大型漂浮式風電裝備耦合動力學研究:歷史、進展與挑戰(zhàn)

溫斌榮 田新亮 李占偉 彭志科

1 上海交通大學,海洋工程國家重點實驗室,上海 200240

2 上海交通大學三亞崖州灣深海科技研究院,海南三亞 572000

3 南京航空航天大學,直升機傳動技術國家級重點實驗室,南京 210016

4 上海交通大學,機械系統(tǒng)與振動國家重點實驗室,上海 200240

5 寧夏大學,機械工程學院,銀川 750000

1 前 言

隨著傳統(tǒng)化石能源的消耗殆盡和全球氣候的加速惡化,大力發(fā)展綠色可再生能源成為世界各國的普遍共識.在此背景下,風能、太陽能等綠色能源技術在世界范圍內蓬勃發(fā)展.國際能源署預計,到2030年,全球非化石能源在一次消費能源中的占比將逐步提高到23.8%(EWEA 2015).在諸多可再生能源中,風能以其儲量豐富、成本低廉、發(fā)展起步早、技術積淀厚的優(yōu)勢,已成為商業(yè)化程度最高、年發(fā)電量最大的可再生能源之一,有望在優(yōu)化能源結構、緩解氣候變化等方面發(fā)揮重要作用.全球風能委員會的數據統(tǒng)計顯示 (圖1),21世紀以來,世界風電保持長期快速增長,截至2020年底,全球風電累計裝機容量高達743 GW.其中,2020年新增裝機容量93 GW,相較2019年增長53%,這與中國風電補貼政策調整導致的“搶裝潮”現象不無關系.中國作為世界第一風電大國,近年來風電技術穩(wěn)步、快速發(fā)展.截至2020年底,全國累計裝機容量286 GW,穩(wěn)穩(wěn)占據裝機容量世界第一的風電大國地位.其中,2020年全國新增風電裝機容量超過50 GW,占世界當年新增容量的56%,是世界風電發(fā)展的重要引擎與核心力量(GWEC 2021).如今,風電已成為我國繼火電和水電后的第三大電力來源,在國民經濟建設和生產生活中占據舉足輕重的地位.

圖1 2001—2020年全球風電累計裝機容量變化情況(GWEC 2021)

2020年9月,習近平總書記在第七十五屆聯(lián)合國大會一般性辯論上的講話中提出“碳中和、碳達峰”的莊嚴承諾和宏偉目標.2021年7月,中國科協(xié)將“如何利用‘風電、光伏、水電’加快實現碳中和目標”列為10 個對工程技術創(chuàng)新具有關鍵作用的工程技術難題之一.這些利好風電發(fā)展的重大戰(zhàn)略政策規(guī)劃,勢必將我國風電事業(yè)進一步推向高潮,不斷突破關鍵核心技術,實現風電技術高質量快速發(fā)展.

總體而言,隨著科技水平的提升和經濟、環(huán)境等多方面因素的影響,全球風電裝備逐漸呈現鮮明的“大型化”和“離岸化”發(fā)展趨勢.一方面,在“平價上網”和“降本增效”要求的驅動下,風電裝備呈現顯著的大型化發(fā)展趨勢,如圖2所示.據彭博新能源財經報道,2015—2020年,海上風電機組平均單機容量約為5.1 MW,而2020—2025年的平均單機容量將增加至6.6 MW.單機容量的提升,意味著風機結構尺度的增加.據統(tǒng)計,1993年海上風機平均風輪直徑約為65 m,2003年增加至116 m,2013年則達到了164 m.而如今,我國明陽智能近期推出的MySE 16.0-242海上風電機組,功率達高達16 MW,風輪直徑增至242 m,塔筒高達264 m,成為世界上最大的人造旋轉類機械.另一方面,在離岸化發(fā)展驅動下,風電裝備逐漸“由陸向海,由淺入深”.經過數十年的開發(fā),多數國家的陸地優(yōu)質風力資源開發(fā)已漸趨飽和,進一步開發(fā)陸地風力資源的成本不斷攀升.同時,有限的陸地運輸能力和視覺/噪聲污染制約了陸地風電的進一步發(fā)展.因此,各國政府和風電企業(yè)逐漸轉變發(fā)展思路,風電裝備走出一條“由陸向海,由淺入深”的發(fā)展之路,如圖3所示.其中,大于50 m 水深的廣闊海域具有極其豐富的風能儲量,且風力更加強勁而穩(wěn)定,是下一代海洋風能大規(guī)模開發(fā)利用的理想場所.然而,在水深較大的海域,傳統(tǒng)的固定式支撐基礎的經濟可行性較差(Musial et al.2006),采用漂浮式支撐基礎是必然趨勢.于是,海上浮式風電技術應運而生(Heronemus 1972),從而又催生了風電裝備“由固定式向漂浮式”的發(fā)展態(tài)勢.

圖2 風電裝備大型化發(fā)展趨勢示意圖(EWEA 2009)

圖3 風電裝備“由陸向海,由淺入深”發(fā)展示意圖(EWEA 2013)

所謂海上浮式風電,就是將大型或超大型風電裝備搭載于漂浮式支撐平臺,并通過系泊系統(tǒng)進行海上定位和穩(wěn)性保持,從而實現對深遠海域優(yōu)質風能資源的俘獲與利用.大型海上漂浮式風電裝備 (floating wind turbine,FWT) 被認為是下一代海洋風能大規(guī)模開發(fā)利用的主力裝備,是深化海洋風能開發(fā)的先導戰(zhàn)略性高端裝備.中國作為裝機容量世界第一的風電大國,高度重視浮式風電理論與技術的發(fā)展與創(chuàng)新,《國家中長期科學和技術發(fā)展規(guī)劃綱要 (2006-2020年) 》《中國制造2025-能源裝備實施方案》《能源發(fā)展“十三五”規(guī)劃》《能源技術革命創(chuàng)新行動計劃 (2016-2030年) 》等戰(zhàn)略規(guī)劃文件,均將大型風電和浮式風電技術列為主要戰(zhàn)略方向和重點創(chuàng)新任務.在此背景下,一場由浮式風電為代表引領的綠色能源創(chuàng)新發(fā)展浪潮正在興起,勢必為達成“碳達峰、碳中和”宏偉目標貢獻重要力量.

2 大型浮式風機發(fā)展歷程與現狀

大型浮式風機是風電技術不斷創(chuàng)新和發(fā)展的產物,是現代大型風電裝備和大型浮式結構高端技術的集大成者,代表著一個國家的高端裝備技術研發(fā)與創(chuàng)新水平.歷史見證了我國風電技術從無到有、由弱變強,到而今連續(xù)13年裝機容量穩(wěn)居世界第一的光輝歷程,同時也正見證著我國浮式風電技術的萌芽與發(fā)展.本節(jié)將簡要回顧浮式風機技術的發(fā)展脈絡,并簡要梳理中國浮式風機技術的發(fā)展歷程與現狀.

2.1 國外浮式風機發(fā)展歷程

浮式風機概念率先由美國馬薩諸塞大學的Heronemus 教授于1972年提出,他設想將多個小型風機安裝在一個漂浮式支撐平臺上,以有效降低水深對海上風機支撐基礎的限制,從而可開發(fā)利用更深更遠海域的豐富優(yōu)質風能資源(Heronemus 1972).在浮式風機概念提出后的很長一段時間,由于科技和經濟水平的限制,僅有一些零星的相關研究,并未引起學術界和產業(yè)界的廣泛關注,浮式風機技術并未取得實質性的進展.

20世紀末,隨著風電技術的發(fā)展和土地使用成本的不斷攀升,歐洲國家開始嘗試將風電技術向海洋拓展 (見圖4).1991年,世界第一臺固定式基礎的海上風機在丹麥投入使用,成為海上風電發(fā)展的重要里程碑,風電技術由此步入新的發(fā)展階段.隨著海上風電和浮式平臺技術的不斷成熟,加之近海風電對航運、漁業(yè)、旅游等領域的不利影響,風電技術又逐步向更深、更遠的海域發(fā)展,海上浮式風機技術開始受到歐洲各國的普遍關注.1998年,Tong(1998)基于FLOAT 項目,系統(tǒng)評估了在100～300 m 水深海域部署浮式風電場的可行性,并從技術、經濟、法律、環(huán)境、制造和安裝等層面進行了詳細分析.2000年,倫敦大學Henderson(2000)的研究表明,單個浮體支撐單個風機的結構型式更具優(yōu)勢,為浮式風機結構選型提供了重要指導,后續(xù)的浮式風機研究也大多采用這種“單浮體-單風機”的部署型式.

圖4 浮式風電技術發(fā)展脈絡

近二十年,受益于科技水平和經濟能力的提升,浮式風機技術在世界范圍內取得了快速發(fā)展,已形成相對成熟的浮式風機設計、分析、應用相關理論和技術.2007年,美國國家可再生能源實驗室 (National Renewable Energy Laboratory,NREL) 整合了FAST (fatigue,aerodynamics,structures,turbulence) 數值仿真軟件,為浮式風機多場/多體耦合動力學機理研究和浮式風機一體化設計開發(fā)提供了有力支撐,有效促進了浮式風機基礎理論與優(yōu)化設計技術的發(fā)展.2009年,挪威國家石油公司在挪威西南部海岸10 km 處建設了世界第一臺浮式風機實海域樣機Hywind Demo.該項目采用Hywind 單柱式浮式支撐平臺,搭載了一臺2.3 MW 風機,經過數年的工程示范與實海運行監(jiān)測,取得了豐碩的成果.該示范項目初步驗證了浮式風機技術的可行性,并積累了大量珍貴資料和寶貴數據,為浮式風機技術的發(fā)展提供了重要支撐,是浮式風機技術發(fā)展的重要里程碑.2012年,荷蘭MARIN 實驗室開展了系統(tǒng)的浮式風機縮尺模型試驗,充分揭示了幾類浮式風機的耦合動力學行為機理,驗證評估了浮式風機的動力學性能,并由此催生了浮式風機模型試驗與性能評估這一新興研究領域.2017年,在Hywind Demo 長期實測數據和優(yōu)化設計的基礎上,世界首個浮式風電場Hywind Scotland 正式投入運營.該浮式風場由5 臺6 MW 風機構成,總裝機容量30 MW.該項目的投運象征著浮式風機技術正式向大規(guī)模商業(yè)化應用邁出了堅實一步,自此浮式風電技術步入歷史發(fā)展新紀元.如今,浮式風電在世界各地發(fā)展如火如荼,各種新型浮式風電概念設計、示范項目不斷涌現,各類浮式風機研究成果更是日新月異,浮式風電發(fā)展熱潮已然興起.

2.2 國內浮式風機發(fā)展歷程

相較于歐洲,我國浮式風電事業(yè)起步相對較晚.2007年,渤海灣海域建設了一臺金風GW70/1500 試驗樣機 (固定式基礎),是中國第一臺海上風機(曹宏源 2017),象征著我國海上風電事業(yè)的肇始.2010年,龍源江蘇如東潮間帶試驗風電場建成,共安裝了8 家國內主流風電品牌的實驗樣機,總裝機容量32.5 MW,可視為我國風電“由陸向?！钡囊粋€過渡性階段.2010年,我國首個真正意義上的海上風電場-上海東海大橋海上風電場建成.該項目位于東海大橋東側,距離岸線8～13 千米,平均水深10 米,總裝機容量102MW,全部采用華銳風電自主研發(fā)的34 臺3MW 海上風電機組.這是當時全球歐洲之外第一個海上風電并網項目,也是中國第一個國家海上風電示范項目,在我國海上風電發(fā)展史上具有里程碑意義.

隨著技術的發(fā)展,國內也開始嘗試探索浮式風電技術,其發(fā)展脈絡大致如圖5所示.我國海上浮式風機的發(fā)展歷史可追溯至2013年啟動的國家863 計劃項目(千堯科技2020),當年,國家支持了兩個漂浮式風電研發(fā)項目: (1) 湘電風能 (現哈電風能) 牽頭開展的“基于鋼筋混凝土結構的海上風電機組局部浮力基礎研制”,旨在完成3 MW 海上風力發(fā)電機一體化載荷分析與機組優(yōu)化,項目提出了鋼筋混凝土浮式風機平臺概念設計,并開展了機組載荷分析優(yōu)化及模型試驗驗證(鄧露2016);(2) 金風科技有限公司牽頭的“浮筒或半潛平臺式海上風電機組浮動基礎關鍵技術研究及應用示范”,針對金風6 MW 機組提出了半潛式平臺方案,并完成了載荷分析、水池試驗等研究工作.可惜的是,受限于當時的技術水平和項目風險,這兩個項目均未完成最終的工程示范.但作為我國浮式風機的初期探索與基礎研究,其研究結果為后續(xù)浮式風機國產化研發(fā)提供了有益參考.此后,國家各部委和地方政府先后支持了一些浮式風電研究與示范項目建設,本節(jié)簡要總結幾個代表性的研究項目,以管窺國內浮式風電技術的發(fā)展與研究現狀.

圖5 中國浮式風電技術發(fā)展脈絡

【上海深遠海示范項目】2016年,上海啟動了中國首個深遠海漂浮式風電重大示范項目,由上海綠色環(huán)保能源有限公司牽頭,與上海當地高校、設計院、風電企業(yè)、施工單位組成了“深遠海風電前期科研聯(lián)合體”,研究內容涉及項目可行性評估、基礎設計關鍵技術、施工技術與裝備關鍵技術、接入系統(tǒng)關鍵技術和機組開發(fā)與運維等.項目以東海大橋某海域環(huán)境條件為設計輸入,開展了張力腿和半潛式兩種方案研究.上海深遠海示范項目規(guī)劃較早,雖未實現國內第一臺浮式風機示范,但其規(guī)劃較為長遠和系統(tǒng),擬借助上?！爱a-學-研-用”體系和產業(yè)鏈優(yōu)勢,打造成海上電力高速公路與200 萬千瓦深遠海風電場相結合的高端示范引領性項目.

【三峽集團廣東陽江漂浮式風電示范項目】2018年,由三峽集團珠江公司牽頭申報的廣東省海洋漁業(yè)廳項目“浮式海上風電平臺全耦合動態(tài)分析及其裝置研發(fā)”立項成功,啟動一臺單機容量5.5 MW 的漂浮式試驗樣機研究,并完成工程建設與示范.2021年7月,該項目成功研發(fā)全球首臺抗臺風型漂浮式風機MySE5.5MW 抗臺風型浮式機組.該項目位于廣東陽江,水深28～32 m,場址中心離岸30 km,輪轂中心高度距海平面約107 m、葉輪直徑158 m.按照建設規(guī)劃,到2021年底投產時,“三峽引領號”將每年向粵港澳大灣區(qū)輸送出1650 萬度清潔電能,有效減少碳排放,并為后期漂浮式風機大規(guī)模、商業(yè)化應用提供寶貴的實驗資料和優(yōu)化空間.該項目是中國首臺漂浮式海上風機示范樣機,命名為“三峽引領號”,拉開了中國海上浮式風電工程應用的序幕,是中國海上風電“由固定式向漂浮式”發(fā)展的一大重要里程碑.

【中國海裝工信部示范項目】2018年,由中國海裝風電有限責任公司牽頭的“海上浮式風電裝備研制”在工信部立項成功.該項目涉及海上漂浮式風電裝備總體設計與載荷優(yōu)化,并實現海上浮式風電裝備的工程示范.該項目示范場址選在湛江某海域,水深65 m 左右,目標海域洋流較大.該項目采用三立柱半潛式浮式支撐平臺,搭載一臺CSSC HZ152-6.2MW 風機,風輪直徑152 m,采用3×3 懸鏈線式系泊系統(tǒng),系泊半徑約450 m.作為系統(tǒng)驗證的重要一環(huán),項目于2021年夏在上海交通大學由筆者團隊開展了精細化系統(tǒng)性模型試驗驗證與優(yōu)化工作,為機組的載荷分析與優(yōu)化設計提供了關鍵數據支撐.2021年底,平臺下浮體已在廣州文沖船廠建成下水,并命名為“扶搖號”,項目預計2022年完成項目工程建設,實現示范應用.

【龍源南日島項目】龍源電力在福建莆田南日島400 MW 風電場中規(guī)劃有漂浮式風機示范機位.項目擬采用一臺半潛式浮式平臺,搭載一臺上海電氣4.0 MW 風電機組,作業(yè)海域水深約35 m.浮式平臺由龍源電力和來福士聯(lián)合設計,采用三角形布置的半潛式結構,對稱分布三個圓柱浮筒,風機坐落在其中一個浮筒上.每個浮筒下放設置圓盤形浮艙,立柱浮筒設計成倒置圓臺形結構,以提升平臺穩(wěn)性和運動性能.目前,該項目已在上海交通大學開展了水池模型試驗,驗證了系統(tǒng)的運動性能與載荷性能.需要說明的是,該項目采用“浮式風電+海上牧場”的模式,以探索漂浮式風電的未來應用場景.

此外,中海油、中廣核、國電投也在積極推進浮式風機的示范樣機研究與建設.如今,中國浮式風電研發(fā)已進入“百家爭鳴、百花齊放”階段.

由上述中國浮式風電發(fā)展的基本脈絡可知,我國浮式風電尚處于基礎研究與示范探索階段,幾個具有示范功能的浮式風機項目都選擇了三立柱的半潛式支撐形式,搭載的均為數兆瓦大功率風電機組.就發(fā)展模式而言,國內走的是“概念設計-室內試驗-大尺度樣機示范”的跨越式發(fā)展道路,相較于國外“概念設計-室內試驗-小機組長期運行-大機組建設示范”的模式,國內發(fā)展模式略顯激進,這得益于國外技術發(fā)展的長期積累與借鑒,同時也彰顯了我國在浮式風電發(fā)展方面的雄心與自信.

3 大型浮式風機概念設計與開發(fā)

浮式風機相較于傳統(tǒng)固定式風機的最大區(qū)別就在于其漂浮式支撐基礎.浮式基礎的動力學高穩(wěn)性、高可靠是保障浮式風機長期安全穩(wěn)定服役的關鍵.設計開發(fā)一款經濟、可靠的浮式基礎,并與其搭載的風電機組相協(xié)調,同時與所在海域地質、水文條件相適應,是浮式風機創(chuàng)新設計與開發(fā)的主要內容,也是浮式風機研究領域的重點和熱點.進入21世紀以來,海上浮式風機研究和商業(yè)化進程不斷加速,各種新型浮式風機概念、樣機和示范工程先后出現.

需要說明的是,浮式風機系統(tǒng)的浮式平臺設計經驗,大多借鑒自油氣行業(yè)的長期實踐與經驗積累.根據靜水穩(wěn)性獲取原理的不同,可將浮式風機大致分為半潛式 (semi-submersible)、單柱式 (spar)、張力腿式 (tension-leg-platform,TLP) 和駁船式 (barge) 四大類,如圖6所示.下面針對四種穩(wěn)性原理,結合若干典型案例,對浮式風機概念設計與開發(fā)的發(fā)展現狀做一簡要盤點.

圖6 浮式風機靜水穩(wěn)性獲取方式.來源: The Economist

3.1 半潛式浮式風機

半潛式浮式風機是目前廣受業(yè)界歡迎的浮式風機結構型式,一般包含多個 (常3～4 個) 浮筒以及浮筒間的連接構件,具有順應式平臺的動力學特征.平臺處于半淹沒狀態(tài),通過錨鏈錨固于海床.其中,平臺通過多浮筒分布式的浮力實現系統(tǒng)穩(wěn)定,并利用較大的水線面來獲得回復力矩.半潛式平臺通常需要較大的結構來保持系統(tǒng)動力學穩(wěn)性,吃水較小,從而應用靈活、安裝方便,在浮式風機應用實踐中具有獨特的優(yōu)勢,并已取得初步的商業(yè)應用.圖7所示為已取得初步應用的半潛式浮式風機概念設計.

圖7 半潛式浮式風機概念設計舉例

【WindFloat】葡萄牙Principle Power Inc.公司開發(fā)的WindFloat(Roddier et al.2010)是目前商用程度最高的半潛式浮式風機概念之一.WindFloat 浮式支撐平臺由三個主立柱和眾多桁架結構構成,通過較大的水線面面積提供浮式平臺的水動力穩(wěn)性,平臺底部配備有垂蕩板,立柱之間可調配壓載水以進一步提升平臺穩(wěn)性.2011年,葡萄牙海域建設了一臺2 MW 容量的Wind-Float 樣機,這是全球首個半潛式浮式風電樣機項目.樣機開展了5年的實海域測試,經受住了超過17 m 的巨浪以及30 m/s 大風的惡劣海況考驗,為驗證WindFloat 概念的可行性和技術優(yōu)勢積累了大量寶貴數據.2020年初,基于WindFloat 浮式風機概念的WindFloat Atlantic 浮式風電場成功實現第一臺浮式風機的并網發(fā)電.項目裝機容量為25.2 MW,采用3 臺MHI Vestas 的V164-8.4 MW 風電機組,這是目前世界上單機容量最大的浮式風機.WindFloat 浮式風機的鮮明特點在于,采用非對稱浮筒立柱布置方案,機組偏置于其中一個立柱上,并配以靜態(tài)壓載系統(tǒng)、主動壓載系統(tǒng)和垂蕩板系統(tǒng),實現系統(tǒng)優(yōu)越的水動力穩(wěn)性.WindFloat 開啟了偏置式三立柱半潛式平臺結構設計的先河,為后續(xù)半潛式浮式風機的設計開發(fā)提供了重要參考.

