基于商用6 MW半潛式風(fēng)力機(jī)的水池模型試驗研究

李榮富，翟恩地，方 龍，陳小海，章麗駿，張子檀，李 曄

（1.新疆金風(fēng)科技股份有限公司，北京 100176；2.上海交通大學(xué)船舶海洋與建筑工程學(xué)院海洋工程國家重點實驗室，上海 200240）

0 序 言

隨著全球近海固定式風(fēng)力機(jī)裝機(jī)容量的增加，近海可開發(fā)的風(fēng)資源越來越少，各國都將目光投向深遠(yuǎn)海的風(fēng)資源。因此，海上風(fēng)力機(jī)技術(shù)也從近海的固定式走向深遠(yuǎn)海的浮式風(fēng)力機(jī)技術(shù)。近年來，國際上眾多試點浮式風(fēng)力機(jī)和風(fēng)場的建立及運行（圖1），進(jìn)一步證明了大型海上浮式風(fēng)力機(jī)技術(shù)的可行性以及可觀的前景。從傳統(tǒng)海洋油氣工程借鑒而來的半潛、單柱、張力腿和駁船等平臺，都被嘗試用來作為風(fēng)力機(jī)的浮式基礎(chǔ)。不過，目前在市場上尚未有統(tǒng)一的、認(rèn)可度較高的一體化機(jī)型和平臺形式。

圖1 現(xiàn)有浮式風(fēng)力機(jī)及風(fēng)電場Fig.1 Existing floating offshore wind turbines and farms

對于浮式風(fēng)力機(jī)的研究，現(xiàn)階段主要的技術(shù)手段依舊是數(shù)值模擬[1]和縮尺模型水池試驗[2]。水池模型試驗相對于數(shù)值模擬具有可靠性高的優(yōu)點，可作為數(shù)值模擬研究的驗證，相對于實尺度樣機(jī)海試，又具有成本低、可重復(fù)性高、工況可控性好等優(yōu)點。因此，近十年間，國際上開展了很多漂浮式風(fēng)力機(jī)的縮尺模型試驗，如表1 所示。緬因大學(xué)聯(lián)合荷蘭海洋研究所（MARIN）對基于美國國家可再生能源實驗室（NREL）的5 MW 風(fēng)力機(jī)按1:50 縮尺的單柱型、半潛型以及張力腿型的浮式風(fēng)力機(jī)模型進(jìn)行了水池風(fēng)浪試驗[3-5]。此外，韓國的慶尚大學(xué)、濟(jì)州大學(xué)和意大利的米蘭理工大學(xué)的學(xué)者也對浮式風(fēng)力機(jī)進(jìn)行了水池縮尺模型試驗[6-8]。這些工作雖有借鑒意義，但由于中國近海海域海況的特殊性，無法直接用于中國海況下的風(fēng)力機(jī)設(shè)計和分析。

表1 國外浮式風(fēng)力機(jī)縮尺模型試驗現(xiàn)狀Tab.1 Review of floating offshore wind turbine experiments abroad

我國作為海上風(fēng)電資源大國，對于浮式風(fēng)力機(jī)試驗的研究起步較晚，以天津大學(xué)與上海交通大學(xué)為代表的單位開展了浮式風(fēng)力機(jī)水池模型試驗研究。針對半潛式與單柱型浮式平臺，基于NREL 5MW 概念風(fēng)力機(jī)葉片，研究了實驗方法和測試技術(shù)，設(shè)計并完成了浮式風(fēng)力機(jī)縮尺模型的水池試驗[18-20]。以上試驗研究大多基于北歐波譜，或是基于常規(guī)理想翼型。目前，針對基于中國的真實海況所設(shè)計的風(fēng)力機(jī)機(jī)型而進(jìn)行的縮尺模型試驗研究還較少。

