丁紅巖， 韓彥青3， 張浦陽， 樂叢歡

(1. 天津大學 水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072；2. 濱海土木工程結構與安全教育部重點實驗室(天津大學)，天津 300072；3. 天津大學 建筑工程學院，天津 300072)

全潛式浮式風機基礎在不同風況下的動力特性研究

丁紅巖1，2，3， 韓彥青3， 張浦陽1，2，3， 樂叢歡1，3

(1. 天津大學 水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072；2. 濱海土木工程結構與安全教育部重點實驗室(天津大學)，天津 300072；3. 天津大學 建筑工程學院，天津 300072)

綜合半潛式、Spar式、張力腿式浮式風機基礎的特點，提出一種新型全潛式浮式風機基礎，并采用FAST軟件耦合水動力-空氣動力-控制系統(tǒng)-系泊系統(tǒng)對不同風況下的浮式風機及全潛式浮式基礎的動力特性進行分析。分析結果表明全潛式浮式風機塔筒的自振頻率及基礎六自由度的自振頻率能夠較好的避開常見海浪的頻率及風機運行頻率1P、3P等。全潛式浮式風機在不同風況下具有較好的運動特性，全潛式浮式風機基礎在不同風況下的橫蕩、垂蕩、縱搖與風機在不同風速下受到的推力相關。

浮式風機；全潛式基礎；湍流風；FAST；動力特性

在快速增長的風電建設當中，海上風電近年來成為焦點。未來海上風電更將向較深的海域(水深50～300 m)發(fā)展[1]，但是按照目前海上風電場固定式基礎結構，海上風電建設成本將會急劇增大。浮式風機基礎作為未來海上風電發(fā)展的方向，逐漸受到人們的青睞。浮式風機基礎可以分為三類：半潛式、Spar式(單立柱)以及張力腿式[2]。其中，半潛式主要依靠其較大的水線面來維持浮式風機正常工作所需要的穩(wěn)性，但是這樣就會使基礎的尺寸較大，增加結構的建造成本；Spar式基礎的重心比浮心低，因此能在海水中保持穩(wěn)定，但是由此帶來的一個缺點就是基礎的吃水增大，適用水深范圍較??；張力腿式基礎主要依靠多根張力筋腱與海床相連，通過筋腱提供的張力來保證穩(wěn)性。國內外學者對浮式風機基礎的研究重點主要集中在新型的基礎型式及其在各種海況下的運行穩(wěn)定性研究。挪威國家石油公司Statoil提出一種Spar式浮式風機基礎Hywind[3]，并對其進行了數值模擬、模型試驗及原型試驗研究。WindFloat是一種半潛式浮式風機基礎，由RODDIER等[4]提出，WindFloat由三個立柱組成，其中一個立柱上安裝有5MW風機；研究及原型試驗表明該基礎系泊及安裝費用較少，且可整機拖航。MIT及美國可再生能源實驗室提出了一種新型TLP型浮式風機基礎MIT/NREL TLP，并對其進行了系統(tǒng)的研究，研究表明該基礎在風浪流作用下的運動特性較好，發(fā)電效率較高[5]。唐友剛等人對半潛式及Spar式風機基礎也進行了相關研究，其研究較多的關注基礎在水動力下的運動響應，忽略了上部風荷載的動力影響[6]。

本文結合三種浮式風機基礎型式的優(yōu)點，提出一種新型的浮式基礎型式，即全潛式浮式風機基礎。本文采用FAST[7](fatigue，aerodynamics，structures，turbulence)軟件耦合水動力-空氣動力-控制系統(tǒng)-系泊系統(tǒng)研究了全潛式浮式風機基礎的自振頻率及其在不同風況下的動力特性，研究表明基礎的自振頻率能夠避開風機運行頻率1P和3P等；得到了浮式風機及其全潛式浮式基礎的動力特性。

1 全潛式浮式風機基礎

1.1 基礎型式

全潛式浮式風機基礎包括立柱、立式浮箱、臥式浮箱、撐桿、錨鏈組成。如圖1所示，四個立式浮箱及四個水平浮箱在風機運行工況下全部淹沒在平均海平面以下，立式浮箱上表面位于海平面以下8 m，為浮式風機的主要浮力來源；單個立柱位于四個浮箱的中心，其上部與風機的塔筒相連，并于通過圓撐桿及橫撐與浮箱連成一個整體；全潛式浮式風機及基礎通過四組系泊纜(每組兩根)與海床相連，基礎的具體參數見表1。全潛式浮式風機基礎具有以下特點：