【VolturnUS】美國第一臺并網的浮式風機樣機VolturnUS 也是半潛式浮式風機的杰出代表,這是一款典型的多浮筒半潛式浮式風機,采用混凝土結構.與WindFloat 不同的是,風機塔筒坐落在平臺的中央立柱上.平臺主要由一個與塔筒連接的中央立柱和三個外側浮筒組成,浮筒和立柱之間通過底部箱梁和斜撐連接.VolturnUS 浮式風機概念經歷了持續(xù)多年循序漸進的研究與優(yōu)化.2011年,美國緬因大學 (UMaine) 的研究人員在荷蘭MARIN 水池實驗室測試了三種不同類型 (單柱式、半潛式、張力腿) 浮式風機的動力學特性,比較了三類浮式風機在緬因灣不同風浪環(huán)境下的響應特征(Goupee et al.2014).這些寶貴的測試數據為VolturnUS 浮式風機的設計提供了重要數據支撐.2013年,緬因大學在緬因灣部署了一臺1∶8 的中等縮尺VolturnUS樣機,成為美國第一臺成功并網的浮式風機,為數值計算方法和中等縮尺模型實海域測試方法的驗證積累了寶貴的試驗數據(Viselli 2015).測試期間,VolturnUS 1∶8 搭載了50 多個傳感器,以全面監(jiān)測浮式風機系統(tǒng)的動力學行為,期間積累了大量極端環(huán)境下的系統(tǒng)響應數據,為全尺度風機的優(yōu)化設計與建造提供了重要支撐.目前,美國正在籌建一個基于VolturnUS 概念的美國首個全尺度浮式風機示范項目Aqua Ventus I,預計將安裝2 臺6 MW 浮式風電機組.同時預計在2023年建設一臺11 MW 的大型浮式風機,其支撐平臺與VolturnUS 1∶8 有所區(qū)別,由方形立柱改為圓形立柱.

【福島先鋒】為擺脫福島核泄漏事故的陰影,日本政府大力推進浮式風電技術,想借此實現能源轉型與經濟復興.為此,日本規(guī)劃了“福島先鋒”示范項目,分階段布置了三臺浮式風機,其中包括兩臺半潛式浮式風機,分別采用2 MW 下風向緊湊型半潛式平臺和7 MW V 型半潛式平臺.其中,7 MW 機組輪轂高105 m,區(qū)別于傳統(tǒng)的直驅或齒輪箱驅動方式,該機組創(chuàng)新采用液壓驅動方式.項目海域距離福島約20 km,水深120 m,機組經由世界首座25MVA 的浮式變電站以及66 kV 海纜實現并網,具有較強的創(chuàng)新性和引領性.然而不幸的是,自安裝服役以來,機組使用率低、主機故障頻發(fā)、運維成本高昂,現已退役.

【三峽引領號】由中國三峽新能源 (集團) 股份有限公司投資建設的“三峽引領號”,也是半潛式浮式風機概念的成功商用案例.該半潛式三立柱浮式平臺,搭載了全球首臺抗臺風型漂浮式海上風電機組,于2021年在廣東陽江海上風電場順利安裝并網.據悉,“三峽引領號”作為中國首個國家級漂浮式示范項目,是2021年為止國際上機位水深最淺、抗臺風等級最高、所受風電機組載荷最大、設計難度最大的漂浮式海上風電平臺結構之一.“三峽引領號”浮式平臺排水量約1.3 萬噸,搭載一臺5.5 MW 抗臺風型風電機組,輪轂中心距海平面約107 m,葉輪直徑158 m,基礎平臺和風電機組根據50年一遇的極端風浪流工況設計.為適應建設場址小水深的特點,三立柱垂蕩板采用半圓形結構,以降低系泊干涉和傾斜觸底風險.該示范項目的成功建成,將為我國小水深、頻臺風海洋環(huán)境下建設浮式風機提供技術積淀和實踐經驗.

此外,OC4 Semi(Robertson et al.2014)、OO Star(Pegalajar-Jurado et al.2018)、WINFLO(Boulluec et al.2013)等項目也采用了半潛式支撐結構,且均采用三立柱的布置型式.由上述案例分析可知,半潛式浮式風機主要通過分布式浮筒結構產生較大的水線面,從而產生抵抗平臺傾斜運動的回復力矩.這類浮式風機浮體各方向運動適中,但對低頻波浪二階力較為敏感(陳嘉豪等2020).其具有適用水深范圍廣、部署靈活、技術成熟的優(yōu)勢,已在多個示范項目中取得成功應用.

3.2 單柱式浮式風機

單柱式浮式風機概念源自海上油氣行業(yè)的單柱式平臺.將風電機組搭載于細長的單柱式平臺上,由系泊系統(tǒng)提供其定位能力.單柱式平臺將壓載置于平臺的較低位置,從而獲得回復力矩和較大的橫搖/縱搖慣性阻力.圖8所示為幾款典型的單柱式浮式風機概念設計,各自技術要點簡述如下:

圖8 單柱式浮式風機概念設計舉例

【Hywind】Hywind(Stiesdal 2009)是單柱式浮式風機的典型代表,并成為首個取得商業(yè)成功的浮式風機概念.Hywind 浮式風機由挪威國家石油公司設計開發(fā),通過平臺底部的巨大壓載使系統(tǒng)重心低于浮心,從而獲取系統(tǒng)的水動力穩(wěn)性.2009年,世界上首臺大型浮式風機Hywind Demo 2.3 MW 浮式風機出現在挪威的海平面,成為浮式風電的重要里程碑,獲得了寶貴的第一手浮式風機實測數據(Skaare et al.2011,2015).Hywind 的鮮明特征在于其浮力艙和壓載艙的布置.浮力艙位于基礎上部,為風電機組提供支撐浮力;壓載艙位于基礎下部,通過壓載優(yōu)化布置,使系統(tǒng)重心位于浮心之下,從而在水中形成“不倒翁”結構,具有無條件穩(wěn)定、運動周期長、受垂向波浪力小等優(yōu)點.2017年10月,基于Hywind 浮式風機概念的世界首個海上浮式風電場Hywind Scotland Pilot Park 正式投入商業(yè)運營,項目裝機總容量30 MW,由5 臺西門子6 MW 機組構成.所用浮式平臺在Hywind Demo 的基礎上進行了主尺度優(yōu)化,增加了水下浮體直徑,并將吃水深度減小至78 m,系統(tǒng)排水量為11 200 t.截至目前,該浮式風電場運行狀況良好,表現超出預期 (https://www.equinor.com/en/what-we-do/hywind-where-the-wind-takes-us.html).目前,基于Hywind 浮式風機概念的Hywind Tampen 浮式風場正在建設之中 (https://www.offshorewind.biz/2018/09/03/norwegians-pitch-hywind-tampen-floating-wind-project/),風場裝機容量88 MW,是目前在建規(guī)模最大的浮式風電場,有望在2022年投入使用.需要說明的是,Hywind Tampen 風電場不與陸上電網相連,而是供應給附近海域的油氣開采作業(yè)平臺,為浮式風電的商業(yè)用途和發(fā)展方向開辟了新的思路.

【福島先鋒】日本“福島先鋒”示范項目也安裝了一臺單柱式浮式風機,建設場址水深120 米,采用日立公司生產的下風向5 MW 機組,風輪直徑為126 m,單柱式平臺由6 條錨鏈與海床固定,并經由浮式變電站和動態(tài)海纜實現并網.此外,福島先鋒項目中,還開發(fā)建設了世界上第一個漂浮式海上升壓站,其支撐基礎為新型Advanced Spar 式基礎,該浮式基礎由一單柱串連雙浮箱組成,浮箱既可提供浮力,又能充當垂蕩板,同時加大水線面積,使整體既具有傳統(tǒng)單柱式平臺的高穩(wěn)性,又減小了垂蕩、縱搖和橫搖自由度方向的運動響應,具有較好的動力學穩(wěn)定性.

【TripleSpar】2014年,歐洲INNWIND.EU 項目支持設計開發(fā)了TripleSpar 浮式風機概念.TripleSpar 混凝土浮式平臺專為搭載DTU 10MW 參考風機量身設計.該概念目前偏向于研究性質,其詳盡的設計、仿真、測試數據均可公開獲取,為廣大研究人員提供了較大便利.目前,TripleSpar 已在丹麥DHI 實驗室開展了模型試驗.特別地,德國斯圖加特大學和丹麥科技大學研究團隊基于該縮尺模型,將風機變速/變槳控制器納入考量,深入研究了平臺運動、風機氣動特性、伺服控制器之間復雜的耦合動力學行為機制,取得了一系列研究成果,拓展了浮式風機研究深度(Bredmose et al.2017,Yu et al.2017).

【SJTU-S4】單柱式浮式風機由于吃水較深,在建造、安裝過程中均存在較大局限性,只適用于較大水深海域.針對此問題,筆者團隊開發(fā)了一款適用于中淺水的階梯狀短結構單柱式浮式風機 (stepped short spar for shallow water),簡稱為SJTU-S4(Jiang et al.2021,2020).該平臺以Hywind Demo 結構為基準,通過階梯狀設計,有效降低了平臺吃水,并通過優(yōu)化外形結構和壓載配置,實現了良好的平臺水動力穩(wěn)性.平臺總吃水50 m,目標海域100 m.該平臺集合了單柱式平臺“不倒翁”力學特征和半潛式平臺及垂蕩板的力學屬性,實現了良好的水動力穩(wěn)性.通過系統(tǒng)的數值分析和精細的模型試驗,發(fā)現該SJTU-S4 具有與Hywind 相當的動力學穩(wěn)定性,成功驗證了將單柱式浮式風機用于我國中等水深海域的可行性,為中等水深海域創(chuàng)新開發(fā)單柱式浮式風機提供了良好的思路和寶貴的試驗數據.目前,該概念正在進行相應改進與升級,以進一步降低系統(tǒng)重量、優(yōu)化總體性能.

由上述案例分析可知,單柱式浮式風機的穩(wěn)性主要來自低于平臺浮心的重心設計.當平臺發(fā)生傾斜時,重心和浮心之間形成回復力矩以抵抗平臺傾斜.此外,單柱式平臺結構簡單、方便制造,其較小的水線面可有效降低平臺垂蕩運動.其主要缺點在于,較大的吃水對于組裝、運輸和安裝挑戰(zhàn)較大,故常適用于較大水深海域,通常要求大于100 m.單柱式平臺已在歐洲大水深海域取得成功.對于中國周邊海域,水深較小且變化緩慢,傳統(tǒng)的大吃水單柱式平臺具有較大局限性.一個可行的思路是,參考單柱式平臺的穩(wěn)性原理,結合其他類型平臺的特點,立足我國周邊海域獨特的地質與水文條件,提出新型適應型浮式風機概念設計,如筆者團隊提出的SJTU-S4.

3.3 張力腿浮式風機

張力腿浮式風機具有半順應式平臺的特點,通常由中心基礎浮箱和底部多根延伸腿組成.中心基礎浮箱所受的浮力大于重力,為此在其延伸腿上布置張力筋腱可達到整體結構受力平衡.張力腿式平臺的優(yōu)點是吃水小、占用海域面積小、結構小巧緊致.然而,為保證張力腿平臺具有良好的運動性能,需要大剛度張力筋腱,使得系泊系統(tǒng)成本劇增.同時,大張力系泊也對海床土質力學性能有一定要求.相較于半潛式和單柱式浮式風機而言,張力腿型浮式風機由于技術和經濟上的挑戰(zhàn)較大,目前尚未出現代表性的商用成功案例.早年,荷蘭的Blue H 公司推出了Blue H TLP 張力腿式浮式風機概念,曾在意大利Bridisi 安裝了一臺概念樣機,并提出了相應的浮式風場規(guī)劃,但至今并未見實質性進展.近年來,隨著浮式風機技術的不斷升級與突破,出現了幾款具有較好發(fā)展前景的張力腿浮式風機概念,如圖9所示,簡要介紹如下.

圖9 張力腿式浮式風機概念設計舉例

【SBM Offshore】荷蘭SBM Offshore 公司提出了一款新型傾斜式張力腿平臺浮式風機概念.平臺由中央浮筒和支撐結構上的三個側浮筒組成,每個側浮筒配備兩條系泊鏈.該系統(tǒng)的優(yōu)勢在于結構緊湊、占用海域面積小,結構穩(wěn)定,塔筒運動小.據悉,其動態(tài)性能已通過1∶33 模型試驗驗證.該傾斜式張力腿平臺浮式風機將用于法國地中海25 MW Provence Grand Large(PGL) 項目,預計于2022年下半年建成投運.該項目是目前全球少有的使用張力腿基礎的浮式風電項目.這是法國環(huán)境與能源管理署在2016年批準的首批四個浮式風電示范項目之一,項目場址位于法國馬賽港以西40 km 處,水深約100 m,平均風速10 m/s,預計將安裝3 臺西門子歌美颯8 MW 機型.此外,SBM 公司計劃在蘇格蘭凱爾特海建設2 個浮式風電示范項目,進一步推廣傾斜式張力腿浮式風機概念,并在未來10年在全球范圍內參與2 GW 浮式風電項目.

【PelaStar】Glosten 設計的PelaStar TLP 是另一個具有較好商業(yè)前景的TLP 型浮式風機,整個基礎由浮體部分、張力腱系統(tǒng)兩大部分組成,其浮體部分絕大部分浸沒于水中,浮力大于自身重量,二者的差由張力腱系統(tǒng)承擔,整個平臺通過5 根張力腱實現系泊定位.PelaStar TLP 整體造型酷似海星,設計簡潔.據悉,該概念比同類型的基礎輕質35%以上,呈現出良好的商用前景.早在2013年,Glosten 就在MARIN 針對PelaStar 開展了模型試驗研究,搭載了一臺5 MW風機,目標海域對應55 m 水深,極限波高達到8.2 m.目前,GE 對該概念表現出較高興趣,PelaStar TLP 有望攜手GE Haliade-X 12 MW 風機,實現張力腿浮式風機技術應用的突破.

【Gicon TLP】Gicon 公司針對張力腿浮式風機,開展了多年漸進式的技術研發(fā).第一代Gicon TLP 浮式風機概念于2009年提出,先后經過多年的測試與優(yōu)化,現已更新了三代結構設計,推出了2 MW 和6 MW 兩款主打概念機型.據悉,第三代Gicon TLP 包括四個小浮箱以提供足夠的浮力,浮箱與塔筒通過桁架連接.平臺通過多根張力腱和輔助纜與海床相連.Gicon TLP適應于20-300 米的較寬水深范圍,結構較輕,便于模塊化組裝、拖運、安裝.據悉,對于6 MW浮式風機而言,系統(tǒng)重量可降至214 t/MW,具有較好的經濟優(yōu)勢.該概念于2012-2013年先后在HSVA,MARIN,VWS 等機構開展了多期縮尺模型試驗,為評估系統(tǒng)性能、優(yōu)化主尺度積累了大量寶貴數據.

此外,Sway 公司提出了一種壓載-張力腿混合型浮式風機概念,采用張力腿和系泊纜相結合的定位方式,并開展了相應的測試評估.在國內,上海深遠海示范項目中,針對中國周邊海域獨特的地質水文條件,設計了一款張力腿浮式風機概念,以應對中國海域小水深、頻臺風的特點.目前,該項目仍處于前期研發(fā)與論證階段.

總體而言,張力腿浮式風機通過垂向的系泊張力平衡浮體向上的超額浮力,從而具有較好的平臺垂向運動性能.其主要缺點在于安裝復雜、張力腱成本高.適用水深通常大于40 m,對高頻波浪二階力敏感.相對而言,張力腿浮式風機的結構形式和動力學特點比較適用于我國周邊海域的地質水文條件,但受限于技術和成本,目前尚未取得實質性的工程進展.

3.4 駁船式浮式風機

駁船式平臺是近年來出現的一種特色鮮明的浮式風機支撐結構類型,主體結構是吃水淺但水線面面積大的方形平臺,與懸鏈線組成海上浮式風機的支撐平臺系統(tǒng).其中,方形平臺可在平臺傾斜時提供巨大的靜水回復力矩,懸鏈線固定于海床用于平臺定位.駁船式平臺的優(yōu)點在于結構簡單、定位方便和成本較低;其缺點是吃水淺、重心高,因而對外界環(huán)境較為敏感,不適應于環(huán)境惡劣的海域.目前,已取得實質性進展的駁船式浮式風機主要由IDEOL 和Blue SATH,如圖10所示.

圖10 駁船式浮式風機概念設計舉例

【IDEOL】法國IDEOL 公司設計的IDEOL 浮式風機概念是駁船式浮式風機的典型代表,其支撐結構為方型環(huán)狀駁船,其中的阻尼池可有效提升系統(tǒng)穩(wěn)性,現已取得一定的商業(yè)應用.2018年,基于IDEOL 概念的法國第一臺浮式風機FloatGen 項目正式并網發(fā)電 (https://floatgen.eu/),搭載了一臺維斯塔斯2 MW 風機,實現了法國海上風電零的突破.2019年全年發(fā)電量6 GWh,容量系數高于平均水平.測試數據顯示,該IDEOL 浮式風機可在惡劣風浪組合海況中正常發(fā)電,再次證明了該浮式平臺的可行性和可靠性.2018年秋,第二臺基于IDEOL 概念的商業(yè)樣機HIBIKI 出現在日本的Kitakuyshu 海域 (https://www.ideol-offshore.com/en/japanese-demonstrator),搭載了一臺3.2MW 兩葉片風機,并網發(fā)電以來,該風機經歷多次臺風等惡劣極端海況,目前仍運行良好.目前,多個基于IDEOL 浮式風機概念的浮式風機項目正在籌建中,IDEOL 的成功為駁船式浮式風機的發(fā)展提供了借鑒和啟示.

【BlueSATH】Saitec 公司研發(fā)了一種BlueSATH 新型搖擺雙體船浮式風機概念.BlueSATH 采用“雙體船+單點系泊”的結構型式,可實現風輪主動偏航對風.該概念于2018年在西班牙IHC 實驗室開展了1∶35 的縮尺模型試驗.2020年初,基于該概念的西班牙首個浮式風機BlueSATH 原型樣機完成海上安裝,這臺1∶6 尺寸的示范樣機搭載了一臺AE-30 kW 機組.測試期間,在巨大涌浪的襲擊下,平臺發(fā)生了傾覆.BlueSATH 吃水淺、重心高的特點可能是導致其傾覆的潛在原因.這一事故也為浮式風機設計開發(fā)的風險發(fā)出了警示.

綜上所述,駁船式浮式風機類似于船型,利用平臺浮力抵消重力.其優(yōu)點在于結構簡單、制造方便,部署靈活且成本較低.需要說明的是,駁船式浮式風機的垂向運動固有頻率通常與一階波浪頻率重合,故波頻響應較大,更適用于較為溫和的海域,通常認為其適應水深大于30 m.

表1簡要總結了上述四類浮式風機結構形式的基本特點.可見,四類結構形式具有各自的優(yōu)缺點.半潛式浮式風機的技術最為成熟,是目前最受歡迎的浮式風機結構型式.單柱式和駁船式浮式風機也有對應的示范項目建成,而張力腿浮式風機還處在研發(fā)中,尚未出現建成的示范項目.具體的浮式風機類型選擇需要充分考慮建設場址的地質、水文、氣候條件,以及建設實施配套裝備與技術水平等多方面因素.

表1 四類浮式風機結構型式的基本特點

4 大型浮式風機耦合動力學機理研究進展

第3 節(jié)所述浮式風機技術的快速發(fā)展,得益于相關基礎理論與技術的發(fā)展成熟.浮式風機作為現代大型風電裝備與大型浮式平臺技術的集合體,是典型的多體/多場強耦合系統(tǒng),涉及空氣動力學、水動力學、結構動力學、控制理論等跨學科多領域知識與技術.其中,浮式風機耦合動力學是浮式風電相關基礎研究的“心臟”,是浮式風機設計、分析、優(yōu)化的核心.厘清浮式風機耦合動力學研究現狀,明確浮式風機耦合動力學研究中的關鍵挑戰(zhàn),對于提升浮式風機研發(fā)水平,促進相關領域理論方法的發(fā)展,具有重要意義.

大型浮式風機的耦合動力學研究是一個極具挑戰(zhàn)的多學科綜合問題.一方面,浮式風機服役環(huán)境惡劣.如圖11所示,浮式風機服役于真實海洋環(huán)境中,需同時經受海風、波浪、海流環(huán)境的聯(lián)合激勵.同時,還需在雷電、冰雪、地震、海嘯等極端天氣與地質活動中保持自身安全.另一方面,浮式風機系統(tǒng)構成極其復雜.一個完備的浮式風機系統(tǒng)主要由系泊系統(tǒng)、浮式平臺、塔筒、機艙、葉片等結構及電氣系統(tǒng)等構成.各子系統(tǒng)之間具有差異顯著的動力學特征.以剛度屬性為例,浮式風機不同部件具有跨剛度尺度的特點: 浮式平臺和機艙等結構剛度較大,可視為剛體;而風機塔筒和葉片具有一定柔性,在動力學分析中需要考慮其結構柔性和幾何大變形特征;而浮式平臺的系泊系統(tǒng)剛度較低,需采用不同于剛體和柔性體的處理方式.在上述多源環(huán)境激勵下,浮式風機系統(tǒng)將發(fā)生復雜的耦合動力學行為.且浮式風機與環(huán)境激勵之間,以及浮式風機系統(tǒng)內部各子系統(tǒng)之間,均存在復雜的耦合關系,對浮式風機的耦合動力學分析形成巨大挑戰(zhàn).

圖11 大型浮式風機運行環(huán)境示意圖

如圖12所示為浮式風機耦合動力學研究中廣受學者們關注的研究主題.由圖可見,浮式風機動力學研究內涵極其豐富,限于篇幅,本文無法對各研究領域研究進展面面俱到,故僅簡要介紹浮式風機系統(tǒng)動力學研究中的核心進展,并穿插部分筆者團隊所作的研究工作,以幫助讀者總體了解浮式風機耦合動力學的研究.

圖12 大型浮式風機耦合動力學研究內容概覽(Micallef &Rezaeiha 2021)

4.1 大型浮式風機非定?？諝鈩恿W特性

空氣動力學特性研究是浮式風機研究的關鍵內容與核心問題之一,是浮式風機性能提升與可靠性優(yōu)化的重要基礎,關乎浮式風機運行效率、結構安全和風場效益.大型浮式風機作為一種新型風電裝備,其核心功能和首要目的依舊是盡可能高效地俘獲和轉換風能.然而,由于浮式風機結構型式與服役環(huán)境的獨特性,浮式風機氣動特性呈現出更顯著的非定常特征.一方面,浮式風機服役時往往經受陣風、湍流,以及風切變、塔影效應等非均勻入流風場的作用,增加了浮式風機氣動性能的動態(tài)特性.另一方面,浮式平臺在風-浪-流載荷的聯(lián)合作用下將不可避免地發(fā)生復雜隨機振蕩運動,成為影響浮式風機氣動性能的重要因素.可以預見,浮式風機氣動特性與傳統(tǒng)固定式風機有較大差別.

