Truss-spar-buoy風機承載浮式平臺的概念設計

朱 航，歐進萍

（1船舶工藝研究所，上海 200032；2哈爾濱工業大學 土木工程學院，哈爾濱 150090；3大連理工大學 土木水利學院，遼寧 大連 116023）

1 引 言

隨著能源需求的增加與不可再生能源的消耗，可再生新能源的發展受到人們的日益重視。風能發電是可再生能源的利用中技術成熟、具開發條件的發電方式之一，有著非常廣闊的發展前景。據歐洲風能協會報告預測:2020年時，全球風能發電將占發電總量的12%[1]。

目前，風力發電設備主要用于陸上和近海地區。與陸上風相比，海風有著風速高、靜風期少、風速隨高度變化小、不必限制噪音等諸多優點，可以大幅度地增加發電量和延長設備壽命。隨著近海地區風力發電技術的成熟，如何利用深海地區的風力發電，已成為學者的研究熱點。與陸上和近海地區的風機下體固定式結構不同的是，在深海地區，由于水深的增加，風機需安置于浮式平臺上，以降低安裝成本。

用于深海地區風力發電的浮式平臺，常見的有三種結構形式，如圖1所示。基于各自的結構特點，三者的設計概念也有很大不同，下面將分別對這幾種結構形式進行介紹。

第一種平臺（左一），為spar-buoy式平臺，有著spar平臺的結構特點，采用壓載艙使得平臺的浮心高于重心，以此保證結構的穩性，并配以錨泊系統以控制平臺的水平位移。這種平臺需要很深的吃水，按文獻[2]介紹，該平臺整體的吃水在120m左右。

第二種平臺（左二），為TLP式平臺，有著TLP的結構特點，平臺的浮力大于重力，并通過張力腿系統固定于海底，以此保證結構的穩性及控制水平位移。在結構完好時，這種平臺的力學性能合理，但是，由于這種平臺無自我回復剛度，如果張力腿發生意外斷裂,平臺有極大的可能發生傾覆。因此，這種平臺有著很大的安全隱患。

第三種平臺（右一），為barge式平臺，有著巨大的水線面積，以此保證平臺的穩性，并配以錨泊系統以控制平臺的水平位移。這種設計的理念是通過平臺偏轉時，兩側入水體積的變化所產生的浮力差來提供彎矩，但是，這種平臺的水線處面積過于龐大，平臺所受到的波浪力也因此很大，會對錨泊系統的性能有很大需求。因此，這個方法的經濟性不好。

此外一些學者通過將風機平臺聯合固接于一起的方法[3-4]，增大各平臺水線面到水線面形心的距離，以此增大平臺的水線面二階矩，達到增大平臺穩性的目的。但是，由于葉片較長，為避免葉片的互相碰撞，各風機需間隔很遠，將各風機平臺剛接需要很高的成本，因此，這種方法的經濟性也是不好的。

本文在借鑒以上幾種平臺形式的基礎上，參考了Truss-spar平臺的結構特點，設計了更適用于風機發電的Truss-spar-buoy浮式平臺結構，下文將對這種平臺的結構特點及運動性能進行說明。

圖1 風機浮式平臺常見結構形式Fig.1 Main structures of the floating wind turbine platforms

2 Truss-spar-buoy平臺參數說明

2.1 風機參數

由于浮式平臺結構為承載風機所用，首先對其上承載的風機參數進行說明。以NREL 5MW風機為例[5]，其詳細參數如表1。

表1 NREL 5MW風機參數Tab.1 Parameters of the NREL 5MW wind turbine

2.2 設計理念

2.2.1 平臺水下主體結構設計

從風力發電對浮式平臺需求可知，適用于風力發電的浮式平臺，需要有很好的穩性，即平臺在風的作用下發生偏轉時，平臺會有自我回復能力。也就是說，對平臺結構的改進，首先要使平臺具有正的偏轉靜水回復剛度。平臺的偏轉靜水回復剛度可表示為:

