新型半潛式海上風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)水動力特性研究

魏東澤，闕小玲，付圖南，周 陽，杜珈宇，王金濤

(1. 浙江海洋大學(xué) 海洋工程裝備學(xué)院，浙江 舟山 316022; 2. 中國海洋大學(xué) 工程學(xué)院，山東 青島 266100)

近些年來，海上風(fēng)能開發(fā)進(jìn)入了高速發(fā)展期。根據(jù)海洋可再生能源行動聯(lián)盟預(yù)測，到2050年全球海上風(fēng)電將達(dá)到1 400 GW，每年能減少超過30億 噸的二氧化碳排放。近海風(fēng)電場開發(fā)常與港口、漁業(yè)、航運(yùn)等用海產(chǎn)生矛盾，因此學(xué)者們逐漸將目光轉(zhuǎn)向深遠(yuǎn)海。研究表明，水深大于50 m時采用浮式基礎(chǔ)的經(jīng)濟(jì)性將大幅提升[1]，其中半潛式基礎(chǔ)因其適用水深范圍廣、機(jī)動性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)成為了研究重點(diǎn)。

近年來，學(xué)者們不斷探索新型浮式海上風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)：如Bulder等[2]應(yīng)用頻域水動力方法探索一個三浮體基礎(chǔ)的六個自由度運(yùn)動RAOs特性。Wayman等[3-4]通過分析多個5 MW張力腿式風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)，開發(fā)了一套可以用來在頻域內(nèi)計算浮式風(fēng)力機(jī)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)、水動力和空氣動力耦合響應(yīng)的程序，并研究了多種風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)在不同環(huán)境載荷下的動力響應(yīng)。劉利琴等[5]研究了一種新型浮式基礎(chǔ)的運(yùn)動響應(yīng)，在頻域內(nèi)計算了水動力參數(shù)和響應(yīng)算子。唐友剛等[6]設(shè)計了一種適用新型半潛式基礎(chǔ)，對該基礎(chǔ)的穩(wěn)性、運(yùn)動和系泊張力進(jìn)行了分析，結(jié)果表明黏性阻尼對運(yùn)動影響顯著。李溢涵[7]設(shè)計了一種Spar型風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)，在頻域范圍內(nèi)研究了波浪入射角對基礎(chǔ)運(yùn)動響應(yīng)的影響，結(jié)果證明波浪入射角對縱搖和縱蕩自由度的運(yùn)動響應(yīng)影響較大。葉小嶸等[8]選擇OC3-Hywind浮式基礎(chǔ)風(fēng)力機(jī)模型，考慮浮式基礎(chǔ)隨一階波浪載荷周期運(yùn)動，得到了風(fēng)力機(jī)功率隨風(fēng)速的變化曲線。曹菡等[9]設(shè)計了一種半潛式風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)，并對其水動力性能進(jìn)行了研究。相關(guān)的研究推動了半潛式海上風(fēng)力機(jī)的研究，但是半潛式風(fēng)力機(jī)垂蕩性能差的問題仍未得到有效的解決。

針對半潛式風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)垂蕩性能普遍較差的瓶頸問題，概念性地設(shè)計了一種新型半潛式海上風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)，旨在改善半潛式風(fēng)力機(jī)的整體運(yùn)動性能，并分析了基礎(chǔ)在風(fēng)浪聯(lián)合作用下的水動力特性。

1 風(fēng)力機(jī)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)及主要參數(shù)

半潛式風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)一般采用三立柱結(jié)構(gòu)，上部風(fēng)力機(jī)安裝在其中一個立柱上(如圖1)，這種結(jié)構(gòu)型式不對稱、重心高、浮心低、垂蕩運(yùn)動幅度大，風(fēng)力機(jī)系統(tǒng)的整體穩(wěn)性較差，對發(fā)電效率也有負(fù)面影響。

1.1 新型基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)設(shè)計

針對常規(guī)三立柱基礎(chǔ)的不足進(jìn)行了改進(jìn)，通過設(shè)置底部壓載艙和水面浮箱的措施降低重心，提升浮心，提高系統(tǒng)的穩(wěn)性和運(yùn)動性能?？傮w布置如下：在基礎(chǔ)底部設(shè)計一個半徑為30 m的圓形壓載艙，三個側(cè)立柱設(shè)置在壓載艙的邊緣，呈等邊三角形布置，三角形的邊長為51 m。中心立柱設(shè)置在壓載艙中心，側(cè)立柱與中心立柱由水面浮箱相連，壓載艙邊緣等間距布置9個通孔(如圖1所示)。

