基于水動(dòng)力分析的15 MW級(jí)半潛式漂浮基礎(chǔ)優(yōu)化研究

李 帥，任亞君，郝軍剛，王富強(qiáng)，武明鑫，楊 陽(yáng)

(1.水電水利規(guī)劃設(shè)計(jì)總院，北京 100120；2.寧波大學(xué)海運(yùn)學(xué)院，浙江 寧波 315211)

0 引 言

海上風(fēng)電是可再生能源發(fā)展的重要方向，具備發(fā)展?jié)摿Υ?、離負(fù)荷中心近的優(yōu)勢(shì)。為實(shí)現(xiàn)“雙碳”目標(biāo)，十四五期間我國(guó)海上風(fēng)電將進(jìn)入規(guī)?；?、商業(yè)化發(fā)展新階段。深遠(yuǎn)海風(fēng)能資源具有風(fēng)速大、湍流強(qiáng)度小和發(fā)電利用小時(shí)數(shù)高、財(cái)務(wù)抗風(fēng)險(xiǎn)能力相對(duì)強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，考慮到資源潛力、生態(tài)影響及航運(yùn)用海等因素，海上風(fēng)電從近海走向深遠(yuǎn)海是必然發(fā)展趨勢(shì)[1-2]，也是海上風(fēng)電產(chǎn)業(yè)縱深發(fā)展的關(guān)鍵一環(huán)，同樣是帶動(dòng)相關(guān)海洋產(chǎn)業(yè)協(xié)同發(fā)展的有效途徑。

隨著海上風(fēng)電逐漸向深遠(yuǎn)海發(fā)展，傳統(tǒng)的固定式基礎(chǔ)難以滿足經(jīng)濟(jì)性及安全性要求，漂浮式基礎(chǔ)被證明適合深遠(yuǎn)海風(fēng)電資源開(kāi)發(fā)[3]。漂浮式基礎(chǔ)可分為半潛式、駁船式、立柱式和張力腿等形式，其中半潛式基礎(chǔ)具有適用水深范圍廣、穩(wěn)性及耐波性好、建造運(yùn)輸方便、運(yùn)行可靠、經(jīng)濟(jì)性相對(duì)較好等優(yōu)點(diǎn)，是適合我國(guó)海況、具有巨大開(kāi)發(fā)前景的基礎(chǔ)形式。半潛式基礎(chǔ)的研究相對(duì)較多，在較多示范項(xiàng)目中得到應(yīng)用[4-6]，積累了較為豐富的工程經(jīng)驗(yàn)。

雖然漂浮式風(fēng)電技術(shù)得到一定發(fā)展，但我國(guó)目前工程技術(shù)成熟度較低、開(kāi)發(fā)成本高，商業(yè)化規(guī)模應(yīng)用仍面臨較大挑戰(zhàn)，我國(guó)也僅有三峽“引領(lǐng)號(hào)”、海裝“扶搖號(hào)”、中海油“觀瀾號(hào)”等示范性工程。浮式基礎(chǔ)單位兆瓦用鋼量是浮式基礎(chǔ)先進(jìn)性的技術(shù)指標(biāo)之一，也是影響漂浮式海上風(fēng)電項(xiàng)目開(kāi)發(fā)投資的重要因素。“引領(lǐng)號(hào)”三立柱半潛式浮式基礎(chǔ)總用鋼量5 500 t左右，單位用鋼量1 000 t/MW；“扶搖號(hào)”三立柱浮式基礎(chǔ)總用鋼量3 900 t左右，單位用鋼量為630 t/MW；“觀瀾號(hào)”四立柱浮式基礎(chǔ)總用鋼量4 000 t左右，單位用鋼量555 t/MW。距離科技部重點(diǎn)專項(xiàng)中提出的500 t/MW考核指標(biāo)還有差距。

