閆渤文，朱恒立，黃 敘，張 浩，王宇航，周緒紅，楊佑發(fā)

(1. 風(fēng)工程及風(fēng)資源利用重慶市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400045；2. 加拿大多倫多大學(xué)土木與礦物工程系，多倫多 M5S 1A4)

當(dāng)臺(tái)風(fēng)襲來(lái)時(shí)，浮式風(fēng)機(jī)處于高湍流度，風(fēng)向不斷變化的非平穩(wěn)風(fēng)場(chǎng)中。對(duì)于長(zhǎng)葉片的風(fēng)機(jī)，在遭受到強(qiáng)烈的脈動(dòng)氣流時(shí)會(huì)誘發(fā)葉片的抖振，且偏航系統(tǒng)不靈敏的風(fēng)電機(jī)組不能因風(fēng)向的突變而及時(shí)調(diào)整方向，使得葉片受到較大的氣動(dòng)載荷，造成葉片損壞。2003年，臺(tái)風(fēng)“杜鵑”導(dǎo)致紅海灣風(fēng)電場(chǎng)25臺(tái)風(fēng)電機(jī)組中的13臺(tái)產(chǎn)生了不同程度的損壞，其中有9臺(tái)風(fēng)電機(jī)組的葉片被損壞；2006年，臺(tái)風(fēng)“桑美”登陸浙江省蒼南縣，導(dǎo)致蒼南鶴頂山風(fēng)電場(chǎng)的 28 臺(tái)風(fēng)電機(jī)組全部損壞，其中5臺(tái)倒塌；2010 年，臺(tái)風(fēng)“鲇魚(yú)”登陸福建漳浦縣六鰲鎮(zhèn)，導(dǎo)致六鰲風(fēng)電場(chǎng)三期 Z13號(hào)風(fēng)電機(jī)組倒塌、Z10號(hào)風(fēng)電機(jī)組葉片折斷。因此，隨著我國(guó)海上風(fēng)機(jī)的發(fā)展，研究臺(tái)風(fēng)對(duì)海上浮式風(fēng)機(jī)的影響對(duì)于我國(guó)發(fā)展深海浮式風(fēng)電場(chǎng)具有重要意義。

陳伏彬等[1]基于臺(tái)風(fēng)“海棠”和“納沙”實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，分析了不同風(fēng)速區(qū)間的風(fēng)剖面和湍流度剖面的變化規(guī)律。李斌等[2]根據(jù)線(xiàn)性濾波法模擬生成了強(qiáng)風(fēng)風(fēng)速時(shí)程，分析了風(fēng)機(jī)塔筒的風(fēng)致響應(yīng)特性。王振宇等[3]采用不穩(wěn)定風(fēng)剖面來(lái)模擬臺(tái)風(fēng)的平均風(fēng)剖面，利用Hojstrup Jorgen提出的臺(tái)風(fēng)脈動(dòng)風(fēng)譜，基于Shinozuka理論模擬某沿海風(fēng)電場(chǎng)的脈動(dòng)風(fēng)速，利用諧波疊加法研究了臺(tái)風(fēng)作用下風(fēng)力機(jī)塔架的振動(dòng)響應(yīng)，得到了風(fēng)力機(jī)上各點(diǎn)的位移和加速度響應(yīng)。魏凱等[4]采用Holland模型風(fēng)場(chǎng)疊加宮崎正衛(wèi)移行風(fēng)場(chǎng)和ERA-Interim風(fēng)場(chǎng)模擬臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)，使用風(fēng)、浪實(shí)測(cè)資料對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證。李焱等[5]考慮了浮式風(fēng)機(jī)系泊系統(tǒng)拉伸-彎曲-扭轉(zhuǎn)變形產(chǎn)生的非線(xiàn)性系泊力，對(duì)額定作業(yè)海況與極限海況進(jìn)行了動(dòng)力響應(yīng)分析。韓然等[6]以耦合氣象學(xué)中的Vbogus臺(tái)風(fēng)模型和傅里葉逆變換方法，結(jié)合實(shí)測(cè)功率譜，構(gòu)建了高精度的臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)模型，采用梁理論和模態(tài)疊加方法對(duì)6 MW 海上風(fēng)力機(jī)進(jìn)行建模，研究了風(fēng)機(jī)在臺(tái)風(fēng)不同區(qū)域的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和荷載特性。Tang等[7]基于臺(tái)風(fēng)的觀測(cè)數(shù)據(jù)，建立了不同風(fēng)速、風(fēng)向和湍流度的風(fēng)場(chǎng)模型，通過(guò)數(shù)值分析發(fā)現(xiàn)葉片和塔架之間的尾流相互作用會(huì)強(qiáng)烈影響風(fēng)機(jī)的氣動(dòng)力，且與風(fēng)向關(guān)系密切。Ma等[8]選取臺(tái)風(fēng)“Damrey”中有代表性的3 h風(fēng)速時(shí)程，基于葉素動(dòng)量理論研究了浮式風(fēng)機(jī)的平臺(tái)在典型臺(tái)風(fēng)時(shí)程中對(duì)葉片氣動(dòng)力性能的影響，闡明極端臺(tái)風(fēng)會(huì)對(duì)風(fēng)機(jī)產(chǎn)生相當(dāng)大的極端響應(yīng)。李琪等[9]采用隨機(jī)過(guò)程模擬方法對(duì)風(fēng)機(jī)輪轂點(diǎn)進(jìn)行單點(diǎn)脈動(dòng)風(fēng)速的時(shí)程模擬，對(duì)比分析了臺(tái)風(fēng)極端工況下單樁、導(dǎo)管架兩種典型近海風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)差異，認(rèn)為導(dǎo)管架基礎(chǔ)風(fēng)機(jī)的動(dòng)力響應(yīng)明顯小于單樁基礎(chǔ)風(fēng)機(jī)。由此可見(jiàn)，關(guān)于臺(tái)風(fēng)對(duì)海上風(fēng)機(jī)的動(dòng)力響應(yīng)特性影響逐漸成為研究熱點(diǎn)之一。

