PTO系統(tǒng)阻尼參數(shù)對新型風(fēng)浪能聯(lián)合利用裝置發(fā)電性能的影響

李宇萌, Muk Chen Ong, 王 凱, 李良碧*

(1.江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院,鎮(zhèn)江 212100)

(2. 挪威斯塔萬格大學(xué) 機(jī)械結(jié)構(gòu)工程與材料科學(xué)學(xué)院,挪威斯塔萬格 4036)

(3. 中山大學(xué) 海洋工程與技術(shù)學(xué)院,珠海 519082)

(4. 南方海洋科學(xué)與工程廣東省實驗室,珠海 519082)

近年來,多種清潔能源聯(lián)合利用裝置成為海洋工程領(lǐng)域的新熱點[1].其中,海上風(fēng)機(jī)—波浪能聯(lián)合利用裝置的相關(guān)研究極具代表性.在風(fēng)電場中安裝波浪能轉(zhuǎn)換裝置,使兩者共享相同的支撐平臺、系泊系統(tǒng)和電力傳輸系統(tǒng),可以在降低波浪能轉(zhuǎn)換裝置運(yùn)營成本的同時有效提高風(fēng)電場的發(fā)電量.2012年,有學(xué)者提出STC(spar torus combination)[2]系統(tǒng)的概念.STC將Spar式浮式風(fēng)力發(fā)電機(jī)和點吸收式波浪能發(fā)電裝置進(jìn)行集成,文獻(xiàn)[3-4]利用SIMO/TDHMILL3D時域耦合方法分析了其在典型運(yùn)行海況和極端設(shè)計海況下的動力響應(yīng)特征.文獻(xiàn)[5-6]提出了由5 MW半潛式風(fēng)機(jī)與搖擺式波浪能發(fā)電裝置構(gòu)成的組合概念SFC (semi-submersible flap combination),通過物理模型試驗(1∶50)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方式研究了SFC在一般運(yùn)行海況和極端海況下運(yùn)動響應(yīng)的敏感性.文獻(xiàn)[7]提出一種多用途平臺與3個搖擺式波浪能發(fā)電裝置相結(jié)合的浮式集成系統(tǒng),并通過了物理模型實驗獲得其動力響應(yīng)和波浪能轉(zhuǎn)換器的輸出功率等信息.文獻(xiàn)[8]提出將Spar式垂直軸風(fēng)機(jī)與點吸收式波浪能轉(zhuǎn)換器相結(jié)合的聯(lián)合裝置,得到了垂直軸STC裝置的動態(tài)響應(yīng).

文獻(xiàn)[9-10]提出了一種將單樁式風(fēng)力發(fā)電機(jī)組與垂蕩式波浪能轉(zhuǎn)換器相結(jié)合的新概念,即MWWC (Monopile-WT-WEC- Combination)系統(tǒng).采用時域數(shù)值模擬和比例模型試驗(1∶50)研究了典型海況下MWWC系統(tǒng)的水動力響應(yīng),得到了MWWC的最佳波期和波浪能轉(zhuǎn)換器有義波高的閾值.文獻(xiàn)[11]提出了一種由半潛式風(fēng)機(jī)和倒圓臺形的振蕩浮子波浪能轉(zhuǎn)換器的新型風(fēng)浪能聯(lián)合利用裝置,基于勢流理論研究了該裝置的水動力性能.文獻(xiàn)[12]提出了一種用于半潛式平臺運(yùn)動抑制和能量收集的新型調(diào)諧升降板能量收集系統(tǒng)(tuned heave plate energy harvesting,THPEH).通過在1∶20模型上進(jìn)行強(qiáng)制振蕩模型測試,系統(tǒng)地研究了THPEH的運(yùn)動性能,控制性能和能量收集性能.結(jié)果顯示,PTO(power take off)系統(tǒng)可以在最佳參數(shù)下捕獲系統(tǒng)吸收的能量的80%.