為了研制適合我國海況的商用浮式風(fēng)力機(jī)，本研究團(tuán)隊聯(lián)合金風(fēng)科技和上海交通大學(xué)，于2015年針對按照我國南海真實海況設(shè)計了6 MW 浮式風(fēng)力機(jī)，并在荷蘭MARIN 水池完成縮尺模型水池試驗研究工作。對于浮體，基于以往國際研發(fā)的經(jīng)驗，一般半潛式浮式風(fēng)力機(jī)適用于水深在100 m 以內(nèi)的海域，而Spar 型基礎(chǔ)適用于水深超過100 m 的較深海域[21-22]?？v觀我國沿海一帶，廣東以及南海海域有較好的資源條件，而近海地區(qū)的深水域有別于國外海域，不具有百米以上的深度，所以半潛式基礎(chǔ)的浮式風(fēng)力機(jī)更能適應(yīng)我國特殊的近海況。因此，本研究團(tuán)隊選取了半潛式平臺作為本研究風(fēng)力機(jī)的浮式基礎(chǔ)。

1 試驗方案及模型設(shè)計

本文所述水池模型試驗主要包括試驗場所風(fēng)浪環(huán)境參數(shù)校核、水流對浮體阻力測量、固定式風(fēng)力機(jī)水池模型試驗以及漂浮式風(fēng)力機(jī)水池模型試驗。本章將從試驗方案、縮尺相似準(zhǔn)則的選取、葉片及浮體模型的設(shè)計三個方面對水池模型試驗的縮尺風(fēng)力機(jī)模型設(shè)計的理論及結(jié)果進(jìn)行敘述。

1.1 試驗方案概述

在水池進(jìn)行風(fēng)力機(jī)的模型試驗，主要分為三個階段（圖2）：第一階段是試驗的前期準(zhǔn)備及校驗性試驗階段，主要包括風(fēng)力機(jī)縮尺模型的設(shè)計及加工、試驗方案設(shè)計及驗證、試驗傳感器布置與標(biāo)定、造風(fēng)設(shè)備標(biāo)定、造浪設(shè)備標(biāo)定、浮式結(jié)構(gòu)物靜水自由衰減試驗以及白噪聲試驗；第二階段是常規(guī)試驗階段，主要分為在海洋水池進(jìn)行的多種風(fēng)浪組合下的固定式及漂浮式風(fēng)力機(jī)試驗；第三階段式是特殊工況試驗階段，實際浮式風(fēng)力機(jī)在南海運行時還將遇到一些特殊海況的作用，需要對浮體平臺進(jìn)行水流阻力試驗，限于一般海洋水池水流循環(huán)系統(tǒng)的造流條件、造流質(zhì)量的不足，水流阻力試驗在拖曳水池進(jìn)行。

圖2 浮式風(fēng)力機(jī)水池模型試驗流程圖Fig.2 Flow chart of floating offshore wind turbine’s model test

1.2 縮尺相似準(zhǔn)則

在水池中進(jìn)行浮式風(fēng)力機(jī)縮尺模型試驗，需要滿足縮尺模型與原型風(fēng)力機(jī)之間的幾何相似、動力相似和剛度相似。在綜合考慮試驗?zāi)康募霸囼灜h(huán)境的條件后，最終以弗勞德數(shù)相似準(zhǔn)則作為試驗縮尺條件。雖然雷諾數(shù)不能完全相似，但是在本次試驗中通過改變翼型及增加葉片表面粗糙度等方法以提高雷諾數(shù)，使得雷諾數(shù)更接近相似，或者是在變化趨勢上與原尺度樣機(jī)一致。本次試驗的原型機(jī)為一種6 MW 的三浮筒型半潛式浮式風(fēng)力機(jī)，受試驗場所空間及造風(fēng)、造浪條件限制，本次試驗?zāi)Ｐ涂s尺比選為1:55。基于弗勞德數(shù)相似準(zhǔn)則以及幾何相似關(guān)系，縮尺模型與原型浮式風(fēng)力機(jī)各物理量之間的轉(zhuǎn)換關(guān)系如表2 所示，其中λ=55，γ=ρs/ρm，ρs為風(fēng)力機(jī)實際工作海域海水密度，ρm為風(fēng)力機(jī)模型試驗水池水密度。根據(jù)幾何相似將上述由本研究團(tuán)隊設(shè)計的6 MW 浮式風(fēng)力機(jī)按1:55 縮尺比進(jìn)行縮尺，縮尺后試驗尺度模型（圖3）的各參數(shù)如表3所示。