但目前，利用臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，考慮風(fēng)-浪聯(lián)合作用對(duì)整個(gè)鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)的海上風(fēng)機(jī)動(dòng)力和運(yùn)動(dòng)響應(yīng)分析的研究還較為缺乏。本文參考美國(guó)可再生能源實(shí)驗(yàn)室提供的5 MW風(fēng)電機(jī)組參數(shù)(NREL-5 MW)[10]初步設(shè)計(jì)了一種應(yīng)用于浮式風(fēng)機(jī)的鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)，以臺(tái)風(fēng)“山竹”為背景，選取Holland臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)模型分別模擬強(qiáng)臺(tái)風(fēng)、臺(tái)風(fēng)過(guò)境以及穩(wěn)態(tài)強(qiáng)風(fēng)三種工況下的風(fēng)速時(shí)程，利用葉素動(dòng)量理論求解作用在風(fēng)機(jī)上的風(fēng)載荷，基于JONSWAP譜模擬臺(tái)風(fēng)區(qū)海浪，并結(jié)合勢(shì)流理論和Morison方程來(lái)計(jì)算波浪載荷，研究強(qiáng)非平穩(wěn)、弱非平穩(wěn)以及穩(wěn)態(tài)強(qiáng)風(fēng)三種風(fēng)速工況下深海浮式風(fēng)機(jī)的耦合動(dòng)力響應(yīng)，分析浮式風(fēng)機(jī)塔筒底部荷載及基礎(chǔ)的動(dòng)力響應(yīng)受風(fēng)況的影響，揭示了新型鋼格構(gòu)浮式風(fēng)機(jī)的基礎(chǔ)在臺(tái)風(fēng)作用下的響應(yīng)機(jī)理，闡明了臺(tái)風(fēng)非平穩(wěn)性對(duì)該種鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)風(fēng)機(jī)動(dòng)力穩(wěn)定性的重要影響，為鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機(jī)在臺(tái)風(fēng)作用下的安全評(píng)價(jià)提供理論依據(jù)。

1 鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)風(fēng)機(jī)

深海風(fēng)電機(jī)組鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)部分采用桁架形式，通過(guò)減小波浪與基礎(chǔ)作用面積來(lái)減小基礎(chǔ)受到的波浪載荷，從而提高浮式風(fēng)機(jī)的耐波性。在位狀態(tài)下，基礎(chǔ)部分吃水較深，浮式風(fēng)機(jī)整體重心低于浮心，如同單立柱式浮式風(fēng)機(jī)，當(dāng)受到擾動(dòng)發(fā)生傾斜時(shí)，通過(guò)重力對(duì)浮心的回復(fù)力矩保持浮式風(fēng)機(jī)的穩(wěn)定?；A(chǔ)周?chē)O(shè)置若干浮筒，如同半潛式浮式風(fēng)機(jī)，當(dāng)其受到擾動(dòng)發(fā)生傾斜時(shí)，周?chē)⊥驳母×Σ羁僧a(chǎn)生保持穩(wěn)定的回復(fù)力矩。