由于STC聯(lián)合裝置中Spar式風(fēng)機(jī)上只能采用一個點吸收式波浪能發(fā)電裝置,波浪能利用率低;而STC裝置采用的搖擺式波浪能發(fā)電裝置成本高昂.因此,文中將STC中的點吸收式波浪能發(fā)電裝置與SFC系統(tǒng)的半潛平臺相結(jié)合,創(chuàng)造性地提出一種半潛水平軸浮式風(fēng)機(jī)5-MW-CSC[13]和點吸收式波浪能轉(zhuǎn)換器的新型聯(lián)合裝置CTC(5-MW-CSC torus combination).不同于SFC,CTC在波浪能轉(zhuǎn)換器的選取上,采用了發(fā)電成本更低廉的點吸收式波浪能轉(zhuǎn)換器(wave energy converter,WEC),并在半潛浮體的4根立柱上都分別安裝點吸收式波浪能轉(zhuǎn)換器裝置,在降低發(fā)電成本的同時盡可能提高了波浪能的利用率.文中基于SIMO-RIFLEX程序[13]建立了該新型聯(lián)合裝置CTC空氣動力與水動力全耦合的分析模型.重點研究了該裝置在典型運(yùn)行海況下的發(fā)電性能,并對比了不同PTO參數(shù)BPTO對波能裝置發(fā)電性能的影響.需要指出的是該新型風(fēng)機(jī)—波浪能轉(zhuǎn)換器聯(lián)合裝置CTC仍處在初步設(shè)計階段,文中主要探究不同參數(shù)BPTO對CTC裝置在運(yùn)行海況下發(fā)電性能的影響,鑒于不同海域地區(qū)的水深及風(fēng)浪環(huán)境特征存在較大差異.該裝置的最優(yōu)設(shè)計參數(shù)也會有所不同,因此文中尚未涉及該新型聯(lián)合裝置的優(yōu)化設(shè)計.

1 理論基礎(chǔ)及數(shù)值模型

1.1 新型半潛浮式風(fēng)機(jī)—波浪能轉(zhuǎn)換器聯(lián)合裝置CTC概念

文中所提出的風(fēng)機(jī)—波浪能轉(zhuǎn)換器的組合概念由一個5 MW的半潛型水平軸浮式風(fēng)機(jī)CSC、4個環(huán)形波浪能轉(zhuǎn)換器和系泊系統(tǒng)構(gòu)成,如圖1.風(fēng)機(jī)原型采用美國可再生能源實驗室NERL(national renewable energy laboratory)的5 MW風(fēng)機(jī)[14],半潛平臺如圖2,尺寸參數(shù)如表1[15].文中風(fēng)機(jī)的工作水深設(shè)定為200 m.

表1 水平軸浮式風(fēng)機(jī)5MW-CSC平臺的尺寸參數(shù)

圖1 聯(lián)合裝置CTC模型

圖2 風(fēng)機(jī)CSC半潛平臺

此風(fēng)機(jī)—波浪能轉(zhuǎn)換器聯(lián)合裝置CTC共享半潛平臺,且每根立柱上都安裝一個環(huán)形波浪能轉(zhuǎn)換器,理論上可將波浪能資源以一種高效、有益的方式進(jìn)行轉(zhuǎn)換.與此同時,加入波浪能轉(zhuǎn)換器可能會對半潛浮式風(fēng)機(jī)的動力響應(yīng)產(chǎn)生影響,需要通過數(shù)值模擬的方法對存在的風(fēng)險進(jìn)行準(zhǔn)確預(yù)估.