在實際海洋環(huán)境中,浮式風機葉片與入流風場、風輪尾跡之間存在復雜的交互作用.由于大型浮式風機發(fā)展時間較短,相關空氣動力學分析理論與方法尚不完善,浮式風機空氣動力學行為機理尚不明晰,主要面臨以下問題: (1) 平臺運動影響下的浮式風機氣動載荷計算問題.浮式平臺振蕩運動顯著增加了浮式風機氣動性能的非定常性,改變了浮式風機的氣動載荷響應行為.探究浮式風機與固定式風機氣動性能的異同,厘清浮式平臺運動模式對浮式風機風輪推力、葉片彎矩等重要載荷指標的作用機制與影響規(guī)律,是揭示浮式風機穩(wěn)定性原理、開展浮式風機可靠性校驗的重要基礎,是浮式風機氣動性能研究中亟待解決的問題之一.(2) 復雜非定常工況下的浮式風機發(fā)電性能預測問題.實現穩(wěn)定、高效的風能俘獲與轉換是浮式風機的核心目標.傳統(tǒng)的固定式風機空氣動力學基礎理論認為,風機發(fā)電性能僅與風輪翼尖速比和葉片槳距角兩個參數有關.然而,大量的數值模擬和初步試驗研究已經指出,浮式平臺的振蕩運動一定程度上改變了浮式風機的功率輸出能力.因此,深入揭示浮式風機的風能俘獲機制,提出合適的描述指標以定量刻畫浮式平臺運動對浮式風機發(fā)電能力的影響規(guī)律,得到復雜非定常工況下的浮式風機功率性能描述函數,從而為浮式風機發(fā)電性能優(yōu)化提供理論指導,是浮式風機氣動性能研究的另一關鍵問題.(3) 浮式風機葉片-風輪尾跡的耦合機制問題.浮式風機風輪在隨浮體運動過程中,將不斷“進出”自身尾跡,使得葉片繞流場與近場尾跡渦系相互耦合,使得葉片局部流態(tài)呈現強時變、非線性特征,甚至由吸收流體動能的“風輪”狀態(tài)向驅動流體運動的“螺旋槳”狀態(tài)轉變.這是在浮式風機中新出現的空氣動力學現象,需要針對性深入研究.

為深入認識大型浮式風機的非定?？諝鈩恿W特性,科學家和工程師們先后開展了大量研究工作,開發(fā)了多種數值模擬方法.根據基礎理論的不同,這些方法可大致分為三大類,即葉素動量理論方法 (blade element momentum theory,BEM)、渦流理論方法 (本文主要指自由渦尾跡方法,free vortex method,FVM) 和計算流體動力學方法 (computational fluid dynamics,CFD).

4.1.1 葉素動量理論

葉素動量理論 BEM 是最古老的,同時也是應用最廣泛的風力機氣動性能分析方法,得到GH Bladed(Bossanyi 2003a)、AeroDyn(Moriarty &Hansen 2005)等成熟商業(yè)軟件的廣泛應用.經典葉素動量理論結合了一維動量理論和葉素理論,是一種二維準靜態(tài)方法(Gupta &Leishman 2005,Hansen &Madsen 2011,Leishman 2002).其中,動量理論假設風輪上下游是一個動量平衡的流管,風輪盤面壓力和動量的損失產生風輪氣動力.葉素理論將葉片分割成若干葉元,各葉元之間彼此獨立、互不干擾.聯(lián)合動量理論和葉素理論迭代求解軸向、切向誘導因子,從而可求得風機氣動載荷與發(fā)電功率.隨后,學者們先后提出了一系列修正模型,包括Gluaert 修正模型(Glauert 1935)、葉尖/葉根損失因子(Glauert 1935)、偏航模型(Sant 2007)、三維旋轉效應模型(Du &Selig 2000)、動態(tài)入流模型(Suzuki 2000,Suzuki &Hansen 1999)等,顯著提升了BEM的計算精度,拓寬了其適用范圍,在傳統(tǒng)固定式風機中得到了普遍應用.學者們將BEM 在傳統(tǒng)固定式風機應用中的成功經驗引入浮式風機氣動性能分析中,開發(fā)了FAST 和HAWC2 等數值計算軟件(Jonkman &Buhl 2005,Larsen &Hansen 2007).Agius 和Sant(2012)基于GH Bladed使用改進的葉素動力理論方法研究了一臺5 MW MIT/ NREL TLP 浮式風機的非定常氣動特性.Lin 等(2015)對比了BEM 和CFD 在浮式風機計算方面的性能,發(fā)現在縱搖角度較小時BEM 可得到與CFD 相近的輸出功率和風輪推力結果.Vaal 等(2014)的研究指出,在引入適當的動態(tài)入流模型后,BEM 可得到較為準確的風輪推力和誘導速度場,但BEM 計算的氣動阻尼相對偏大.在平臺縱蕩工況下,浮式風機尾流場與固定風機有所區(qū)別,但BEM 的動量平衡流管模型并未被明顯打破,只要選用正確的工程修正模型,BEM 可在浮式風機動態(tài)分析中提供較為可靠的計算結果.

在強陣風、平臺振蕩等非定常因素干擾下,BEM 在浮式風機氣動分析的適用性及計算可靠性遭到學者們的質疑.Salehyar 和Zhu(2015)用BEM 和FVM 研究了浮式風機的氣動阻尼效應,發(fā)現基于準靜態(tài)假設的BEM 在預測氣動阻尼和附加質量效應方面性能較差.Jeon 等(2016)也指出BEM 難以精確計及平臺振蕩帶來的動態(tài)入流效應,在低風速的載荷計算與FVM 的計算結果有較大差別.Matha 等(2013)對比了各種氣動載荷計算方法在浮式風機發(fā)生極限縱搖運動時的極限載荷估計情況,結果表明,BEM 的極限載荷計算結果小于高階的FVM 和CFD 方法.Gupta 和Leishman(2005)的研究指出,當風機尾流狀態(tài)較為復雜時,如風機處于湍流尾流狀態(tài)、渦環(huán)尾流狀態(tài)或大偏航角時,BEM 的計算精度較低.即使引入線性入流模型,改進BEM 對大偏航工況依然不適用.由此可見,BEM 對浮式風機非定常氣動性能的刻畫具有一定局限性,需要開發(fā)更高精度的工程修正模型,或采用更高階的計算分析方法.

4.1.2 渦流理論方法

渦流理論方法 (FVM) 是一種比BEM 更接近物理實際的風機氣動性能分析方法,其計算精度和適應性更高.該方法假設流場是無黏的不可壓縮流體,算法主體包括葉片模型和自由渦尾跡模型兩大部分.

葉片模型按其復雜程度可大致分為面元模型、升力面模型和升力線模型三大類.面元模型將渦元布設在葉片的物面上,可有效模擬葉片的厚度、彎度及攻角對葉片升力的影響(Hess 1973);升力面模型基于薄翼理論,將葉片簡化成一層無厚度的渦面,渦元布設在葉片的中弧面上(Leishman et al.2002);升力線模型將葉片簡化成一系列位于葉片氣動中心的附著渦段 (即升力線(Dumitrescu &Cardo? 2001)),每一渦段的渦量與該葉元的氣動載荷密切相關.由于附著渦環(huán)量沿葉片展向及隨時間的變化,葉片不斷向尾跡釋放尾渦和脫落渦,典型的葉片渦系結構如圖13所示.所有渦段之間按畢奧-薩伐爾定律相互作用產生誘導速度.所有渦段在來流風速和渦場誘導速度的共同作用下向下游擴散.基于葉片截面翼型氣動性能與附著渦段之間的關系,通過迭代求解得到附著渦段的分布,從而得到尾跡渦的時空分布及風機氣動載荷(Garrel 2003,Marten &Wendler 2013).

圖13 風機葉片渦系模型示意圖(Wen et al.2019a)

渦尾跡模型用于刻畫風輪渦系的時空分布情況,按照尾渦空間位置的求解方法可分為固定尾跡模型、預定尾跡模型和自由尾跡模型.固定尾跡模型將尾跡假設成直徑和螺距恒定的螺旋面,對于穩(wěn)態(tài)工況可提供較為可靠的計算結果,但對偏航、剪切等動態(tài)工況適用性較差;預定尾跡模型基于試驗結果得到尾跡幾何形狀的經驗描述函數,具有計算速度快、模型經驗參數少的優(yōu)點(Dumitrescu 1998,Kocurek 1987),但對不同結構形式和不同運行工況的風機普適性有限;自由尾跡模型基于拉格朗日方法實時追蹤渦元的空間位置,具有較強的實用性,在風機氣動特性分析中應用最為廣泛(沈昕等2014,許波峰等2013).

相較于BEM 方法,FVM 在物理描述上更接近物理現實,從而可在不過分依賴工程修正模型的情況下提供比BEM 更精確的計算結果(Gupta &Leishman 2005,Hauptmann et al.2014).學者們據此先后開發(fā)了多款風機氣動性能分析軟件(Garrel 2003,Marten &Wendler 2013,仇永興等2015,沈昕等2014,許波峰等2013).德國Marten 等(2015,2013)基于非線性升力線-自由渦尾跡方法開發(fā)了浮式風機氣動性能分析軟件QBlade.Lennie 等(2016)基于QBlade 軟件研究了浮式風機在浮式平臺縱搖工況下的穩(wěn)定性問題.美國麻省大學的Sebastian 基于非線性升力線-自由渦尾跡方法開發(fā)了分析軟件WInDS(Sebastian 2012),系統(tǒng)分析了浮式風機的非定常氣動特性,指出當浮式風機的浮式平臺發(fā)生振蕩運動時,風機流場處于高度非定常狀態(tài),BEM 的動量平衡假設被打破,計算精度下降.沈昕等(Shen et al.2018a,2018b)建立了非線性升力面-自由渦尾跡方法,研究了浮式平臺縱搖、縱蕩作用下的浮式風機氣動性能和系統(tǒng)穩(wěn)定性,指出葉片流動分離和變槳控制可能導致浮式風機系統(tǒng)失穩(wěn).韓國高等科學技術學院的Lee 等(2019b)針對渦格法在大攻角下對非線性氣動力描述能力差的問題,提出了一種非線性渦格法,該方法可有效描述非線性失速和過失速動力學行為,可獲得與試驗數據高度匹配的風輪氣動載荷和葉尖渦空間結構.

筆者圍繞浮式風機空氣動力學研究中面臨的氣動載荷與發(fā)電性能計算不準確的問題,發(fā)展了基于升力線-自由渦尾跡的浮式風機非定常氣動特性分析方法(溫斌榮等2020).通過對比分析發(fā)現,在浮式平臺的六自由度運動模式中,縱蕩和縱搖對浮式風機氣動性能的影響最為顯著.結合數值模擬和模型試驗,研究了浮式平臺縱蕩作用下的浮式風機氣動載荷性能,發(fā)現平臺運動主要通過影響相對風速大小和翼型局部攻角作用于浮式風機氣動載荷,浮式風機平均氣動載荷與平臺振蕩幅值和頻率密切相關(Wen et al.2017).針對浮式平臺縱搖運動誘導風速場的時空分布特征,提出了浮式平臺縱搖運動等效風切變模型 (PPI 風切變) (Wen et al.2018a,2019b).PPI 風切是由風輪旋轉和平臺縱搖運動導致的一種時空分布不均勻現象,其等效風切變指數具有時變特征,探討了傳統(tǒng)風切變和PPI 風切變作用下的浮式風機氣動載荷和尾跡分布特征.特別地,研究了平臺運動影響下浮式風機瞬時功率特性,首次發(fā)現并揭示了浮式風機瞬時功率系數過沖現象(Wen et al.2018b).當浮式平臺發(fā)生劇烈振蕩運動時,浮式風機瞬時功率系數可能越過Betz極限,這是一種強非定?，F象,主要由翼型非定常流動以及風輪-尾跡交互作用所致.分析了平臺多自由度耦合隨機運動誘導風場的時頻特征和統(tǒng)計特征.針對平臺單自由度簡諧運動,提出了折合頻率以定量描述平臺運動對浮式風機發(fā)電性能的影響規(guī)律.進一步地,將折合頻率推廣至平臺多自由度耦合隨機運動工況,定義了等效湍流強度指標(Wen et al.2021),建立了浮式風機功率性能三參數描述模型,得到了全工作狀態(tài)范圍內完整的浮式風機功率性能曲線.如圖14所示,對于浮式風機而言,其功率特性不僅與翼尖速比和葉片槳距角有關,還與浮式平臺的振蕩運動密切相關,等效湍流強度是描述浮式平臺振蕩運動的量化指標.浮式風機輸出功率與等效湍流強度平方 (圖14中的w) 呈近似線性關系.從而成功將固定式風機的兩參數功率模型推廣至浮式風機的三參數功率模型,這一發(fā)現可為浮式風機功率優(yōu)化與性能調控提供重要啟示.

圖14 浮式風機輸出功率隨等效湍流強度平方變化規(guī)律(Wen et al.2021)

除了提供更加精確的載荷、功率等計算結果之外,FVM 的另一個優(yōu)勢在于,該方法可描述風輪尾跡的動態(tài)演化規(guī)律以及風輪-尾跡之間的耦合效應.Jeon 等(2014)基于面元法分析了平臺發(fā)生縱搖運動時的氣動特性,指出浮式風機工作在低風速段經歷浮式平臺縱搖運動時,風輪尾跡可能進入湍流尾流狀態(tài),這是BEM 無法準確預測的一種現象.Lee 等(2019a)基于該非線性渦格法研究了平臺運動影響下的浮式風機氣動響應特征,揭示了不同平臺運動模式下的浮式風機非線性尾跡發(fā)展規(guī)律.總體而言,浮式風機運行狀態(tài)可分成風輪狀態(tài)、湍流尾流、渦環(huán)狀態(tài)、螺旋槳狀態(tài)四大類,如圖15所示.浮式風機正常運行時處于風輪狀態(tài),此時風輪承受正推力,從空氣中獲取動能并轉換成電能.隨著浮式平臺的縱蕩和縱搖運動,風輪負載增加并逐漸陷入湍流尾流狀態(tài);隨著動態(tài)特性的進一步增加,風輪逐漸陷入渦環(huán)狀態(tài)甚至螺旋槳狀態(tài),此時風輪承受負推力,即風輪不再從空氣中獲取動能,而是像螺旋槳一樣驅動空氣運動.這些強動態(tài)風輪模式以往僅在直升機旋翼中出現,如今作為一種新的物理現象出現在浮式風機空氣動力學行為中,需引起高度重視.

圖15 浮式風機不同狀態(tài)下的運行模式(Micallef &Rezaeiha 2021)

4.1.3 計算流體動力學方法

計算流體動力學方法CFD 通過對流體運動基本控制方程 (Navier-Stokes 方程) 進行直接求解或模型化求解,得到風輪及其周圍流態(tài)信息,被認為是求解風機氣動性能和風輪尾跡發(fā)展規(guī)律最精確的數值計算方法.隨著計算機性能的快速提升,使用CFD 分析風機氣動性能得到了越來越廣泛的關注.使用CFD 方法求解風機周圍流場及其尾跡分布時,需要對一個較大的計算域進行網格離散,求解每個網格點的流場物理屬性,從而導致CFD 方法計算資源消耗巨大.根據對風輪建模方式的不同,主要可分為兩大類方法.

第一類是對葉片、機艙、塔架等風輪結構氣動外形均進行精確化建模,在各物理部件的表面布設貼體網格,可精確計算葉片局部翼型表面的邊界層流速分布.該方法可提供風機結構周圍精密的流場分布信息,對于認識葉片、機艙、塔架等結構周邊的流動機理,進而進行葉片結構優(yōu)化具有重要的指導意義.雷諾平均方法 (Reynolds-averaged Navier-Stokes,RANS) 和大渦模擬(large eddy simulation,LES) 方法在揭示風機繞流場和風輪尾跡中發(fā)揮著重要作用,取得了一系列具有指導意義的成果(Carrión et al.2014,Liu et al.2014,Schulz et al.2014,Sezer-Uzol &Long 2006,Tran &Kim 2016a,王新茹等2019).然而,巨大的計算資源消耗和高昂的計算成本限制了該方法在工程設計中的普遍使用.

為了克服直接風輪精確建模的計算效率問題,人們發(fā)展了風輪簡化建模方法,引入體積力代替風輪葉片等物理部件,從而省略了葉片表面的流場求解過程,可有效降低計算資源消耗(S?rensen &Shen 2002).其中,體積力的計算由當地流場和局部翼型的氣動特性決定.該方法又稱致動盤/致動線方法.風輪簡化建模方法將更多的計算資源用于計算風輪的尾流場分布,更適用于分析風機的尾流分布特征、尾流發(fā)展情況及多風機系統(tǒng)的部署問題.該方法常常與LES 結合使用,在風機尾流研究中取得了豐碩成果(Castellani &Vignaroli 2013,Ivanell et al.2009,Martínez-Tossas et al.2015,S?rensen et al.1998,Troldborg 2007).

丹麥科技大學的S?rensen 等(1998)結合致動盤理論和NS 方程研究了風機的不同尾流狀態(tài),取得與一維動量理論及實驗結果相匹配的結果.同時,作者指出,對于定常載荷作用下的風機,湍流尾流和渦環(huán)尾流是不穩(wěn)定區(qū)域.在經過一段復雜的過渡期后,這些不穩(wěn)定流態(tài)逐漸變得穩(wěn)定.丹麥科技大學的Mikkelsen 將非對稱致動盤模型與NS 方程相結合,系統(tǒng)研究了風機在偏航等非定常工況下的風機氣動性能.Troldborg 等(2007)基于致力線模型研究了湍流風場作用下的風機尾流特征.Castellani 和Vignaroli (2013)基于一小型風場的實測數據驗證了致動盤模型的可靠性,并用該模型研究了風機的尾跡情況,有力地論證了致動盤理論在近海、海上風電場開發(fā)中的可靠性和應用前景.此外,Zhong 等(2015)基于大渦模擬系統(tǒng)分析了風機的近場尾流特性.韓國國立慶尚大學的Tran 和Kim 等基于CFD 方法和面元法開發(fā)了浮式風機的耦合動力求解程序,研究了浮式平臺復雜運動作用下的非定常氣動載荷特征和風輪-尾跡耦合作用機理(Tran &Kim 2015,2016b;Tran et al.2014).上海交通大學的Huang 和Wan(2019)及Yuan 等(2020)揭示了浮式風機氣動性能與浮式平臺振蕩運動間的耦合作用機制.Kyle 等(2020)采用OpenFOAM結合重疊網格技術,研究了浮式風機在縱蕩運動下的風輪運行模式.發(fā)現當縱搖速度大于入流風速時,風輪處于負推力狀態(tài),風輪陷入渦環(huán)狀態(tài)或螺旋槳狀態(tài).相較于BEM 和FVM 方法,CFD方法可更加真實地還原浮式風機局部翼型繞流情況以及風輪尾跡的動態(tài)發(fā)展進程.如圖16所示為浮式風機在平臺運動作用下的渦度分布圖,其中清晰地展示了旋轉風輪的泄渦過程,以及風輪隨平臺縱搖運動時與自身尾跡之間的交互作用過程.這些動力學機理的深化認識為浮式風機的高效調控以及浮式風場的優(yōu)化部署提供了理論支撐.

圖16 平臺運動下的浮式風機尾流圖 (Tran et al.2016b)

4.1.4 實驗與實測研究

為進一步深入研究浮式風機的氣動載荷性能及風輪尾跡演化規(guī)律,同時為各種數值計算模型的校驗和修正提供可靠的數據支撐,國內外學者先后開展了大量風場實測和風洞試驗.其中,丹麥Tj?reborg 風機是早期兆瓦級風電技術的典型代表,該項目的大量實測數據為驗證不同動態(tài)入流模型提供了重要的試驗數據支撐(?ye 1991).美國NREL Phase VI 風機風洞試驗是目前最全面、最準確的風機氣動試驗之一,涵蓋了不同入流風況、不同風機運行狀況下的風輪載荷等豐富的監(jiān)測數據(Cho &Kim 2014,Hand et al.2001,Simms et al.2001).歐洲的MEXICO 風機風洞試驗是對NREL Phase VI 風機試驗的重要補充,基于高質量風洞建立了詳盡的風機氣動特性數據庫,為數值計算模型的驗證和修正提供了重要參考(Schepers et al.2012;Snel et al.2009,2007).荷蘭代爾夫特大學的小型風輪氣動試驗對風輪的流場分布進行了試驗研究,成為驗證各種數值計算模型的重要依據(Haans et al.2005,2008;Sant 2007).

需要指出的是,上述試驗研究項目都是針對傳統(tǒng)固定式風機展開,專門針對浮式風機氣動特性的大型試驗項目較少.歐盟LIFES50+的子項目UNAFLOW (UNsteady Aerodynamics for FLOating Wind) 旨在系統(tǒng)研究浮式風機的空氣動力特性.成員單位米蘭理工大學提出采用數值模型-物理模型相結合的方式,系統(tǒng)研究了浮式風機在平臺振蕩作用下的氣動載荷、風輪尾跡分布等特征(Bayati et al.2018a,2017a,2016,2013).首先,他們在風洞中通過單向耦合的方式,研究了浮式平臺強迫振蕩作用下的風機載荷和尾流發(fā)展特征,發(fā)現并證明了氣動載荷在浮式平臺運動中的氣動阻尼和附加質量效應(Bayati et al.2016,2012).隨后,他們開發(fā)了一個運動控制平臺,以模擬浮式平臺在環(huán)境激勵下的隨機耦合運動,通過半物理模型試驗方法,研究了浮式風機風-浪-流耦合作用下的非定常氣動載荷特征,為浮式風機縮尺模型試驗提供了新的思路(Fontanella et al.2019a,2019b).中科院工程熱物理研究院的劉強(2014)在常規(guī)低速風洞中,搭建了一套可模擬浮式風機縱蕩運動的水平擺動實驗臺,對比研究了固定式風機和縱蕩風機的氣動性能,揭示了浮式平臺縱蕩運動對風機轉速和風輪推力的調制作用.此外,德國奧登堡大學的Rockel 等(2014,2016)基于風洞試驗研究了縱搖浮式風機的氣動響應特征,發(fā)現浮式平臺縱搖誘導的尾流上傾現象.同時,作者指出,浮式風機額外的運動自由度顯著增加了風機尾跡復雜度.美國愛荷華州立大學的Khosravi 等(2015,2016)基于風洞實驗和流場顯示技術技術研究了浮式平臺縱搖、縱蕩等運動作用下的風輪推力和風機尾跡分布情況,發(fā)現浮式風機的雷諾剪切應力下降,指出浮式風機尾跡需要更長的耗散距離,因此建議適當加大浮式風場中的風機間距.馬耳他大學的Sant 等(2015)基于浮式風機縮尺模型研究了浮式風機在風浪聯(lián)合作用下的氣動性能,發(fā)現高翼尖速比時平臺振蕩對氣動性能的影響更加顯著,Farrugia 等(2016)針對該實驗結果通過數值模擬進行了深入探討.