一些學(xué)者指出，可以通過(guò)設(shè)計(jì)新的浮式基礎(chǔ)形式[7]、使用混凝土材料[8-9]等方法降低用鋼量及建造成本，典型研究成果包括由X1 Wind公司設(shè)計(jì)的PivotBuoy浮式風(fēng)電基礎(chǔ)、法國(guó)公司Eolink研發(fā)的浮式風(fēng)電設(shè)計(jì)Eolink方案、丹麥的Tetraspar、Braceless半潛浮式以及雙機(jī)頭基礎(chǔ)等。國(guó)內(nèi)也有很多針對(duì)新基礎(chǔ)形式的研究成果，丁紅巖等[9]提出一種新型張緊式系泊系統(tǒng)的全潛式浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)，并采用FAST軟件耦合水動(dòng)力-空氣動(dòng)力-控制系統(tǒng)-系泊系統(tǒng)對(duì)不同風(fēng)況下的浮式風(fēng)機(jī)及全潛式浮式基礎(chǔ)的動(dòng)力特性進(jìn)行分析；張浩等[10]結(jié)合半潛式和單立柱式海上風(fēng)機(jī)浮式基礎(chǔ)的特點(diǎn)，提出了一種用于海上風(fēng)機(jī)的新型鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)，其縱搖、橫搖及艏搖響應(yīng)更小，具有更好的穩(wěn)定性；Lai等[11]設(shè)計(jì)了一種適合我國(guó)海況的帶有阻尼結(jié)構(gòu)的深吃水半潛式平臺(tái)，通過(guò)數(shù)值方法研究其水動(dòng)力性能；蔡新等[12]基于初穩(wěn)性設(shè)計(jì)原理并借鑒半潛式與單柱式浮式平臺(tái)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了一種大吃水、小水線面面積、具有傾斜側(cè)柱的新型浮式平臺(tái)，該新型浮式平臺(tái)能夠明顯優(yōu)化水動(dòng)力系數(shù)，在受到外部載荷后具有較好的恢復(fù)能力；杜宇等[13]針對(duì)半潛漂浮式風(fēng)電基礎(chǔ)初步選型，采用Pareto-Optimal評(píng)價(jià)方法對(duì)不同吃水、平臺(tái)立柱直徑、立柱間距和垂蕩板直徑四個(gè)參數(shù)的不同組合進(jìn)行了分析比較，力爭(zhēng)確定最優(yōu)的尺寸組合。

但以上研究多針對(duì)5～10 MW的風(fēng)電機(jī)組，為進(jìn)一步降低浮式基礎(chǔ)單位兆瓦相關(guān)成本，使用大容量機(jī)組是實(shí)現(xiàn)浮式風(fēng)電規(guī)模化商業(yè)開(kāi)發(fā)的有效手段。平臺(tái)優(yōu)化設(shè)計(jì)不僅需要考慮浮式基礎(chǔ)的經(jīng)濟(jì)性特征，還需要保證足夠的穩(wěn)定性與安全性。對(duì)15 MW大型風(fēng)機(jī)而言，浮式基礎(chǔ)的動(dòng)力性能直接關(guān)系到漂浮式海上風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的運(yùn)行安全。因此，需針對(duì)15 MW級(jí)漂浮式海上風(fēng)機(jī)開(kāi)展海洋環(huán)境荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)研究，優(yōu)化基礎(chǔ)平臺(tái)設(shè)計(jì)方案，從而提高大型漂浮式風(fēng)機(jī)系統(tǒng)穩(wěn)定性、可靠性、安全性和經(jīng)濟(jì)性。

考慮到我國(guó)漂浮式海上風(fēng)電尚處于起步階段，本文以采用傳統(tǒng)鋼結(jié)構(gòu)三立柱半潛式浮式基礎(chǔ)形式(平臺(tái)I)為研究對(duì)象，并通過(guò)減小邊柱尺寸方式對(duì)浮式基礎(chǔ)進(jìn)行優(yōu)化(平臺(tái)II)，從而減小用鋼量。采用ANSYS/AQWA建立數(shù)值計(jì)算分析模型，針對(duì)15 MW級(jí)三立柱半潛浮式基礎(chǔ)平臺(tái)開(kāi)展水動(dòng)力性能、動(dòng)力響應(yīng)及錨泊系統(tǒng)性能研究，并通過(guò)計(jì)算對(duì)比優(yōu)化前后2種平臺(tái)的附加質(zhì)量、輻射阻尼、一階波浪力以及波浪作用下的平臺(tái)運(yùn)動(dòng)特性和系泊系統(tǒng)動(dòng)力特性，評(píng)估分析優(yōu)化方向的合理性及有效性。