文中的半潛浮式風(fēng)機(jī)—環(huán)形波浪能轉(zhuǎn)換器聯(lián)合裝置CTC的發(fā)電原理和STC[2]裝置類似:環(huán)形波浪能轉(zhuǎn)換器在半潛平臺的立柱上隨波浪做垂蕩運(yùn)動,從中攝取能量發(fā)電,而風(fēng)機(jī)則依靠海面上豐富的風(fēng)能發(fā)電.文獻(xiàn)[2]對STC的動力輸出裝置以及波浪能轉(zhuǎn)換器環(huán)面和Spar浮體之間的機(jī)械連接形式開展了相關(guān)研究,并給出波浪能轉(zhuǎn)換器環(huán)面的主要參數(shù),如表2.

表2 STC概念中的波浪能轉(zhuǎn)換器環(huán)面的主要參數(shù)

1.2 新型風(fēng)浪能聯(lián)合利用裝置的全耦合數(shù)值模型

選用時域全耦合仿真程序SIMO-RIFLEX對風(fēng)機(jī)—波浪能聯(lián)合裝置進(jìn)行數(shù)值模擬.SIMO用于模擬漂浮或懸浮結(jié)構(gòu)物的運(yùn)動響應(yīng)和定位性能,支持多體系統(tǒng)模擬和交互式操作,廣泛應(yīng)用于海上石油、風(fēng)能和天然氣等行業(yè).RIFLEX程序采用有限元理論,用于細(xì)長結(jié)構(gòu)進(jìn)行靜態(tài)和動態(tài)分析.在文中,半潛型水平軸浮式風(fēng)機(jī)5-MW-CSC和波浪能轉(zhuǎn)換器在SIMO中被建模為兩個剛體,通過機(jī)械和水動力耦合連接.

1.2.1 環(huán)面與浮式平臺的機(jī)械連接結(jié)構(gòu)

波浪能裝置環(huán)面與半潛式平臺連接系統(tǒng)包含三個至關(guān)重要的構(gòu)成要素:軸承系統(tǒng)、端止系統(tǒng)和動力輸出裝置(PTO).連接系統(tǒng)的具體設(shè)計參數(shù)[2]在此不做贅述.在文中采用SIMO中的Docking Cone屬性對軸承系統(tǒng)進(jìn)行建模,如圖3.

圖3 連接系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意

主要功能是控制環(huán)面和立柱的相對運(yùn)動,傳遞耦合力,并在SIMO中采用Fender建模.端止系統(tǒng)由兩個水平等效彈簧構(gòu)成,分別安裝在系統(tǒng)的頂端和底端.端止系統(tǒng)又可看作是一種保護(hù)裝置,它限制了環(huán)面與浮體平臺之間相對運(yùn)動的極值,這樣即使在極端海況下裝置的安全性仍有保證.

需要指出的是,波浪能轉(zhuǎn)換器環(huán)面與半潛平臺之間的連接應(yīng)確保風(fēng)機(jī)—波浪能聯(lián)合裝置CTC在垂蕩方向自由運(yùn)動,但在其余五自由度方向(縱蕩、橫蕩、縱搖、橫搖、艏搖)保持同步運(yùn)動.

1.2.2 波浪能轉(zhuǎn)換器的動力輸出裝置

文中將波浪能轉(zhuǎn)換器PTO的耦合運(yùn)動等效簡化成線性彈簧剛度KPTO和線性阻尼剛度BPTO模型.波浪能轉(zhuǎn)換器的輸出功率可近似推算為:

PWEC=FBPTOV=BPTOV2

(1)

式中:V為環(huán)面與浮體立柱垂蕩運(yùn)動的相對速度;FBPTO為PTO系統(tǒng)的耦合阻尼力.

由式(1)可知,波浪能轉(zhuǎn)換器的輸出功率取決于線性阻尼剛度系數(shù)BPTO和環(huán)面與立柱之間的相對運(yùn)動速度.

1.2.3 系泊系統(tǒng)建模

文中在RIFLEX中將系泊線簡化為非線性桿單元模型,基于非線性有限元方法考慮結(jié)構(gòu)動力學(xué)問題.雖然系泊線被認(rèn)為是柔性的,但為了準(zhǔn)確預(yù)測其動力學(xué)行為,數(shù)值模擬過程中考慮了拖曳力和慣性力.其中,動平衡方程的數(shù)值解可基于Newmark-β方法在每個時間步內(nèi)進(jìn)行迭代求得.

