風浪流載荷聯(lián)合作用下半潛式風-流綜合系統(tǒng)動態(tài)響應分析

石兆彬, 楊 陽,2, 傅鍵斌, 房 方

(1． 寧波大學 海運學院, 浙江寧波 315211; 2. 惠生(南通)重工有限公司, 江蘇南通 226001;3． 華北電力大學 新能源電力系統(tǒng)國家重點實驗室, 北京 100096)

到2020年底,全球海上風電裝機容量已達到743 GW,相比2019年增長14%,未來,海上風電的裝機容量還將繼續(xù)升高[1]。深海區(qū)域風資源具有風速高、儲量大和分布廣等優(yōu)點,是未來海上風電發(fā)展的重要方向,因此針對漂浮式風力發(fā)電技術的相關研究受到了廣泛關注[2]。漂浮式風電平臺包括半潛式、Spar和TLP平臺等,半潛式有著穩(wěn)定性高、安裝水深范圍大和初期投資少等優(yōu)點,具有良好的應用前景[3]。

對于半潛式風電平臺,國內(nèi)外學者開展了許多研究。宋兆波等[4]設計了10 MW大型風力機半潛式風電平臺,通過SESAM模擬了平臺穩(wěn)定性,研究表明立柱間距、傾角及直徑以不同方式影響平臺穩(wěn)定性。張軻等[5]基于OC4-5 MWDeepCwind半潛式風電平臺,建立了兩浮艙式、三浮筒式和四浮筒式平臺,并在AQWA中求解3種平臺在風浪流聯(lián)合作用下的時域結果,結果發(fā)現(xiàn)兩浮艙式平臺運動響應的最大值與平均值相對較小,三浮筒式和四浮筒式平臺更能抵抗流載荷的干擾。張洪建等[6]基于DeepCwind平臺設計了具有傾斜立柱的新型半潛式風電平臺,依據(jù)勢流理論對比分析2種平臺的水動力性能,研究發(fā)現(xiàn)新平臺縱蕩、垂蕩與縱搖幅值響應算子峰值明顯減小,垂蕩與縱搖響應明顯降低。魏東澤等[7]設計了一種新型半潛式風電平臺,采用SESAM計算了平臺在風浪聯(lián)合作用下水的動力系數(shù)和時域動力響應,結果表明平臺具有良好的穩(wěn)定性和水動力特性。黃致謙等[8]研究了自主開發(fā)裝配垂蕩板的半潛式風電平臺在風浪流載荷聯(lián)合作用下的動態(tài)響應,與三浮體三立柱半潛式平臺對比,證明了垂蕩板對平臺垂蕩方向運動有良好的抑制效果。Johlas等[9]使用OpenFAST計算了Spar式與半潛式風力機發(fā)電功率,分析了平臺運動對5 MW風力機功率的影響,結果表明平臺的縱蕩與縱搖對發(fā)電功率影響最大。Kamarlouei等[10]對波能轉(zhuǎn)換器能否降低半潛式風電平臺的縱搖運動進行實驗,得出平臺運動可以由波能轉(zhuǎn)換器控制的結論。Bagherian等[11]提出了一種半潛漂浮式風力機模型,分析了風力機的動力學響應。

以上研究主要關注半潛式風力機的動態(tài)響應或穩(wěn)定性,對于深海區(qū)域,除了豐富的風能之外,還蘊藏著大量的潮流能,為充分利用浮式平臺及其系泊系統(tǒng),在浮式風電平臺上安裝潮流能發(fā)電機是一種有效的降低能源利用成本的方式,馬勇等[12]設計了三筒型漂浮式風-流發(fā)電裝置,基于AQWA求出波浪載荷,在ANSYS的有限元模型中分析了平臺的結構強度,結果表明強度達到了中國船級社(CCS)的設計要求。Yang等[13]基于AQWA和OpenFAST開發(fā)了一種耦合模型,用于計算由潮流能發(fā)電機與漂浮式風力機組成的漂浮式風-流綜合系統(tǒng)輸出功率及動態(tài)響應,對比OpenFAST中的數(shù)據(jù)驗證了耦合模型的準確性,研究表明互補系統(tǒng)輸出功率得到了提高且動態(tài)響應改善。Wang等[14]提出了由5 MW半潛式浮式風力機與波能轉(zhuǎn)換器(WEC)組成的系統(tǒng),研究4種不同形狀轉(zhuǎn)換器對系統(tǒng)的影響,結果表明使用凹形轉(zhuǎn)換器的系統(tǒng)動態(tài)響應更好、功率更高。Li等[15]設計了由漂浮式風力機、WEC及潮流能發(fā)電機組合的模型,其仿真結果與單個漂浮式風力機相比,減小了平臺縱蕩與縱搖響應,輸出功率得到極大的提高。但以上研究沒有分析潮流能發(fā)電機的數(shù)量對風-流綜合系統(tǒng)動態(tài)響應特性和功率輸出的影響。