1 浮式風(fēng)電平臺(tái)水動(dòng)力分析基礎(chǔ)理論

1.1 浮體運(yùn)動(dòng)控制方程

半潛漂浮式風(fēng)機(jī)系統(tǒng)主要由發(fā)電機(jī)組系統(tǒng)、浮式基礎(chǔ)系統(tǒng)和系泊系統(tǒng)等組成。整體系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)學(xué)方程可以表示為

(1)

式中，Mij為漂浮式風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的質(zhì)量矩陣；Fplatform為浮式平臺(tái)所受水動(dòng)力載荷及系泊系統(tǒng)載荷；Fwind為風(fēng)荷載。

浮式平臺(tái)荷載Fi，platform可以表示為

Fi，platform=-Aijxi+Fi，hydro+Fi，lines

(2)

式中，Aij為附加質(zhì)量矩陣；Fi，hydro為水動(dòng)力荷載，包含靜水恢復(fù)力、輻射阻尼力、浮力、粘性阻尼力和波浪力等；Fi，lines為錨鏈荷載。

1.2 勢(shì)流理論

水動(dòng)力荷載Fi，hydro可表示為以下形式

Fi，hydro=Fi，waves+ρgV0δi3-Cij，hydrostaticxi-

(3)

式中，Kij為輻射阻尼遲滯函數(shù)；Cij為靜水恢復(fù)力矩陣；Fwaves為波浪荷載，即入射波對(duì)平臺(tái)總激勵(lì)力荷載。上述參數(shù)均可通過(guò)勢(shì)流理論求解。

2 浮式基礎(chǔ)模型參數(shù)

2.1 2種半潛浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)參數(shù)

本文對(duì)三立柱半潛漂浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)的相關(guān)水動(dòng)力特性進(jìn)行分析研究，平臺(tái)設(shè)計(jì)基于美國(guó)可再生能源實(shí)驗(yàn)室(NREL)的OC4三立柱形式，并通過(guò)相關(guān)簡(jiǎn)化而成(平臺(tái)I)：①取消撐桿并對(duì)垂蕩板進(jìn)行優(yōu)化，可在一定程度上減小撐桿引起的疲勞荷載，并減小平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)；②取消中柱并將風(fēng)機(jī)放置在其中一根邊立柱上?！胺鰮u號(hào)”、“引領(lǐng)號(hào)”等均采用此形式，利用浮心與重心間距產(chǎn)生與風(fēng)傾力矩相反的回復(fù)力矩，可有效降低風(fēng)傾力矩的作用，提升平臺(tái)穩(wěn)定性。

觀察結(jié)構(gòu)形式可知，當(dāng)主柱上加載風(fēng)機(jī)塔筒時(shí)，為了保持荷載平衡，需要在另外兩個(gè)邊柱上施加同樣荷載的壓載水，以平衡同等尺寸邊柱提供的浮力。從受力角度而言，邊柱提供的浮力只需要同自身重力與壓載水重力之和相等即可，無(wú)需提供和主柱重力同等的浮力(即無(wú)需提供與風(fēng)機(jī)同等質(zhì)量壓載水的浮力)，即可以降低邊柱尺寸從而降低邊柱提供的浮力。因此，為減少用鋼量，提高經(jīng)濟(jì)性，在平臺(tái)I的基礎(chǔ)上，保持主柱直徑不變，減小兩個(gè)邊柱直徑，從而減小提供的浮力及壓載水質(zhì)量，同時(shí)保持系統(tǒng)平衡，形成平臺(tái)II。