上述研究有效促進和深化了人們對浮式風機空氣動力學特征的認識.BEM,FVM 和CFD 數值模擬方法各有優(yōu)缺點,在浮式風機不同的設計開發(fā)階段發(fā)揮著不同的作用.其中,BEM 由于計算效率高、計算精度相對低,適用于浮式風機的初始設計階段;FVM 方法一般適用于浮式風機的參數優(yōu)化設計和規(guī)律性探索研究;而CFD 方法由于計算資源量巨大,適用于浮式風機精密流場分析和底層流動機理研究.有限的試驗研究也取得了豐碩的研究成果,加深了人們對浮式風機氣動性能的認識.Micallef 和Rezaeiha(2021)綜述了浮式風機空氣動力學研究的現狀與挑戰(zhàn),為讀者了解相關主題提供了極大便利.然而,現有研究大多通過強迫運動的方式研究非定常工況下的浮式風機氣動性能,對真實海上浮式風機的運行機制還原能力有限.此外,現有浮式風機模型試驗對葉片載荷等關鍵氣動參數的監(jiān)測能力不足,亟需發(fā)展更加精細、可靠的試驗研究系統(tǒng)與方法.

針對上述浮式風機非定常氣動特性試驗研究方法不成熟、高精度數據缺乏的問題,筆者團隊圍繞浮式風機在浮體多自由度隨機耦合振蕩作用下的非定常氣動響應問題,建立了浮式風機非定常氣動特性“三步式”試驗研究技術框架,如圖17所示.第一步,研究浮式風機縮尺模型的基本結構動力學與空氣動力學特性.基于結構動力學試驗方法,厘清浮式風機塔筒、葉片等結構的基礎力學屬性與動力學特征.并將風機塔筒底端固定,成為固定式風機形式,研究風機在不同風速、轉速、槳距角、偏航角等工況下的氣動載荷與功率特性(張琦等2019).第二步,基于解耦強迫振蕩的方式,通過六自由度運動平臺,模擬浮式平臺在風浪流作用下的多自由度隨機耦合運動.探究不同平臺振蕩模式、幅值、頻率作用下的浮式風機氣動推力、塔筒彎矩等載荷特性及風輪尾流特性,揭示浮式平臺運動對浮式風機氣動載荷與風輪尾跡的作用機制和影響規(guī)律(Wen et al.2019c).第三步,開展浮式風機全物理一體化風浪流模型測試.模擬風浪流一體化海洋環(huán)境,構建浮式風機氣動-水動-結構-伺服一體化多體多場物理模型,開展一體化性能測試,研究不同海洋環(huán)境和風機運行狀態(tài)下的浮式風機耦合動力學特征,尤其關注其空氣動力學特征,并與第二步中解耦方式得到的結果對比,深入揭示浮式風機的非定?？諝鈩恿W行為機理(Jiang et al.2021,2022,2020d).上述試驗體系可為深入認識浮式風機氣動載荷、風輪尾跡、浮體運動之間的復雜耦合關系提供了可靠的技術方案.

圖17 筆者團隊建立的浮式風機非定常氣動特性“三步式”試驗研究框架

4.2 大型浮式風機氣動-彈性耦合特性

隨著裝機容量和葉片長度的增大,浮式風機所受氣動載荷急劇上升,加之葉片輕量化、柔性化發(fā)展,浮式風機葉片發(fā)生幾何大變形的可能性增加,幾何非線性成為浮式風機葉片氣彈分析中需要關注的重要因素.由于浮式平臺的振蕩運動和塔筒/葉片的非線性振動,浮式風機柔性葉片的氣彈問題更加突出,傳統(tǒng)固定式風機中基于簡化工程模型的氣彈分析方法逐漸暴露出其局限性,無法滿足下一代 (超) 大型浮式風機的性能分析與優(yōu)化設計要求,成為浮式風機不可回避的一大重要挑戰(zhàn).近年來,學者們圍繞浮式風機氣彈建模與分析開展了深入研究,本節(jié)對這一主體做一簡要概述.

4.2.1 風機氣動彈性模型

建立精確可靠的風機氣彈耦合模型是開展氣彈分析的基礎.氣彈耦合模型主要由葉片結構動力學模型和空氣動力學模型兩大部分組成,二者一般采用松耦合的方式進行迭代交互.在每個時間步中,基于葉片運動狀態(tài)和入流風速,氣動模型計算葉片展向氣動載荷分布.葉片結構模型根據所受氣動載荷,同時計及葉片旋轉效應,計算新的葉片位置及其運動狀態(tài).氣動模型和結構模型彼此迭代交互,實現浮式風機葉片的氣動-彈性耦合分析.

在浮式風機氣動模型方面,如4.1 節(jié)所述,主要包括葉素動量理論、自由渦理論、計算流體動力學三大類,本節(jié)不再贅述.

在風機葉片結構動力學模型方面,大致可分為有限元模型 (finite element model,FEM)、多體動力學模型 (multi-body dynamic model,MBD) 和等效梁模型 (equivalent beam model,EBM)三大類,如圖18所示.有限元模型一般基于ANSYS、ABAQUS 等商用軟件對風機葉片采用實體單元或殼單元進行建模(Hu et al.2016,Rafiee et al.2016,Tarfaoui &Shah 2013),如采用ANSYS 中的Shell 99 單元(Rafiee et al.2016)、ANSYS 中的六自由度Shell 63 單元(Gangele &Ahmed,2013)、ABAQUS 中的層殼單元(Hu et al.2016)、NuMAD 中的殼單元(Zuo et al.2018)等.有限元模型具有較高的結構建模精度,但計算效率低、計算成本高、無法考慮葉片旋轉效應,這一定程度上受限了該方法在浮式風機氣彈分析中的廣泛應用.多體動力學模型將葉片分成不同片段,每個片段視為一個剛體或者柔性體,然后將這些片段通過固定連接、力單元或包含彈簧和阻尼的旋轉副等進行連接(Li et al.2015,Mo et al.2015).典型的方法有Molenaar(2003)提出的超單元概念、Zhao 等(2007)提出的基于Timoshenko 梁理論的萬向節(jié)單元.相較于有限元模型,多體動力學模型可有效考慮葉片旋轉效應,且自由度較少、計算效率高.但其缺點在于,每個單元體都簡化成剛體,只在單元連接處采用力單元或彈簧單元,使得模型的連續(xù)性較差.等效梁模型將風機細長葉片視為一系列具有離散力學參數分布的梁單元的集合,可有效計及葉片旋轉導致的離心力、科氏力、應力剛化、旋轉軟化等旋轉效應(Wang et al.2014).相對于多體動力學模型,梁單元的內部采用插值方式進行處理,質量和剛度等參數連續(xù)分布,可最大限度還原葉片的動力學特性,有效反映梁模型不同自由度之間的彈性和慣性耦合關系(虞志浩 2012),是分析浮式風機大尺寸旋轉葉片氣彈特性的理想方法.

圖18 葉片結構建模方法.(a)有限元模型(Hu et al.2016),(b)多體動力學模型(Molenaar 2003),(c)等效梁模型(Branner et al.2012)

在等效梁模型中,根據彈性變形程度的不同又可分為小變形梁模型、中等變形梁模型和大變形梁模型三大類.上海交通大學的陳進格(2019)詳細介紹了各種梁模型的發(fā)展歷程及其特點.三類模型可不同程度地反映揮舞/擺振/拉伸/扭轉自由度之間復雜的彈性和慣性耦合關系,其本質區(qū)別在于應變-位移關系式和質點位移的幾何描述方式的不同.其中,小變形梁模型基于線性小變形假設,采用簡單的工程應變模型,無法有效計及應變與位移之間的非線性關系.此外,小變形梁理論將葉片揮舞、擺振、扭轉之間的耦合用高階小量進行截斷,從而忽略了葉片變形前后幾何位形差異對慣性力的非線性影響.因此,小變形梁模型無法準確反映葉片真實的彎扭耦合特性,在現代大型風機的大變形葉片分析中適用性較差.為了有效描述梁結構大變形引起的幾何非線性和復雜變形耦合關系,學者們著眼研究計及非線性因素的旋轉梁動力學模型.其中,基于階次準則截斷高階非線性項的方法被廣泛采用,即中等變形梁模型理論.然而,由于階次準則無法保留所有高階項,可能遺漏一些影響氣彈響應和穩(wěn)定性分析精度的重要耦合項.此外,中等變形梁模型在描述梁截面上任意質點的變形位移場時只具有二階精度,對于梁結構發(fā)生更大彈性變形時顯得精度不足.為此,幾何精確的大變形梁模型應運而生.大變形梁模型的推導方法和中等變形梁理論基本一致,但對變形幅度不做限制,具有完整的非線性應變-位移關系,可有效計及梁軸線的任意大位移和梁截面的任意大轉動.這類梁模型同樣基于小應變假設,但對位移和應變描述未做簡化,對截面有限轉動也做精確處理,因此稱為幾何精確梁理論.

通過將葉片氣動模型和結構模型進行組合,可得到不同的氣彈耦合模型,包括CFD-FEM(Dai et al.2017)、CFD-EBM (Sayed et al.2019b,Yu &Kwon 2014)、CFD-MBD (Li et al.2015,Sayed et al.2019a)、FWT-FEM (Boujleben et al.2020)、FWT-EBM、BEM-FEM (Hu et al.2016,Rafiee et al.2016)、BEM-MBD (Mo et al.2015)、BEM-EBM (Kim &Kwon 2019,Sabale&Gopal 2019,Wang 2014)等.從現有文獻來看,由于計算效率高、計算精度合理,結合葉素動量理論和等效梁模型的氣彈模型 (BEM-EBM) 研究和使用最為廣泛.

4.2.2 浮式風機氣彈特性研究

基于上述風機氣動彈性分析模型,學者們開展了深入的浮式風機氣彈特性分析.Li 等(2015)采用多體力學的方式構建了包括葉片、機艙和塔筒的完整風機模型.風機被離散為多個剛性體,并在其重力中心用剛體單元代替.其中每個葉片包含48 個六自由度剛性體,每個剛性體之間通過力單元進行連接,分析了大型風機葉片結構變形特征.Zhao 等(2007)基于小變形理論采用Timoshenko 梁理論構建了一個萬向節(jié)單元,用于考慮兩個超單元間的彎曲和扭轉;采用圓柱副模擬兩個剛體間的純拉伸和扭轉自由度.最終建立起了較為完整的風機結構動力學模型,分析了風機葉片不同轉速下的動態(tài)響應特性.Mo 等(2015)和李德源等(2014)采用多體動力學的形式構建風機葉片,每個葉片被劃分為4 個超單元,并通過包含彈簧和阻尼器的萬向節(jié)或者旋轉運動副連接相鄰的超單元.Ebrahimi 和Sekandari(2018)采用參考坐標系和彈性坐標系兩種坐標系描述梁節(jié)點的位移,基于歐拉伯努利梁理論計算了單元的彈性勢能,這種基于小變形假設的方法不能考慮葉片幾何大變形的影響.Gebhardt 等(2014)基于線彈性變形假設將梁模型節(jié)點運動分為整體剛性運動和小變形彈性振動,求解模型的動能和勢能,并基于拉格朗日方程構建整體的動力學方程.Hassena 等(2013,2018)忽略葉片非線性影響,基于哈密頓原理構建了包含裂紋的柔性風機葉片模型.Macquart 等(2018)通過聯(lián)合多項式劃分的優(yōu)點和軸向變化特性建立了一個綜合的數值分析框架,其中梁單元的形函數根據應變確定,單元剛度矩陣根據葉展積分方法確定.Schulze 等(2014)采用Cosserat rod 梁模型描述非線性風機葉片模型,其模型考慮了彎、扭、軸、剪切等各個方向的效應.通過和ABAQUS 對比驗證了模型的有效性.Sheibani 和Akbari(2015)采用梁單元建立了一個150 KW 的風機葉片線性模型,考慮了轉速、剪切中心、翹曲、陀螺影響、旋轉剛化以及各種耦合的影響.分析了轉速和槳距角對固有特性的影響.通過和BModes、ABAQUS 對比指出所提出的模型比BModes 更精確.

Bauchau(2010)和Hodges(2006)對幾何精確梁模型進行了詳細的理論推導和說明,為幾何大變形梁模型的發(fā)展做出了巨大的貢獻.基于上述兩位提出的大變形梁理論,Jeong 等(2013)和Lago(2012)分別建立了相應的非線性梁模型來模擬風機葉片.Chen 等(2018a,2018b)基于幾何精確梁理論構建風機葉片模型,能綜合考慮葉片的彎扭耦合、旋轉效應和幾何大變形等影響.為了研究浮式平臺振蕩運動對葉片分析的影響,Lupton 和Langley(2019)建立了簡化模型和解析求解方法,基于浮式平臺不同運動方向、振幅和頻率下葉片動態(tài)響應,研究了浮式風機平臺運動與葉片動力學之間的非線性耦合問題.結果表明,對于實際較低的浮式風機轉速和浮式平臺運動頻率(低于20 r/min 和0.2 Hz),由浮式平臺運動而產生的非線性慣性負載可以忽略不計.陳進格(2019)結合自由尾跡升力面方法和幾何精確梁理論,建立了適用于大型水平軸風機柔性葉片的具有高精度的氣動彈性模型.基于大型柔性葉片的彎扭耦合特性,探討了非對稱鋪層和后掠葉片對柔性葉片載荷抑制的作用規(guī)律.

筆者團隊(Li et al.2020a,2020b)針對風機葉片大型化、柔性化特點,基于幾何精確梁理論和葉片葉素動量理論,建立了考慮葉片大變形的葉片氣彈耦合動力學模型 (圖19).通過典型工況下與現有文獻數據對比,驗證了所建立葉片氣彈耦合模型的可靠性和準確性.揭示了葉片重力和風剪切、塔影效應和偏航入流等非定常入流對柔性風力機葉片氣動和氣動彈性特性的影響規(guī)律,典型結果如圖20所示.結果顯示,與其他非定常入流影響因素相比,重力對浮式風機輸出功率和推力的影響可以忽略不計.風剪切效應引起葉片揮舞變形和偏航力矩的明顯波動.較大的揮舞變形表明葉片存在較大的疲勞應力,這可能會降低葉片的使用壽命.在塔影效應下,葉片通過塔架時,葉片的氣動載荷急劇減小,從而導致葉片的傾斜力矩、推力和輸出功率發(fā)生顯著變化(溫斌榮等2018).整體而言,較大的疲勞載荷是由較大的揮舞變形波動引起的,風剪切效應主要影響葉片的使用壽命,塔影效應和偏航入流分別是引起輸出功率波動和降低的主要原因.

圖19 浮式風機葉片氣彈耦合分析流程圖

圖20 不同非定常因素及綜合效應對浮式風機葉片氣動氣彈特性的影響

4.3 氣動載荷作用下浮式平臺動力學行為機理

4.1 和4.2 節(jié)主要關注的是浮式平臺振蕩運動對風機性能的影響.同理,風電機組的出現,對浮式平臺亦有顯著影響.浮式風機的核心功能部件位于上百米的高空,風輪運行過程中承受了巨大的時變氣動載荷,成為浮式風機系統(tǒng)重要的環(huán)境激勵,對浮式平臺的運動特性具有重要影響.同時,巨大的旋轉風輪與浮式平臺的搖擺運動耦合,導致顯著的陀螺效應,從而改變浮式平臺的動力學性能.本小節(jié)將簡要介紹風電機組運行對浮式平臺的作用機制和影響規(guī)律.

4.3.1 氣動阻尼效應

在浮式風機系統(tǒng)中,風輪氣動載荷是重要的環(huán)境激勵,對于浮式平臺的縱搖運動具有決定性的作用.同時,從等效動力學的角度而言,氣動載荷在浮式平臺運動過程中還充當等效阻尼的功能.在浮式風機系統(tǒng)中,存在多種不同來源的阻尼(Chen &Duffour 2018,Salehyar &Zhu 2015),包括系泊系統(tǒng)提供的黏性阻尼和輻射阻尼等水動力阻尼、氣動阻尼,以及調諧質量阻尼器等附屬機構提供的等效阻尼.在上述各類阻尼中,氣動阻尼在量級上相對較小,但由于浮式風機獨特的高聳結構特征,氣動阻尼在抑制浮式風機葉片、塔筒等結構振動方面發(fā)揮著重要作用(Chen &Duffour 2018,Salehyar &Zhu 2015,Thomsen et al.2000).Karimirad 和Moan(2010)研究了單柱式浮式風機的氣動阻尼和水力阻尼,通過對比分析單獨波浪和風浪聯(lián)合作用工況下的浮式風機系統(tǒng)響應,發(fā)現氣動阻尼對浮式風機平臺運動和功率性能有著顯著的影響.某些工況下,氣動阻尼的影響甚至比水力阻尼的影響更加顯著.因此,如果能合理設計并利用氣動阻尼,可有效控制浮式風機結構振動與疲勞載荷.國內外學者提出了多種不同的計算浮式風機氣動阻尼的計算方法(Liu et al.2017,Sinclair 1994,Thomsen et al.2000).然而,由于氣動阻尼是一個高度非線性的問題(Chen et al.2017),且與浮式風機結構和運行狀態(tài)密切相關(Sinclair 1994,Valamanesh &Myers 2014),人們對浮式風機氣動阻尼機理及其對浮式風機系統(tǒng)動力學響應的影響規(guī)律尚不明晰.此外,浮式風機的氣動阻尼特征還與伺服控制系統(tǒng)密切相關.在變槳距控制階段,當浮式平臺發(fā)生縱蕩和縱搖運動時,氣動阻尼降低,使得浮式平臺運動的等效阻尼下降甚至變?yōu)樨撝?降低了浮式風機系統(tǒng)的動力學穩(wěn)定性,威脅系統(tǒng)的安全穩(wěn)定(Jonkman 2008,Larsen &Hanson 2007).因此,浮式風機氣動阻尼效應極其復雜,需給予高度重視和深入研究.

實際上,氣動阻尼描述的是風機葉片氣動載荷與入流風速之間的關系,如圖21所示.在翼型攻角較小時 (小于失速攻角),若平臺運動和塔筒/葉片振動等外界擾動導致翼型相對風速增加,則翼型入流攻角相應增加,從而使葉片局部升力上升.上升的升力將導致葉片氣動推力的增加,而增加的氣動推力將阻礙葉片繼續(xù)向前運動,此即“正氣動阻尼”.相反,如果翼型攻角已經大于失速攻角,則相對風速增加將導致升力下降,從而導致氣動推力下降,等效于增加了一個使風機繼續(xù)迎風運動的作用力,可能導致“負氣動阻尼”.

圖21 平臺運動/結構振動作用下的葉片翼型相對速度與受力(Liu et al.2017).(a) 速度擾動與風速同向,(b) 無運動/振動擾動,(c) 運動/振動與風速反向

實際上,氣動阻尼特性分析在傳統(tǒng)固定式風機本就是一個重要問題,得到了眾多學者的研究.Sinclair(1994)詳細推導了求解風機氣動阻尼的解析方法.Valamanesh 和Myers(2014)基于葉素動量理論,提出了一種求解風機氣動阻尼的解析方法,分析了氣動阻尼在消除風機地震響應中的功能.他們指出,對于1.5 MW 級風機,其停機工況下氣動阻尼為0%～0.6%,運行狀態(tài)下氣動阻尼約為3.7%～5.4%.Chen 等(2020)基于氣動阻尼這一重要參量,計算得到了氣動阻尼隨風速的變化關系.提出了一種基于葉素動量理論疊加線性化擾動的氣動載荷計算方法,擾動由氣動阻尼矩陣與速度波動計算得到,提升了風機氣動分析的計算速度.Liu 等(2017)建立了兩種不同的氣動阻尼計算模型,研究了氣動阻尼對固定式海上風機塔筒疲勞壽命的影響規(guī)律.他們分析了氣動載荷 (含氣動阻尼) 和水動力載荷聯(lián)合作用下的海上風機載荷響應特征發(fā)現氣動阻尼可有效降低風機塔筒的結構振動,從而提升其使用壽命.此外,他們還指出,在風浪同向工況下,風浪聯(lián)合作用下的塔筒載荷要低于只有波浪作用時的塔筒載荷.郭洪澈等(2013)同樣研究了氣動阻尼對固定式海上風力機塔筒的影響,發(fā)現氣動阻尼可降低塔筒動力響應的幅值和交變程度,從而有效降低海上風機塔筒的等效疲勞載荷.李亮等(2012)將風機葉片簡化為繞輪轂旋轉的變截面歐拉-伯努利懸臂梁,研究了風機葉片的非線性揮舞特性,討論了葉輪轉速、風速和旋轉位置對葉片振動特性的影響,發(fā)現氣動阻尼隨風速增加而減小.劉雄等(2013)建立了基于風機氣彈耦合的氣動阻尼分析方法,基于葉素動量理論計算風機葉片氣動載荷,用有限元法計算結構動力響應,基于能量損失法建立了風機氣動阻尼分析模型,深入研究了大型水平軸風力機柔性葉片的振動變形對其氣動阻尼的影響規(guī)律.發(fā)現相較于剛性葉片,揮舞傾角、扭角顯著降低了揮舞方向的氣動阻尼;擺振傾角明顯增加了擺振方向的氣動阻尼;而振動變形對氣動阻尼沿葉片的分布幾乎沒有影響.