1.3 水動力載荷分析

文中將勢流理論與莫里森公式結(jié)合來計算浮體平臺和波浪能轉(zhuǎn)換器環(huán)面上的水動力載荷.首先,基于頻域邊界元法,采用HydroD程序計算半潛平臺和波浪能轉(zhuǎn)換器的水動力特性.將附加質(zhì)量、輻射阻尼、一階波浪激勵力系數(shù)和二階波浪力系數(shù)等水動力系數(shù)導(dǎo)入到Cummins方程中,并在時域內(nèi)求解.利用SIMO模擬了風(fēng)浪環(huán)境條件下兩剛體與系泊系統(tǒng)的耦合運(yùn)動.除了由勢流理論得到的水動力外,粘性力可以用Morison公式來計算:

(2)

1.4 風(fēng)載荷分析

文中使用葉素動量理論[16]來計算風(fēng)機(jī)葉片所受的風(fēng)載荷.葉素動量理論將葉輪假想成可以延其展向分成無限個互相獨(dú)立的微段,并且在每個微段上的流體運(yùn)動不相干擾.此時葉素被近似為二元翼型,而葉輪所受推力及轉(zhuǎn)矩可通過對葉素所受外力和轉(zhuǎn)矩在其展向積分得到:

(3)

(4)

式中:dT為每個葉素的軸向推力;L,D為特征尺度;dM為每個葉素的軸向轉(zhuǎn)矩;CL為升力系數(shù);CD為阻力系數(shù);θ為入流角;c為葉素弦長;r為任意一點距離輪轂之間的距離;ρ為空氣密度.

為了得到更精確的氣動載荷模擬結(jié)果,在經(jīng)典葉素理論的基礎(chǔ)上采用了多個修正因子,如高誘導(dǎo)速度下的Glauer修正、輪轂和葉尖損失的Prandtl修正等.此外,RIFLEX還考慮了動態(tài)尾流、動態(tài)失速、斜流和剪切流的影響.

2 運(yùn)行海況的選取

由于海平面具有一定的粗糙度,海上的平均風(fēng)速隨著高度的增加而逐漸增加,其變化呈現(xiàn)指數(shù)規(guī)律[15]:

(5)

參考北海Statfjord站點的相關(guān)風(fēng)浪條件,選用JONSWAP波浪譜(譜峰值因子為3.3)生成不規(guī)則波,選取一系列典型紊流風(fēng)與不規(guī)則波聯(lián)合分布的運(yùn)行海況,如表3,對CTC裝置的水動力性能進(jìn)行研究.其中,每種海況的數(shù)值模擬時長為4 000 s,為消除瞬態(tài)影響,前400 s的模擬結(jié)果不納入討論范圍,有效計算時長為3 600 s.

表3 6種不同運(yùn)行海況的風(fēng)浪參數(shù)

3 結(jié)果與分析

3.1 模型驗證

主要對此半潛型浮式風(fēng)機(jī)CSC數(shù)值模型的可行性進(jìn)行驗證,以確保聯(lián)合裝置CTC數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性.對風(fēng)機(jī)CSC的衰減運(yùn)動進(jìn)行分析:在六個自由度方向上單獨(dú)施加一定大小的初始作用力或彎矩,在沒有風(fēng)、浪、流環(huán)境載荷的加載情況下,分析其在各個自由度方向下的衰減運(yùn)動.文中計算得到的CSC固有周期結(jié)果與文獻(xiàn)[13]的對比如圖4.