(1)如圖2所示，拖航運輸工況下基礎吃水較淺，如同半潛式基礎，可連同上部風機一起整體浮運拖航，浮運拖航穩(wěn)性由基礎拖航工況下較大的水線面提供。

(2)在位狀態(tài)下，基礎的水線面面積小，如同Spar型基礎，波浪荷載較小；浮箱頂部距離水面較大， 受波浪影響小(見圖1)。

(3)在位狀態(tài)下，基礎通過張緊的錨鏈與海床相連，如同張力腿式基礎，整體運動性能較好，結構內部受力較小，發(fā)電穩(wěn)定。

圖1 在位狀態(tài)下的全潛式浮式風機基礎Fig.1 Submersible foundation for floating wind turbine in operation condition

圖2 拖航工況下的全潛式浮式風機基礎Fig.2 Submersible foundation in towing condition

參數數值基礎吃水/m20.0立柱直徑/m6.0立式浮筒直徑/m9.0立式浮筒高度/m12.0立式浮筒中心間距/m40.0水平浮筒寬度和高度/m5.0,3.0基礎質量/kg2.734×106基礎排水體積/m36114.0基礎重心距水面距離/m-16.79基礎橫搖轉動慣量/(kg·m2)7.62×108基礎縱搖轉動慣量/(kg·m2)7.62×108基礎艏搖轉動慣量/(kg·m2)1.36×109

圖3所示為全潛式浮式風機基礎與MIT/NREL TLP的對比：MIT/NREL TLP質量為全潛式浮式風機基礎質量的3倍，排水體積前者為后者的2倍，即MIT/NREL TLP在材料用量上要高于全潛式基礎。在位吃水前者約為后者的2.4倍，說明全潛式基礎適用淺水水域的范圍更大。可整機拖航運輸為全潛式浮式風機基礎和MIT/NREL TLP的設計理念之一，全潛式浮式風機整機拖航時吃水為5.76 m，而MIT/NREL TLP在整機拖航時吃水為35.7 m，不適宜淺水航道。在整機拖航時，全潛式浮式風機的定傾中心高度為MIT/NREL TLP的4.2倍。

圖3 全潛式浮式風機基礎特性與MIT/NREL TLP對比Fig.3 Comparisons of characteristics between submersible foundation and MIT/NREL TLP

1.2 風機及系泊系統(tǒng)參數

全潛式浮式基礎上部的風機選取NREL-5MW風機，其具體參數如表2。系泊系統(tǒng)采用4組共8根系泊纜對稱布置，其具體參數參考文獻[9]，如表3所示。

表2 NREL-5MW浮式風機參數[8]Tab.2 Parameters of the NREL-5MW floating wind turbine

表3 系泊纜參數Tab.3 Parameters of mooring system

2 計算理論

2.1 荷載理論

(1)湍流風的生成

海上浮式風機受風面積大，且對風很敏感。風產生具有重要影響的平均作用力，同時也會引起頻率范圍很大的動荷載。但是，目前一些研究浮式風機的學者卻對風荷載對浮式風機基礎的運動影響關注很少。多數研究者將其等效成定常力。這對于研究浮式風機基礎運動是不準確的。

Turbsim軟件[10]可以模擬隨機的、全域的湍流風。通過在頻域內定義三個方向的風速譜及空間相關性，經過傅里葉逆變換生成湍流風速時間序列作為風荷載的輸入。本文選取IEC 61400-3規(guī)范[11]中的Kaimal模型，三個方向的風速譜為：

(1)

式中，K=u,v,w為三個方向的風速，f為風的頻率，LK為整體尺度參數。

(2)

式中，湍流尺度參數ΛU=0.7·min(60,HubHt)，HubHt為輪轂高度。

(2)葉片氣動荷載

湍流風作用于風機葉片上的氣動荷載采用Aerodyn軟件計算。Aerodyn軟件基于葉素動量理論和動態(tài)尾流模型，能較為準確的計算出作用于風機葉片上的氣動荷載。

(3)塔筒風荷載

作用于風機塔筒上的風荷載通過下式求得：

(3)

式中，F(xiàn)為作用在塔筒上的風荷載，ρ為空氣密度，D為塔筒直徑，L為塔筒長度，CD為空氣拖曳系數，V為瞬時風速。

(4)波浪荷載

全潛式浮式風機基礎中的浮箱及立柱部分受到的波浪荷載通過勢流理論計算得到；而基礎中的支撐圓管受到的波浪力采用莫里森公式計算[12]。

2.2 海上浮式風機運動方程

海上浮式風機在風浪作用下的運動方程如下：

(j=1,2,3,4,5,6)