本文設(shè)計(jì)了一種用于海上風(fēng)電的浮式風(fēng)機(jī)體系，其由5 MW風(fēng)電機(jī)組、新型鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)和系泊系統(tǒng)組成，風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)及風(fēng)荷載計(jì)算滿(mǎn)足ISO 19904-1規(guī)范[11]及IEC 61400-3-1規(guī)范[12]，基礎(chǔ)部分、系泊系統(tǒng)及浪荷載計(jì)算滿(mǎn)足中國(guó)船級(jí)社(CCS)《海上移動(dòng)平臺(tái)入級(jí)規(guī)范》[13]的要求。經(jīng)過(guò)對(duì)比分析，該種新型鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)風(fēng)機(jī)比一般的OC3-Hywind單立柱式浮式風(fēng)機(jī)具有更好的穩(wěn)定性。在縱搖、橫搖和艏搖響應(yīng)方面，鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)海上浮式風(fēng)機(jī)優(yōu)于單立柱式浮式風(fēng)機(jī)，同時(shí)在縱蕩、橫蕩和垂蕩響應(yīng)方面與單立柱式浮式風(fēng)機(jī)相當(dāng)[14]。

1.1 風(fēng)電機(jī)組

本文研究的鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)浮式風(fēng)機(jī)的尺寸設(shè)計(jì)是基于美國(guó)可再生能源實(shí)驗(yàn)室公布的5 MW風(fēng)電機(jī)組 (NREL-5 MW)，該風(fēng)電機(jī)組為三葉片變速變槳距控制的水平軸風(fēng)機(jī)，葉輪直徑為126 m，輪轂高度為90 m。

1.2 鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)

如圖1所示，鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)由4個(gè)圓柱形浮筒、1個(gè)圓臺(tái)形浮艙、3個(gè)垂蕩板、1個(gè)壓載艙以及連接桁架和中央桁架組成。浮艙頂部通過(guò)法蘭與塔架底部連接，起到支撐塔架和風(fēng)機(jī)的作用。壓載艙吃水較深，通過(guò)壓載使浮式風(fēng)機(jī)整體重心位于浮心之下，保證浮式風(fēng)機(jī)的穩(wěn)定。設(shè)計(jì)的鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)主要參數(shù)如表1。

表1 鋼格構(gòu)浮式基礎(chǔ)主要參數(shù)Table 1 Main parameters of steel lattice floating foundation

圖1 鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)示意圖Fig. 1 Schematic diagram of the steel lattice foundation

1.3 系泊系統(tǒng)

采用3根錨鏈將浮式基礎(chǔ)與海床相連，為其提供回復(fù)力，起到對(duì)浮式風(fēng)機(jī)定位的作用，主要參數(shù)如表2所示。

表2 系泊系統(tǒng)參數(shù)Table 2 Mooring system parameters

2 分析模型

本節(jié)具體介紹了本研究所采用的臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)模擬、風(fēng)荷載及波浪荷載的模擬方法和關(guān)鍵工況參數(shù)。

2.1 臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)模擬方法

一個(gè)成熟臺(tái)風(fēng)的風(fēng)場(chǎng)結(jié)構(gòu)，其風(fēng)速在眼區(qū)較小，并隨著與臺(tái)風(fēng)中心徑向距離的增大而迅速增大，最后在臺(tái)風(fēng)眼的外緣達(dá)到最大；而在臺(tái)風(fēng)眼區(qū)外，隨著徑向距離的增大，風(fēng)速逐漸減小[15]。在參數(shù)化臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)模型中，假定上述風(fēng)速變化服從與臺(tái)風(fēng)中心氣壓(ΔP)、最大風(fēng)速(Vm)、最大風(fēng)速半徑(Rm)等關(guān)鍵參數(shù)相關(guān)的分布規(guī)律。本文采用Holland模型對(duì)臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)建模。

基于Holland模型得到的臺(tái)風(fēng)徑向剖面風(fēng)速V(r)分布如式(1)：

式中：ρ為空氣密度；fc=2Ωsinφ為科氏參數(shù)，Ω為地球自轉(zhuǎn)角速度，取7.292×10?5rad/s，φ為緯度；r為距臺(tái)風(fēng)中心的徑向距離，如圖2所示；Rm為最大風(fēng)速半徑；ΔP 為臺(tái)風(fēng)中心氣壓；B為形狀系數(shù)(通常取0.5～2.5)，由式(2)計(jì)算：