圖4 風(fēng)機(jī)CSC固有周期模擬結(jié)果對比

可以看出文中所得計算結(jié)果中各個方向下的運(yùn)動固有周期大小與文獻(xiàn)[13]的結(jié)果十分相近:縱蕩、橫蕩、縱搖和橫搖方向的誤差都在1%以內(nèi);較大的誤差出現(xiàn)在垂蕩和艏搖方向,也僅為2%左右.因此,以上自由衰減實驗的結(jié)果表明:文中所使用的數(shù)值模型可以較為理想的模擬實際浮式風(fēng)機(jī)CSC的固有特性.

圖5為浮式風(fēng)機(jī)CSC和聯(lián)合裝置CTC四自由度自由衰減試驗的時間歷程.由于橫蕩方向和縱蕩方向結(jié)果相近,橫搖和縱搖結(jié)果相近,因此,文中只給出了在縱蕩、垂蕩、縱搖和橫搖4個方向的時間歷程.從圖5中可以看出,加入了波浪能轉(zhuǎn)換器之后,此新型風(fēng)機(jī)-波浪能聯(lián)合裝置CTC在垂蕩和橫搖方向的固有周期比浮式風(fēng)機(jī)CSC明顯減小;CSC和CTC在縱蕩和艏搖方向的固有周期略有增大.

3.2 不同BPTO參數(shù)對波浪能轉(zhuǎn)換器發(fā)電量的影響

發(fā)電量的大小是評價此種新型風(fēng)機(jī)—波浪能聯(lián)合裝置性能優(yōu)劣的重要指標(biāo)之一.由于波浪能裝置的PTO動力輸出裝置的阻尼參數(shù)BPTO將直接決定波浪能裝置的能量轉(zhuǎn)換效率,因此對BPTO參數(shù)展開研究是非常必要的.為了研究不同BPTO參數(shù)對發(fā)電量的影響,分別對CTC聯(lián)合裝置選取3種不同BPTO參數(shù)為2 000、8 000和12 000 (kN·s)/m,對比計算波浪能轉(zhuǎn)換器在1 h內(nèi)的平均發(fā)電量,結(jié)果如圖6.

從圖6中可以看出,當(dāng)BPTO參數(shù)一定時,波浪能轉(zhuǎn)換器的發(fā)電量大小與海況有關(guān),在海況6下的發(fā)電量遠(yuǎn)大于在海況1時的發(fā)電量.此外,在同一海況下,波浪能轉(zhuǎn)換器WEC0和WEC1在BPTO為2 000 (kN·s)/m時的發(fā)電量最大,其次是BPTO為8 000 (kN·s)/m時,發(fā)電量最小時對應(yīng)的BPTO系數(shù)為12 000 (kN·s)/m;而波浪能轉(zhuǎn)換器WEC2和WEC3沿來流對稱分布,因此平均發(fā)電量十分接近,都是在BPTO為8 000 (kN·s)/m時取得極大值.由以上結(jié)論不難發(fā)現(xiàn):在同一運(yùn)行海況下,聯(lián)合裝置CTC中4個波浪能轉(zhuǎn)換器的最大發(fā)電量所對應(yīng)的并不是同一個BPTO參數(shù).因此,在聯(lián)合裝置CTC中對不同波浪能轉(zhuǎn)換器設(shè)置不同BPTO參數(shù),對比圖6中的參數(shù)設(shè)置,理論上可以提高波浪能轉(zhuǎn)換器的總發(fā)電量.

為了驗證這一假設(shè),波浪能轉(zhuǎn)換器WEC0和WEC1選取BPTO參數(shù)為2 000 (kN·s)/m,WEC2和WEC3的BPTO參數(shù)設(shè)置為8 000 (kN·s)/m,對比4種不同參數(shù)配置下聯(lián)合裝置CTC中4個波浪能轉(zhuǎn)換器在1小時內(nèi)的平均發(fā)電量.具體波浪能轉(zhuǎn)換器BPTO參數(shù)設(shè)置的配置方案如表4,結(jié)果如圖7.