1.2 風(fēng)力機(jī)及基礎(chǔ)參數(shù)

本文所設(shè)計的半潛式風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)工作水深為200 米，風(fēng)力機(jī)參數(shù)采用NREL公布的5 MW風(fēng)力機(jī)數(shù)據(jù)，風(fēng)力機(jī)及基礎(chǔ)的參數(shù)如表1所示。風(fēng)力機(jī)使用的是Pitch-Regulated Variable Speed(PRVS)控制系統(tǒng)來調(diào)節(jié)輸出功率和結(jié)構(gòu)負(fù)載。采用的5 MW風(fēng)力渦輪機(jī)的切入風(fēng)速為3 m/s，低于該風(fēng)速產(chǎn)生的有效發(fā)電功率過小，切出風(fēng)速為25 m/s，超出此風(fēng)速則風(fēng)力渦輪機(jī)必須關(guān)閉，以避免潛在的結(jié)構(gòu)破壞。當(dāng)風(fēng)速小于額定風(fēng)速11.4 m/s時，PRVS使發(fā)電機(jī)加速以保持額定功率，當(dāng)風(fēng)速在11.4 m/s至25 m/s之間時，發(fā)電機(jī)在PRVS的作用下保持定常扭矩，保證其發(fā)電量最大化。

表1 風(fēng)機(jī)和基礎(chǔ)主要參數(shù)

1.3 水動力分析模型

在SESAM的GeniE模塊建立了水動力分析所需的面元模型和整體結(jié)構(gòu)有限元模型并劃分網(wǎng)格，風(fēng)機(jī)在作業(yè)工況下葉片旋轉(zhuǎn)所覆蓋的面積為受風(fēng)荷載作用的面積，如圖2所示。

圖2 面元模型和整體結(jié)構(gòu)有限元模型Fig. 2 The panel model and integral structure finite element model

1.4 系泊系統(tǒng)布置

系泊系統(tǒng)采用由3組共9根系泊纜組成的懸鏈?zhǔn)较挡聪到y(tǒng)，每組內(nèi)錨鏈夾角為10°，每兩組錨鏈之間的夾角為120°，如圖3所示，錨鏈的具體參數(shù)如表2所示。

圖3 系泊方式示意Fig. 3 Schematic diagram of mooring line arrangement and incident angle

表2 錨鏈參數(shù)

2 計算理論

與海洋平臺相比，海上風(fēng)力機(jī)系統(tǒng)除水動力荷載以外，風(fēng)荷載的影響同樣顯著，因此運(yùn)動規(guī)律更為復(fù)雜。

2.1 風(fēng)荷載

1) 葉片風(fēng)荷載

風(fēng)力機(jī)葉片上的荷載采用葉素—動量理論進(jìn)行計算，考慮尾流作用時，軸向力和力矩可以表示為：

(1)

dM=4πρv∞(Ωr)b(1-a)r2dr

(2)

式中：ρ為空氣密度；r為葉素展向長度；dr為葉素與輪觳之間的距離；Ωr為旋轉(zhuǎn)的切向速度；a和b分別為軸向和切向誘導(dǎo)因子，可通過迭代法計算。

2) 基礎(chǔ)風(fēng)荷載

CCS規(guī)范對風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)風(fēng)荷載如下：

F=0.613[∑(ChCsAi(a)ν2)]

(3)

式中：Ch為結(jié)構(gòu)高度系數(shù)；Cs為結(jié)構(gòu)形狀系數(shù)；Ai(a)為投影面積；ν為相對風(fēng)速。

3) 風(fēng)傾力矩

CCS規(guī)范對風(fēng)傾力矩的計算規(guī)定如下：

(4)

式中：Fi為受風(fēng)構(gòu)件所受風(fēng)荷載；Zi為受風(fēng)面積中心至水下側(cè)向阻力中心的垂向距離。

2.2 波浪荷載

當(dāng)波浪為簡諧波時，半潛式風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)承受的波浪荷載可以表示為：

(5)

(6)

(7)

2.3 頻域運(yùn)動方程

根據(jù)勢流理論，對于六自由度剛性浮體，其在水中的頻域運(yùn)動方程為：

(8)

式中：M為質(zhì)量矩陣，Ma為附加質(zhì)量矩陣，λm為阻尼系數(shù)矩陣，Cm為回復(fù)力系數(shù)矩陣，F(xiàn)wm為入射波浪力。