上述關于固定式風機氣動阻尼的研究成果為浮式風機氣動阻尼研究奠定了基礎.然而,相對于傳統(tǒng)固定式風機中的結構振動,浮式風機平臺運動導致的相對風速變化更大,使得浮式風機的氣動阻尼問題更加顯著,其氣動阻尼具有一定的獨特性.鄧露等(2017)分析了氣動阻尼對浮式風機頻域響應的影響,在頻域內對比研究了考慮與不考慮氣動阻尼下的浮式風機運動響應,發(fā)現作業(yè)工況下氣動阻尼能有效地降低縱蕩和縱搖運動響應.風輪停止轉動和葉片順槳后氣動阻尼急劇減小,轉速和槳距角對氣動阻尼有顯著影響.作業(yè)工況下氣動阻尼比在3%～6%之間,停機工況下的氣動阻尼要下降一個數量級.Chen 等(2017)開展了浮式風機一體化實驗研究,分析了不同風速下的浮式風機動力學響應特征,發(fā)現氣動阻尼可有效降低浮式平臺的縱蕩和縱搖諧振響應,同時塔筒在其固有頻率處的振動響應也得到有效抑制.Gueydon(2016)結合數值模擬和模型試驗,研究了浮式風機氣動推力對浮式平臺運動影響規(guī)律,并重點關注平臺慢漂運動和氣動阻尼.發(fā)現氣動阻尼最顯著的影響體現在浮式平臺的縱蕩與縱搖諧振響應.其中,氣動阻尼對縱搖運動的影響最大.Cheng 等(2016)采用數值模擬方法計算了垂直軸浮式風機的氣動阻尼.Chen等通過數值計算和模型實驗(Chen et al.2017,Chen &Hu 2017)研究了半潛式浮式風機的氣動阻尼特性及其對浮式平臺運動、塔筒結構載荷的影響規(guī)律.發(fā)現氣動阻尼可有效降低半潛式浮式平臺的縱蕩、縱搖諧振響應,同時抑制浮式風機塔筒固有頻率處的振動.在MARIN 水池開展的模型試驗也發(fā)現了類似的縱蕩、縱搖諧振抑制現象(Goupee et al.2014,Koo et al.2014).

現有研究普遍認為,浮式風機氣動載荷在浮體的運動中主要表現為一種等效阻尼效應,Salehyar 和Zhu(2015)對此提出了不同的看法.他們分別基于葉素動量理論和渦格法計算了浮式風機的氣動阻尼和附加質量,發(fā)現BEM 這種準靜態(tài)方法無法有效計及附加質量效應.而附加質量效應隨著浮式平臺振蕩頻率的增加而變得顯著.此外,隨著浮式平臺振蕩頻率的增加,風輪由氣動阻尼主導逐漸向氣動阻尼與附加質量共同作用轉變.筆者基于自由渦尾跡方法分析了浮式平臺縱蕩運動下的氣動響應特性,得到了類似的結論(Wen et al.2018b).隨著浮式平臺振蕩頻率的增加,附加質量效應變得愈發(fā)顯著,從而在浮式風機功率響應與等效風速之間的相位差逐漸增加,從而導致功率系數過沖現象.即,當浮式平臺振蕩頻率較大時,由于輸出功率與等效風速存在一定相位差,浮式風機瞬時功率系數可能短時間內越過Betz 極限.這種與經典葉素動量理論“相?！钡默F象,是浮式風機強非定常特性的表現,需引起充分重視.

從浮式平臺的運動方程可知,氣動載荷同時充當了激勵、阻尼和附加質量的角色,因此,筆者認為,將其稱為“氣動載荷效益”更為貼切,而非單純的“氣動阻尼”.為系統(tǒng)揭示浮式風機氣動載荷效應對平臺運動特性、風機結構載荷的影響規(guī)律,筆者開展了對應的風浪流一體化模型試驗研究.如圖22所示為不同氣動載荷作用下的浮式平臺縱蕩和縱搖運動響應.在湍流風與不規(guī)則波的聯(lián)合作用下,浮式平臺在其固有頻率和波浪頻率處產生明顯的響應,此時氣動載荷對平臺既具有激勵作用 (氣動推力) 也有運動抑制的作用 (氣動阻尼).氣動載荷對浮式平臺運動的影響主要體現在兩方面.一方面,氣動載荷輕微改變了浮式平臺運動固有周期,這與氣動載荷的等效附加質量效應有一定關系.另一方面,氣動載荷對浮式平臺的縱蕩、縱搖諧振響應有明顯作用.從試驗測試工況來看,氣動載荷明顯抑制了縱搖諧振響應,即呈現明顯的氣動阻尼作用.然而,氣動載荷卻增加了縱蕩頻率處的諧振響應,這與氣動載荷在該頻率處有較大激勵能力有關.此外,氣動載荷對波頻響應幾乎沒有影響.

圖22 不同氣動載荷作用下的浮式平臺響應.(a) 平臺縱蕩;(b) 平臺縱搖

4.3.2 陀螺效應

浮式風機作為世界上最大的旋轉類機械結構,上百米的巨大旋轉風輪與浮式平臺角運動相互作用,從而產生陀螺效應.實際上,陀螺效應同樣存在于傳統(tǒng)固定式風機中,主要由塔筒振動或機艙偏航疊加風輪旋轉所產生,這些運動相對較小,陀螺效應相對微弱,其影響相對較小.如Hamdi 等(2014)的研究表明,固定式風機的陀螺效應對葉片的振型幾乎沒有影響.而對于浮式風機而言,運行時不僅受到塔筒振動的影響,還受到浮式平臺大幅角運動影響,因而陀螺效應更加顯著.在浮式風機動力學求解中,陀螺效應主要以陀螺力矩的形式出現.

上海交通大學的陳嘉豪(2018)通過一個簡單的測試,直觀闡述了浮式風機的陀螺效應.浮式風機只有平臺縱搖 (給予初始縱搖傾角,其后自由衰減),只有風輪旋轉,以及平臺縱搖疊加風輪旋轉三種情況下的浮式風機首搖運動響應.由圖23可見,當浮式風機只發(fā)生縱搖 (風輪不旋轉),或者只有風輪旋轉 (沒有平臺縱搖),浮式風機的首搖運動都很小.但對于平臺縱搖疊加風輪旋轉工況,首搖運動和偏航力矩顯著增加.浮式風機在真實服役環(huán)境中,風輪旋轉和平臺浪致角運動均較為明顯,其陀螺效應需重點關注.

圖23 浮式風機陀螺力矩的動力響應(陳嘉豪 2018).(a) 平臺首搖,(b) 首搖偏航力矩

圍繞浮式風機的陀螺效應及其對浮式風機系統(tǒng)的影響,國內外學者開展了一些研究.Fujiwara 等(2011)通過簡易的等效實驗和計算分析,指出在旋轉風輪的作用下,浮式風機系統(tǒng)縱蕩和縱搖運動的固有頻率有往高頻移動的趨勢.同時,作者也觀測到陀螺效應對波浪載荷和首搖力矩的改變,但其影響較小.Bahramiasl 等(2017)通過實驗研究,也發(fā)現了陀螺效應對浮式風機平臺運動固有頻率的影響.隨著風輪轉速的增加,陀螺力矩增加,浮式平臺固有頻率向高頻方向移動.Chen 等(2021)通過一體化仿真分析發(fā)現,陀螺力矩的大小與風輪慣量、風輪轉速、浮式平臺搖擺角速度呈線性關系.Blusseau 等(2012)研究了垂直軸浮式風機中的陀螺效應,他們通過陀螺阻尼矩陣的形式,在浮式風機運動方程求解中有效計及了陀螺效應的影響,計算結果表明,陀螺效應對浮式平臺的運動具有重要影響,它增加了橫搖運動的運動幅值,同時對縱搖運動也有顯著影響.需要說明的是,水平軸風機于垂直軸風機由于風輪旋轉方向不同,其陀螺效應對浮體運動方向的敏感性不同.

需要說明的是,上述研究大多針對浮式風機系統(tǒng)處于豎直的狀態(tài).實際上,在真實的海洋環(huán)境中,浮式風機在風浪流多源環(huán)境激勵的聯(lián)合作用下,風機系統(tǒng)往往不處于豎直狀態(tài),如巨大風載作用下產生的明顯縱搖傾角.巨大風輪在傾斜狀態(tài)下旋轉運動,此狀態(tài)下的陀螺效應將對浮式風機系統(tǒng)運動特征產生更復雜的影響.針對此問題,Mostafa 等(2012)設計了一個等效實驗,可調整風機的靜態(tài)傾角、風輪轉速,同時調整風輪的旋轉慣量.其研究表明,陀螺效應對浮式風機的首搖運動有較大影響,但縱搖傾角有利于抑制系統(tǒng)首搖運動.然而,該實驗系統(tǒng)過于簡單,對真實浮式風機的結構特征和運行機制均具有較大局限性.為進一步精確還原浮式風機傾斜狀態(tài)下的陀螺效應及其對浮式風機系統(tǒng)運動特性的影響規(guī)律,筆者針對SJTU-S4 5MW 浮式風機,開展了系統(tǒng)的對比試驗,試驗系統(tǒng)如圖24所示.在靜止工況下,浮式風機系統(tǒng)處于初始豎直狀態(tài),如圖24左圖所示.通過一個傾角模擬裝置,使系統(tǒng)處于初始傾斜狀態(tài),初始傾角約為5.8°.隨后,模擬海洋風浪流一體化環(huán)境,對比分析浮式風機系統(tǒng)在兩種初始狀態(tài)下的浮體運動、結構載荷等響應.

圖24 浮體初始豎直與傾斜下的風輪陀螺效應研究

試驗結果有效驗證了上述研究中指出的固有頻率偏移現象,如圖25所示為兩種風輪初始狀態(tài)下的SJTU-S4 六自由度固有周期分布情況.可見,初始傾角對浮式風機系統(tǒng)運動固有周期有一定影響.以平臺縱蕩運動為例,在所研究的三個工況下,初始傾角可能使用平臺縱蕩運動固有周期發(fā)生7%～16%的變化.這與系泊系統(tǒng)的非線性、風輪的阻尼效應和附加質量效應有一定關系.在實際的浮式風機系統(tǒng)優(yōu)化設計與附屬結構開發(fā)中,需要以實際工況下浮式風機系統(tǒng)固有周期為準.這對浮體優(yōu)化設計、風機伺服控制器開發(fā)、結構振動控制 (如調諧質量阻尼器) 的設計具有重要參考意義.

圖25 初始豎直與傾斜下的SJTU-S4 浮體運動固有周期,單位: 秒

4.4 浮式風機耦合動力學數值分析工具開發(fā)

從前文的討論可知,浮式風機系統(tǒng)動力學是一個復雜的耦合非線性問題,其動力學耦合機理極其復雜.傳統(tǒng)海洋工程和固定式風機的相關設計分析方法和工具存在一定的局限性,無法直接應用.因此,需要針對浮式風機獨特的結構形式和動力學特征,建立新的適用性更強的分析方法與一體化仿真軟件,這對于浮式風機系統(tǒng)的設計、優(yōu)化和制造至關重要.為此,國內外學者在研究浮式風機耦合動力學機理的同時,開展了大量浮式風機數值計算方法研究,并逐漸形成一批型浮式風機耦合動力學數值分析工具.

按照信號描述空間的不同,浮式風機動力學求解方法可大致分為頻域分析法和時域分析法兩大類.美國麻省理工大學的Lee(2005)針對風-浪聯(lián)合作用下風浮式風機耦合動力響應特征,提出了一種新的非線性波浪載荷計算方法,系統(tǒng)評估了兩種浮式風機概念在風浪聯(lián)合環(huán)境中的動力學響應行為.丹麥科技大學的S?rensen(1994)針對風機旋轉導致的葉片、塔筒變形等非線性效應,通過將非線性變量分解成一系列諧波分量,提出了一種針對水平軸風機動力學求解的頻域分析方法.英國劍橋大學Lupton(2014)基于結構動力學、空氣動力學、水動力學、控制器動力學的線性化模型,構建了一種計算效率高、計算精度合理的浮式風機線性化頻域分析方法.英國Cranfield 大學Borg 和Collu(2015)基于頻域分析方法研究了浮式風機的氣動載荷特性,深入探討了浮式平臺運動對浮式風機氣動載荷頻率特征的影響規(guī)律.挪威科技大學Hegseth 和Bachynski(2019)開發(fā)了一種半解析的單柱式浮式風機動力學頻域求解程序,對兩款浮式風機的長期疲勞載荷和短期極限響應進行了評估.需要說明的是,頻域方法由于具有計算效率高的優(yōu)點,在粗略的浮式風機性能評估和浮式風機初期設計開發(fā)階段得到了一定程度的應用.然而,頻域分析方法無法準確模擬時域非線性動力學特性、無法捕抓瞬態(tài)響應行為、難以提供精確的浮式風機耦合動力學響應特征,在對計算精度要求高或強調瞬態(tài)行為的場合,頻域計算方法性能較差.因此,基于時域分析的浮式風機動力學求解方法得到了更廣泛的關注和研究.目前,比較常見的浮式風機一體化求解工具包括FAST,HAWC2 等.

NREL 開發(fā)的FAST 軟件是使用最廣、認可度最高的浮式風機耦合動力學時域求解軟件之一(Jonkman &Jonkman 2016).FAST 最初主要用于固定式風機的動力學分析.后來經過幾個版本的優(yōu)化與發(fā)展,FAST 功能得以擴展.目前的FAST (現為OpenFAST) 采用模塊化結構,囊括了氣動載荷計算模塊AeroDyn、風機控制模塊ServoDyn、水動力載荷計算模塊HydroDyn 和動力學響應求解模塊ElastoDyn 等,其求解框架如圖26所示.其中,風機氣動載荷通過Aero-Dyn 模塊基于葉素動量理論 (加動態(tài)失速修正) 或廣義動態(tài)尾流方法計算,浮式平臺水動力載荷由HydroDyn 模塊基于莫里森公式和勢流理論計算,系泊系統(tǒng)載荷計算基于準靜態(tài)懸鏈線方程(Jonkman B &Jonkman J 2016,Jonkman &Buhl 2005).此外,FAST 可模擬系統(tǒng)結構動力學響應、風機變速/變槳/偏航等控制行為,在浮式風機動力學研究中得到了廣泛認可,是目前學術界應用最廣泛的浮式風機一體化分析開源軟件.

圖26 FAST 軟件算法結構示意圖

GH Bladed 是傳統(tǒng)固定式風機動力學分析中廣受歡迎的商用軟件,目前歸屬DNV 旗下.為將Bladed 推廣至浮式風機一體化動力學分析,DNV 開發(fā)了Bladed 和水動力軟件SESAM 之間的耦合接口.將Bladed 中計算的風機載荷通傳遞至SESAM 進行水動力分析,隨后再將SESAM 中計算得到的浮體運動等信息傳遞給Bladed,由此實現數據交互和迭代求解.其中,Bladed通過葉素動量理論結合工程修正模型計算氣動載荷,而葉片和塔筒的結構動力學可采用模態(tài)疊加法或多體動力學方法進行結構建模.其水動力載荷采用勢流理論結合莫里森方程計算.

丹麥Ris?國家實驗室和丹麥科技大學聯(lián)合自主開發(fā)的HAWC2(Larsen &Hansen 2007)在浮式風機動力學求解方面也取了廣泛的成功.HAWC2 中氣動模塊與結構模塊與Bladed 大致相同,在水動力載荷計算方面,HAWC2 只內置了莫里森方程,對于大尺度浮式平臺等場景,需要外部調用浮體水動力載荷和系泊載荷.Rezaeiha 等(2017)基于HAWC2 研究了大型水平軸風機的翼型攻角和升力特性,及風機的疲勞載荷特征;Jiang 等(2014)基于HAWC2 研究了風機變槳失效、突發(fā)電網脫落和風機異常停機等故障下的浮式風機動力學響應特征.

此外,可用于浮式風機一體化動力學仿真分析的方法還有SIMO,ADAMS,SESAM.DeepC,SIMA/Riflex/AeroDyn,3Dfloat,DeepLines 等.各求解器的理論基礎大致相同,其基本實現方式總結如表2所示.

表2 浮式風機動力學求解軟件基本情況匯總(段斐 2017)

為客觀評估各數值計算工具對浮式風機耦合動力學響應行為的描述能力,IEA 資助了著名的OC3 (Offshore Code Comparison Collaboration) 項目(Jonkman 2010),期間,研究者使用各自的數值計算工具對同一個浮式風機模型進行仿真研究,并對計算結果進行比對驗證,以評估各計算工具的適用性和可靠性.然而,由于各程序具有理論相似性,且缺乏統(tǒng)一科學的評判標準,這種Code-to-Code 的驗證方式可信度有限.隨后,又開展了OC4 (Offshore Code Comparison Collaboration Continuation) 項目(Robertson et al.2014),以浮式風機縮尺模型試驗結果為參照,評估了各浮式風機動力學求解器的可靠性,有效促進了研究者對海上浮式風機時域耦合原理的認識和相關數值程序的發(fā)展.

國內學者和產業(yè)界近年來也越發(fā)重視浮式風機一體化仿真軟件的開發(fā).如陳嘉豪等(2018)開發(fā)了一套適用于海上浮式風機氣動-水動-錨鏈-結構-伺服全耦合的時域數值仿真程序DARwind,并基于一體化縮尺模型水池模型試驗,對DARwind 計算性能進行了驗證測試.Shen 等(2018b)開發(fā)了張力腿式浮式風機系統(tǒng)耦合動力學分析工具CRAFT (Coupled Response Analysis of Floating wind Turbine).筆者團隊形成了適用于單柱式浮式風機耦合動力學分析的一體化仿真程序(Tian et al.2020).Cheng 等(2019)以開源CFD 軟件OpenFOAM 為基礎,開發(fā)了風機空氣動力學計算模塊以及浮體、系泊系統(tǒng)計算模塊,實現各模塊之間的耦合交互,形成了使用CFD 方法實現浮式風機全耦合分析的求解器FOWT-UALM-SJTU.這些一體化仿真程序大多是為學者們課題組內部使用,尚未形成成熟的軟件,也未向普通用戶公開.反觀產業(yè)界,各大風機廠商也高度重視浮式風機一體化仿真軟件的研究與開發(fā),并取得了一些進展.2021年,中國首個風機系統(tǒng)設計核心工程軟件 (遠景ENFAST) 誕生,并獲得權威檢測認證機構鑒衡的認證.遠景ENFAST 是世界范圍內少數幾款具有全功能、可以用于現代風機設計的動力學工程仿真軟件,代表著我國在大型商業(yè)軟件開發(fā)方面創(chuàng)新能力的提升.

需要說明的是,盡管上述數值模擬工具 (如FAST) 已經得到部分試驗數據的驗證,并據此進行了相應改進,但由于浮式風機耦合動力學行為機理尚不明晰,加之模型試驗本身存在尺度效應等天然缺陷及試驗誤差,數值求解工具的計算精度和可靠性仍需進一步更廣泛和深入的校驗與評估.此外,上述時域耦合求解方法,在面臨大規(guī)模案例計算時,普遍存在計算量大、效率較低的問題,亟待開發(fā)時域耦合高效求解方法.

4.5 浮式風機物理模型試驗研究方法

浮式風機動力學研究方法大致可分為數值模擬和試驗研究兩大類.縱觀浮式風機發(fā)展歷程,物理模型試驗在其技術發(fā)展中發(fā)揮了舉足輕重的作用.一方面,浮式風機作為一種大型新興海洋結構物和現代大型風電裝備,其服役環(huán)境惡劣、結構形式繁雜,其非線性耦合動力學行為極其復雜,一體化縮尺模型試驗研究是揭示浮式風機耦合動力學行為機理的重要方法(Goupee et al.2014).另一方面,盡管目前已出現若干面向大型浮式風機動力學分析與優(yōu)化設計的數值工具 (如4.4 節(jié)所述),但其在復雜工況下的計算精度與可靠性還有待考察與驗證,在實尺度原型浮式風機監(jiān)測數據極端匱乏的情況下,高可靠、低成本的縮尺模型測試數據,成為驗證與優(yōu)化相關數值計算工具的重要途徑.此外,一體化縮尺模型試驗還是驗證與評估浮式風機性能最為經濟可行、精確可靠的方法.縱觀目前已取得成功應用的浮式風機概念,無不經歷過一系列物理模型性能測試與驗證評估.在傳統(tǒng)的海洋工程領域,一體化縮尺模型試驗以其準確可控被公認為是海洋結構物性能評估和優(yōu)化的最可靠手段,已形成相對系統(tǒng)的基礎理論與技術體系.然而,不同于傳統(tǒng)海洋浮式結構物,大型浮式風機作為世界上最大的旋轉類剛柔耦合體,工作中心是位于水面以上100 多米的巨型旋轉風輪.風輪氣動載荷成為影響整個浮式風機系統(tǒng)動力學行為特征的決定性因素之一.以往以水動力特性模擬和評估為核心的物理模型試驗體系,已無法適應大型浮式風機一體化縮尺模型試驗的新要求.發(fā)展先進的一體化縮尺模型試驗研究方法,成為大型浮式風電裝備設計和創(chuàng)新開發(fā)的迫切需求.