在同等壁厚情況下，相比于平臺(tái)I，平臺(tái)II可節(jié)約用鋼量5.85%(約400 t)，兩種半潛式平臺(tái)示意見(jiàn)圖1，平臺(tái)的主要參數(shù)如表1所示。

圖1 半潛式浮式平臺(tái)示意

表1 平臺(tái)I和平臺(tái)II相關(guān)信息

2.2 系泊系統(tǒng)參數(shù)

2個(gè)半潛浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)錨泊系統(tǒng)均由3根錨鏈組成，每?jī)蓷l錨鏈之間的夾角為120°，適用于100 m水深海域。錨泊系統(tǒng)布置示意見(jiàn)圖2，其中波浪方向沿X軸正方向，錨鏈的相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表2。

圖2 系泊系統(tǒng)示意

表2 系泊系統(tǒng)相關(guān)參數(shù)

3 水動(dòng)力分析成果

3.1 頻域水動(dòng)力分析

3.1.1 附加質(zhì)量與輻射阻尼

浮體在自身運(yùn)動(dòng)時(shí)會(huì)產(chǎn)生附加質(zhì)量與輻射阻尼。

圖3為在ANSYS/AQWA中通過(guò)勢(shì)流理論計(jì)算得到的2個(gè)半潛浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)(平臺(tái)I和平臺(tái)II)的附加質(zhì)量(縱蕩、垂蕩、縱搖)。從圖3可以看出，兩個(gè)浮式基礎(chǔ)的附加質(zhì)量變化趨勢(shì)基本一致；縱搖方向的附加質(zhì)量大于縱蕩和垂蕩方向；縱蕩和垂蕩方向附加質(zhì)量在高頻區(qū)變化較小，逐漸趨于穩(wěn)定。相比于平臺(tái)I，平臺(tái)II在縱蕩、垂蕩、縱搖方向的附加質(zhì)量(最大值)分別減小23.5%、增加3.45%、增加4.89%。

圖3 兩浮式平臺(tái)附加質(zhì)量曲線

3個(gè)方向的輻射阻尼如圖4所示，縱搖方向輻射阻尼整體上大于縱蕩和垂蕩方向?？v搖和縱蕩方向輻射阻尼在高頻區(qū)較大且有2個(gè)峰值，分別出現(xiàn)在1 rad/s和1.42 rad/s；垂蕩方向輻射阻尼最大值出現(xiàn)在0.6 rad/s；平臺(tái)II與平臺(tái)I的輻射阻尼變化趨勢(shì)基本一致，縱搖和縱蕩方向最大值分別降低36%、57%，垂蕩方向變化較小。

圖4 兩浮式平臺(tái)輻射阻尼曲線

3.1.2 一階波浪激勵(lì)力

根據(jù)波浪理論，一階波浪激勵(lì)力即佛汝德-克雷洛夫力和繞射力的合力。本文兩平臺(tái)均關(guān)于X-Z平面對(duì)稱，故僅考察0°、45°、90°入射波浪角時(shí)平臺(tái)產(chǎn)生的一階波浪力曲線?？v蕩、垂蕩、縱搖方向的一階波浪力傳遞函數(shù)如圖5所示。

圖5 兩浮式平臺(tái)一階波浪力傳遞函數(shù)曲線

從圖5a可以看出，縱蕩方向一階波浪力具有多個(gè)峰值，且各個(gè)入射方向的波浪力變化趨勢(shì)基本一致；入射角為0°時(shí)一階波浪力大于45°和90°；考慮到平臺(tái)關(guān)于X軸對(duì)稱，當(dāng)入射角為90°時(shí)，平臺(tái)所受波浪力較小。相對(duì)于平臺(tái)I，平臺(tái)II在0°、45°和90°入射角時(shí)所受波浪力分別降低29.3%、21.2%和36.8%。