圖2 時(shí)變平均風(fēng)速計(jì)算示意圖Fig. 2 Schematic diagram for the time-averaged wind speed

2.2 臺(tái)風(fēng)非平穩(wěn)風(fēng)速模擬

2.2.1 時(shí)變平均風(fēng)速

根據(jù)表3所列臺(tái)風(fēng)“山竹”的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，可以得到近地面的時(shí)變平均風(fēng)速。臺(tái)風(fēng)產(chǎn)生的時(shí)變平均風(fēng)可表示為與臺(tái)風(fēng)本身有關(guān)的梯度風(fēng)分量和由臺(tái)風(fēng)整體移動(dòng)引起的背景風(fēng)分量的矢量和。梯度風(fēng)由臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)模型和地面摩擦效應(yīng)決定，地面摩擦效應(yīng)通過(guò)地面減風(fēng)因子αr和入流角α考慮[16]。通過(guò)臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)模型計(jì)算具有徑向剖面的梯度風(fēng)，并考慮地面減風(fēng)因子αr和地面入流角α得到地面梯度風(fēng)分量[17]。美國(guó)國(guó)家氣象局給出的入流角α由式(3)計(jì)算[18]：

類(lèi)似地，由于表面摩擦的影響，臺(tái)風(fēng)整體移動(dòng)引起的背景風(fēng)分量也需要進(jìn)行修正。本文中，取折減因子αt= 0.55，在北半球采用逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)角度β =20°計(jì)算得到地面背景風(fēng)分量[16]。

臺(tái)風(fēng)背景下的時(shí)變平均風(fēng)速計(jì)算的示意圖如圖2所示。假設(shè)臺(tái)風(fēng)移動(dòng)方向與橫軸X對(duì)齊，坐標(biāo)系固定在臺(tái)風(fēng)的中心O。初始時(shí)刻t=0時(shí)，觀測(cè)點(diǎn)P(即浮式風(fēng)機(jī)位置)坐標(biāo)為(d0, de)，其中de為P點(diǎn)至臺(tái)風(fēng)路徑的偏移距離；d0為P點(diǎn)至臺(tái)風(fēng)中心的初始水平距離。隨著臺(tái)風(fēng)的整體移動(dòng)，在P點(diǎn)處的風(fēng)速隨之改變，臺(tái)風(fēng)產(chǎn)生的參考點(diǎn)處的地面時(shí)變平均風(fēng)可由式(4)計(jì)算：

式中：αrVr(zs,t)和αtVt(zs,t)分別為臺(tái)風(fēng)產(chǎn)生的梯度風(fēng)分量和背景風(fēng)分量，梯度風(fēng)分量根據(jù)臺(tái)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)模型的徑向剖面進(jìn)行計(jì)算；αr和αt為對(duì)應(yīng)的折減因子；zs為標(biāo)準(zhǔn)參考點(diǎn)高度，一般取10 m。需要注意的是，由式(4)計(jì)算得到的風(fēng)速是持續(xù)時(shí)長(zhǎng)為8 min～10 min內(nèi)的平均風(fēng)速[18]，而參數(shù)化臺(tái)風(fēng)模型需要1 s陣風(fēng)風(fēng)速，因此，本文取1.4的陣風(fēng)因子來(lái)考慮時(shí)間尺度的差異[19]。

2.2.2 脈動(dòng)風(fēng)的生成

脈動(dòng)風(fēng)的風(fēng)速時(shí)程是一個(gè)零均值平穩(wěn)的高斯隨機(jī)過(guò)程。本文根據(jù)Holland模型考慮三種風(fēng)速時(shí)程，采用諧波合成法[20]模擬脈動(dòng)風(fēng)速。三種風(fēng)速時(shí)程分別對(duì)應(yīng)強(qiáng)臺(tái)風(fēng)、臺(tái)風(fēng)過(guò)境、以及45 m/s穩(wěn)態(tài)風(fēng)三種工況。脈動(dòng)風(fēng)模擬的關(guān)鍵在于采用合理的脈動(dòng)風(fēng)功率譜模型，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)對(duì)脈動(dòng)風(fēng)功率譜進(jìn)行過(guò)大量研究，提出了不同適用條件、不同表達(dá)形式的脈動(dòng)風(fēng)功率譜模型，如Davenport譜、Kaimal譜等[21]。本文中，脈動(dòng)風(fēng)功率譜選取IEC 61400-3規(guī)范[22]中的Kaimal模型[23]：