因此,考慮風力機氣動載荷、漂浮式風電平臺的波浪載荷和潮流能發(fā)電機流載荷之間的耦合效應,通過在AQWA中建立風力機氣動-水動-伺服-彈性仿真模型和潮流能發(fā)電機水動力計算模型,形成了通用的漂浮式風-流綜合系統(tǒng)全耦合模型(Coupled Analysis Tool for Integrated Floating Energy System,CATIFES)。采用CATIFES計算了風浪流載荷聯(lián)合作用下OOStar半潛式平臺、DTU 10 MW風力機與不同數(shù)量550 kW潮流能發(fā)電機組合的半潛式風-流綜合系統(tǒng)動態(tài)響應,定量分析了潮流能發(fā)電機數(shù)量對平臺運動響應、系泊張力和系統(tǒng)輸出功率的影響,以期為浮式多能綜合系統(tǒng)設計提供參考。

1 漂浮式風-流互補系統(tǒng)模型

1.1 漂浮式平臺與系泊設計參數(shù)

所建立的漂浮式風-流綜合系統(tǒng)模型如圖1所示,其中風力機為丹麥科技大學與Vestas聯(lián)合設計的10 MW機組[16],平臺為歐盟項目Lifes50+設計的OOStar10 MW模型[17],該半潛式平臺共有4根立柱,設計水深為130 m。

圖1 漂浮式風-流綜合系統(tǒng)示意圖

分別研究了具有1臺、2臺和3臺潮流能發(fā)電機的風-流綜合系統(tǒng)的動態(tài)響應,其中單臺潮流能發(fā)電機配置方案是在立柱1正下方安裝1臺潮流能發(fā)電機;2臺和3臺潮流能發(fā)電機的配置則分別在立柱2、立柱3及立柱2、立柱3和立柱4的正下方安裝潮流能發(fā)電機,配置方案如表1所示,潮流能發(fā)電機輪轂位于海平面以下40 m處。

表1 漂浮式風-流綜合系統(tǒng)配置方案

OOStar10 MW半潛式平臺主要設計參數(shù)見表2,平臺含壓艙的質(zhì)量為21 709 000 kg,重心位于水平面以下15.225 m,平臺由3根系泊固定,系泊之間夾角為120°,系泊總長為703 m,在距導纜孔118 m處具有質(zhì)量為50 000 kg的配重塊,系泊系統(tǒng)主要設計參數(shù)見表3。

表2 半潛式平臺主要設計參數(shù)

表3 系泊系統(tǒng)主要設計參數(shù)

1.2 風力機與潮流能發(fā)電機設計模型

風力機和潮流能發(fā)電機分別為丹麥技術大學(DTU)設計的10 MW三葉片水平軸風電機組和美國Sandia 550 kW[18]雙葉片模型,風力機與潮流能發(fā)電機主要設計參數(shù)分別見表4和表5。

表4 DTU 10 MW風力機主要設計參數(shù)

表5 潮流能發(fā)電機主要設計參數(shù)