從圖5b可以看出，平臺(tái)II和平臺(tái)I所受波浪力的規(guī)律一致，最大值均出現(xiàn)在0.57 rad/s；此外，各個(gè)入射角度的一階波浪力曲線基本一致，說(shuō)明波浪入射方向?qū)Υ故幏较虻囊浑A波浪力影響較小。兩個(gè)平臺(tái)所受波浪力在數(shù)值上差異較小，但低頻區(qū)平臺(tái)II所受波浪力小于平臺(tái)I。

從圖5c可以看出，0°方向的一階波浪力較??；當(dāng)入射角為45°和90°時(shí)，縱搖方向一階波浪力具有多個(gè)峰值，且各個(gè)入射方向的波浪力變化趨勢(shì)基本一致。當(dāng)頻率小于0.8 rad/s時(shí)，平臺(tái)II一階波浪力大于平臺(tái)I，當(dāng)頻率大于0.8 rad/s時(shí)，平臺(tái)II一階波浪力小于平臺(tái)I；相比于平臺(tái)I，45°和90°的一階波浪力極值差異分別為-11.0%、-5.43%。

3.1.3 幅值響應(yīng)算子

幅值響應(yīng)算子(RAO)為浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)幅值與波幅之比，表征浮式平臺(tái)抵抗波浪荷載的能力。入射角0°、45°、90°的波浪作用于兩浮式平臺(tái)上時(shí)，縱蕩、垂蕩及縱搖方向的RAO如圖6所示。

圖6 兩浮式平臺(tái)幅值響應(yīng)算子

從圖6a可以看出，兩平臺(tái)縱蕩方向的RAO數(shù)值及變化趨勢(shì)基本一致，隨著頻率的增加逐漸下降，并逐漸趨近于0；由于兩平臺(tái)均關(guān)于Z-X平面對(duì)稱，當(dāng)入射角為90°時(shí)，縱蕩方向的RAO較小。

從圖6b可以看出，在頻率小于0.4 rad/s時(shí)，平臺(tái)II和平臺(tái)I垂蕩方向RAO曲線差異較大，平臺(tái)I和平臺(tái)II最大值分別出現(xiàn)在0.224 rad/s和0.312 rad/s；當(dāng)頻率大于0.4 rad/s時(shí)，兩平臺(tái)RAO變化趨勢(shì)相同，隨著頻率增加逐漸減小并趨近于0；平臺(tái)I受入射角度影響較小，變化趨勢(shì)相同且數(shù)值上差異較??；平臺(tái)II的RAO變化趨勢(shì)受入射角影響較小，數(shù)值上受入射角影響較大。

從圖6c可以看出，不同入射方向?qū)v搖RAO曲線有一定影響，當(dāng)入射角為0°時(shí)，兩平臺(tái)RAO值均較?。划?dāng)入射角為90°時(shí)，平臺(tái)I和平臺(tái)II的RAO峰值分別出現(xiàn)在頻率為0.224 rad/s和0.573 rad/s；當(dāng)波浪頻率大于0.3 rad/s時(shí)，平臺(tái)II的RAO大于平臺(tái)I。

3.2 固有周期

為研究2個(gè)半潛浮式基礎(chǔ)各運(yùn)動(dòng)方向固有周期，開(kāi)展了平臺(tái)在無(wú)風(fēng)浪流荷載作用、給定初始位移或轉(zhuǎn)角工況下，6個(gè)自由度方向上的自由衰減運(yùn)動(dòng)模擬。縱蕩方向5 000 s的自由衰減時(shí)程曲線如圖7所示，從圖7可以看出，平臺(tái)II縱蕩方向周期略小于平臺(tái)I；將自由衰減時(shí)程曲線轉(zhuǎn)換為功率譜密度曲線(見(jiàn)圖8)，功率譜密度峰值頻率即為浮式基礎(chǔ)在對(duì)應(yīng)自由度方向上的固有頻率(見(jiàn)表3)。從表3可以看出，平臺(tái)II在縱蕩、橫蕩、首搖方向周期小于平臺(tái)I，而垂蕩、縱搖、橫搖方向周期大于平臺(tái)I；整體而言，兩平臺(tái)固有周期滿足均滿足DNV規(guī)范要求[14-15](縱蕩大于100 s，垂蕩為15～25 s，縱搖為25～40 s)。