(4)

式中：Mjk為結構質量矩陣，包括結構質量和質量慣性矩；Ajk是附加質量矩陣分量；Bjk為結構阻尼矩陣；Cjk為結構的回復剛度矩陣，恢復矩陣由靜水恢復剛度矩陣和系泊力恢復剛度矩陣組成；Fj為浮式風機系統(tǒng)受到的外界荷載，包括風荷載，波浪荷載，系泊荷載等。

3 全潛式浮式基礎的運動特性

3.1 計算模型

本文采用FAST軟件，耦合水動力-空氣動力-控制系統(tǒng)-錨鏈系統(tǒng)對海上浮式風機進行模擬，模擬時長為800 s，浮式風機所在海域水深設置為200 m，坐標系如圖4所示。

圖4 全潛式浮式風機基礎坐標系Fig.4 Coordinate system of the submersible foundation

(1)風況

分別模擬平均風速為3、8、11.4、18、25 m/s的全域湍流風，記為風況1～5，即切入風速、低于額定風速、額定風速、高于額定風速和切出風速。風況2下的三個方向的湍流風時間序列如圖5,風況1～5下x方向的湍流風時間序列如圖6。

圖5 風況2三個方向的湍流風速Fig.5 Three dimensional turbulent wind speed of wind condition 2

圖6 風況1-5下x方向湍流風速Fig.6 Turbulent wind speed of condition 1-5 in x-direction

(2)波浪

模型選取波高為4 m，周期為8 s的規(guī)則波進行模擬，全潛式浮式風機基礎的附加質量系數、阻尼系數及一階波浪力系數通過WADAM軟件[13]求得，并作為FAST軟件的水動力輸入文件。

(3)控制系統(tǒng)

在風況1～4情況下，浮式風機的控制系統(tǒng)采取變槳、變速控制；而在風況5情況下，風速達到風機的切出風速，控制系統(tǒng)采取定時順槳控制，即在模擬100 s時風機葉片變?yōu)轫槝?/p>

3.2 自振頻率

(1)全潛式浮式風機的自振頻率

考慮附加質量，勢流阻尼，靜水回復剛度及系泊剛度在內的全潛式浮式風機的自振頻率如表4、5。全潛式浮式風機系統(tǒng)的坎貝爾圖如圖7。全潛式浮式風機結構及六自由度運動的自振頻率均能較好的避開常見的海浪頻率和風機運行的1P(0.2 Hz)、3P(0.6 Hz)等[14]。

圖7 全潛式浮式風機坎貝爾圖Fig.7 Campbell diagram of tower and foundation

一階塔架前后振動一階塔架左右振動二階塔架前后振動二階塔架左右振動頻率/Hz0.8800.7932.5402.036

表5 全潛式浮式基礎的自振頻率Tab.5 Natural frequency of the submersible foundation

3.3 不同風況下全潛式浮式風機動力特性

不同風況下，浮式風機的運行狀態(tài)不同。本文模擬了風機在切入風速，低于額定風速，額定風速，高于額定風速及切出風速風況下的浮式風機及全潛式基礎的動力特性。主要包括浮式風機的發(fā)電功率、基礎橫蕩、垂蕩、縱搖運動及纜繩拉力的變化。

圖8所示為浮式風機在不同風況下的發(fā)電功率的變化。由圖中可以看出，在風況1即切入風速下，發(fā)電功率較??；在風況2下，浮式風機的發(fā)電功率未達到額定發(fā)電功率，功率變化幅度較大；在風況3下，雖然平均風速為11.4 m/s，但是由于湍流風速的波動特性，風機的發(fā)電功率隨著風速的變化同樣出現(xiàn)很大的波動；在風況4下，浮式風機的發(fā)電功率達到額定功率，風機運行穩(wěn)定；在風況5下，由于湍流風的波動，瞬時風速可能超過30 m/s,風機控制系統(tǒng)在100 s時將風機葉片變?yōu)轫槝L機的發(fā)電功率在100 s時變?yōu)樵? kW處波動。

圖8 不同風況下的發(fā)電功率Fig.8 Power of the wind turbine in different wind conditions

風機受到的推力與風速相關，如圖9[15]。全潛式浮式風機基礎運動隨著推力的變化而變化，同時也影響著風機的發(fā)電效率及風機結構的內力。圖10～15為全潛式浮式風機基礎橫蕩、垂蕩及縱搖運動及其隨風速的變化規(guī)律。由于模擬的湍流風風向為x方向，湍流風在y方向的速度分量較小，所以全潛式浮式風機基礎的縱蕩、橫搖及艏搖變化較小，在本文中未一一列出。