2 漂浮式風-流綜合系統(tǒng)耦合仿真模型

2020年,Yang等[13]基于AQWA和FAST軟件開發(fā)了適用于浮式風電機組全耦合仿真的模型F2A;在此基礎上,結合AeroDynv15建立了潮流能發(fā)電機水動力載荷計算模型,開發(fā)了漂浮式風-流綜合系統(tǒng)的全耦合仿真程序CATIFES并驗證了其有效性[19]。CATIFES耦合邏輯結構如圖2所示,其借助AQWA外部載荷計算的動態(tài)鏈接庫(user_force64.dll),實現(xiàn)了風力機及潮流能發(fā)電機載荷與平臺運動的實時耦合。

圖2 CATIFES中各模塊的耦合關系

在AQWA中進行時域仿真時,首先通過動態(tài)鏈接庫將平臺位移、速度及加速度傳遞至AeroDyn及OpenFAST程序中,用于計算潮流能發(fā)電機水動載荷及風力機氣動載荷和結構動力學響應;然后,將風力機及潮流能發(fā)電機載荷傳遞回AQWA求解器作為平臺的外部載荷,結合平臺受到的水動力和系泊恢復力,計算平臺運動響應。對應的,平臺運動也會影響風力機氣動載荷和潮流能發(fā)電機水動載荷,因此基于平臺運動通過user_force64.dll來修正風的相對速度和海流入流速度。

其中,對平臺運動與潮流能發(fā)電機流載荷的關系作如下說明:潮流能發(fā)電機固定在平臺底部,平臺運動會導致潮流能發(fā)電機產(chǎn)生一定的速度,進而影響海流的入流速度,最終影響作用在潮流能發(fā)電機上的流載荷大小。海流入流速度與平臺運動之間的數(shù)學關系如下:

Ucurr,rel=Ucurr-Uptfm,surge-(Ztidal-Zptfm)Uptfm,pitch+(Ytidal-Yptfm)Uptfm,yaw

(1)

式中:Ucurr,rel為潮流能發(fā)電機輪轂處定義的入流速度;Uptfm,surge、Uptfm,pitch和Uptfm,yaw分別為平臺縱蕩、縱搖和艏搖速度;Ztidal、Zptfm分別為潮流能發(fā)電機和平臺的垂向重心坐標;Ytidal、Yptfm分別為潮流能發(fā)電機和平臺的橫向重心坐標;Ucurr為實際海流速度。

AQWA求解器與風力機和潮流能發(fā)電機的動態(tài)響應分別參考不同的坐標系,需對平臺運動和載荷進行坐標變化。以風力機和平臺之間的耦合為例,基于歐拉角的平臺坐標轉(zhuǎn)換矩陣Tmat如下:

Tmat=EzEyEx

(2)

(3)

(4)

(5)

式中:Ex、Ey和EZ分別為平臺橫搖、縱搖和艏搖歐拉角矩陣;θ1、θ2和θ3分別為橫搖、縱搖及艏搖角度。

平臺重心為慣性坐標系原點,建立局部坐標系,對平臺位置向量進行如下變換:

DDLL=DAQWA-Tmat·G

(6)

式中:DDLL、DAQWA分別為userforce64.dll中用于風力機運動學參數(shù)修正的平臺位移向量和AQWA得到的初始平臺位移向量;G為DLL中平臺運動的參考點(通常為(0, 0, 0))到平臺重心的位移矢量。

平臺的速度矢量修正如下:

UDLL=UAQWA-Tmat·G×ω

(7)

式中:UDLL、UAQWA分別為userforce64.dll中用于修正風力機運動學參數(shù)的平臺速度向量和AQWA中計算獲得的平臺速度向量;ω為AQWA計算得到的平臺旋轉(zhuǎn)速度向量。

綜上所述,CATIFES模型不僅考慮了風力機與潮流能發(fā)電機水動力的耦合作用,也根據(jù)平臺運動對潮流能發(fā)電機的入流速度進行了修正。因此,采用該模型可以更真實地模擬風浪流條件下漂浮式風-流集成系統(tǒng)的動態(tài)響應特性。