圖7 兩浮式平臺(tái)縱蕩方向自由衰減振動(dòng)曲線

表3 兩浮式平臺(tái)固有周期統(tǒng)計(jì)

3.3 運(yùn)動(dòng)特性分析

針對(duì)2個(gè)半潛浮式風(fēng)機(jī)平臺(tái)進(jìn)行海浪作用下的時(shí)域仿真模擬。結(jié)合海南某項(xiàng)目工程海域?qū)崪y(cè)海況數(shù)據(jù)，結(jié)合15 MW風(fēng)機(jī)系統(tǒng)工作環(huán)境要求，100 m水深極端工況下有義波高為11 m，譜峰周期12.1 s。波浪方向?yàn)?°，波浪譜選用JONSWAP譜，譜峰因子為3.3；波模擬時(shí)長(zhǎng)為6 000 s。為消除瞬態(tài)效應(yīng)，在時(shí)域及頻域數(shù)據(jù)處理時(shí)均去掉前1 000 s的數(shù)據(jù)。

圖9為兩浮式基礎(chǔ)在相應(yīng)海況下縱蕩、垂蕩以及縱搖方向的時(shí)域運(yùn)動(dòng)響應(yīng)。從圖9可以看出，平臺(tái)II和平臺(tái)I在縱蕩、垂蕩方向的運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)基本一致，縱搖方向運(yùn)動(dòng)有一定差異，時(shí)域運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的特征指標(biāo)統(tǒng)計(jì)值如表4所示。從表4可以看出，兩平臺(tái)在縱蕩方向上的運(yùn)動(dòng)幅度差異較小，約0.21%，但是平臺(tái)I在正向、負(fù)向運(yùn)動(dòng)差異較大；平臺(tái)II垂蕩方向運(yùn)動(dòng)幅度增加22.22%，兩平臺(tái)縱搖方向運(yùn)動(dòng)幅度均較小，且平臺(tái)II減小72.54%。

圖9 兩平臺(tái)縱蕩、垂蕩以及縱搖方向的時(shí)域運(yùn)動(dòng)響應(yīng)

表4 兩平臺(tái)縱蕩、垂蕩、縱搖方向運(yùn)動(dòng)特征統(tǒng)計(jì) m

圖10為兩平臺(tái)相應(yīng)海況縱蕩、垂蕩以及縱搖3個(gè)方向上平臺(tái)運(yùn)動(dòng)的功率譜密度(PSD)曲線。從圖10可以看出，縱蕩方向幅值大于垂蕩及縱搖方向，且縱蕩、垂蕩方向有2個(gè)峰值，縱搖方向有3個(gè)峰值。縱蕩方向兩平臺(tái)峰值均為0.003 255 2 Hz和0.075 Hz，其中前者為縱蕩方向固有頻率，后者為波浪頻率；垂蕩方向，平臺(tái)I的峰值頻率分別為0.039 1 Hz(垂蕩方向固有頻率)、0.075 Hz(波浪頻率)，平臺(tái)II為0.029 3 Hz(垂蕩方向固有頻率)及0.075 Hz(波浪頻率)；縱搖方向，平臺(tái)I峰值頻率為0.003 255 2 Hz(縱蕩方向固有頻率)、0.042 3 Hz(縱搖固有頻率)，平臺(tái)II峰值頻率為0.003 255 2 Hz(縱蕩方向固有頻率)、0.032 6 Hz(縱搖固有頻率)和0.075 Hz(波浪頻率)。從圖10還可以看出，平臺(tái)固有頻率處的峰值大于波浪頻率處峰值，且平臺(tái)I的波頻響應(yīng)明顯大于平臺(tái)II。

圖10 兩平臺(tái)縱蕩、垂蕩以及縱搖方向的時(shí)域運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的功率譜曲線