表4 不同BPTO參數(shù)設(shè)置的配置方案

圖7 4種不同BPTO參數(shù)配置方案對波浪能裝置發(fā)電量的影響

由圖7可以直觀看出,組合配置BPTO參數(shù)的方案4與其他3個方案相比,并不能顯著提高波浪能轉(zhuǎn)換器的發(fā)電量:位于中間立柱上的波浪能轉(zhuǎn)換器WEC0仍在方案1中取得極大發(fā)電量;波浪能轉(zhuǎn)換器WEC2和WEC3在方案2中取得極大發(fā)電量,且此時方案四取得的發(fā)電量最小.這說明相比于方案1、2,對某一指定波浪能轉(zhuǎn)換器來說,其它波浪能轉(zhuǎn)換器BPTO設(shè)置的變化會引起這一指定波浪能轉(zhuǎn)換器自身發(fā)電量的變化.分析原因為BPTO的大小影響了波浪能轉(zhuǎn)換器在半潛平臺立柱上垂蕩運(yùn)動速度的快慢.當(dāng)某一波浪能轉(zhuǎn)換器的BPTO變化,此時它在垂蕩方向運(yùn)動速度的改變會引起周圍流場和波浪分布的變化,從而影響其它波浪能轉(zhuǎn)換器的運(yùn)動.值得注意的是,位于下游立柱上的波浪能轉(zhuǎn)換器WEC1在方案1、4中的發(fā)電量非常接近,這說明不同BPTO參數(shù)配置的變化對波浪能轉(zhuǎn)換器WEC1的平均發(fā)電量影響不大.

圖8為不同配置方案時波浪能轉(zhuǎn)換器發(fā)電量標(biāo)準(zhǔn)差的對比.從圖7可看出組合BPTO參數(shù)設(shè)置的方案4可以提高波浪能轉(zhuǎn)換器發(fā)電的穩(wěn)定性;波浪能轉(zhuǎn)換器WEC2和WEC3在方案四時發(fā)電量的標(biāo)準(zhǔn)差在如表4的4種方案中最小,即波浪能轉(zhuǎn)換器WEC2和WEC3采用此種方案時的發(fā)電性能最為穩(wěn)定.

3.3 不同BPTO的波浪能轉(zhuǎn)換器對風(fēng)機(jī)發(fā)電量的影響

鑒于風(fēng)浪載荷的相關(guān)性,加入波浪能轉(zhuǎn)換器對原浮式風(fēng)機(jī)發(fā)電性能的影響不可忽視.選取KPTO為10 kN/m,研究此聯(lián)合裝置CTC在表4的4種方案下的1 h風(fēng)力發(fā)電量的均值和標(biāo)準(zhǔn)差,如圖9.

從圖9可以發(fā)現(xiàn):在風(fēng)速未達(dá)到額定風(fēng)速(海況3)時,風(fēng)力發(fā)電量的大小與風(fēng)速大小成正比;風(fēng)速達(dá)到額定風(fēng)速后,風(fēng)力發(fā)電量的變化不明顯.此外,CTC和CSC裝置的風(fēng)力發(fā)電量均值具有較好的一致性,即加入波浪能轉(zhuǎn)換器不會顯著影響原風(fēng)機(jī)CSC的發(fā)電量均值.同時,波浪能轉(zhuǎn)換器的加入在一定程度上會對原風(fēng)機(jī)CSC的發(fā)電量的穩(wěn)定性產(chǎn)生影響.此外,在海況4、5、6時,相較于前3個工況,方案4有效提高了風(fēng)力發(fā)電的穩(wěn)定性.

3.4 不同BPTO參數(shù)對聯(lián)合裝置CTC的年發(fā)電量的影響

該聯(lián)合裝置CTC的年發(fā)電量可粗略估算為平均發(fā)電量與相應(yīng)風(fēng)速邊際分布概率的總和[8].在文中,假定CTC在一年內(nèi)均正常運(yùn)行.