3 仿真結果與分析

采用基于OpenFAST和AQWA開發(fā)的風-流綜合系統(tǒng)全耦合仿真模型CATIFES,分別計算了OOStar半潛漂浮式風力機和安裝了不同數(shù)量潮流能發(fā)電機的風-流綜合系統(tǒng)在風浪流載荷聯(lián)合作用下的平臺運動、系泊張力和系統(tǒng)總功率。其中,湍流風場使用Kaimal風譜模型,平均風速為11.4 m/s,定常海流速度為2 m/s。選擇JONSWAP波浪譜生成非規(guī)則波,有義波高設置為3 m,譜峰周期為10 s。仿真時長為2 100 s,時間步長為0.005 s。

3.1 平臺縱蕩與縱搖響應

圖3為半潛漂浮式風力機安裝不同數(shù)量潮流能發(fā)電機時平臺縱蕩時域響應。從圖3可以看出,隨著潮流能發(fā)電機數(shù)量的增加,平臺縱蕩逐漸增大。無潮流能發(fā)電機時,平臺縱蕩平均值約為23.49 m。當安裝了1臺、2臺和3臺潮流能發(fā)電機后,縱蕩平均值分別增大約21.49%、54.45%和75.90%,這是因為潮流能發(fā)電機會產(chǎn)生順風向推力,增加潮流能發(fā)電機數(shù)量,所提供的推力也會增大,在更大的推力作用下,平臺縱蕩平均值明顯增大。無潮流能發(fā)電機時縱蕩標準差約為6.17 m,安裝1臺、2臺和3臺潮流能發(fā)電機后縱蕩標準差分別減小約9.08%、22.37%和14.59%,這表明加入潮流能發(fā)電機會降低平臺縱蕩波動幅度。

圖3 安裝不同數(shù)量潮流能發(fā)電機時的平臺縱蕩

圖4為半潛漂浮式風力機安裝不同數(shù)量潮流能發(fā)電機時平臺縱搖時域響應。從圖4可以看出,隨著潮流能發(fā)電機數(shù)量的增加,平臺縱搖逐漸減小。無潮流能發(fā)電機時,平臺縱搖平均值約為3.99°,安裝1臺、2臺和3臺潮流能發(fā)電機后,縱搖平均值分別減小約23.31%、46.62%和68.17%,說明半潛式風-流綜合系統(tǒng)的平臺縱搖響應更小,主要是因為風力機與潮流能發(fā)電機推力作用點分別位于系統(tǒng)重心的上方和下方,二者引起的平臺傾覆力矩方向相反,從而在一定程度上使平臺保持相對更小的縱搖角度。無潮流能發(fā)電機時,縱搖標準差約為0.98°,安裝1臺潮流能發(fā)電機后,縱搖標準差減小約0.10%,安裝2臺和3臺潮流能發(fā)電機后縱搖標準差分別增大約2.15%和9.00%,說明潮流能發(fā)電機會影響縱搖波動幅度。

圖4 安裝不同數(shù)量潮流能發(fā)電機時的平臺縱搖

3.2 系泊張力

由于錨點處的系泊張力遠小于導纜孔處的系泊張力,因此僅分析導纜孔處系泊張力,圖5比較了安裝不同數(shù)量潮流能發(fā)電機時系泊張力的變化情況。從圖5可以看出,與無潮流能發(fā)電機時相比,安裝潮流能發(fā)電機后,系泊1的張力均減小,而系泊2和系泊3的張力均增大。結果表明,較之于半潛漂浮式風力機,半潛式風-流綜合系統(tǒng)的上風向系泊張力更大,而下風向系泊張力更小。這主要是因為在潮流能發(fā)電機推力的作用下,平臺向著順風向移動,位于下風向的系泊1處于松弛狀態(tài),張力較小;系泊2和系泊3則處于拉伸狀態(tài),因而張力更大。

(a) 系泊1

表6給出了安裝不同數(shù)量潮流能發(fā)電機時半潛式風-流綜合系統(tǒng)系泊張力的最大值、平均值和標準差?？梢钥闯?無潮流能發(fā)電機時,系泊1平均張力和最大張力分別約為1.258 MN和1.575 MN,在安裝1臺、2臺和3臺潮流能發(fā)電機后,平均張力分別減小約5.17%、8.74%和11.05%,最大張力分別減小約8.00%、14.35%和16.44%。系泊1張力標準差在無潮流能發(fā)電機時約為0.082 MN,安裝1臺、2臺和3臺潮流能發(fā)電機對應的張力標準差分別減小約21.95%、39.02%與41.46%。