圖3 6 MW級商用風(fēng)力機(jī)水池試驗縮尺模型Fig.3 Scaled experimental model of the 6 MW wind turbine

表2 水池縮尺模型與原型浮式風(fēng)力機(jī)各物理量之間的轉(zhuǎn)換關(guān)系Tab.2 Relationship between physical quantities of experimental model and prototype floating wind turbine

表3 浮式風(fēng)力機(jī)水池試驗縮尺模型參數(shù)（單位：m）Tab.3 Parameters of scaled floating offshore wind turbine model

1.3 葉片模型設(shè)計

本研究水池試驗的浮式風(fēng)力機(jī)模型（圖3）葉輪由三個葉片組成，葉片縮尺滿足幾何相似以及推力相似，每個葉片展長為1.42 m。模型葉片按截面形狀分為圓柱段、過渡段和DU25翼型段，選用碳纖維材料按推力相似加工而成，每個葉片重約266 g（圖4）。

圖4 6 MW級商用風(fēng)力機(jī)葉片縮尺模型Fig.4 Scaled experimental blade model of the 6 MW wind turbine

對光滑表面的翼型進(jìn)行吹風(fēng)實驗，分別在雷諾數(shù)為2.0×105、1.7×105、1.5×105和1.0×105時，測試了小攻角下翼型表面的層流分離現(xiàn)象，特別是在1.0×105雷諾數(shù)時，小攻角下翼型即發(fā)生嚴(yán)重的層流分離現(xiàn)象，使得升力-攻角曲線沒有線性比例關(guān)系的區(qū)域。

為了解決小攻角下翼型層流分離的問題，在葉片前緣附近增加Z形帶貼片，將層流強(qiáng)制轉(zhuǎn)捩為湍流，這樣可以有效抑制層流分離的問題。將改進(jìn)后的葉片的推力系數(shù)CT相對于葉尖速比TSR 的變化曲線與實尺度葉片的CT-TSR 曲線進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)兩曲線比較接近（圖5），證明了改進(jìn)后模型尺度的葉片的氣動推力滿足水池試驗要求。

圖5 模型尺度與實尺度葉片CT隨TSR變化曲線對比Fig.5 CT versus TSR of model scale and full scale blade

1.4浮體模型設(shè)計

浮體部分的試驗?zāi)Ｐ桶凑諑缀蜗嗨七M(jìn)行縮尺，滿足弗勞德數(shù)相似準(zhǔn)則，并對浮體進(jìn)行了表面粗糙處理。浮體部分（圖6）外側(cè)三個立柱由質(zhì)量較輕的泡沫塑料材質(zhì)構(gòu)成，浮體中間是挖空設(shè)計，以方便在水池試驗前通過添加壓載物質(zhì)對平臺的吃水、重量分布等進(jìn)行調(diào)節(jié)。中間圓柱立柱表面設(shè)計有網(wǎng)格，單元網(wǎng)格尺寸對應(yīng)原型模型是1 m，即在縮尺模型中的尺寸為1.82 cm，這主要是用來從視頻中獲取氣隙及波浪撞擊浮體的狀態(tài)。浮體各主要參數(shù)如表4 所示。風(fēng)力機(jī)塔架安裝于中心立柱上，立柱同樣為整個浮式風(fēng)力機(jī)提供浮力，中心立柱選用圓柱型，其橫截面直徑為0.115 m。為減緩浮式風(fēng)力機(jī)在風(fēng)浪作用下的晃蕩，浮式平臺三個主浮筒下方設(shè)計安裝有阻尼板。整個浮式平臺安裝完工后的總重量為55.8 kg，平臺用9 條系泊線系泊在池底，每根外柱3 條系泊線，在系泊線與池底接觸部位安裝有小彈簧，以調(diào)節(jié)系泊線的剛度。每根系泊線纜松弛狀態(tài)的長度為9.818 m，單位長度質(zhì)量為0.054 kg/m，剛度為274.38 kN/m。