相較于傳統(tǒng)海洋工程浮式結構物的物理模型試驗,浮式風機模型試驗對縮尺理論和試驗條件提出了更高要求.例如,浮式風機一體化模型試驗需同時考慮風力機的空氣動力學模擬和浮體水動力學性能模擬,這涉及多體/多物理場協(xié)同縮尺準則的構建與實現;浮式風機模型試驗對風、浪、流等海洋環(huán)境的模擬提出較高要求,這涉及一體化海洋環(huán)境模擬與復現問題;風力機是浮式風機的核心功能部件,如何在模型尺度精準復現風力機的運行原理與控制機制,這涉及模型的高精度制備與調控問題;此外,如何在縮尺模型有限的空間尺度與質量限制范圍內實現集成信號采集與多層次狀態(tài)監(jiān)測,也面臨較大挑戰(zhàn).針對浮式風機耦合動力學物理模型試驗中的關鍵問題,學者們提出了多種技術路線和解決途徑.筆者團隊圍繞浮式風機物理模型試驗方法,近年來開展了一系列方法研究和技術探索.本節(jié)結合筆者團隊所做工作,對浮式風機物理模型試驗方法研究進展,做一簡要闡述.

4.5.1 縮尺準則與尺度效應

所謂縮尺模型試驗,就是在實驗室中,通過一定的映射關系,構建一個小尺度模型及工況環(huán)境,通過研究模型的動力學行為,以定性或定量揭示大尺度原型對象的動力性行為規(guī)律.開展縮尺模型試驗時,選擇合適的縮尺相似準則,并據此合理設計試驗模型和試驗環(huán)境是準確還原動力學過程的關鍵.固定式風機的風洞模型試驗和海洋浮式結構物的水池模型試驗為浮式風機的縮尺模型試驗提供了重要參考.然而,由于浮式風機結構形式和運行環(huán)境的獨特性,相關理論和技術并不能直接移植于浮式風機模型試驗(Muller et al.2014,Network 2015).其中,尺度效應及其導致的縮尺準則不兼容性是浮式風機縮尺模型試驗面臨的關鍵挑戰(zhàn)之一(Bayati et al.2017b,Martin et al.2014).

通常認為,為準確還原浮式風機空氣動力性能和水動力性能,需要保證模型與原型具有相同的雷諾數Re、弗勞德數Fr及翼尖速比λ(Network 2015).首先,根據測試條件和試驗要求,選定試驗模型的縮尺比為μ

式中,x為結構尺寸,下標“f”和“m”分別表示原型和模型.

在海洋浮式結構物水池試驗中,通常需要保證慣性力與重力之間維持正確的比例關系,用弗勞德數表征

其中,U*為特征流速,g為重力加速度,D*為浮式結構物的特征長度.

對于風機,保證慣性力與黏性力之間的正確比例關系是準確還原翼型流動形態(tài)和氣動載荷的關鍵,由雷諾數Re表征

式中,ν為流體介質 (空氣) 的運動黏度;V為特征速度,如葉片翼型截面的相對風速;c為特征長度,如葉片弦長.

對于風機,翼尖速比是表征風輪工作狀態(tài)和載荷狀態(tài)的重要參數

通過簡單分析可知,上述三大無量綱參數無法實現同時匹配.因此,需要根據試驗中對所關注參數的不同,選擇主導縮尺準則,并對不兼容部分進行適當修正或等效處理.在現有研究中,大多數浮式風機物模試驗是在波浪水池中開展,其處理方式為優(yōu)先考慮保證弗勞德數Fr相等,以保證浮式平臺水動力性能的精確刻畫.分析式(2)～(4)可知,弗勞德數Fr和翼尖速比λ是兼容,但弗勞德數Fr無法與雷諾數Re兼容.當按弗勞德相似準則設計浮式風機模型和運行環(huán)境參數時,模型風機的尺寸和環(huán)境速度分別為原型風機的μ-1和μ-0.5倍.翼尖速比相似可與弗勞德數相似兼容,則風輪轉速為原型的μ0.5倍.此時,風機雷諾數為

由此可見,在弗勞德縮尺環(huán)境參數下,FSR 的雷諾數Re將急劇下降,顯著削弱風機翼型的氣動升力,使模型風機氣動性能偏離原型風機,浮式風機氣動載荷與水動載荷比例嚴重失調.這種由于雷諾數下降導致模型風機氣動載荷不匹配的現象即浮式風機模型試驗的尺度效應(Giahi&Jafarian 2016,Make &Vaz 2015,Make 2014).

為解決上述由于弗勞德數Fr和雷諾數Re不兼容性導致的氣動-水動載荷失調問題,學者們提出不同的技術途徑,Otter 等(2021)、Gueydon 等(2020)、Chen 等(2022)對此進行了詳細的綜述研究,為研究人員提供了有益參考.各種方法的根本目的都是通過一定的修正或等效方法,使得浮式風機模型所受氣動載荷達到目標水平,據此構建浮式風機物理模型試驗系統(tǒng).根據所依托主體實驗室的不同,大體可分為基于海洋波浪水池的物理模型試驗和基于風洞測試的物理模型試驗.而根據物理模型系統(tǒng)構建方法的不同,大致可分為全實物模型試驗和半實物模型試驗.

4.5.2 浮式風機全實物模型試驗

浮式風機全實物模型試驗的技術思路是,盡可能保持試驗系統(tǒng)的“物理真實性”,力爭還原浮式風機系統(tǒng)及其環(huán)境的盡量多的細節(jié)和變量.典型的浮式風機全實物模型試驗系統(tǒng)如圖27所示,以海洋工程波浪水池為主體,實現對海洋波浪、海流的精確模擬,同時搭建一套大尺度開放式造風系統(tǒng),實現對海洋風環(huán)境的模擬復現.浮式風機系統(tǒng)主要由模型風機、浮式平臺、系泊系統(tǒng)構成.由于試驗系統(tǒng)以弗勞德縮尺準則為主導,需要通過一定的技術手段實現模型風輪氣動載荷的匹配,以保證試驗結果的可靠性.相較于傳統(tǒng)海洋浮式結構物模型試驗或浮式風機半實物模型試驗,浮式風機全物理試驗的鮮明特征是,需要開發(fā)一套特殊的造風系統(tǒng),并設計制造一套精細化物理風輪.

圖27 浮式風機全實物試驗系統(tǒng).(a) 浮式風機縮尺模型,(b)試驗系統(tǒng)全貌

為實現開場環(huán)境下的大面積高精度風場模擬,筆者團隊所在實驗室結合風洞風場質量調控技術和浮式風機試驗的獨特需求,先后開發(fā)了多套造風系統(tǒng)(Cao et al.2020;Meng et al.2019;Wen et al.2022,2020a).如圖28所示為最新一代造風系統(tǒng)“Big Wind System”,基于大面積、快響應、輕量化、可拓展的設計思路,采用68 個輕質碳纖維旋翼平面密布而成,風場覆蓋面積4.2 m×4.2 m,具備15 MW 級浮式風機大比尺測試能力;模型尺度最大風速可達15 m/s,可模擬任意海域極端風況環(huán)境;每個碳纖維旋翼可獨立控制,控制系統(tǒng)響應速度達10 ms,可實現任意風場時空分布的精準快速調控.如圖28所示,“Big Wind System”可實現對正弦風、湍流風等動態(tài)風場的高精度還原,為浮式風機全物理模型試驗提供了良好的條件支持.該造風系統(tǒng)在我國首臺深遠海浮式風電機組-中國海裝“扶搖號”的裝備定型提供了重要支撐.

圖28 浮式風機全實物模型試驗用造風系統(tǒng)“Big Wind System”.(a) 模型圖,(b) 實物圖,(c) 正弦風模擬效果,(d) 湍流風模擬效果

模型風輪的設計與制備是浮式風機全實物模型試驗的重要內容.模型風輪的設計方法,主要可分為弗勞德縮尺風輪FSR 和性能相似風輪 (Performance-Scale Rotor,PSR) 兩大類.所謂FSR,就是基于原型葉片直接進行幾何縮尺;而PSR 通過一定修正,使模型葉片具有與原型葉片相當的氣動性能.Koo 等(2013)采用了FSR,對NREL 5 MW 風機進行了一系列模型試驗,以驗證評估數值程序計算結果的準確性.筆者團隊設計制作了一套碳纖維FSR(張琦等 2019),針對淺吃水單柱式浮式風機SJTU-S4 開展了系列試驗研究,揭示了浮式風機塔筒、葉片等關鍵結構的載荷特性(Wen et al.2020a,2020b).然而,FSR 由于雷諾數的巨大差異導致葉片上流動特性不同,該模型的氣動推力遠低于理論值,對試驗精度產生不良影響(Make &Vaz 2015).為此,Fowler 等(2013)與Boulluce 等(2013)提出了在模型尺度下重新設計葉片的方法,即PSR,使得風輪能夠提供滿足弗勞德相似框架下的風速和風輪轉速,以及所需要的氣動載荷(Gueydon et al.2020).PSR 的核心思想是用低雷諾數翼型取代原型中的高雷諾數翼型,并重新設計葉片弦長和扭角的展向分布.PSR 通?？奢^好地模擬風場旋轉采樣效應、陀螺效應、風切變與塔影效應等因素,具有較高的結構完整度和精度可靠性,被認為解決浮式風機推力不匹配問題的理想方案之一(Martin et al.2014).然而,現有的PSR 大多只能在單一 (或小范圍) 翼尖速比下保證較好的推力匹配,難以保證氣動載荷動態(tài)特性的匹配度,在研究非定常氣動性能時具有一定局限性.針對此問題,筆者提出了基于展向載荷匹配 (load distribution matching,LDM) 的性能相似風輪設計方法,實現了模型葉片氣動推力的準靜態(tài)模擬(Wen et al.2020c).

基于LDM 的PSR 設計方法的基本思想為: 考慮到風輪推力是葉片各截面氣動載荷的累積結果,若能實現模型葉片與原型葉片展向載荷的較好匹配,則不僅可得到理想的風輪推力性能,還能更精細的還原葉片局部載荷特征與動態(tài)性能.已知,風輪法向載荷FN主要源自翼型氣動升力,若完全忽略氣動阻尼,則根據弗勞德縮比定律,模型與原型葉片載荷之間存在如下對應關系

其中,L為單位葉片展長對應的氣動升力,其表達式為

式中,V為翼型截面的相對風速,c為翼型弦長,α為翼型攻角.通過一定的基本假設和理論推導,可得PSR 的弦長和扭角分布為

圖29所示為性能相似模型風輪與原型風輪的風輪推力系數CT和法向載荷FN分布對比情況.可見,基于LDM 方法的PSR 可在一定翼尖速比范圍內維持與原型風機相匹配的風輪推力,此外,在設計工況下,PSR 法向載荷分布與原型風機擬合較好.相較于弗勞德相似葉片FSR,基于LDM 算法的PSR 氣動性能得到大幅提升,有望在浮式風機風浪流一體化試驗中獲得更精確的空氣動力性能和耦合動力學響應,提升模型試驗的精度和可靠性.Yang 等(2022)以此為基礎,進一步提出了基于梯度下降法的PSR 設計方法,進一步提升了PSR 氣動性能.Cao 等(2020,2021)基于LDM 方法設計制作了一套PSR 模型風輪,用于驗證其提出的新型浮式風機概念.

圖29 性能相似葉片氣動推力.(a) 風輪推力系數,(b) 法向載荷

4.5.3 基于數值浮體的半實物模型試驗

在4.5.2 節(jié)所述浮式風機全物理模型試驗方法中,弗勞德縮尺準則對模型部件質量有嚴格要求,一定程度上限制了風機模型對真實風機結構和運行機制的還原能力.例如,模型葉片的質量被限制在100～200 g,難以實現對葉片氣彈特性、伺服控制和集成測試的多功能模擬.然而,隨著浮式風機技術的發(fā)展,學術界和產業(yè)界越來越關注浮式風機運動狀態(tài)下的氣彈耦合響應、伺服控制策略等與風力機本體密切相關的問題.因此,亟需突破全物理模型試驗對模型風輪設計制造的諸多限制,提升試驗系統(tǒng)對風力機系統(tǒng)的刻畫能力.為此,有學者提出了基于數值浮體的半實物模型試驗方法.

復雜動力學系統(tǒng)半實物模型試驗方法最早出現在土木工程領域,受振動臺尺寸的限制,Nakashima 等(1992)將建筑系統(tǒng)的運動響應交由數值程序計算得到,構建了數值-物理混合試驗研究系統(tǒng).如今,半實物模型試驗方法在航天航空領域得到應用廣泛,Qi 等(2017a)、Zhang 等(2016)在航天器空間對接動力學研究中,構建了基于飛行器數值模型與對接機構物理模型相耦合的半實物試驗研究方法.近年來,半實物模型試驗方法逐漸被應用于浮式風機的耦合動力學試驗研究中.其中,意大利米蘭理工大學開展了系統(tǒng)的基礎理論和試驗方法研究,提出了一種適用于浮式風機風洞半實物試驗的縮尺準則,建立了基于“數值浮體+物理風輪”的浮式風機半實物模型試驗方法 (Bayati et al.2018b).

典型的基于數值浮體的浮式風機半實物模型試驗系統(tǒng)如圖30所示,系統(tǒng)主要由物理風場、物理風輪和數值海洋、數值浮體構成.除了開展如4.1.4 節(jié)所述浮體強迫運動下的浮式風機非定常氣動特性研究之外,這套系統(tǒng)更大的優(yōu)勢在于“數值浮體+物理風輪”構成的實時耦合交互特性,從而可實現浮式風機耦合動力學測試研究.其基本原理為: 風場和風機是物理實體,海洋風浪環(huán)境和浮體-系泊系統(tǒng)由數值模型實現,在物理風機塔筒的頂部或底部布置載荷傳感器,作為物理風輪與數值浮體的數據交互界面.系統(tǒng)置于高質量風場模擬環(huán)境 (如風洞) 中,物理風輪與物理風場相互作用產生風輪氣動載荷和結構響應,并通過感知系統(tǒng)傳遞給數值計算模型,實時求解得到浮體的姿態(tài)、速度、加速度等運動信息.浮體運動信息交由六自由度運動模擬器實現,由控制器進行運動解耦與分配,并轉換為運動模擬器各執(zhí)行通道的動作.而浮體的運動又將直接影響物理風輪所受的氣動載荷,從而構成一個閉環(huán)系統(tǒng).這種方法也被稱為“硬件在環(huán)”或“軟件在環(huán)”.

由于風洞試驗和水池試驗場景和側重點不同,圖30所示半實物模型試驗方法可摒棄水池試驗中常用的弗勞德縮尺準則,建立新的適應性更強的縮尺準則.如Bayati 等(2017b)在匹配模型風輪氣動推力的原則下,建立了基于長度與速度獨立縮尺的新縮尺準則.需要說明的是,這種基于數值浮體的半實物模型試驗方法,由于模型風機的縮尺效應,同樣涉及物理風輪的重構設計與制作.與4.5.2 節(jié)全物理模型試驗中模型風輪設計不同的是,本方法對模型結構質量的限制條件相對寬松.從而可對風機結構進行更精細化的結構與力學屬性設計.例如,模型葉片的制作可采用復合材料,從而實現對葉片剛度等力學屬性參數的模擬,從而一定程度上模擬復現浮式風機的氣動彈性耦合特性.同時,可在模型風機中布置變速/變槳控制器和更豐富的信號采集系統(tǒng),在模型尺度實現獨立變槳等浮式風機先進控制策略的研究(Belloli et al.2020,Bottasso et al.2014).

圖30 基于數值浮體的半實物模型試驗系統(tǒng)原理圖

基于數值浮體的浮式風機半實物模型試驗方法的關鍵難點在于物理空間與數值空間之間的實時交互與耦合.一方面,物理風機中塔底/塔頂傳感器采集的載荷,包含了風輪氣動載荷、物理風機慣性載荷和環(huán)境噪聲等復雜成分.而輸入數值浮體運動求解的外載荷僅為氣動載荷.因此,需要從采集信號中精準提取出風輪所受氣動載荷,Belloli 等(2020)提出了一種載荷修正方法,從采集信號中扣除重力和慣性力,實現了對氣動載荷的較精確估計.另一方面,該半實物模型試驗系統(tǒng)對浮體數值模型的計算速度和運動模擬器的執(zhí)行速度有較高要求,需對數值模型進行適當簡化處理并采用高效計算方法,同時優(yōu)化運動模擬器的執(zhí)行步長與控制邏輯.但這些方法仍然無法完全消除軟硬件執(zhí)行產生的系統(tǒng)時間延遲.為此,可參考空間對接半實物模型試驗中的方法,如Qi 等(2017a,2017b)和Zhang 等(2016)提出的系統(tǒng)時延綜合補償方法,保障系統(tǒng)穩(wěn)定運行,避免系統(tǒng)運動發(fā)散或失真.

如圖31所示為筆者團隊建立的基于數值浮體的浮式風機半實物模型試驗系統(tǒng)(劉浩學等2020),可獲得精確的浮式風機耦合動力學響應.相較于全實物模型試驗方法,這種半實物試驗方法具有更優(yōu)越的便捷性和可拓展性: 系統(tǒng)中只有著重關注的部件 (風力機) 以實物形式參與試驗,其他部件用數值模型代替,從而降低了系統(tǒng)復雜度及試驗成本.同時,數值模型的物理屬性可方便更改,以適應不同對象、不同工況,從而拓展了試驗測試能力,便于系統(tǒng)優(yōu)化設計,比全物理試驗方法中更換物理模型構件更加經濟高效.

圖31 基于數值浮體的半實物模型試驗系統(tǒng)及其驗證.(a) 試驗系統(tǒng),(b) 試驗驗證

4.5.4 基于數值風輪的半實物模型試驗

如4.5.2 節(jié)所述,通過開發(fā)高性能造風系統(tǒng)和等效重構模型葉片等方法,可有效提升浮式風機全物理模型試驗的精度與可靠性.然而,需要說明的是,開放式造風系統(tǒng)的風場模擬質量仍然有限,難以滿足對風場時空分布精細化模擬要求.此外,性能相似風輪PSR 往往只具有靜態(tài)或準靜態(tài)載荷匹配能力,對于強非定常工況和變速/變槳控制下的氣動載荷復現能力有限.為此,學者們提出了等效氣動載荷模擬方法,以擺脫對風場模擬和風輪重構的束縛,形成了基于數值風輪的半實物模型試驗方法.

典型的浮式風機半實物模型試驗方法技術原理如圖32所示,系統(tǒng)置于物理海洋波浪水池中,由數值風場、數值風輪和物理海洋、物理浮體構成.用執(zhí)行器取代模型風輪構成“數值風輪”,以模擬復現風輪的氣動載荷,在減輕物理模型復雜度的同時,拓展對氣動載荷的模擬能力.基于圖32所示系統(tǒng),可開展氣動載荷作用下的浮式風機水動力響應規(guī)律研究 (即4.3 節(jié)所述內容).此外,該系統(tǒng)還可拓展為閉環(huán)控制系統(tǒng),構成“軟件在環(huán)”系統(tǒng),其原理為: 通過非接觸式傳感器實時監(jiān)測浮體的姿態(tài)、速度、加速度等運動數據,并傳遞給數值仿真模型;根據模擬風況進行數值變速/變槳控制,即時解算計及浮體運動和風機控制的非定常氣動載荷;隨后通過載荷分配策略解算得到數值風輪模擬器每個通道的氣動載荷,并由控制器發(fā)配指令至數值風輪執(zhí)行器.同時,氣動載荷作用又將反作用于浮體的運動.這種“軟件在環(huán)”系統(tǒng),由于涉及數值空間與物理空間的實時耦合與數據交互,對系統(tǒng)的實時性要求較高.為此,需要對非定常氣動載荷實時計算進行一定簡化或等效處理,以保證數值計算的高效性;同時,需盡可能提高硬件執(zhí)行器的響應速度,并采用一定的前饋與預測算法,盡可能降低系統(tǒng)時間延遲,規(guī)避系統(tǒng)發(fā)散與失穩(wěn)問題.

圖32 基于數值風輪的半實物模型試驗系統(tǒng)原理圖

數值風輪氣動載荷模擬可由不同的執(zhí)行器加以實現.Azcona 等(2014)提出了基于塔頂涵道風機的氣動載荷模擬方法,并構建了“軟件在環(huán)”系統(tǒng),但這種方法只能實現推力這一單自由度氣動載荷模擬,且無法模擬風輪旋轉效應.Sauder 等(2016)提出了一種基于多線纜的氣動載荷模擬方法,在一個方形框架中布置6 根帶滑輪的線纜,可同時模擬軸向推力、水平切向氣動力、風輪扭矩、俯仰和偏航力矩.結果表明該系統(tǒng)性能良好,但這種接觸式方法可能給系統(tǒng)帶來額外的負面干擾.近年來,基于組合式旋翼的載荷模擬方法備受青睞.Vittori 等(2019)采用基于四旋翼的氣動載荷模擬方法,對INNWIND 10 MW 張力腿浮式風機以1:60 縮尺比進行了水池模型試驗.Urban 和Guanche(2019)提出了基于六旋翼系統(tǒng)的氣動載荷模擬方法,其中四個旋翼用于模擬軸向推力,兩個旋翼模擬扭矩.該系統(tǒng)被應用于NREL 5 MW 風機1:40 縮比水池模型試驗中,湍流風頻譜能量復現率達到94%.Otter 等(2020)采用六個無人機旋翼構建了多旋翼執(zhí)行器,將垂直平面內的兩個旋翼與水平平面內的四個旋翼分開,以減小兩組旋翼間的氣動干擾,其支架臂展長度可調,可用于調節(jié)扭矩量程.該系統(tǒng)被用于模擬NREL 5 MW 在1∶37 縮比下的水池模型試驗的氣動載荷,取得了良好的模擬效果.

上述工作已初步展現了基于數值風輪的半實物模型試驗方法的可行性與優(yōu)越性,但在數值風輪載荷復現精度和實時性、動態(tài)響應性能調控方面仍有不足.此外,現有研究較少對數值風輪氣動載荷模擬裝置進行全面系統(tǒng)的性能測試與評估,相關解決方案的可行性與可靠性仍需進一步驗證.圍繞上述問題,筆者團隊設計開發(fā)了一套基于組合式旋翼的多通道載荷模擬器 (multichannel aerodynamic loading simulator,MALS),構建了基于數值風輪的半實物模型試驗系統(tǒng),針對模擬器MALS 的靜態(tài)性能、動態(tài)性能、重復性等開展了系統(tǒng)測試 (圖33),并與全實物模型試驗開展對比試驗.結果表明,MALS 具有良好的氣動載荷模擬精度,可精準模擬浮式風機在風浪流聯(lián)合作用下的非定常氣動載荷 (圖34).基于MALS 的浮式風機半實物模型試驗系統(tǒng),可精確還原浮式風機的耦合動力學行為機理,從而為研究計及非定常氣動載荷的浮式風機動力學行為研究提供了有效的技術支撐.