圖9 風機推力曲線Fig.9 Thrust force curve

圖10 基礎不同風速下的橫蕩Fig.10 Surge of the submersible foundation

圖11 基礎不同風速下的橫蕩統(tǒng)計Fig.11 Surge statistics of the submersible foundation

圖12 基礎不同風速下的垂蕩Fig.12 Heave of the submersible foundation

圖13 基礎不同風速下的垂蕩統(tǒng)計Fig.13 Heave statistics of the submersible foundation

圖14 基礎不同風速下的縱搖Fig.14 Pitch of the submersible foundation

圖15 基礎不同風速下的橫蕩統(tǒng)計Fig.15 Pitch statistics of the submersible foundation

由圖10可以看出，全潛式浮式風機基礎在風況3下橫蕩最大，最大橫蕩位移達到6.3 m，在風況1、2、4下的橫蕩位移較小，最大值分別為0.2 m、5.3 m和4.6 m，這是由于風機在不同風速下受到的推力不同引起的：在切入風速及低于額定風速下，風機受到的推力較小，額定風速時風機受到的推力達到最大，而高于額定風速時，風機受到的推力減?。辉陲L況5下，全潛式浮式風機基礎的橫蕩在前100 s內較大，最大值為3.1 m,100 s后減小為1 m左右，這是由于控制系統(tǒng)將葉片變?yōu)轫槝?，減小了風機受到的水平推力。圖11所示為全潛式浮式基礎的橫蕩與同樣海況下MIT/NREL TLP橫蕩運動的對比，可以看出，全潛式浮式風機基礎在各風況下的橫蕩變化規(guī)律與MIT/NREL TLP的變化規(guī)律相同，且兩者橫蕩位移的最大值與最小值相差不大。浮式風機基礎橫蕩運動的同時，將會受到系泊纜繩的回復拉力，同時引起基礎垂直方向上的運動，如圖12所示，由于全潛式浮式基礎在風況3下橫蕩位移較大，故基礎的垂蕩變化的幅度也較為明顯，最大垂蕩位移為-0.18 m。圖13所示，由于MIT/NREL TLP質量大于全潛式浮式基礎，在不同風況下的其垂蕩最大值與最小值均略小于全潛式基礎。如圖14所示，基礎在不同風況下縱搖角的變化規(guī)律與基礎橫蕩位移的變化規(guī)律相似，即基礎在風況3情況下縱搖最大為0.34°，在風況1、2、4下的縱搖角較小。圖15所示，全潛式基礎在不同風況下的縱搖角最大值略大于MIT/NREL TLP,但是全潛式基礎縱搖角最小值小于后者，在0°附近波動。

圖16為全潛式浮式風機基礎系泊纜繩的拉力變化。圖17為1號纜繩拉力在各風況下的統(tǒng)計，1號纜繩位于浮式風機的下風向，其在不同風況下的變化同基礎的橫蕩具有相反的規(guī)律：即在風況3情況下，纜繩拉力較小，在風況1、2和4情況下，纜繩拉力變大；基礎的橫蕩引起下風向系泊纜繩拉力的減小，上風向系泊纜繩拉力增加；在風況5情況下，100 s后纜繩拉力有小幅增加，這是由于順槳控制后，浮式風機受到的推力減小，基礎橫蕩位移減小，下風向系泊纜繩張緊，拉力增加。

圖16 1號纜繩拉力Fig.16 Tension of the mooring line 1

圖17 1號纜繩拉力統(tǒng)計Fig.17 Tension statistics of the mooring line 1

4 結 論

本文綜合三種浮式風機基礎的優(yōu)點提出一種新型全潛式浮式基礎，并耦合水動力-空氣動力-控制系統(tǒng)-系泊系統(tǒng)對全潛式浮式基礎及其支撐的NREL-5MW風機的動力特性進行分析。分析表明，全潛式浮式風機的自振頻率能夠較好的避開常見的海浪頻率及風機自轉引起的振動頻率。全潛式浮式風機在不同風況下具有較好的運動特性，全潛式浮式風機基礎在不同風況下的橫蕩、縱搖與風機在不同風速下受到的推力相關。

[ 1 ] ARAPOGIANNI A, GENACHTE A B, OCHAGAVIA R M, et al. Deep water—the next step for offshore wind energy[C]∥European Wind Energy Association. Brussels, Belgium: EWEA, 2013: 978-2.