圖6 浮式風(fēng)力機(jī)水池試驗?zāi)Ｐ桶霛撌礁∈狡脚_模型圖Fig.6 Floating platform model of the scaled floating offshore wind turbine

表4 浮式風(fēng)力機(jī)縮尺模型各主要參數(shù)Tab.4 Parameters of floating wind turbine model

2 試驗實施

為研究此浮式風(fēng)力機(jī)系統(tǒng)在南海的工作情況，此次水池試驗對三立柱半潛浮式風(fēng)力機(jī)在風(fēng)浪作用下的氣動載荷響應(yīng)、水動載荷響應(yīng)以及平臺運動響應(yīng)進(jìn)行測定。本章將從試驗場所、測量裝備的布置以及試驗方案設(shè)計三方面對本浮式風(fēng)力機(jī)水池模型試驗進(jìn)行闡述。

2.1 試驗場所

此試驗的風(fēng)浪試驗部分在荷蘭MARIN 海洋水池進(jìn)行，該水池長44.35 m、寬35.6 m（圖7），同時配備有可升降式假底與一個寬24 m 可移動的造風(fēng)設(shè)備（圖8）。水池南側(cè)及西側(cè)安裝有造波裝置，通過調(diào)節(jié)各造波板的造波參數(shù)，可實現(xiàn)從正北至正東方向沿順時針90°范圍內(nèi)任意方向的波浪，水池的北側(cè)及東側(cè)安裝有消波裝置。造風(fēng)裝置安裝于水池西南角的上方，造風(fēng)裝置位置及角度可以調(diào)節(jié)，同樣可以產(chǎn)生正北至正東方向沿順時針90°范圍內(nèi)任意方向的風(fēng)。本次試驗中生成的最大有義波高為0.164 m，最高風(fēng)速為5.88 m/s。由于海洋水池造流質(zhì)量不高，因此此試驗浮體受水流阻力測試部分在MARIN 淺水拖曳水池中進(jìn)行，該水池長220 m、寬15.8 m、水深約1.1 m（圖9），拖車最大拖曳速度為4 m/s。

圖7 MARIN海洋水池示意圖Fig.7 Sketch map of MARIN’s offshore basin

圖8 MARIN海洋水池造風(fēng)裝置Fig.8 Wind generator in MARIN’s offshore basin

圖9 MARIN淺水拖曳水池示意圖Fig.9 Sketch map of MARIN’s shallow water basin

2.2 測量裝備及其布置方案

為獲得完整的風(fēng)、浪等環(huán)境參數(shù)及扭矩、推力、位移等浮式風(fēng)力機(jī)的系統(tǒng)參數(shù)，在本次浮式風(fēng)力機(jī)水池模型試驗中，需要測定的物理量包括：造風(fēng)設(shè)備出風(fēng)口風(fēng)速、機(jī)艙位置處風(fēng)速、塔筒底端風(fēng)速、風(fēng)力機(jī)葉輪氣動推力、風(fēng)力機(jī)葉輪轉(zhuǎn)軸扭矩、機(jī)艙運動加速度、風(fēng)力機(jī)六自由度運動參數(shù)、風(fēng)力機(jī)對塔筒底端的作用力、系泊線拉力等。因此，如圖10 所示，在距離造風(fēng)設(shè)備出風(fēng)口1.05 m 處安裝一個風(fēng)速儀，用以測定出風(fēng)口風(fēng)速。在塔筒頂端及底端分別安裝一個風(fēng)速儀，用以測定葉輪后方葉根處及葉尖處風(fēng)速。在機(jī)艙安裝六分力儀，用以測定主軸扭矩以及葉輪推力。在機(jī)艙下方安裝加速度傳感器，用以測定風(fēng)力機(jī)機(jī)艙在運行過程中的各向加速度值。在浮筒上安裝光標(biāo)，通過位移捕獲系統(tǒng)來獲得平臺六自由度運動數(shù)據(jù)。對于在淺水拖曳水池開展的浮體受水流阻力測量試驗，主要在浮體與拖車鏈接處安裝六分力傳感器，用以測量浮體受力及扭矩的大小。