2.4 時域運(yùn)動方程

對于系泊的半潛式風(fēng)機(jī)系統(tǒng)，其時域運(yùn)動方程[10]可以表示為：

(9)

3 結(jié)果分析

3.1 自由衰減運(yùn)動

分析新型風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)的自由衰減運(yùn)動，得到其固有周期，并與常規(guī)基礎(chǔ)進(jìn)行比較，如表3所示。

表3 風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)固有周期

設(shè)計海況波能集中周期區(qū)域為4～20 s，從表3可以看出，常規(guī)的半潛式風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)垂蕩運(yùn)動固有周期在波能集中區(qū)域范圍內(nèi)，容易引起結(jié)構(gòu)的共振，垂蕩性能較差。經(jīng)改造的新型風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)六自由度固有周期均不在波能集中區(qū)，特別是垂蕩固有周期為35 s，遠(yuǎn)離了波能集中區(qū)，性能上優(yōu)于其他兩種基礎(chǔ)型式。

3.2 黏性阻尼和勢流阻尼

通過設(shè)置水面浮箱及圓形壓載艙，增加了風(fēng)力機(jī)系統(tǒng)的黏性阻尼，通過公式計算得到了等效黏性阻尼矩陣，將阻尼矩陣導(dǎo)入Wadam模塊中計算幅頻響應(yīng)曲線。參考文獻(xiàn)[1]提供了半潛式基礎(chǔ)的臨界阻尼β0計算公式：

(10)

式中：M0為結(jié)構(gòu)質(zhì)量或結(jié)構(gòu)慣性矩，Mb為結(jié)構(gòu)附加質(zhì)量，Ci為結(jié)構(gòu)靜水回復(fù)力剛度。

研究表明[1]，半潛式基礎(chǔ)的黏性阻尼可取臨界阻尼的10%。表4給出了垂蕩、橫搖、縱搖運(yùn)動的臨界阻尼以及經(jīng)計算得到的勢流阻尼。

表4 半潛式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)臨界阻尼和勢流阻尼

從表4可知，垂蕩、橫搖和縱搖運(yùn)動的黏性阻尼與對應(yīng)的勢流阻尼在同一數(shù)量級上，黏性阻尼的影響不可忽略，因此在后續(xù)水動力分析中考慮了黏性阻尼。

3.3 穩(wěn)性分析

浮式風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)在復(fù)雜的海洋環(huán)境下，應(yīng)具有足夠的自存能力。為保證風(fēng)機(jī)系統(tǒng)保持穩(wěn)定的發(fā)電功率，對所設(shè)計的風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)進(jìn)行了初穩(wěn)性和大傾角穩(wěn)性的校核。

3.3.1 初穩(wěn)性分析

處于漂浮狀態(tài)的半潛式風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)應(yīng)具有足夠的初穩(wěn)性，以保證浮式基礎(chǔ)有足夠的回復(fù)力矩恢復(fù)到原平衡位置，不影響風(fēng)機(jī)正常工作。在海洋平臺的初穩(wěn)性研究中，穩(wěn)心高是衡量初穩(wěn)性的重要指標(biāo)。規(guī)范要求在設(shè)計海洋平臺時最小初穩(wěn)心高度應(yīng)大于0.15 m。經(jīng)Stability模塊計算，基礎(chǔ)的初穩(wěn)心高為8.5 m，滿足規(guī)范要求。

3.3.2 大傾角穩(wěn)性分析

風(fēng)力機(jī)上部風(fēng)荷載較大，在校核大傾角穩(wěn)性時，核算了額定風(fēng)速11.4 m/s(工作工況)和50年一遇風(fēng)速44.9 m/s(極端工況)時的風(fēng)傾力矩。根據(jù)NMD[13]、CCG[14]等規(guī)范規(guī)定，半潛式基礎(chǔ)計算得到的回復(fù)力矩曲線上，第二交點(diǎn)和進(jìn)水角的較小者與曲線交點(diǎn)以下的面積與同一角度下風(fēng)壓傾覆力矩曲線以下的面積比應(yīng)不小于1.3。利用HydroD中的完整穩(wěn)性模塊進(jìn)行計算，結(jié)果如圖4所示。

圖4 工作海況和極端海況下完整穩(wěn)性Fig. 4 Intact stability under working conditions and extreme conditions