[ 2 ] JONKMAN J M, MATHA D. A quantitative comparison of the responses of three floating platforms[M]. Golden, CO: National Renewable Energy Laboratory, 2010.

[ 3 ] STIESDAL H. Hywind: The world’s first floating MW-scale wind turbine[J]. Wind Directions, 2009，5: 52-53.

[ 4 ] RODDIER D, CERMELLI C, AUBAULT A, et al. WindFloat: A floating foundation for offshore wind turbines[J]. Journal of Renewable and Sustainable Energy, 2010, 2(3): 033104.

[ 5 ] JONKMAN J M, MATHA D. Dynamics of offshore floating wind turbines—analysis of three concepts[J]. Wind Energy, 2011, 14(4): 557-569.

[ 6 ] 唐友剛, 桂龍, 曹菡, 等. 海上風機半潛式基礎概念設計與水動力性能分析[J]. 哈爾濱工程大學學報, 2014(11): 3. TANG Yougang , GUI Long, CAO Han, et al. Conceptual design and hydrodynamic performance of the semi-submersible floating foundation for wind turbine[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2014(11): 3.

[ 7 ] JONKMAN J M, BUHL Jr M L. FAST user’s guide[R]. Golden, CO: National Renewable Energy Laboratory, 2005.

[ 8 ] BUTTERFIELD S, MUSIAL W, SCOTT G. Definition of a 5-MW reference wind turbine for offshore system development[R]. Golden, CO: National Renewable Energy Laboratory, 2009.

[ 9 ] MATHA D. Model development and loads analysis of an offshore wind turbine on a tension leg platform with a comparison to other floating turbine concepts: April 2009[R]. Golden, CO: National Renewable Energy Laboratory (NREL), 2010.

[10] JONKMAN B J. TurbSim user's guide: version 1.50[R]. Golden, CO : National Renewable Energy Laboratory, 2009.

[11] International Electrotechnical Commission. IEC 61400-3 Wind Turbines-Part 3[S]. Switzerland, 2009.

[12] 福爾特森. 船舶與海洋工程環(huán)境荷載[M]. 楊建民, 肖龍飛,葛春花,譯. 上海: 上海交通大學出版社, 2008.

[13] WADAM. Wave analysis by diffraction and Morison theory[M]. Det Norske Veritas, H?vik： SESAM user manual. 2010.

[14] 董霄峰, 練繼建, 楊敏,等.諧波干擾下海上風機結構工作模態(tài)識別[J]. 振動與沖擊,2015,34 (10):152-156. DONG Xiaofeng, LIAN Jijian, YANG Min, et al. Operational modal identification of an offshore wind turbine structure under harmonic interference[J]. Journal of Vibration and Shock, 2015,34 (10):152-156.

[15] LYGREN J E L. Dynamic response analysis of a tension-leg floating wind turbine[D]. Trondheim: Norwegian University of Science and Technology, 2011.

Dynamic analysis of the submersible foundation for floating wind turbine in different wind conditions

DING Hongyan1,2,3，HAN Yanqing3，ZHANG Puyang1,2,3， LE Conghuan1,3

(1. State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Simulation and Safety, Tianjin University, Tianjin 300072, China; 2. Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety (Tianjin University), Ministry of Education, Tianjin 300072, China; 3. School of Civil Engineering, Tianjin University, Tianjin 300072, China)

Synthesizing the advantages of the semi-submersible, Spar and TLP types of floating offshore wind turbine foundations, a new type of submersible foundation for floating wind turbines was put forward. A coupled dynamic analysis of the wind turbine and its submersible foundation in different wind conditions was carried out by using the FAST software. The results show that the natural frequencies of the tower combined with the submersible foundation are of no coincidence with the normal wave frequencies and the 1P and 3P operating frequencies of the wind turbine. The surge and pitch of the submersible foundation are correlated with the wind turbine thrust force in different wind conditions.

floating wind turbine; submersible foundation; turbulent wind; FAST; dynamic analysis

國家自然科學基金資助項目(51309179)；天津市應用基礎與前沿技術研究計劃(13JCYBJC19100)；天津市應用基礎與前沿技術研究計劃(14JCQNJC07000)

2015-08-17 修改稿收到日期：2016-02-02

丁紅巖 男，博士，教授，1963年生

樂叢歡 女，博士，副教授，1983年生

P751；P752

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.06.031