圖10 水池浮式風(fēng)力機(jī)模型試驗中主要傳感器的安裝位置Fig.10 Installation position of main sensors in the model test

3 典型試驗工況結(jié)果分析

本文所述水池模型試驗涉及了多種風(fēng)、浪、流組合工況。在拖曳水池阻力試驗階段，對兩個流速及5個入流角度進(jìn)行了拖曳試驗。在海洋水池試驗階段，在風(fēng)況上選取了無風(fēng)和4個風(fēng)速、3個風(fēng)湍流度組合的定常風(fēng)場以及一種交變風(fēng)場，在流況上選取了無流及兩種流速流場，在波況上選取了5種波高下的JONSWAP 波浪譜和兩種白噪聲波浪。由于本文是對浮式風(fēng)力機(jī)水池縮尺模型風(fēng)浪實驗的一個概述，本章僅針對幾個典型試驗工況進(jìn)行分析和展示，包括一個定常風(fēng)速下的固定式風(fēng)力機(jī)水池模型試驗、一個定常風(fēng)與一種規(guī)則波組合工況下的浮式風(fēng)力機(jī)葉輪氣動載荷響應(yīng)試驗以及浮式風(fēng)力機(jī)平臺運動響應(yīng)試驗。

3.1 風(fēng)力機(jī)氣動力結(jié)果分析

（1）固定式風(fēng)力機(jī)模型

在風(fēng)速為11.31 m/s的定常風(fēng)場中，對葉片槳距角4°的固定式風(fēng)力機(jī)進(jìn)行了水池模型試驗。試驗中風(fēng)力機(jī)葉輪平均轉(zhuǎn)速為1.152 rad/s。通過安裝于風(fēng)力機(jī)機(jī)艙內(nèi)部的六分力儀及扭矩傳感器對葉輪的氣動載荷(扭矩及推力)進(jìn)行測定，并得到了葉輪推力系數(shù)CT。為保證試驗結(jié)果的有效性及普遍性，截取了試驗數(shù)據(jù)中間穩(wěn)定的一段，并以每四個周期為一個大周期，且對多個該大周期下的數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合及過濾，最終得到了一個以時間t為初始時間的擁有四個周期的葉輪推力系數(shù)CT的時歷曲線（圖11）。由于本文所述時歷曲線由試驗數(shù)據(jù)穩(wěn)定段的多周期數(shù)據(jù)疊加求均值產(chǎn)生，因此時歷曲線的初始值無法確定為某個特定的具體時間量，因而引入可變參數(shù)t代表該段時歷曲線的初始時間。

圖11 固定式風(fēng)力機(jī)葉輪氣動載荷響應(yīng)時歷曲線Fig.11 Time history curves of aerodynamic load response for fixed wind turbine test

（2）在規(guī)則波工況下浮式風(fēng)力機(jī)模型

在風(fēng)速為11.31 m/s 的定常風(fēng)場中，以及在規(guī)則波下（波高：2.51 m；波頻：0.1246 Hz；浪向：與風(fēng)同向），對葉片槳距角為4°的浮式風(fēng)力機(jī)進(jìn)行了水池模型試驗。本次試驗中風(fēng)力機(jī)葉輪平均轉(zhuǎn)速為1.257 rad/s。通過安裝于風(fēng)力機(jī)機(jī)艙內(nèi)部的六分力儀對葉輪的氣動推力進(jìn)行了測定，并得到了葉輪推力系數(shù)CT（圖12），CT的均值為0.671。而在葉尖速比為9.0的條件下，風(fēng)力機(jī)原型樣機(jī)的葉輪推力系數(shù)CT的值為0.672。由此可見，按推力相似設(shè)計的葉片，其在試驗中得到的葉輪推力系數(shù)值與理論值接近，能夠較好地在水池風(fēng)浪環(huán)境下模擬浮式風(fēng)力機(jī)承受的水平氣動載荷。