此外，根據(jù)NMD[13]規(guī)定，當(dāng)風(fēng)力機(jī)處于正常工況時，回復(fù)力矩曲線與傾覆力矩曲線的第一交角在17°以內(nèi)，而CCG[14]規(guī)定第一交角在15°以內(nèi)，風(fēng)力機(jī)可以保障發(fā)電效率。由圖4曲線可以看出，工作海況下回復(fù)力矩曲線與傾覆力矩曲線的第一交角為7.5°，滿足上述規(guī)定，且復(fù)原力矩和風(fēng)傾力矩同傾角下的面積比可達(dá)5.95，完整穩(wěn)性滿足不小于1.3的規(guī)范要求。上述規(guī)范對于極端海況下的第一交角沒有明確規(guī)定，經(jīng)過計算，極端海況下復(fù)原力矩和風(fēng)傾力矩同傾角下的面積比仍可達(dá)到2.58，足以保證風(fēng)力機(jī)系統(tǒng)穩(wěn)定不傾覆。

3.4 幅頻運(yùn)動響應(yīng)分析

利用SESAM軟件建立了風(fēng)機(jī)系統(tǒng)頻域響應(yīng)水動力分析模型，為了使計算結(jié)果更加符合實際，計算中考慮了黏性阻尼的影響。選擇波浪周期在3～42 s范圍進(jìn)行計算，以1 s為時間間隔，得到了基礎(chǔ)在不同自由度運(yùn)動方向(篇幅所限僅列舉代表性的垂蕩、橫搖和縱搖三個運(yùn)動)的一階和二階波浪力傳遞函數(shù)以及RAOs曲線圖，如圖5～7所示。

圖5 一階波浪力傳遞函數(shù)Fig. 5 Transfer function of first-order wave force

圖6 二階波浪力傳遞函數(shù) Fig. 6 Transfer function of second-order wave force

圖7 運(yùn)動RAOs Fig. 7 RAOs of motions

3.4.1 一階波浪力傳遞函數(shù)

圖5給出了不同波浪入射角下基礎(chǔ)在垂蕩、橫搖和縱搖方向上的一階波浪力傳遞函數(shù)。

從圖5可以發(fā)現(xiàn)，三個運(yùn)動方向一階波浪力傳遞函數(shù)總體上呈現(xiàn)相似的變化規(guī)律，但入射角對垂蕩基本沒有影響，對橫搖和艏搖傳遞函數(shù)的影響較大，這主要是由于新型基礎(chǔ)對稱的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)所決定的。一階波浪力在5～15 s周期范圍內(nèi)達(dá)到了最大值，其中垂向波浪力最大可達(dá)8.297×106N/m，橫搖方向上的波浪力矩最大值可達(dá)9.891×107N·m/m，縱搖波浪力矩的峰值可達(dá)1.037×108N·m/m。

3.4.2 二階波浪力傳遞函數(shù)

通過對一階波浪力的近場積分法計算，得到了不同運(yùn)動自由度的二階平均波浪力，如圖6所示。

對比圖5和圖6各自由度一階波浪力和二階波浪力的數(shù)值可以發(fā)現(xiàn)，二階波浪力均比相應(yīng)的一階波浪力小1～2個數(shù)量級。但是，二階波浪力或波浪力矩均在波浪周期5～10 s內(nèi)達(dá)到峰值，這一周期區(qū)間位于波能集中區(qū)，容易引起共振。因此，二階波浪力在數(shù)值上雖然小于一階波浪力，但其對運(yùn)動響應(yīng)和系泊力的影響不應(yīng)忽略。同時，也可以看出二階波浪力較一階波浪力更為復(fù)雜，如橫搖和縱搖方向上分別有若干個峰值周期，說明在較大波浪周期范圍內(nèi)結(jié)構(gòu)均可能產(chǎn)生較大的運(yùn)動幅值，需要引起重視。