式中，I=σ/v10min為湍流強(qiáng)度，σ/(m/s)為10 min的風(fēng)速標(biāo)準(zhǔn)偏差；f為風(fēng)頻率；v10min為10 min內(nèi)的平均風(fēng)速；l為長(zhǎng)度標(biāo)尺，當(dāng)h＜30 m時(shí)，l=20h，當(dāng)h＞30 m時(shí)，l=600 m，h為離地面高度。

2.3 波浪荷載模擬

2.3.1 隨機(jī)波浪理論

實(shí)際海面上的波浪呈現(xiàn)出很強(qiáng)的隨機(jī)特性，是由不同周期、波高和傳播方向的波浪組成的，稱(chēng)為隨機(jī)波。對(duì)于隨機(jī)波，可以研究波浪能量相對(duì)于波浪頻率的分布(頻域特性)，即譜分析。本文的波浪模型采用JONSWAP譜模擬，并選取有義波高為13.6 m，譜峰周期為15.1 s的不規(guī)則波[24]。

JONSWAP譜適用于有限風(fēng)區(qū)的海浪，表達(dá)式如下：

式中：系數(shù)λ為無(wú)因次風(fēng)區(qū)的函數(shù)；θ為峰形系數(shù)，當(dāng)ω≤ωm時(shí)取0.07，當(dāng)ω>ωm時(shí)取0.09；ωm為譜峰頻率，即S(ω)取最大值時(shí)對(duì)應(yīng)的頻率；γ為譜峰升高因子。

2.3.2 波浪荷載

由于浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)通常包括兩種尺度的結(jié)構(gòu)，如大尺度的浮筒和小尺度的連接桁架，故針對(duì)大尺度結(jié)構(gòu)物(直徑一般大于1/5波長(zhǎng))采用勢(shì)流理論進(jìn)行計(jì)算波浪載荷，小尺度結(jié)構(gòu)物(直徑一般小于1/5波長(zhǎng))采用Morison方程計(jì)算波浪載荷。

3 動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算工況

臺(tái)風(fēng)作用下的鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)風(fēng)機(jī)的動(dòng)力響應(yīng)在不同工況下每次的模擬時(shí)間為3600 s，三種工況分別為強(qiáng)臺(tái)風(fēng)(臺(tái)風(fēng)眼經(jīng)過(guò)風(fēng)機(jī))、臺(tái)風(fēng)過(guò)境(風(fēng)機(jī)在臺(tái)風(fēng)的影響范圍內(nèi))和45 m/s的穩(wěn)態(tài)風(fēng)。

3.1 風(fēng)況

3.1.1 臺(tái)風(fēng)背景下的時(shí)變平均風(fēng)速

根據(jù)2.2節(jié)中內(nèi)容可得到強(qiáng)臺(tái)風(fēng)和臺(tái)風(fēng)過(guò)境工況下的時(shí)變平均風(fēng)速時(shí)程曲線(xiàn)，如圖3所示。將其與模擬的脈動(dòng)風(fēng)疊加即可得到強(qiáng)臺(tái)風(fēng)和臺(tái)風(fēng)過(guò)境下的總風(fēng)況。

圖3 時(shí)變平均風(fēng)速Fig. 3 Time-varying average wind speed and direction

3.1.2 不同風(fēng)速下的脈動(dòng)風(fēng)

將計(jì)算得到10 m高度處時(shí)變平均風(fēng)速換算到浮式風(fēng)機(jī)輪轂高度90 m處的風(fēng)速時(shí)程后，代入Kaimal譜表達(dá)式中可以計(jì)算得到不同風(fēng)速下的脈動(dòng)風(fēng)功率譜，如圖4所示。

圖4 脈動(dòng)風(fēng)速功率譜Fig. 4 Power spectrum of fluctuating wind speeds

考慮脈動(dòng)風(fēng)場(chǎng)的時(shí)變平均風(fēng)速、功率譜等參數(shù)，基于諧波合成理論，計(jì)算了脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程。浮式風(fēng)機(jī)輪轂高度90 m處的脈動(dòng)風(fēng)時(shí)程曲線(xiàn)如圖5。可見(jiàn)，脈動(dòng)風(fēng)速大小與平均風(fēng)速大小相關(guān)，在平均風(fēng)速較大的地方脈動(dòng)風(fēng)速也較大。