圖12 規(guī)則波下浮式風(fēng)力機(jī)葉輪氣動載荷響應(yīng)時歷曲線Fig.12 Time history curves of aerodynamic load response for floating wind turbine test under regular wave

分別對比3.2節(jié)的固定式風(fēng)力機(jī)以及此處的浮式風(fēng)力機(jī)對應(yīng)的系數(shù)變化曲線，可見漂浮式風(fēng)力機(jī)由于平臺的六自由度運動等因素的影響，其氣動載荷隨時間變化幅度較大。且固定式風(fēng)力機(jī)的葉輪推力系數(shù)CT的時均值為0.564，可見在水池試驗尺度及環(huán)境下，浮式風(fēng)力機(jī)受到的葉輪推力較固定式風(fēng)力機(jī)大。

（3）在不規(guī)則波工況下浮式風(fēng)力機(jī)模型

對葉片槳距角為4o的浮式風(fēng)力機(jī)在定常風(fēng)（風(fēng)速11.3 m/s）及不規(guī)則波下（有義波高：5.1 m；譜峰周期：12.2 s；浪向：與風(fēng)同向）進(jìn)行水池風(fēng)浪耦合模型試驗，試驗中風(fēng)力機(jī)葉輪平均轉(zhuǎn)速為1.256 rad/s。與規(guī)則波同樣地得到了葉輪推力系數(shù)CT（圖13），CT的均值為0.735。對比圖12 與圖13 可見，在不規(guī)則波下，葉輪推力系數(shù)的均值比較穩(wěn)定，但是其95%置信區(qū)間范圍較大（圖中的“工”字型標(biāo)記），瞬時葉輪推力系數(shù)值隨機(jī)性較大。

圖13 不規(guī)則波下浮式風(fēng)力機(jī)葉輪氣動載荷響應(yīng)時歷曲線Fig.13 Time history curves of aerodynamic load response for floating wind turbine test under irregular wave

（4）浮式風(fēng)力機(jī)與固定式風(fēng)力機(jī)對比

分別對浮式風(fēng)力機(jī)及固定式風(fēng)力機(jī)的葉輪推力結(jié)果數(shù)據(jù)進(jìn)行快速傅里葉變換（Fast Fourier Transform，F(xiàn)FT），得到浮式及固定式風(fēng)力機(jī)葉輪推力系數(shù)CT的頻譜（詳見圖14）。如圖14（a）所示，固定式風(fēng)力機(jī)的CT的第一峰值頻率為0.1833 Hz，與固定式風(fēng)力機(jī)葉輪轉(zhuǎn)動的頻率一致；如圖14（b）所示，規(guī)則波工況下浮式風(fēng)力機(jī)的CT的第一峰值頻率為0.1246 Hz，與波浪頻率接近，其次頻為0.2 Hz，這與浮式風(fēng)力機(jī)葉輪轉(zhuǎn)動頻率接近；如圖14（c）所示，不規(guī)則波工況下浮式風(fēng)力機(jī)的CT的第一峰值頻率為0.199 9 Hz，與葉輪轉(zhuǎn)動頻率接近，同時在低頻區(qū)出現(xiàn)了很多次級頻峰，這主要是由于低頻區(qū)不規(guī)則波波頻對葉輪氣動推力系數(shù)的變化產(chǎn)生了影響。根據(jù)浮式及固定式氣動推力變化的頻率與波頻及葉輪轉(zhuǎn)動頻率的相關(guān)性可見，固定式風(fēng)力機(jī)與浮式風(fēng)力機(jī)氣動性能的變化均受其葉輪轉(zhuǎn)動頻率的影響，固定式與浮式存在的差異之處在于浮式風(fēng)力機(jī)葉輪氣動參數(shù)的變化還受到波浪參數(shù)的影響。