3.4.3 運(yùn)動RAOs

根據(jù)水動力分析計算，得出了基礎(chǔ)垂蕩、橫搖和縱搖自由度RAOs，如圖7所示。

從圖7可見，垂蕩方向上，不同波浪入射角運(yùn)動曲線基本重合，說明波浪入射角對垂蕩運(yùn)動的影響不大。波浪周期在32 s以內(nèi)的基礎(chǔ)的垂蕩運(yùn)動幅值較小，在周期為38 s時的運(yùn)動響應(yīng)幅值達(dá)到峰值1.222，表明基礎(chǔ)脫離了波浪能量集中區(qū)域。除垂蕩以外，其他自由度的RAO在不同入射角條件下呈現(xiàn)不同的規(guī)律，但均避開了波能集中區(qū)，表明這種基礎(chǔ)在頻域范圍內(nèi)的水動力性能良好?？v搖方向上，不同入射角下基礎(chǔ)的運(yùn)動響應(yīng)在8～12 s處均有一個次高峰，在25 s附近時均達(dá)到峰值，當(dāng)周期大于25 s時，運(yùn)動響應(yīng)隨波浪周期的增大反而減小，周期相同條件下，入射角為0°和180°時運(yùn)動響應(yīng)最大，90°時最小。橫搖的RAOs特征與縱搖相似。

3.5 時域運(yùn)動響應(yīng)分析

利用SESAM-FAST-ORCAFLEX軟件對半潛式風(fēng)機(jī)系統(tǒng)進(jìn)行風(fēng)浪聯(lián)合作用下的動力響應(yīng)分析，計算時間為3 600 s，時間步長為0.05 s。由于結(jié)構(gòu)的對稱性，5種入射角設(shè)為：0°、15°、30°、45°和60°，風(fēng)荷載和波浪荷載保持相同的入射方向(見圖3)。設(shè)置了四種風(fēng)浪工況組合，包括三種工作海況以及極端海況，以便分析風(fēng)機(jī)系統(tǒng)在不同海況下的運(yùn)動特征，風(fēng)浪工況如表5所示。

表5 風(fēng)浪工況組合

計算了不同的風(fēng)浪入射角下，三種工作工況和極端工況各自由度運(yùn)動響應(yīng)的最大值情況，如圖8所示。

圖8 不同風(fēng)浪入射角下運(yùn)動響應(yīng)最大值Fig. 8 Maximum value of motion response under different incident angles

從圖8可知，在同一自由度下，風(fēng)浪入射角對四種工況的運(yùn)動響應(yīng)都有一定影響，但程度有所不同。其中在極端工況下，風(fēng)浪入射角的影響明顯高于工作工況，尤其對橫搖的影響最為顯著。相比橫搖而言，垂蕩和縱搖受風(fēng)浪入射角的影響較小。

為了全面分析風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)的運(yùn)動特性，對工作工況和極端工況下的運(yùn)動響應(yīng)進(jìn)行統(tǒng)計分析，如表6所示。

從表6可知，總體上，風(fēng)浪入射角對縱蕩、橫蕩和艏搖極值影響較大，對垂蕩、橫搖和縱搖影響相對較小。四種工況下，風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的縱蕩響應(yīng)最大值均隨風(fēng)浪入射角的增大而減小，同一工況下縱蕩響應(yīng)最大值均發(fā)生在入射角為0°時，縱蕩響應(yīng)的平均值基本不受風(fēng)浪入射角的影響。在三種工作工況下，縱蕩最大值總體上隨風(fēng)速的增加逐漸增大，而縱蕩響應(yīng)平均值則隨著風(fēng)速的增加呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，在工況2達(dá)到最大；橫蕩響應(yīng)最大值和平均值均隨風(fēng)浪入射角的增大先增大后減小，當(dāng)入射角為30°時達(dá)到最大；垂蕩響應(yīng)最大值、最小值和平均值受風(fēng)浪入射角影響都很??；橫搖運(yùn)動響應(yīng)均較小，隨著風(fēng)速的增大，響應(yīng)最大值有小幅上升，但是在極端工況下，隨著風(fēng)速的大幅增大，橫搖最大值并未明顯增大，這主要是由于自存狀態(tài)下葉片停止旋轉(zhuǎn)，橫向彎矩下降導(dǎo)致的?？v搖運(yùn)動響應(yīng)幾乎不受風(fēng)浪入射角的影響，縱搖響應(yīng)最大值隨風(fēng)速的增大而增大。在三種工作工況下，縱搖均值先增大后減小，在額定工況下達(dá)到最大；艏搖運(yùn)動響應(yīng)最大值隨入射角的增大呈先增大后減小的趨勢，在入射角為30°時達(dá)到極值，在三種工作工況下，響應(yīng)最大值隨風(fēng)速的增大而增大，但在極端工況下艏搖最大值有所下降。