圖33 浮式風機試驗系統(tǒng).(a) 全實物模型試驗系統(tǒng),(b)半實物模型試驗系統(tǒng)

圖34 基于數值風輪的半實物模型試驗方法驗證與評估.(a) 湍流風下浮式風機氣動推力復現性能;(b) 半實物模型試驗與全實物模型試驗結果對比

5 大型浮式風機穩(wěn)性提升與載荷抑制方法

自1972年概念提出以來,浮式風機技術經過幾十年的發(fā)展已取得了長足的進步,相關設計、分析、優(yōu)化方法和數值計算工具逐步形成.尤其是Hywind Scotland (2017)、WindFloat Atlantic (2019) 和“三峽引領號” (2021) 等示范工程的先后建成,浮式風機技術的可行性已得到實踐檢驗.從技術發(fā)展和推廣的歷史規(guī)律而言,可靠性優(yōu)化正逐漸成為浮式風機技術突破升級的重點任務與核心挑戰(zhàn).就浮式風機動力學而言,可從浮式風機系統(tǒng)穩(wěn)性提升和結構載荷抑制等方面實現系統(tǒng)可靠性和綜合經濟效益優(yōu)化.

一方面,在大型浮式風機的設計開發(fā)中,首要目標是能夠保證其浮式基礎的動力學穩(wěn)定性,以保障其在全生命周期的各個作業(yè)和生存工況下均可滿足所需的穩(wěn)性要求.然而,在多源海洋環(huán)境的聯(lián)合激勵下,浮式平臺勢必產生額外的振蕩運動,這對風電裝備的服役性能評估與優(yōu)化帶來巨大挑戰(zhàn).如果能通過一定的技術手段,提高浮式支撐基礎的穩(wěn)定性,使其運行狀態(tài)盡可能接近傳統(tǒng)固定式風機,則傳統(tǒng)固定式風機中的相關分析、優(yōu)化、控制技術和設備稍加改進即可直接應用于浮式風機系統(tǒng).因此,實現浮式風機系統(tǒng)支撐平臺的穩(wěn)性提升,盡可能降低浮式風機支撐平臺在海洋環(huán)境激勵下的振蕩運動,是浮式風機性能優(yōu)化的重中之重.

另一方面,載荷抑制是當前浮式風機降本增效的一大核心主題,是保障系統(tǒng)長期安全穩(wěn)定運行、提升其安全性和可靠性的關鍵.在實海域風浪流多源激勵的聯(lián)合作用下,浮式風機的疲勞載荷問題異常突出,其疲勞載荷主要源自多體系統(tǒng)的剛柔耦合振動.在實海域多源海洋環(huán)境的激擾作用下,浮式風機系統(tǒng)振動具有寬頻與非平穩(wěn)特征: 風、浪等外源激勵和風輪旋轉等內源激勵具有較寬的特征頻帶和時變非平穩(wěn)特征,各激勵相互耦合、特征頻帶彼此重疊.此外,浮式風機系統(tǒng)振動呈現剛柔耦合與多維特征,風浪流作用下浮式平臺發(fā)生六自由度剛性振動,與塔筒、葉片等結構的柔性振動相互耦合,振動響應復雜.在上述因素的聯(lián)合作用下,浮式風機結構振動特性極其復雜,使塔筒/葉片等結構的疲勞載荷大幅增加,帶來顯著的結構可靠性和安全性問題.正如NREL 的研究指出,相較于同等容量的固定式風電機組,浮式風機塔筒的等效疲勞載荷增加了1.7～7.0 倍,運行維護成本將上升2～4 倍(Jonkman &Matha 2010).

實際上,上述穩(wěn)性提升與載荷抑制 (或振動控制) 是緊密相關的.穩(wěn)性提升側重描述對浮式平臺的剛性運動控制,而載荷抑制則側重描述風機系統(tǒng)的結構振動控制.目前,面向浮式風機穩(wěn)性提升與載荷抑制的研究還很不充分,嚴重制約了浮式風機的技術升級與推廣應用.為此,近年來學術界和產業(yè)界提出多種浮式風機穩(wěn)性提升與載荷抑制方法與技術,根據其技術思路的不同,大致可分為“浮體/系泊改進法” “伺服控制法” “結構控制法”三大類.

5.1 基于浮體/系泊改進的穩(wěn)性提升方法

浮式基礎的穩(wěn)定性和可靠性是決定浮式風機系統(tǒng)安全可靠性的決定性因素.因此,通過創(chuàng)新設計浮式平臺及其系泊系統(tǒng),使其具有可靠的穩(wěn)定性,是實現浮式風機穩(wěn)定提升的最根本也是最有效的途徑.現有的浮式風機系統(tǒng)穩(wěn)性提升策略大多參考船舶與油氣平臺的設計經驗,具體的實施途徑有降低浮體重心、提高浮體干舷、增加浮體寬度、增加垂蕩板等.如第3 節(jié)所述,根據平臺獲取穩(wěn)定性原理的不同,浮式風機系統(tǒng)可分為半潛式、單柱式、張力腿、駁船式等多種結構型式.浮式平臺的穩(wěn)性原理與幾何尺寸是決定浮式風機系統(tǒng)穩(wěn)性的首要因素.不同類型的浮式風機具有不同的水力穩(wěn)性特征和水動力特征,從而其穩(wěn)性優(yōu)化的技術思路也有所差別.

對于半潛式浮式風機系統(tǒng),浮式平臺通過多浮筒分布式的浮力實現系統(tǒng)穩(wěn)定,并利用較大的水線面來獲得回復力矩.為了進一步優(yōu)化浮式平臺的水動力穩(wěn)性,常用的方法是在浮式平臺上增加垂蕩板結構.如WindFloat、“三峽引領號”、中國海裝“扶搖號”等成熟的商業(yè)案例,都在其半潛式平臺上優(yōu)化設計了垂蕩板結構.如WindFloat 設計中,三個浮體下端設置有垂蕩板結構,使平臺在垂向運動過程中增加了黏性阻尼,進而改變基礎的運動幅度,實現對其水動力性能的調控.關于垂蕩板的作用機理及其對浮式平臺水動性能的影響規(guī)律,已有大量的相關研究.Mello等(2021)詳細研究了多種不同垂蕩板結構和尺寸對半潛式浮式風機水動力性能的影響規(guī)律,并開展了相應的試驗研究.Dinh 和Basu(2015)詳細研究了半潛式浮式風機垂蕩板的水動力系數及其壓力分布,揭示了垂蕩板的作用機理.此外,還可充分利用浮式平臺的內部空間,增設一些主動控制部件,如WindFloat 的主動壓載控制系統(tǒng),如圖35所示.由于其風電機組位于其中一個立柱上,結構具有不對稱性,基于靜態(tài)壓載系統(tǒng)在三個浮體內部隔艙中裝載壓載水,保障系統(tǒng)整體重心位于結構的垂向幾何中心線上.主動壓載系統(tǒng)根據機組的運動姿態(tài)調整三個浮體的排水和壓載水質量,以補償風速和風向變化引起的機組運動.

圖35 WindFloat 主動壓載調節(jié)系統(tǒng)

單柱式浮式風機系統(tǒng)往往具有細長的外形結構和較低的重心位置,其穩(wěn)性提升策略主要包括增加平臺吃水和增設附屬構件.其中,增加平臺吃水的方法雖然效果顯著,但在經濟上和安裝運輸施工方面挑戰(zhàn)較大,實用性較差.而增設附加質量和阻尼等附屬構件的方法具有經濟高效、操作可行的技術優(yōu)勢,得到了廣泛應用.總體而言,附屬構件的功能大致可分為兩類: (1) 垂蕩板,用以提升單柱式浮式風機系統(tǒng)的垂蕩性能.(2) 螺旋側板,用以抑制單柱式平臺的渦激運動,提升平臺的橫檔和橫搖穩(wěn)性.Subbulakshmi 和Sundaravadivelu(2016)基于CFD 模擬和模型試驗,研究了垂蕩板對單柱式浮式風機垂蕩阻尼的影響規(guī)律,得到了最佳垂蕩板尺寸和安裝位置.丁勤衛(wèi)等(2019)提出了在單柱式浮式風機平臺主體附加垂蕩板的優(yōu)化設計方法,如圖36所示,并詳細研究了風波耦合作用下垂蕩板及其安裝位置對單柱式浮式風機動態(tài)響應的作用機制和影響規(guī)律.通過頻域和時域等多角度分析發(fā)現,垂蕩板安裝于中部和底部時,對抑制浮式風機垂蕩和縱搖都具有理想的效果,可有效提升系統(tǒng)的水動力穩(wěn)性.余萬等(2018)研究了垂蕩板對傳統(tǒng)單柱式平臺和Cell Spar 平臺水動力性能的影響規(guī)律,揭示了垂蕩板尺寸、數量、安裝位置、透空率等關鍵參數的影響規(guī)律.周國龍等(2015)運用有限元軟件對垂蕩板在單柱式浮式風機不同位置處的運動響應進行頻域和時域特性分析.結果表明垂蕩板可明顯增大單柱式浮式風機的穩(wěn)定性.對于通過增加螺旋側板抑制平臺渦激運動,提升平臺水力穩(wěn)性,亦有大量相關研究.Ding 和Li(2017)在漂浮式風力機Spar 平臺結構設計中應用螺旋側板技術,研究螺旋側板對漂浮式風力機Spar平臺穩(wěn)定性的控制效果,發(fā)現螺旋側板能有效提高Spar 平臺穩(wěn)定性.然而,需要說明的是,浮式風機系統(tǒng)和傳統(tǒng)油氣開發(fā)中的浮式平臺具有不同的功能屬性,浮式風機系統(tǒng)對縱搖運動的穩(wěn)性要求高,而對垂蕩穩(wěn)性的要求可適當放寬.

圖36 單柱式浮式風機及其附屬垂蕩板結構 (圖中紅圈) (丁勤衛(wèi)等 2019)

張力腿式浮式風機主要通過大預張力系泊鏈獲取穩(wěn)性.相較而言,針對張力腿浮式風機穩(wěn)性提升的研究相對較少.典型的做法是,通過改善系泊系統(tǒng)結構與水動力特性,實現對張力腿式浮式風機的水動力穩(wěn)性的優(yōu)化.如圖37所示,在張力筋腱上串聯(lián)浮筒,可實現對浮式風機水平運動響應的有效抑制.

圖37 張力腿浮式風機串聯(lián)浮筒優(yōu)化方法(馬哲等 2020)

總體而言,一款結構可靠、經濟可行、穩(wěn)性優(yōu)越的浮式風機支撐平臺是實現浮式風機穩(wěn)性提升的核心技術,是保障浮式風機長期高效穩(wěn)定可靠服役的關鍵.在浮式風機平臺的總體方案確定后,在平臺主體或系泊鏈上增加垂蕩板等附屬結構,有望進一步改善浮式系統(tǒng)的動力學穩(wěn)性.需要說明的是,這種改進需要與平臺主體設計聯(lián)合考慮,經過多次迭代優(yōu)化之后得到最終優(yōu)化設計方案.

5.2 基于風機伺服控制的振動/載荷抑制方法

現代大型風力機都配備有完善的主動伺服控制系統(tǒng),主要包括變轉速控制器、變槳距控制器、偏航控制器.在風電機組工作過程中,其主動伺服控制系統(tǒng)肩負著實現機組穩(wěn)定運行、輸出最大功率、裝備自保護等諸多功能.隨著風電裝備功率/尺度大型化和結構柔性化發(fā)展,主動伺服控制在保障風電裝備安全可靠性和經濟高效性方面發(fā)揮著著越來越重要的作用.為了優(yōu)化浮式風機性能,有學者提出基于風機現有伺服控制系統(tǒng),制定新的控制策略與邏輯,實現浮式風機的穩(wěn)性提升與載荷抑制的技術思路.典型的方法包括獨立變槳距控制(Namik &Stol 2010)、變功率統(tǒng)一變槳(Lackner 2009)、偏航降載控制(Kragh &Hansen 2014)等.

如圖38所示為現代大型風機的典型變速/變槳控制邏輯圖.根據入流風速的大小不同,可分為三個不同的區(qū)域.區(qū)域I: 入流風速小于切入風速,此時風速較小,風輪不旋轉也不發(fā)電;區(qū)域II: 最大功率追蹤區(qū),風速處于切入風速與額定風速之間,該控制區(qū)的主要策略是,通過改變風輪轉速使其處于最佳風能捕獲狀態(tài),實現發(fā)電功率最大化,現已發(fā)展出多種最大功率點追蹤方法(maximum power point tracking,MPPT);區(qū)域III: 變槳距控制區(qū),此時風速大于額定風速而小于切出風速,該控制區(qū)的主要目標是通過實時控制葉片槳距角,使風機系統(tǒng)保持恒定的額定功率輸出,同時限制葉片、塔筒等結構載荷.區(qū)域IV: 停機控制區(qū),此時風速超過切出風速,風力機順槳停機,實現自保護.

變轉速控制 (圖38) 是在風速低于額定風速時的主要控制策略,通過探測來流風速、風輪扭矩、功率等系統(tǒng)狀態(tài),基于外部控制邏輯和內部電力控制環(huán),調節(jié)風輪系統(tǒng)的轉速,使風機翼尖速比追蹤最大功率系數.在此過程中,風機系統(tǒng)可模擬為一個以氣動扭矩為動力、電磁扭矩為阻力,且具有自身慣量、阻尼、剛度等力學參數的等效動力學系統(tǒng).根據實現策略的不同,MPPT具體可分為翼尖速比法、最優(yōu)扭矩法(Manonmani &Kausalyadevi 2014)、功率反饋法(Barakati et al.2009)、爬坡算法 (又稱攝動觀測法(Gonzalez et al.2010)) 等多種方法.其中,翼尖速比法是最直接的MPPT 策略,通過實時監(jiān)測的入流風速,控制風輪轉速至最佳翼尖速比.該方法簡單、直觀,但該方法控制效果與風速的探測精度密切相關.對于現代大型風力機而言,僅在機艙上部署有單一風速風向儀,由于風速時空分布的隨機性和復雜性,加之風輪對風速的作用,機艙風速儀的風速測量精度有限,很大程度上削弱了翼尖速比法的控制精度(Song et al.2017).爬坡算法不需要風機系統(tǒng)的先驗知識,是一種自適應、魯棒性的MPPT 控制方法.然而,由于它的搜索與試錯的運行機制,尚無法適用于大慣量、高湍流的場景,一般用于中小尺度風機(Kim et al.2013).最優(yōu)扭矩法是典型的現代大型風機變轉速控制策略,它通過先驗知識建立電磁扭矩與轉速之間的二次關系,并基于實時監(jiān)測轉速設定電磁扭矩.其優(yōu)點在于只需檢測風機轉速,便于實現.然而,由于其靜態(tài)設計及先驗屬性,在風機系統(tǒng)參數變化和高湍流等強動態(tài)風況下,其MPPT 控制性能也面臨一些問題.對于風機的MPPT 控制,有多為學者已做過詳盡的文獻綜述與分析,詳見Kumar 和Chatterjee(2016)、Novaes 等(2018)等,此處不再贅述.

圖38 現代大型風機變轉速控制邏輯

變槳距控制是現代大型風力機的標配控制系統(tǒng)之一,在風速超過額定風速之后 (區(qū)域III),通過葉根變槳機構調整風機葉片的槳距角,保證風機提供恒頻上網電力,同時降低風機結構載荷.一種經典的實現方式是,將電磁扭矩設置為定值,以風機高速軸轉速為反饋信號,基于PID閉環(huán)控制,實時調整風機槳距角,從而實現恒定的風機轉速和恒定的功率輸出.隨著葉片結構大型化和柔性化發(fā)展,變槳距控制的重要性愈發(fā)突出.基于PID 的統(tǒng)一變槳控制是現代大型風力機的經典控制策略,以風機高速軸為反饋信號,基于實際轉速與參考轉速之間的誤差,通過PID參數給出葉片槳距角的變化值.Hand 和Balas(1997)給出了詳細的風機變槳控制PID 設計方法與流程.然而,需要說明的是,風機是一種典型的強非線性系統(tǒng),使用PID 需要在工作點處做線性化處理,這一定程度上削弱了PID 的控制性能.為此,需要做適當的增益調控(Jonkman et al.2009).在Jonkman 設計的NREL 5 MW 參考風機中,通過靜態(tài)仿真與擬合,建立了變槳控制PID 參數與槳距角之間映射關系,通過此增益調控策略,提升了變槳PID 的控制性能.

上述變速、變槳控制策略和方法已在傳統(tǒng)固定式風機中得到充分驗證和廣泛應用.對于浮式風機,由于結構型式和動力特征的獨特性,傳統(tǒng)的變速/變槳控制策略無法直接移植使用.一方面,浮式風電裝備往往具有更大的空間尺度與裝機容量,由風場空間分布不均勻性導致的氣動載荷不平衡現象愈發(fā)凸顯.另一方面,浮式風機附加的平臺運動對功率輸出和結構載荷影響顯著,特別是平臺縱蕩/縱搖運動引起的風機風輪上下載荷不平衡.為此,除了上述傳統(tǒng)的變速/統(tǒng)一變槳策略之外,國內外學者針對浮式風機結構形式與動力特征的獨特性,提出了一些新的控制邏輯與控制框架.其中最為典型的是獨立變槳距控制.其基本原理是,通過獨立控制三個葉片的實時槳距角,維持風輪總體推力與功率不變,同時實現系統(tǒng)在縱搖方向的穩(wěn)定性,降低塔筒、葉片等的結構載荷,如圖39所示.相較于統(tǒng)一變槳控制,獨立變槳需要監(jiān)測載荷、加速度等額外的反饋信號,將統(tǒng)一變槳的單輸入單輸出問題升級為多輸入多輸出問題.如今,獨立變槳的降載效果已在固定風機中得到仿真和實驗的充分論證(Bossanyi et al.2013,Dunne et al.2015),近年來在浮式風機伺服控制中得到大量研究.

圖39 浮式風機獨立變槳實現運動/載荷抑制的基本原理.(a) 統(tǒng)一變槳,(b) 獨立變槳

2006年,Larsen 和Hanson(2007)的研究表明,浮式風機的漂浮式支撐結構使得系統(tǒng)固有頻率更低,如果變槳控制器的特征頻率高于結構頻率 (如平臺縱搖運動、塔筒固有頻率),將導致較大的瞬態(tài)載荷,并使系統(tǒng)趨于不穩(wěn)定.他們提出了一種極點配置法解決此問題,新方法以增加轉速的波動性為代價,使控制器特征頻率處于合理范圍,保證系統(tǒng)的穩(wěn)定性.Nilsen 等(2006)通過仿真和試驗也發(fā)現,超過額定風速時的變槳控制,可能導致塔筒共振,可通過改進控制算法主動增加阻尼加以抑制.Jonkman 等(2008)的研究同樣發(fā)現,若變槳控制器設計不合理,可能引發(fā)“負阻尼”現象,使浮式風機陷入失穩(wěn)風險,該現象同樣在浮式風機縮尺模型試驗中得到驗證(Goupee et al.2017,Karikomi et al.2015).為此,Jonkman(2008)在FAST 基礎控制的基礎上提出塔頂加速度反饋、主動失速、增益調控等多種改進的變槳控制方法,并基于駁船型浮式風力機分析了各種新型控制策略的控制性能.結果表明,增益調控法可輕微減小浮式平臺振蕩運動,但控制效果有限.為進一步提升浮式風機控制器的控制性能、提升系統(tǒng)穩(wěn)性、抑制結構載荷,學者們圍繞獨立變槳控制開展了大量研究工作.

英國Bossanyi 是獨立變槳控制方法的早期探索者之一.2003年,他基于先行二次型控制(LQR) 和PI 控制分別對陸地風電機組設計獨立變槳控制系統(tǒng),結果表明,獨立變槳控制系統(tǒng)可顯著降低風電機組載荷(Bossanyi 2003b,2003c).后來,新西蘭的Namik 和Stol 率先將獨立變槳控制方法引入浮式風機,取得了一系列重要成果.2008年,Namik 和Stol(2008)使用狀態(tài)空間法設計控制器,來調節(jié)風輪轉速和浮式平臺縱搖運動.結果表明,相比于統(tǒng)一變槳控制,獨立變槳控制可有效改善平臺縱搖性能,但同時也增加了平臺橫搖運動.2010年,他們針對張力腿型浮式風機的載荷抑制問題,提出了基于干擾自適應控制 (disturbance accommodating control,DAC)的獨立變槳控制方法,顯著提高了浮式風機功率和轉速的平穩(wěn)性,降低了塔筒的疲勞載荷.同年,他們基于獨立變槳控制開發(fā)了周期狀態(tài)空間控制器以改善浮式風機功率性能,實現浮體運動抑制.仿真結果表明,獨立變槳控制下,浮式風機功率波動、平臺橫搖、平臺縱搖分別下降44%,39%和43%,塔筒側向疲勞載荷下降39%(Namik &Stol 2010).2014年,他們圍繞單柱式浮式風機的運動抑制和載荷抑制問題,提出了多目標線性狀態(tài)反饋控制和獨立變槳距控制方法.結果表明,在新型獨立變槳距控制器的作用下,浮式風機塔筒前后和側向載荷平均下降9%(Namik &Stol 2014).同時,他們的分析也指出,盡管獨立變槳相較于傳統(tǒng)統(tǒng)一變槳可有效降低駁船型浮式風機塔筒的結構載荷,但其載荷仍然是固定式風機的2～5 倍(Namik &Stol 2011).