圖14 葉輪推力系數(shù)的快速傅里葉變換結(jié)果Fig.14 Fast Fourier transform of turbine’s thrust coefficient

3.2 浮式風(fēng)力機(jī)平臺運動響應(yīng)結(jié)果分析

（1）規(guī)則波工況

通過安裝于模型機(jī)艙內(nèi)部的加速度傳感器以及位移捕獲系統(tǒng)，對3.1節(jié)所述試驗工況下浮式風(fēng)力機(jī)的六自由度運動響應(yīng)參數(shù)進(jìn)行了試驗測定（圖15）。風(fēng)力機(jī)平臺縱蕩（Surge）、橫蕩（Sway）、垂蕩（Heave）、橫搖（Roll）、縱傾（Pitch）、首搖（Yaw）的變化均存在一個高頻周期8.026 s，與波浪周期一致。由此可見，在規(guī)則波環(huán)境下（波高：2.51 m；波頻：0.1246 Hz；浪向：與風(fēng)同向），水池造波周期是風(fēng)力機(jī)平臺六自由度運動變化周期的主要影響因素。

圖15 規(guī)則波下浮式風(fēng)力機(jī)模型試驗平臺六自由度運動響應(yīng)時歷曲線Fig.15 Time history curves of platform’s 6 degree of freedom motion response under regular wave

除了如上所述的關(guān)于各自由度運動與波浪周期高度一致的規(guī)律外，各自由度的運動也表現(xiàn)出了各自的差異性。就曲線的低頻波動幅值變化而言，風(fēng)力機(jī)的縱蕩及橫蕩運動的不穩(wěn)定性較大，縱蕩運動主要受風(fēng)載以及系泊線纜張力的變化影響，橫蕩不穩(wěn)定主要是由水池環(huán)境下風(fēng)況不穩(wěn)定性引起的氣流橫向波動導(dǎo)致的。相較于低頻運動，就高頻幅的大小來看，橫蕩、縱蕩及橫搖受波浪影響較小，垂蕩、縱搖及首搖受波浪影響較大。

（2）不規(guī)則波工況

與規(guī)則波工況類似，對不規(guī)則波（有義波高：5.1 m；譜峰周期：12.2 s；浪向：與風(fēng)同向）作用下的浮體六自由度運動響應(yīng)參數(shù)進(jìn)行試驗測定（圖16）。在不規(guī)則波的影響下，浮式風(fēng)力機(jī)平臺的六自由度運動表現(xiàn)出了顯著的不確定性，這主要是與不規(guī)則波的瞬時幅值及頻率變化有關(guān)。通過對比規(guī)則波及不規(guī)則波作用下浮體六自由度運動響應(yīng)的時歷曲線，發(fā)現(xiàn)在風(fēng)參數(shù)相同的情況下，波參數(shù)不同的兩個浮式風(fēng)力機(jī)的六自由度運動之間存在明顯的差異，由此可見波浪的參數(shù)是影響平臺運動的主要因素。

圖16 不規(guī)則波下浮式風(fēng)力機(jī)模型試驗平臺六自由度運動響應(yīng)時歷曲線Fig.16 Time history curves of platform’s 6 degree of freedom motion response under irregular wave

