng)整體的剛度，結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)出現(xiàn)突然變化，長度過長不利于保持拖航穩(wěn)性，降低系統(tǒng)的耐波性。系纜點(diǎn)的位置受到結(jié)構(gòu)型深和吃水深度的限制對拖航的運(yùn)動響應(yīng)影響極小。

2.2.2 聯(lián)合海況

聯(lián)合海況同時考慮了平均風(fēng)速、波高以及作用方向?qū)ν虾竭\(yùn)動的影響情況。一體式測風(fēng)塔的基礎(chǔ)比一般的海洋浮式平臺尺寸較小，當(dāng)環(huán)境荷載方向垂直于拖航方向時，波高過大會導(dǎo)致無法正常拖航，數(shù)值模擬不收斂，因此海況C4調(diào)整了該方向的計(jì)算波高為2.0 m，即與C2的參數(shù)設(shè)置一致僅方向垂直，各工況下測風(fēng)塔結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)對比結(jié)果如圖12所示。

圖12 聯(lián)合工況下的運(yùn)動響應(yīng)Fig.12 Dynamic responses under joint sea states

圖12表示聯(lián)合工況下測風(fēng)塔結(jié)構(gòu)的拖纜力(系纜力)，垂蕩和縱搖運(yùn)動的變化情況。由于風(fēng)荷載作用，結(jié)構(gòu)整體的振蕩明顯強(qiáng)于僅考慮波浪荷載的單因素拖航下響應(yīng)。相同拖纜力作用下，順浪拖航的拖纜力及的運(yùn)動響應(yīng)的波動在波高較小時的變化穩(wěn)定，隨著波高增大，拖纜力及運(yùn)動幅值顯著增大，在工況C3下，拖纜力的幅值可能會增加至工況C1拖纜力的2～5倍左右。

C3順浪、C5頂浪拖航時垂蕩和縱搖運(yùn)動的振幅最大，周期較長，其中垂蕩的周期在8 s左右，縱搖的周期在9 s左右。C4的荷載作用方向與橫蕩方向一致，此時運(yùn)動方向偏離，縱搖運(yùn)動幅值最小，周期最長約為14 s。相同環(huán)境荷載作用下，與順浪拖航對比，頂浪拖航時纜繩的張力較小，縱搖幅值較小，僅垂蕩響應(yīng)較大。因此綜合考慮，在環(huán)境海況比較惡劣時選擇頂浪拖航的方式有利于保持穩(wěn)性要求，同時應(yīng)盡量避免出現(xiàn)偏航。

3 結(jié)論

1)通過運(yùn)動響應(yīng)傳遞函數(shù)得到一體式測風(fēng)塔結(jié)構(gòu)在拖航運(yùn)輸過程中的縱蕩、垂蕩和縱搖3個自由度上的頻率響應(yīng)變化規(guī)律。縱蕩和垂蕩均在低頻范圍內(nèi)出現(xiàn)較大的響應(yīng)幅值，浪向角的影響對縱蕩運(yùn)動在低頻范圍內(nèi)差別較明顯，垂蕩整體影響最小，縱搖的影響相對明顯。

2)不同工況下的浮運(yùn)拖航動力響應(yīng)分析可知單因素海況中波高影響較大，波高越高，運(yùn)動響應(yīng)周期越長，垂蕩、縱搖的幅值越大；浪向角對縱搖運(yùn)動影響較大，頂浪和順浪的動力響應(yīng)大于其他浪向角的情況；調(diào)節(jié)纜繩長度，可以控制拖航穩(wěn)性。

3)聯(lián)合海況作用下順浪拖航的拖纜力和縱搖的響應(yīng)大于頂浪拖航，垂直于拖航方向的海況作用下，雖運(yùn)動響應(yīng)較小，但是橫向偏航十分嚴(yán)重，應(yīng)嚴(yán)格避免。環(huán)境海況惡劣時建議選擇頂浪拖航的方式，盡量將拖航方向與荷載作用方向保持平行。