圖5 脈動(dòng)風(fēng)時(shí)程Fig. 5 Time history of fluctuating wind speeds

3.1.3 三種風(fēng)速時(shí)程

將根據(jù)強(qiáng)臺(tái)風(fēng)、臺(tái)風(fēng)過(guò)境以及穩(wěn)態(tài)強(qiáng)風(fēng)三種工況得到的時(shí)變平均風(fēng)速和對(duì)應(yīng)的脈動(dòng)風(fēng)疊加，得到三種風(fēng)速時(shí)程曲線(xiàn)，如圖6?？梢钥吹剑瑥?qiáng)臺(tái)風(fēng)工況下的風(fēng)速時(shí)程具有較強(qiáng)的非平穩(wěn)性，在1200 s～2400 s周?chē)鷥?nèi)變化較大，風(fēng)速改變明顯，最低風(fēng)速接近0 m/s，最高風(fēng)速超過(guò)90 m/s；同時(shí)風(fēng)向角在1800 s附近變化突然，出現(xiàn)反向。臺(tái)風(fēng)過(guò)境工況下的風(fēng)速時(shí)程具有相對(duì)較弱的非平穩(wěn)性。而穩(wěn)態(tài)強(qiáng)風(fēng)速時(shí)程在平均值附近均勻波動(dòng)，風(fēng)向角不變。在后續(xù)的分析中，將分別采用前述三種風(fēng)速時(shí)程數(shù)據(jù)，分析鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)浮式風(fēng)機(jī)在強(qiáng)非平穩(wěn)、弱非平穩(wěn)及穩(wěn)態(tài)強(qiáng)風(fēng)三種風(fēng)場(chǎng)中的耦合動(dòng)力響應(yīng)。

圖6 風(fēng)速變化時(shí)程曲線(xiàn)Fig. 6 Time history of fluctuating wind speeds

3.2 波況

通過(guò)JONSWAP譜進(jìn)行模擬臺(tái)風(fēng)下的波況，一般考慮風(fēng)力發(fā)電機(jī)停機(jī)狀態(tài)，并且關(guān)閉其偏航系統(tǒng)，以此來(lái)最大程度的保護(hù)風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)。因此，在模擬中也假定浮式風(fēng)機(jī)處于停機(jī)順漿狀態(tài)且偏航系統(tǒng)失效，風(fēng)機(jī)初始及波浪沿X軸方向，模擬時(shí)長(zhǎng)為3600 s。

4 動(dòng)力響應(yīng)結(jié)果與分析

本節(jié)模擬臺(tái)風(fēng)背景下非平穩(wěn)風(fēng)場(chǎng)對(duì)鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)風(fēng)機(jī)耦合動(dòng)力響應(yīng)的影響。風(fēng)場(chǎng)數(shù)據(jù)采用3.1節(jié)模擬得到的強(qiáng)臺(tái)風(fēng)(強(qiáng)非平穩(wěn))、臺(tái)風(fēng)過(guò)境(弱非平穩(wěn))及穩(wěn)態(tài)強(qiáng)風(fēng)三種風(fēng)場(chǎng)下風(fēng)速大小及方向變化的時(shí)程數(shù)據(jù)，波況也如3.2節(jié)所述。

鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)風(fēng)機(jī)在強(qiáng)臺(tái)風(fēng)、臺(tái)風(fēng)過(guò)境及穩(wěn)態(tài)強(qiáng)風(fēng)三種風(fēng)況作用下，其塔筒底部載荷如圖7所示?？梢钥吹?，強(qiáng)臺(tái)風(fēng)和臺(tái)風(fēng)過(guò)境兩種工況下，浮式風(fēng)機(jī)塔筒底部的剪力、軸力、彎矩及扭矩大小波動(dòng)幅度隨時(shí)間的變化較為明顯，且與風(fēng)速時(shí)程的變化趨勢(shì)基本一致，在1200 s～2400 s間變化最明顯，呈現(xiàn)出強(qiáng)烈的非平穩(wěn)性；而穩(wěn)態(tài)強(qiáng)風(fēng)工況下，浮式風(fēng)機(jī)塔筒底部的剪力、軸力、彎矩及扭矩大小波動(dòng)幅度幾乎不隨時(shí)間的變化。浮式風(fēng)機(jī)塔底剪力和彎矩波動(dòng)幅度與風(fēng)速大小變化基本一致，在強(qiáng)臺(tái)風(fēng)及臺(tái)風(fēng)過(guò)境工況下在1200 s～2400 s間波動(dòng)幅度變化較大，并且在1200 s及1400 s附近波動(dòng)幅度有明顯增大，X向剪力最大可達(dá)±3000 kN，Y向最大剪力在1500 s和2100 s左右達(dá)到最大約為±4000 kN。另外，在強(qiáng)臺(tái)風(fēng)及臺(tái)風(fēng)過(guò)境工況下，風(fēng)向在1800 s附近發(fā)生變化較大，塔筒底部Y向剪力和橫搖方向彎矩符號(hào)在1800 s前后出現(xiàn)反向；而在穩(wěn)態(tài)強(qiáng)風(fēng)工況下的塔筒底部剪力波動(dòng)較為均勻，且由于風(fēng)向恒為X軸方向，故塔筒底部Y向剪力幾乎為零。同樣，該鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)風(fēng)機(jī)的塔底軸力、扭矩的變化與對(duì)應(yīng)的風(fēng)速時(shí)程變化趨勢(shì)也基本一致，強(qiáng)臺(tái)風(fēng)及臺(tái)風(fēng)過(guò)境工況下的塔底軸力波動(dòng)幅度在1200 s和2400 s附近明顯增大，在1500 s和2100 s附近達(dá)到最大約為?6000 kN。強(qiáng)風(fēng)穩(wěn)態(tài)工況下，塔底軸力波動(dòng)均勻，塔底扭矩幾乎為零，如圖7(d)和圖7(g)所示。