圖10為采用方案表4中時風(fēng)機(jī)CSC、聯(lián)合裝置CTC的風(fēng)力發(fā)電量和CTC的年發(fā)電總量.由圖可以發(fā)現(xiàn),CTC的風(fēng)力年發(fā)電總量較比于CSC僅損失0.65%,這意味著安裝波浪能轉(zhuǎn)換器對風(fēng)機(jī)的風(fēng)力年發(fā)電量沒有顯著影響.當(dāng)CTC聯(lián)合裝置采用方案1,即將4個波浪能轉(zhuǎn)換器的BPTO都設(shè)置為2 000 (kN·s)/m時,CTC的年發(fā)電總量最大;反之,BPTO都為12 000 (kN·s)/m時,發(fā)電總量最小.

圖10 風(fēng)機(jī)CSC和聯(lián)合裝置CTC的年發(fā)電量

此外,在浮式風(fēng)機(jī)CSC中安裝4個環(huán)形波浪能轉(zhuǎn)換器可提高年發(fā)電總量.聯(lián)合裝置CTC采用表4的4種方案時發(fā)電總量較原浮式風(fēng)機(jī)CSC提高率,如圖11.

圖11 不同BPTO參數(shù)方案時發(fā)電總量較原浮式風(fēng)機(jī)CSC提高率

由圖11可看出,采用方案一時,聯(lián)合裝置CTC可將風(fēng)機(jī)CSC的年發(fā)電量提高約24.5%;采用方案2、4時,聯(lián)合裝置CTC可將年發(fā)電總量可提高21%左右;若采用方案3,則只能提高約15%.因此,當(dāng)4個波浪能轉(zhuǎn)換器的BPTO都設(shè)置為2 000 kN·s/m時,此聯(lián)合裝置CTC的年發(fā)電總量在文中所研究的醫(yī)院種參數(shù)BPTO設(shè)置方案中最大.

4 結(jié)論

(1) 通過對比分析浮式風(fēng)機(jī)CSC和聯(lián)合裝置CTC風(fēng)力發(fā)電量的大小,發(fā)現(xiàn)該聯(lián)合裝置CTC的年風(fēng)力發(fā)電總量相較于原半潛浮式風(fēng)機(jī)CSC損失率僅為0.65%,即4個波浪能轉(zhuǎn)換器的加入不會顯著影響風(fēng)機(jī)風(fēng)力發(fā)電量的大小,因此該聯(lián)合裝置CTC可有效提高總發(fā)電量.

(2) 通過對比分析不同BPTO設(shè)置時的4個波浪能轉(zhuǎn)換器發(fā)電量的大小,指出在同一運(yùn)行海況下,不同安裝位置的波浪能轉(zhuǎn)換器取得最大發(fā)電量所對應(yīng)的并不是同一個BPTO.

(3) 對某一指定的波浪能轉(zhuǎn)換器來說,其他位置波浪能轉(zhuǎn)換器BPTO設(shè)置的變化會影響這一波浪能轉(zhuǎn)換器的發(fā)電量.

(4) 通過對比分析采用4種不同BPTO設(shè)置方案時此聯(lián)合裝置CTC的發(fā)電量,指出當(dāng)4個波浪能轉(zhuǎn)換器的BPTO都設(shè)置為2 000 kN·s/m時,此聯(lián)合裝置CTC的年發(fā)電總量最大,較原半潛浮式風(fēng)機(jī)CSC可提高約24.5%.

(5) 該新型半潛浮式風(fēng)機(jī)—波浪能轉(zhuǎn)換器聯(lián)合裝置CTC的發(fā)電量受海況和BPTO數(shù)的影響,各個波浪能轉(zhuǎn)換器的BPTO選取又會互相影響,因此該聯(lián)合裝置CTC中4個波浪能轉(zhuǎn)換器的最大功率對應(yīng)的BPTO選取的相關(guān)問題是涉及多變量的復(fù)雜問題.