上述工作為浮式風機新型獨立變槳控制研究奠定了基礎,為后續(xù)研究提供了思路.日本大阪府立大學的Suemoto 等(2017)基于多葉片坐標轉換方法,將獨立變槳控制器設計轉化成線性時不變問題,為浮式風機系統(tǒng)設計了獨立變槳控制器和扭矩控制器.實現了在不增加變槳執(zhí)行率的情況下,維持了良好的功率控制性能,并顯著降低葉片疲勞載荷.謝雙義(2013)基于FAST 和SIMULINK 平臺,搭建了外部控制器,研究了變速變槳風機的運行控制策略.結果表明,與傳統(tǒng)的統(tǒng)一變槳控制相比,獨立變槳控制在恒定風機輸出功率的同時,降低了風力機在陣風工況下的超調與穩(wěn)定時間,同時抑制了風機在湍流風條件下的葉片疲勞載荷.范定成(2016)設計了基于LQR 狀態(tài)空間方法的浮式風機獨立變槳控制器,該控制器具有更好的實時性和魯棒性,同時驗證了浮式風機獨立變槳控制在恒定輸出功率、降低結構載荷、減小超調與穩(wěn)定時間等方面的有效性.周臘吾等(2019)通過考慮浮式平臺的縱蕩和縱搖運動,提出了大型浮式風機氣動-水動力耦合下的變槳控制策略,構建了基于RBF 神經網絡的浮式風機獨立變槳控制方法,在一定程度上抑制了浮式風機的縱搖運動和結構載荷.王慧(2019)建立了基于DAC 狀態(tài)反饋控制的浮式風機載荷抑制方法,通過引入擾動校正技術對隨機快變風速擾動進行獨立變槳控制,改善了葉片的不平衡氣動載荷,抑制了浮式風機的振蕩運動,減低了浮式風機塔筒載荷.

除了上述理論分析與仿真模擬之外,有學者開展了相應的實驗研究,以驗證獨立變槳在結構降載方面的有效性.Bossanyi 等(2013)針對兩葉片和三葉片600 kW 固定式風機開展了獨立變槳控制全場測量,驗證了獨立變槳對風機結構載荷抑制的有效性.Suemoto 等(2019)開展了風切變條件下的風機獨立變槳控制試驗研究,驗證了獨立變槳控制在葉片載荷抑制方面的有效性,同時表明獨立變槳對風輪轉速穩(wěn)定性沒有明顯影響.Li 等(2016)為一個兩葉片風機設計了周期性變槳控制機構,并開展了風洞實驗研究,發(fā)現周期變槳可有效降低風機推力等氣動載荷.需要說明的是,上述實驗均針對傳統(tǒng)固定式風機展開.對于浮式風機而言,由于結構型式復雜,風浪流環(huán)境模擬難度大,開展相應的一體化控制器測試對實驗軟硬件條件要求較高,目前僅有零星的相關報道(Goupee et al.2017,Madsen et al.2020,Yu et al.2017),而對于浮式風機一體化獨立變槳控制的研究更是未見報道.

針對此空白,筆者依托上海交通大學海洋工程國家重點實驗室,開展了浮式風機一體化獨立變槳距控制實驗研究.考慮到浮式風機一體化模型試驗對模型尺寸、重量等力學參數的嚴格限制,設計制作了基于多通道直線電機與空間連桿機構的機械式獨立變槳控制系統(tǒng),具有良好的獨立變槳控制精度和重復性,如圖40所示.隨后,通過模擬海洋風浪流環(huán)境,開展了浮式風機獨立變槳控制一體化模型試驗,對比研究了統(tǒng)一變槳和獨立變槳控制下浮式風機系統(tǒng)的浮體運動、機組載荷等關鍵參數,發(fā)現獨立變槳對浮式平臺的縱搖抑制率高達9%,更詳細的研究與分析將在后續(xù)論文中深入探討.

圖40 筆者團隊開展的浮式風機獨立變槳一體化試驗研究.(a) 獨立變槳機構模型圖,(b) 統(tǒng)一變槳原理圖,(c) 獨立變槳機構實物圖,(d) 獨立變槳原理圖

需要說明的是,雖然大量研究表明,以獨立變槳距控制為代表的伺服控制方法可有效提升浮式風機系統(tǒng)的穩(wěn)定性、抑制結構載荷,但要頻繁啟停變槳控制系統(tǒng),這可能增加變槳控制器的疲勞故障與失效風險.因此,目前獨立變槳尚未取得大規(guī)模的商業(yè)應用.有學者認為,獨立變槳的巨大技術優(yōu)勢,可在15 MW 級 (超) 大型風機中得到更好的體現(Chen &Stol 2014).大型浮式風機作為下一代 (超) 大型風電裝備的典型代表,有望見證獨立變槳技術的成功應用.

5.3 基于結構控制技術的振動/載荷抑制方法

針對浮式風機穩(wěn)性提升和載荷抑制問題,另一個重要發(fā)展分支是結構控制技術.即,在浮式風機系統(tǒng)中額外增加一個結構振動控制器,通過調控控制器的力學屬性參數,吸收浮式風機系統(tǒng)不利的運動/振動,使系統(tǒng)趨于穩(wěn)定,實現浮式風機系統(tǒng)的振動控制與載荷抑制.

結構控制技術在高樓橋梁防風抗震中已得到廣泛應用,近年來被引入浮式風機的振動控制研究中,如圖41所示.Lackner 和Rotea(2011a)率先提出在浮式風機機艙布置調諧質量阻尼器(tuned mass damper,TMD) 以實現振動控制與載荷抑制的思路.他們在浮式風機仿真分析軟件FAST 中加入了結構控制模塊,并根據工程經驗初步優(yōu)化了TMD 力學參數,發(fā)現TMD 對塔頂的減振效果約為10%.隨后,他們先后研究了被動式、主動式結構控制裝置的實際振動控制效果(Lackner et al.2010).Stewart(2012)系統(tǒng)研究了基于TMD 的浮式風機振動控制方法,并指出了該方法的優(yōu)缺點.Si 等(2014)提出在浮式平臺中布置TMD 的控制方案,基于固定點理論設計了TMD 的關鍵參數,評估了TMD 對浮式風機的振動控制效果.Sun 和Jahangiri(2018)提出在塔筒頂部布置三維擺式TMD,以實現對浮式風機的多維振動控制.Dinh 和Basu(2015)提出在浮式平臺和機艙布置多個TMD 的控制方案,發(fā)現多TMD 的振動控制效果優(yōu)于單TMD.相應的,國內學者對浮式風機的結構振動控制也做了廣泛探索.賀爾銘等(2014)建立了浮式風機-TMD簡化動力學模型,進行了TMD 參數優(yōu)化和振動控制性能評估,驗證了TMD 對浮式風機的振動控制效果;周紅杰等(2018)基于多島遺傳算法,建立了浮式風機機艙TMD 參數優(yōu)化設計方法;湯金樺等(2017)研究了機艙TMD 對駁船型浮式風機穩(wěn)性提升效果;黃致謙等(2018)提出在浮式平臺和機艙同時布置TMD 的振動控制方案;張曉峰等(2020)采用人工魚群算法實現了對機艙和浮式平臺TMD 力學參數的優(yōu)化設計;楊佳佳等(2020)針對機艙TMD 行程過大的問題,研究了TMD 限位策略及其振動控制效果.除經典的TMD 外,學者們還提出了多重TMD(黃致謙等2018)、混合TMD(Hu &He 2017,金鑫等 2020)、調諧液柱阻尼器(Ha &Cheong 2016,Zhang et al.2019a)等多種結構控制裝置.

圖41 結構控制在高層建筑和浮式風機中的應用.(a) 高層建筑,(b)浮式風機(Si et al.2013)

上述研究有效促進了浮式風機振動控制理論和方法的發(fā)展.以上研究普遍表明,以TMD 為代表的結構振動控制裝置可有效提升浮式風機系統(tǒng)穩(wěn)性、降低結構振動、抑制結構疲勞載荷.然而,TMD 存在一些固有缺陷,很大程度上限制了其在浮式風機領域的實際工程應用,主要表現在: (1) TMD 附加質量大、行程遠.TMD 減振效果顯著依賴于自身質量,若按高層建筑等工程實踐經驗進行設計,浮式風機所用TMD 質量將重達數十上百噸,與浮式風機的風輪系統(tǒng)質量相當.高懸的大質量TMD 將使系統(tǒng)重心上升,從而降低浮式風機系統(tǒng)穩(wěn)性,威脅浮式風機系統(tǒng)的安全穩(wěn)定性.另一方面,TMD 運動行程遠,Lackner 和Rotea 的研究表明,對于駁船型浮式風機,當按浮體縱搖固有頻率來調諧設計TMD 參數時,TMD 運動行程可能達到8～20 m(Lackner &Rotea 2011b),浮式風機緊湊的空間配置無法提供如此巨大的運動空間.盡管已有學者提出了相應的TMD 限位策略,但系統(tǒng)較為復雜,且可能導致沖擊等額外問題,尚無法滿足實際應用需求.(2) TMD 振動控制頻帶較窄.TMD 是一種線性吸振器,往往只在設計頻率處有較好的振動控制效果,頻率失諧時振動控制效果急劇下降.因此,TMD 對浮式風機寬頻激勵、非平穩(wěn)振動的控制效果有限.針對傳統(tǒng)吸振器 (如TMD) 的局限性,國內外學者圍繞TMD 質量大行程遠和抑振頻帶窄這兩大問題,發(fā)展了相應的拓展技術,并在浮式風機性能優(yōu)化中得到初步研究.

一方面,為了彌補TMD 等傳統(tǒng)減振器質量大、行程遠的缺點,有學者引入了“慣容器”的概念,以期以較小的物理質量實現較大的等效質量效果.日本Inoue 和Ikago 團隊(Ikago et al.2012,Inoue &Ikago 2012)于21世紀初提出了兩端點慣性原理的結構減振裝置,并對其慣性增效和阻尼增效原理進行了系統(tǒng)研究.英國學者Smith(2002)提出以“慣容” (Inerter) 來命名這類兩端點慣性元件,并從理論角度概括了慣容的動力學原理.張瑞甫等(2019)系統(tǒng)回顧和介紹了慣容原理及其在減振控制領域的發(fā)展歷程與研究現狀.與傳統(tǒng)質量元件相比,慣容元件的優(yōu)勢在于: 可以用較小的物理質量實現更大的等效慣性效果,而且慣容所增大的慣性并不會增加結構所受的激勵作用;可以在基本不改變結構物理質量的前提下實現慣性特征的靈活調整,以實現調諧目的.通常,將含有慣容的減振裝置稱為慣容減振系統(tǒng).根據慣容與質量、彈簧、阻尼器等力學元件數量和空間序構關系的不同,慣容減振系統(tǒng)可分為多種不同形式,其中代表性的有調諧黏滯質量阻尼器(Arai et al.2009)、調諧慣容阻尼器(Lazar et al.2014)、調諧質量阻尼慣容器(tuned mass-damper-inerter,TMDI) (Huang et al.2016)等.國內外學者圍繞慣容實現機制、慣容增效原理、慣容減振器設計等方面開展了廣泛研究,極大程度豐富和發(fā)展了慣容減振理論與方法.尤其是滾珠絲杠機制(Ikago et al.2012)、齒輪齒條機制(Smith 2002)等慣容結構的先后提出 (圖42),促進了慣容減振理論的快速發(fā)展,并在汽車、高層建筑等領域得到實驗驗證與初步應用.Yang 等(2020)將慣容減振器應用于重型車輛懸架的振動控制,基于多目標遺傳算法實現了對慣容系統(tǒng)的優(yōu)化設計.李陽等(2019)研究了慣容對船舶艙室低頻隔振效果的影響,結果表明,慣容減振器能降低共振頻率并抑制共振峰,且慣質系數越大,隔振增強效果越明顯.Taflanidis 等(2019)將慣容減振系統(tǒng)應用于高層建筑防風抗震,建立了慣容減振系統(tǒng)優(yōu)化設計方法.Dai 等(2019)將TMDI 應用于大跨度橋梁,研究了慣容連接位置對橋梁風致振動控制效果的影響規(guī)律.葉昆和舒率(2020)將調諧慣容阻尼器應用于高層建筑,并提出了基于性能需求的慣容系統(tǒng)優(yōu)化設計方法.Ma 等(2020)將慣容系統(tǒng)應用于半潛式海洋平臺,以同時抑制垂蕩和縱搖運動.結果表明,慣容系統(tǒng)只需用傳統(tǒng)固定垂蕩板0.8%的質量即可實現同等甚至更優(yōu)的運動抑制效果.Zhang 和Fitzgerald(2020)提出基于TMDI 的風機葉片振動控制方法,結果表明,相較于傳統(tǒng)TMD,TMDI 阻尼器的運動行程可下降55%.Sarkar 和Fitzgerald(2019)將TMDI 引入浮式風機的振動控制中,研究了基于TMDI 的浮式風機振動控制方法,結果表明,充分利用慣容器的質量放大效應,可以較小的減振器物理質量和更小的行程獲得比傳統(tǒng)TMD 更加優(yōu)越的振動控制效果.

圖42 慣容實現機制.(a) 齒輪-齒條機制慣容,(b) 滾珠絲杠機制慣容

另一方面,為了改進傳統(tǒng)線性吸振器 (如TMD) 的振動控制性能,研究人員嘗試在TMD 中引入非線性因素,從而發(fā)展出了非線性吸振器,其中以非線性能量阱 (NES) 為典型.NES 沒有固定的頻率,可在較寬頻率范圍內實現高效的振動控制,振動控制魯棒性高.此外,NES 獨特的能量靶向轉移特質,可以較小的質量獲得較高的振動控制率,易于實現輕質小型化設計,是代替TMD 等線性吸振器,實現復雜寬頻耦合振動的理想裝置,近年來取得了學者們的廣泛關注.Ding 和Chen(2020)從結構設計、動力學分析和應用等角度系統(tǒng)總結了NES 的發(fā)展歷程及研究現狀.Vakakis 等(2003),McFarland(2005)等深入研究了NES 的動力學振動控制機理.Dekemele等(2020)研究了NES 對多模態(tài)振動的抑制效果,并設計制作了NES 實驗樣機,試驗驗證了NES 在振動控制中的優(yōu)越性能.Zhang 等(2019b)提出了一種慣容式NES 設計,顯著提升了NES 的振動控制性能.Yao 等(2020)提出了一種多穩(wěn)態(tài)NES 設計,并通過系統(tǒng)的解析分析驗證了該NES 的優(yōu)越性能,并通過轉子系統(tǒng)實驗給予了證明.霍林生等(2019)針對輸電塔的振動問題,研究了一種基于NES 的懸吊擺結構,取得了比傳統(tǒng)懸吊質量擺和線性彈簧擺更優(yōu)的振動控制效果.Nankali 等(2017)將NES 引入加工機床刀具系統(tǒng),實現了床振動的有效控制.陳東陽等(2020)將NES 應用于渦激振動抑制,提出了相應的NES 優(yōu)化設計方案.姚紅良等(2020)針對旋轉機械研發(fā)了一種具有分段線性非線性剛度的NES 裝置,并建立試驗系統(tǒng)驗證了該NES 的效果,試驗結果表明,該NES 最佳抑振率達到67%.劉海平等(2018)搭建了NES 試驗裝置,開展了NES 對飛輪振動抑制效果的實驗研究.劉中坡等(2016)搭建了軌道型NES,基于振動臺實驗驗證了軌道型NES 對高層建筑的振動控制效果.目前,僅有學者提出了類似的技術思路,針對浮式風機的NES 研究還鮮見報道.

上述研究很大程度上豐富了浮式風機振動控制與載荷抑制的理論內涵,并有效推動了相應的實踐應用.然而,現有研究還不夠充分,面向浮式風機這一復雜多體動力學系統(tǒng)的綜合減振理論與方法尚未形成.僅有的零星研究主要以理論分析和可行性驗證為主,面向實際應用的試驗研究罕見報導.但不可否認的是,考慮到慣容器和非線性吸振器的技術優(yōu)勢與巨大潛力,基于結構控制技術的浮式風機振動/載荷抑制技術還有很廣闊的探索空間和技術應用前景.

6 總結與展望

6.1 浮式風機耦合動力學研究中存在的問題

前文針對大型浮式風機這一新興高端風電裝備,圍繞其耦合動力學與性能調控問題,綜述了相關領域的發(fā)展歷程和研究進展.可以看到,經過數十年的研究發(fā)展,加之受益于傳統(tǒng)海洋工程和固定式風電技術的長期理論研究與技術積累,浮式風機耦合動力學研究的基礎理論和技術方法取得了長足的進步,為浮式風電技術從概念走向應用奠定了堅實基礎,同時也促進了動力學與控制等相關領域的理論發(fā)展與實踐應用.然而,需要指出的是,作為一種新生事物,浮式風機動力學機理具有其復雜性和獨特性.加之發(fā)展時間還較短,相關方法與技術尚不成熟,浮式風機耦合動力學研究仍面臨一系列亟待解決的基礎問題和關鍵技術,主要包括:

(1) 浮式風機多體/多物理場耦合動力學行為機理與高效數值求解方法

系統(tǒng)揭示浮式風機耦合動力學行為機理,是浮式風機諸多研究領域的核心內容,也是浮式風機概念設計、優(yōu)化控制、降本增效等工作的重要基礎.盡管學者們圍繞該主題開展了大量研究,但浮式風機服役環(huán)境惡劣、激勵傳遞路徑多樣、系統(tǒng)構成繁雜、部件力學屬性差異大,現有研究只能通過精細化方法揭示局部子系統(tǒng)之間的耦合作用機制,仍然未能清晰透徹地闡明其完整的動力學行為規(guī)律.如大型柔性塔筒/風輪載荷、風輪動態(tài)尾跡及浮體運動特性之間的相互作用機制,風機變速/變槳控制器、結構振動、浮體運動特性之間的相互影響規(guī)律,還未得到很好的解釋.盡管已有若干浮式風機一體化設計分析軟件得到應用,但這些工具在處理復雜非線性問題時計算結果可靠性存疑,如差頻非線性波浪載荷和湍流風載作用下的浮式平臺低頻諧振問題.此外,現有浮式風機動力學求解方法大多基于時域耦合求解,計算量大、效率較低,在面臨大規(guī)模案例計算時面臨較大挑戰(zhàn),亟待開發(fā)時域耦合高效求解理論與方法.因此,進一步深入揭示浮式風機多體/多物理場耦合動力學行為機理,開發(fā)和優(yōu)化相關數值計算方法,仍需從動力學基礎理論和高效數值算法等角度開展深入研究.

(2) 面向工程實踐的浮式風機性能調控與優(yōu)化方法

本文從浮體/系泊改進、伺服優(yōu)化控制、加設結構控制裝置等層面綜述了浮式風機穩(wěn)性提升和載荷抑制方法的研究現狀.上述性能調控方法大多借鑒自傳統(tǒng)海洋工程或土木工程中的成功經驗,其設計理論和方法并不完全適用于浮式風機.如傳統(tǒng)海工中常通過增設垂蕩板結構來提升浮式平臺的穩(wěn)性,對于浮式風機而言,平臺縱搖方向的運動抑制是首要考量,而傳統(tǒng)垂蕩板對縱搖方向的穩(wěn)性提升效果有限.傳統(tǒng)土木工程中的結構振動控制技術 (如調諧質量阻尼器),在浮式風機中又存在附加質量大、運動行程遠等問題,亦無法直接移植使用.可見,浮式風機大幅平臺運動和結構非線性振動相耦合的特點,對伺服、結構等控制器設計提出了更高要求和更大挑戰(zhàn),亟需提出針對性適應性研究方法和技術方案.此外,上述技術思路的研究尚停留在理論分析和可行性評估層面,面對浮式風機獨特結構型式和動力學特征的優(yōu)化控制理論和設計方法尚未形成,亟待開展深入研究,尋求理論和技術突破.

(3) 浮式風機耦合動力學一體化試驗測試理論與技術

物理模型試驗以其準確可控一直被認為是海洋結構物性能評估和優(yōu)化的最可靠手段,在海洋工程裝備創(chuàng)新研發(fā)中發(fā)揮著不可替代的重要作用.然而,不同于傳統(tǒng)海洋浮式結構物,大型浮式風機巨型高聳旋轉風輪成為系統(tǒng)動力學行為特征的焦點.以往以水動力特性模擬和評估為核心的物理模型試驗體系,已無法適應大型浮式風機一體化試驗的新要求.盡管國內外圍繞浮式風機動力學模型試驗開展了大量研究,現已形成多種浮式全物理、半物理模型試驗方法與技術,但這些方法都是以風輪氣動載荷匹配為約束準則,適應性存在局限.仍然面臨諸如風輪-浮體縮尺理論不兼容、開場造風風場模擬能力差、模型設計制造限制多、風機系統(tǒng)氣動-結構-控制多場還原度低、系統(tǒng)狀態(tài)監(jiān)測手段有限等問題.建立浮式風機耦合動力學多場協(xié)同縮尺測試理論,開發(fā)氣動-水動-結構-控制一體化模型設計、制造與測試技術,仍有大量難題需要攻克.

6.2 總結

大型浮式風機是風電裝備大型化和離岸化發(fā)展的產物,已成為風電裝備極其重要且富有前景的發(fā)展方向.本文以大型浮式風機耦合動力學為主題,首先,介紹了浮式風電技術的發(fā)展歷程和研究現狀;然后,概述了幾種不同穩(wěn)性原理的浮式風機設計原理與開發(fā)現狀,并簡要分析了各自優(yōu)缺點;隨后,從非定常氣動特性、氣彈耦合特性、浮體運動特性、數值工具開發(fā)、模型試驗方法等角度介紹了浮式風機耦合動力學機理研究進展;再后,介紹了浮式風機穩(wěn)性提升和載荷抑制等性能優(yōu)化方法的研究現狀;最后,總結了浮式風機耦合動力學研究中存在的問題與挑戰(zhàn),以期為浮式風機動力學與控制相關研究人員提供借鑒與參考.

致 謝國家自然科學基金青年科學基金項目 (11632011)、海南省自然科學基金聯(lián)合項目 (120(12102251)、國家自然科學基金重點項目 (11632011)、海南省自然科學基金聯(lián)合項目(120LH050)、國家自然科學基金創(chuàng)新研究群體項目 (12121002)、汕尾市省級科技專項資金(“大專項+任務清單”) 項目 (2020B001) 資助.