圖7 塔筒底部載荷Fig. 7 Tower bottom load

以上分析可以看出，在臺(tái)風(fēng)引起非平穩(wěn)風(fēng)場(chǎng)下，浮式風(fēng)機(jī)受到的載荷變化較明顯，且如果出現(xiàn)風(fēng)機(jī)偏航不及時(shí)的情況，則會(huì)引起塔筒底部產(chǎn)生較大的扭矩。

圖8為鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)浮式風(fēng)機(jī)在強(qiáng)臺(tái)風(fēng)(強(qiáng)非平穩(wěn))、臺(tái)風(fēng)過(guò)境(弱非平穩(wěn))及穩(wěn)態(tài)強(qiáng)風(fēng)三種風(fēng)況作用下的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)時(shí)程曲線(xiàn)。可以看到，強(qiáng)臺(tái)風(fēng)和臺(tái)風(fēng)過(guò)境兩種工況下，鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)波動(dòng)幅度隨時(shí)間的變化較為明顯；而穩(wěn)態(tài)強(qiáng)風(fēng)工況下，鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)在六個(gè)自由度上的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)波動(dòng)幅度幾乎不隨時(shí)間的變化。

由圖8可見(jiàn)，鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)在強(qiáng)臺(tái)風(fēng)、臺(tái)風(fēng)過(guò)境兩種工況下的縱蕩及橫蕩運(yùn)動(dòng)過(guò)程也呈現(xiàn)出一定的非平穩(wěn)性，根據(jù)縱蕩及橫蕩數(shù)據(jù)得到的鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)水平位移的變化可以看出，其水平位移的平均值變化趨勢(shì)與對(duì)應(yīng)工況的風(fēng)速變化基本一致，并且由于風(fēng)向的變化，浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)橫蕩運(yùn)動(dòng)在1800 s前后出現(xiàn)反向。而在穩(wěn)態(tài)強(qiáng)風(fēng)作用下，浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)的縱蕩及橫蕩響應(yīng)穩(wěn)定在某一位置波動(dòng)，且由于風(fēng)向與橫蕩方向垂直，其橫蕩運(yùn)動(dòng)幾乎為零。同樣，在強(qiáng)臺(tái)風(fēng)、臺(tái)風(fēng)過(guò)境兩種工況下，浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)的垂蕩、縱搖、橫搖及艏搖響應(yīng)波動(dòng)幅度變化較大，在1200 s和2400 s附近波動(dòng)幅度明顯增大，以強(qiáng)臺(tái)風(fēng)工況為例，鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)在1400 s和2400 s附近垂蕩達(dá)到最大約為±2.5 m、縱搖、橫搖達(dá)到最大約為±8°、艏搖達(dá)到最大約為±9°。橫蕩在1800 s左右處，即風(fēng)向角反向時(shí)達(dá)到最小，約為零。在臺(tái)風(fēng)過(guò)境工況下，鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)與強(qiáng)臺(tái)風(fēng)工況類(lèi)似，但幅值不及強(qiáng)臺(tái)風(fēng)工況下的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)。而在穩(wěn)態(tài)強(qiáng)風(fēng)作用下，鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)波動(dòng)幅度無(wú)明顯變化，并且由于風(fēng)向沿X軸，其橫搖及艏搖響應(yīng)幾乎為零。

圖8 運(yùn)動(dòng)響應(yīng)時(shí)程曲線(xiàn)Fig. 8 Time history curve of motion response