3.4 系泊系統(tǒng)分析

漂浮式海上風(fēng)電錨泊系統(tǒng)能夠維持風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的穩(wěn)定，限制風(fēng)機(jī)平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，保持風(fēng)機(jī)正常工作，保證機(jī)組的發(fā)電效率。因此，研究錨泊系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)具有重要意義。本文旨在研究在兩種浮式基礎(chǔ)在相同海況下錨泊系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)，包括錨鏈張力、臥鏈長(zhǎng)度及上拔力等。

3.4.1 錨鏈張力

錨泊系統(tǒng)張力荷載動(dòng)力響應(yīng)曲線如圖11所示。從圖11可以看出，兩平臺(tái)的系泊系統(tǒng)受力曲線變化規(guī)律基本一致，1號(hào)錨鏈?zhǔn)芰Υ笥?號(hào)錨鏈和3號(hào)錨鏈。相比于平臺(tái)I的1 137 kN的1號(hào)錨鏈?zhǔn)芰?，受力?05.8 kN的平臺(tái)II受力減小29.15%；由于對(duì)稱性、入射角為0°，2號(hào)錨鏈和3號(hào)錨鏈?zhǔn)芰疽恢?，平臺(tái)II受力峰值為316.8 kN，相比于平臺(tái)I的289.4 kN，增加9.47%。

圖11 兩平臺(tái)系泊錨鏈張力時(shí)程曲線

兩平臺(tái)的錨泊張力功率譜密度曲線如圖12所示。從圖12可以看出：平臺(tái)II和平臺(tái)I變化趨勢(shì)相同，峰值頻率均為0.003 25 Hz和0.075 Hz，說(shuō)明錨鏈?zhǔn)芰χ饕怯煽v蕩頻率和波浪頻率確定，這對(duì)于后期錨泊系統(tǒng)設(shè)計(jì)具有一定的指導(dǎo)意義。

圖12 兩平臺(tái)的錨泊系統(tǒng)張力功率譜密度曲線

3.4.2 臥鏈長(zhǎng)度

雖然臥鏈長(zhǎng)度通常不作為評(píng)估系泊系統(tǒng)動(dòng)力性能的指標(biāo)，但考慮到優(yōu)化系泊系統(tǒng)的需要，也將該指標(biāo)進(jìn)行對(duì)比。錨泊系統(tǒng)臥鏈長(zhǎng)度動(dòng)力響應(yīng)曲線如圖13所示。從圖13可以看出，兩平臺(tái)的系泊系統(tǒng)臥鏈長(zhǎng)度曲線變化規(guī)律基本一致，且1號(hào)錨鏈變化范圍大于2號(hào)錨鏈和3號(hào)錨鏈。平臺(tái)I的1號(hào)錨鏈臥鏈長(zhǎng)度最小值為48.08 m，平臺(tái)II為111.04 m；由于對(duì)稱性，2號(hào)錨鏈和3號(hào)錨鏈的臥鏈長(zhǎng)度及變化趨勢(shì)基本一致，平臺(tái)II的臥鏈長(zhǎng)度為232.96 m，相比于平臺(tái)I的250.30 m，減小6.93%。

圖13 錨泊系統(tǒng)臥鏈長(zhǎng)度動(dòng)力響應(yīng)時(shí)程曲線

3.4.3 錨上拔力

錨泊系統(tǒng)錨固點(diǎn)承受的上拔力曲線如圖14所示。從圖14可以看出，兩平臺(tái)的系泊系統(tǒng)上拔力曲線在大部分時(shí)間趨近于0，僅1號(hào)錨鏈?zhǔn)芰υ趥€(gè)別時(shí)刻較大，2號(hào)錨鏈和3號(hào)錨鏈的受力均較小。平臺(tái)I的1號(hào)錨鏈上拔力最大值為6 094.38 N，平臺(tái)II為224.68 N，是平臺(tái)I的3.69%；由于對(duì)稱性，兩平臺(tái)的2號(hào)錨鏈和3號(hào)錨鏈上拔力變化趨勢(shì)及數(shù)值基本一致，雖然平臺(tái)II大于平臺(tái)I，但數(shù)值上均較小，說(shuō)明目前設(shè)計(jì)的系泊系統(tǒng)是合理的、安全的。