（3）機(jī)艙運動分析

通過安裝于風(fēng)力機(jī)機(jī)艙位置處的加速度傳感器（圖10），得到了固定式及浮式風(fēng)力機(jī)沿風(fēng)向的加速度（ax）數(shù)據(jù)，對數(shù)據(jù)ax進(jìn)行快速傅里葉變換，得到了浮式及固定式風(fēng)力機(jī)的加速度ax的頻譜。如圖17（a）所示，固定式風(fēng)力機(jī)的加速度ax有3個峰值頻率，分別為0.1833 Hz、0.3667 Hz、0.55 Hz，其中第一峰值頻率（0.1833 Hz）與固定式風(fēng)力機(jī)實際葉輪轉(zhuǎn)動頻率一致；如圖17（b）所示，在規(guī)則波工況下，浮式風(fēng)力機(jī)的加速度ax的第一峰值頻率為0.1246 Hz，與波浪頻率接近，其在高頻區(qū)也出現(xiàn)了與葉輪轉(zhuǎn)動頻率相近的頻率；如圖17（c）所示，在不規(guī)則波工況下，浮式風(fēng)力機(jī)的加速度ax在波浪與葉輪轉(zhuǎn)動的共同影響下，其機(jī)艙運動較為復(fù)雜。在低頻區(qū)，出現(xiàn)了與波頻和葉輪轉(zhuǎn)動頻率之間差頻相近的若干頻峰，在高頻區(qū)，也出現(xiàn)了與葉輪轉(zhuǎn)動頻率很接近的次級頻峰。由此可見，浮式風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)運動主要受波浪的影響，同時也受到葉輪轉(zhuǎn)動的影響；而固定式風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)振動主要是由其葉輪轉(zhuǎn)動造成的。

圖17 機(jī)艙加速度ax的快速傅里葉變換結(jié)果Fig.17 Fast Fourier transform of nacelle’s acceleration along wind direction

4 結(jié) 語

本文總結(jié)了一個基于商用6 MW 半潛式風(fēng)力機(jī)的縮尺比水池模型試驗和相關(guān)分析。首先對試驗方案進(jìn)行了概述，將各具體試驗按照校驗性試驗、常規(guī)動態(tài)試驗及特殊工況試驗進(jìn)行了分類，并分別敘述了各試驗階段的重要性；其次，對模型設(shè)計的主要理論進(jìn)行了敘述，確定了縮尺模型的相似準(zhǔn)則為弗勞德數(shù)相似準(zhǔn)則，按推力相似設(shè)計了模型葉片，并將模型葉片與實尺度葉片的推力系數(shù)進(jìn)行對比，驗證了所設(shè)計葉片的合理性；最后，通過對部分試驗結(jié)果的分析，并對比固定式風(fēng)力機(jī)水池模型試驗，簡要地分析了商用6 MW浮式風(fēng)力機(jī)的氣動及結(jié)構(gòu)性能。

從力學(xué)科學(xué)意義上講，本文所述漂浮式風(fēng)力機(jī)水池模型試驗，是基于一種商用6 MW 風(fēng)力機(jī)樣機(jī)設(shè)計的縮尺模型試驗，與傳統(tǒng)基于NREL 5MW理想風(fēng)力機(jī)翼型設(shè)計的縮尺模型試驗得到的結(jié)果相比，更具現(xiàn)實意義及實用價值。從水池試驗技術(shù)上講，第一，確定了拖曳水池和海洋工程深水池兩種水池并用進(jìn)行浮式風(fēng)力機(jī)試驗的流程對風(fēng)力機(jī)技術(shù)研發(fā)的重要性和可行性；第二，分別對固定式風(fēng)力機(jī)和漂浮式風(fēng)力機(jī)的縮尺模型進(jìn)行了試驗研究，分析了在水池風(fēng)場環(huán)境下固定式與漂浮式風(fēng)力機(jī)縮尺模型的氣動性能響應(yīng)，以及彼此間存在的差異；第三，分析了在水池風(fēng)場及波浪（規(guī)則波和不規(guī)則波）作用下浮式風(fēng)力機(jī)平臺的運動響應(yīng)，闡述了各自由度上浮體平臺運動參數(shù)的異同點，以及導(dǎo)致這些運動差異的可能因素。

總體來講，本文簡要但系統(tǒng)地總結(jié)了一個完整的基于商用浮式風(fēng)力機(jī)的實驗，包含了完整的實驗設(shè)計、實驗步驟和結(jié)果分析，希望對相關(guān)學(xué)者和從業(yè)人員有所幫助。