以上分析可以看出，強(qiáng)臺(tái)風(fēng)和臺(tái)風(fēng)過(guò)境兩種工況下，鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)六個(gè)自由度上的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)波動(dòng)幅度隨時(shí)間的變化較為明顯，且將會(huì)產(chǎn)生明顯的橫蕩、橫搖及艏搖響應(yīng)。而穩(wěn)態(tài)強(qiáng)風(fēng)作用下鋼格構(gòu)式浮式風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)波動(dòng)較為均勻，與風(fēng)垂直方向的橫蕩、橫搖及艏搖響應(yīng)幾乎為零。

5 結(jié)論

本文以臺(tái)風(fēng)“山竹”為背景，介紹了臺(tái)風(fēng)工況下非平穩(wěn)風(fēng)場(chǎng)的模擬方法，分別計(jì)算了強(qiáng)臺(tái)風(fēng)、臺(tái)風(fēng)過(guò)境及穩(wěn)態(tài)強(qiáng)風(fēng)三種風(fēng)場(chǎng)的風(fēng)速時(shí)程數(shù)據(jù)。并針對(duì)一種鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)風(fēng)機(jī)，研究了其在強(qiáng)非平穩(wěn)、弱非平穩(wěn)以及穩(wěn)態(tài)風(fēng)三種風(fēng)速環(huán)境下的耦合動(dòng)力響應(yīng)。具體總結(jié)如下：

(1)以臺(tái)風(fēng)“山竹”參數(shù)為例，由Holland模型計(jì)算得到時(shí)變平均風(fēng)速，并選用Kaimal譜，采用諧波合成法計(jì)算了脈動(dòng)風(fēng)速，得到強(qiáng)臺(tái)風(fēng)、臺(tái)風(fēng)過(guò)境及穩(wěn)態(tài)強(qiáng)風(fēng)三種風(fēng)況的風(fēng)速時(shí)程數(shù)據(jù)，發(fā)現(xiàn)強(qiáng)臺(tái)風(fēng)和臺(tái)風(fēng)過(guò)境工況下的風(fēng)速分別具有較強(qiáng)的非平穩(wěn)性和相對(duì)較弱的非平穩(wěn)性，平均風(fēng)速大小及方向隨時(shí)間不斷變化，在1800 s左右風(fēng)向角發(fā)生反向。

(2)計(jì)算了鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)風(fēng)機(jī)在強(qiáng)臺(tái)風(fēng)、臺(tái)風(fēng)過(guò)境及穩(wěn)態(tài)強(qiáng)風(fēng)工況下的耦合動(dòng)力響應(yīng)，分析了該種浮式基礎(chǔ)風(fēng)機(jī)塔筒底部的載荷及基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)受風(fēng)況的影響。結(jié)果表明：浮式風(fēng)機(jī)塔筒底部載荷及基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)在強(qiáng)臺(tái)風(fēng)、臺(tái)風(fēng)過(guò)境工況下波動(dòng)幅度變化較大，與外部風(fēng)速變化趨勢(shì)一致，塔筒底部載荷和基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)在風(fēng)速變化劇烈的1200 s～2400 s的時(shí)程內(nèi)同樣變化劇烈，在1400 s和2400 s左右垂蕩達(dá)到最大約為±2.5 m、縱搖、橫搖達(dá)到最大約為±8°、艏搖達(dá)到最大約為±9°，與風(fēng)速時(shí)程變化基本一致。橫蕩在1800 s左右處，即風(fēng)向角反向時(shí)達(dá)到最小，約為零。

(3)對(duì)比強(qiáng)臺(tái)風(fēng)、臺(tái)風(fēng)過(guò)境和穩(wěn)態(tài)強(qiáng)風(fēng)三種工況，可以看出強(qiáng)臺(tái)風(fēng)、臺(tái)風(fēng)過(guò)境兩種工況下，該鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)的風(fēng)機(jī)運(yùn)動(dòng)和動(dòng)力響應(yīng)呈現(xiàn)出不同程度的非平穩(wěn)性，對(duì)結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性不利，其中強(qiáng)臺(tái)風(fēng)工況最為不利，可能會(huì)對(duì)風(fēng)機(jī)及基礎(chǔ)造成疲勞破壞甚至傾覆。因此，在設(shè)計(jì)中應(yīng)考慮臺(tái)風(fēng)的非平穩(wěn)性對(duì)鋼格構(gòu)式浮式基礎(chǔ)風(fēng)機(jī)的極端影響，保證設(shè)計(jì)的安全可靠。