表6 風(fēng)機(jī)運(yùn)動響應(yīng)統(tǒng)計表

總體上，縱蕩、橫蕩、垂蕩和縱搖的最大值均出現(xiàn)在極端工況條件下，分別為13 m、3.4 m、3.6 m和7.9°，這可能是由于自存狀態(tài)下，氣動阻尼力減小，波浪頻率接近結(jié)構(gòu)共振頻率導(dǎo)致運(yùn)動響應(yīng)較大。雖然這種情況下，仍可以滿足規(guī)范規(guī)定的不大于水深8%和不大于15°的要求，但應(yīng)高度重視極端工況下風(fēng)機(jī)的安全。

3.6 系泊力分析

系泊系統(tǒng)是影響海上風(fēng)力機(jī)運(yùn)動響應(yīng)和安全性的關(guān)鍵因素之一，對四種工況條件不同入射角度下系泊力情況進(jìn)行了模擬計算，統(tǒng)計結(jié)果如表7所示。

表7 不同入射角下系泊力統(tǒng)計結(jié)果

從表7可知，同一工況下，系泊力總體上隨入射角的增大而增大。系泊系統(tǒng)處于工作海況1和工作海況2時，4號錨鏈在風(fēng)浪入射角為60°時受到的張力最大，分別為1 140 kN和1 280 kN；工作海況3時，5號錨鏈在風(fēng)浪入射角為45°時受到的張力最高達(dá)到1 240 kN，對系泊系統(tǒng)的威脅程度最高。根據(jù)API規(guī)范[15]的規(guī)定，在使用動力方法進(jìn)行分析時，系泊系統(tǒng)等效安全系數(shù)為1.67，上述工況的安全系數(shù)均符合規(guī)范要求。在極端海況時，風(fēng)浪入射角為60°時，4號錨鏈承受的張力最高達(dá)到3 240 kN，對風(fēng)機(jī)系統(tǒng)安全性最具威脅，此時錨鏈安全系數(shù)為1.88，CCS對于浮式風(fēng)機(jī)系泊系統(tǒng)自存工況系泊最大張力的安全系數(shù)取值為1.8，因此仍滿足規(guī)范要求。綜上，波浪入射角度是影響系泊力的關(guān)鍵因素之一，在極端海況下，60°時最大張力是0°時最大張力的約1.5倍。此外，統(tǒng)計發(fā)現(xiàn)在風(fēng)浪入射角45°和60°時系泊張力較大，容易對系泊安全產(chǎn)生威脅。

4 結(jié) 語

以所設(shè)計的新型半潛式海上風(fēng)力機(jī)基礎(chǔ)為對象，考慮了黏性阻尼和二階波浪力的影響，通過頻域和時域相結(jié)合的方法分析了基礎(chǔ)在風(fēng)浪聯(lián)合作用下的水動力特性，得到以下結(jié)論：

1) 通過結(jié)構(gòu)型式的改進(jìn)有效提高了海上風(fēng)力機(jī)系統(tǒng)的穩(wěn)性，在工作工況和極端工況下均能滿足穩(wěn)性要求；

2) 通過圓盤型壓載艙的設(shè)置，增加了垂蕩附加質(zhì)量和附加阻尼，克服了半潛式結(jié)構(gòu)垂蕩性能差的普遍性缺點(diǎn)，對比其他半潛式基礎(chǔ)型式運(yùn)動性能更為優(yōu)越。

3) 在頻域范圍內(nèi)，波浪入射角對垂蕩的影響不大，但其他自由度RAOs在不同入射角條件下呈現(xiàn)不同的規(guī)律。垂蕩、橫搖和縱搖RAOs存在一個主峰值和次峰值，但峰值周期均遠(yuǎn)離波能集中區(qū)，表明不易引起共振。

4) 在時域范圍內(nèi)，風(fēng)浪入射角對風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的動力響應(yīng)和系泊力均有較大影響?？傮w上，風(fēng)浪入射角對縱蕩、橫蕩和艏搖極值影響較大，對垂蕩、橫搖和縱搖影響相對較小，縱蕩、橫蕩、垂蕩和縱搖的最大值均出現(xiàn)在極端工況條件下。同一工況下，系泊力總體上隨入射角的增大而增大，在入射角為45°和60°時系泊張力達(dá)到最大值，容易對系泊安全產(chǎn)生威脅。相對于工作工況，極端工況下所受風(fēng)荷載較小，但是系泊力更大，說明系泊力主要由波浪荷載主導(dǎo)，在系泊系統(tǒng)設(shè)計時應(yīng)高度重視。