表6 系泊張力統(tǒng)計值

與之相反的是,處于系統(tǒng)下風向的系泊2和系泊3的平均張力及最大張力均明顯增大。無潮流能發(fā)電機時,系泊2的平均張力和最大張力分別約為2.277 MN和2.753 MN,其標準差約為0.189 MN,安裝1臺、2臺和3臺潮流能發(fā)電機后,平均張力分別增大約9.84%、20.82%和31.80%,最大張力分別增大約10.72%、20.20%和34.54%,標準差分別增大約14.29%、21.16%和35.27%。無潮流能發(fā)電機時,系泊3的平均張力和最大張力分別約為2.264 MN和2.834 MN,其標準差約為0.202 MN,安裝1臺、2臺和3臺潮流能發(fā)電機后,平均張力分別增大約9.94%、20.85%和31.93%,最大張力分別增大約6.99%、17.40%和30.56%,標準差分別增加約12.38%、17.82%和48.51%。

3.3 系統(tǒng)輸出功率

半潛式風-流綜合系統(tǒng)總功率為風力機和潮流能發(fā)電機輸出功率之和,圖6為安裝不同數(shù)量潮流能發(fā)電機的半潛式風-流綜合系統(tǒng)以及潮流能發(fā)電機輸出功率對比。從圖6可以看出,安裝潮流能發(fā)電機后,系統(tǒng)總功率增大。潮流能發(fā)電機平均功率分別約為0.481 MW、0.948 MW和1.401 MW,潮流能發(fā)電機總功率與其數(shù)量并非呈線性關系,這主要是由于平臺運動會影響潮流能發(fā)電機的相對入流速度,從而導致發(fā)電功率產(chǎn)生波動,且隨著潮流能發(fā)電機數(shù)量的增多,平臺運動對潮流能發(fā)電機功率的波動影響更大。這也說明,對于風-流綜合能源系統(tǒng),潮流能發(fā)電機的數(shù)量并非越多越好。

(a) 風-流綜合能源系統(tǒng)總功率

圖7為風-流綜合能源系統(tǒng)和風力機平均功率的對比。從圖7可以看出,安裝1臺、2臺和3臺潮流能發(fā)電機后,系統(tǒng)平均功率分別增大約5.39%、10.76%和15.94%。并且安裝潮流能發(fā)電機后,平臺運動穩(wěn)定性提升,在相同的控制策略下,風力機自身的輸出功率也得到了一定提升,安裝1臺、2臺和3臺潮流能發(fā)電機后風力機自身輸出功率分別增大約0.19%、0.36%和0.57%。由此可見,在漂浮式風電機組的基礎上,安裝潮流能發(fā)電機是一種提升能源利用效率和系統(tǒng)輸出功率的有效方法。

(a) 系統(tǒng)平均功率

4 結 論

(1) 安裝潮流能發(fā)電機后,平臺縱蕩增大,縱搖減小,且潮流能發(fā)電機數(shù)量越多,平臺運動變化量越大,其中縱搖平均值最高可減小68.17%。

(2) 安裝潮流能發(fā)電機的數(shù)量越多,系泊系統(tǒng)載荷變化越大,主要體現(xiàn)在上風向系泊張力增大,而下風向系泊張力減小。對于3臺潮流能發(fā)電機與浮式風力機組成的風-流綜合系統(tǒng),其上風向系泊最大張力增大約34.54%,但依然小于其斷裂極限。

(3) 漂浮式風-流綜合系統(tǒng)由于安裝了潮流能發(fā)電機,因此其輸出功率明顯高于漂浮式風力機,安裝3臺潮流能發(fā)電機時,系統(tǒng)平均輸出功率提升約15.94%。此外,由于平臺穩(wěn)定性得到了提升,風力機自身輸出功率也可提升0.57%。由此可見,漂浮式風-流綜合系統(tǒng)是一種提高輸出功率和能源利用效率的有效方法。