圖14 錨泊系統(tǒng)錨固點(diǎn)承受的上拔力曲線

4 結(jié) 論

本文以三立柱半潛漂浮式基礎(chǔ)平臺(tái)(平臺(tái)I)為研究對(duì)象，通過(guò)減小偏柱尺寸方式對(duì)其進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)(平臺(tái)II)，從而減小用鋼量。采用ANSYS/AQWA建立兩個(gè)浮式基礎(chǔ)的水動(dòng)力數(shù)值分析模型，并開(kāi)展系統(tǒng)的水動(dòng)力性能對(duì)比分析研究，得到如下結(jié)論：

(1)兩平臺(tái)的附加質(zhì)量、輻射阻尼、一階波浪力曲線變化規(guī)律相似；相比于平臺(tái)I，平臺(tái)II在縱蕩、垂蕩、縱搖方向的附加質(zhì)量減小23.5%、增加3.45%、增加4.89%；縱搖和縱蕩方向輻射阻尼最大值分別降低36%、57%，垂蕩方向變化較?。黄脚_(tái)II縱蕩方向在0°、45°和90°入射角時(shí)所受波浪力分別降低29.3%、21.2%和36.8%，縱搖方向入射角為45°和90°的一階波浪力極值差異分別為-11.0%、-5.43%。

(2)兩平臺(tái)固有周期有一定差異。相比于平臺(tái)I，平臺(tái)II在縱蕩、橫蕩、首搖方向固有周期減小9.09%、4.76%、38.90%，在垂蕩、縱搖、橫搖方向固有周期增加28.65、32.99%、47.19%。平臺(tái)II的固有周期均滿足規(guī)范要求。

(3)兩平臺(tái)在相應(yīng)海況下運(yùn)動(dòng)特性規(guī)律基本一致，相比于平臺(tái)I，平臺(tái)II縱蕩方向上的運(yùn)動(dòng)幅度減小0.21%，垂蕩方向運(yùn)動(dòng)幅度增加22.22%；兩平臺(tái)縱搖方向運(yùn)動(dòng)幅度均較小，相比而言，平臺(tái)II較平臺(tái)I減小72.54%。

(4)兩平臺(tái)的系泊系統(tǒng)受力曲線變化規(guī)律基本一致，且1號(hào)錨鏈?zhǔn)芰Υ笥?號(hào)錨鏈和3號(hào)錨鏈。相比于平臺(tái)I，平臺(tái)II的1號(hào)錨鏈?zhǔn)芰p小29.15%，2號(hào)錨鏈和3號(hào)錨鏈增加9.47%，但整體數(shù)值小。

綜上所述，本文中的兩個(gè)浮式基礎(chǔ)平臺(tái)水動(dòng)力性能較好，運(yùn)動(dòng)特征、系泊系統(tǒng)響應(yīng)等特性合理，優(yōu)化后的浮式基礎(chǔ)水動(dòng)力性能基本與優(yōu)化前一致，用鋼量減小5.85%(約400 t)，說(shuō)明提出的優(yōu)化方向是可靠、可行的，為降低三立柱半潛式基礎(chǔ)平臺(tái)用鋼量提供了一種新思路，新方向。

值得說(shuō)明的是，本文僅從水動(dòng)力特性方面對(duì)平臺(tái)優(yōu)化進(jìn)行了驗(yàn)證分析，后續(xù)還需針對(duì)整個(gè)浮式風(fēng)機(jī)系統(tǒng)開(kāi)展氣動(dòng)-伺服-水動(dòng)-彈性全耦合一體化數(shù)值仿真，進(jìn)一步驗(yàn)證優(yōu)化的可行性、合理性。