其中，γ為海水容重，LBG為浮心與重心的高差，V為平臺的吃水體積，Iww為平臺的水線面二階面積矩。由前面分析可知，完全通過增大平臺水線面二階面積矩的方法是不經濟的。對平臺的改進方案，應從增大浮心與重心的高差，以及增大平臺的吃水體積兩方面考慮。

如欲控制平臺的偏轉角度極值的大小，僅依靠平臺自身結構提供的偏轉靜水回復剛度是不夠的，因為這意味著巨大的水下體積，這樣會大幅地增加平臺的建造成本。設計時，應在平臺保持自身穩性的基礎上，同時采用系泊系統來控制平臺的偏轉極值。

下面借鑒truss-spar平臺的結構特點，設計出滿足這種要求的Truss-spar-buoy浮式平臺結構,該結構通過靠近水線處的浮箱提供浮力，并通過水下深度較大的重箱提供壓載，二者之間通過桁架結構連接，并設置垂蕩板結構以減小平臺的垂蕩響應。

2.2.2 水線面積

為了減小波浪對結構的作用，大多數的風力發電浮式平臺，其水線面處面積都很小，僅滿足結構承重要求（barge平臺除外）。但是，這樣設計的平臺，會造成運輸和安裝過程的很多不便。為了施工上的方便，本文設計的新型平臺，其水線面處的面積將大于風機底面面積，運輸時可分為兩段:第一段為風機結構，第二段則為除風機外的其余結構。在安裝時，將第二段通過錨泊系統固定于水底后，第一段吊裝插入第一段固定即可。

2.3 尺寸參數

圖2為Truss-spar-buoy平臺風機之下結構的示意圖。表2為相應的尺寸參數。這些參數可以根據不同的海況或需求而調整。

表2 Truss-spar-buoy平臺尺寸參數Tab.2 Parameters of the Truss-spar-buoy platform

圖2 Truss-spar-buoy平臺水下結構示意圖Fig.2 Truss-spar-buoy platform

圖3 錨鏈水平投影示意圖Fig.3 Mooring line system

2.4 錨泊系統

平臺的錨泊系統由12根錨鏈組成，每3根為一組，均勻地分布于平臺四周，相鄰的兩組中心線夾角為45°，同組相鄰錨鏈的夾角為3°，其水平投影圖如圖3所示。錨泊系統的詳細參數如表3，該參數將用于200m水深的海況條件，錨纜與平臺的連接點設置于水線面下，高程-10m的位置，同樣，這些參數也可以根據不同的海況或需求而調整。

表3 錨鏈參數Tab.3 Parameters of the mooring line

3 風機對平臺的影響

3.1 風機轉輪與塔架的水平風力對比

風機對結構的影響，可分為轉輪和塔身的水平風力，以及二者對平臺所造成的彎矩。其中，塔身的水平風力Ftower，其計算方法為:

其中，H為轉輪中心距水面高度，Fwind,h為塔身上高度h處的風載荷，ρ為空氣密度，Ah為塔身上高度h處風的作用面積，vh為塔身上高度h處的風速，Cd為風力系數[6]。

對于轉輪的水平風力，由于變槳距技術[7]的存在，當風速超過其臨界值時，風機葉片的角度會發生變化，以達到降低風載荷，并保護風機的目的，這說明當風速超過臨界值時，Cd的值會逐漸減小。此外，對于不同的風機而言，其風力系數的變化規律也并不一致。

圖4 風機轉輪與塔架的水平風力對比Fig.4 Comparison between the rotor and hub wind loads

文獻[5]給出了NREL 5MW風機轉輪的水平風力。將根據（2）式計算所得的塔架的水平風力與風機轉輪的水平風力進行對比，其結果如圖4所示。對比結果表明:在不考慮遮蔽效應的情況下，風機轉輪的水平風力值遠大于塔架的水平風力。因此，下面的計算中將忽略塔架的水平風力，以及它所造成的彎矩。

圖4的結果同樣表明，轉輪的水平風力極值出現于風速為11.5m/s時，此時對應的水平風力值為0.81MN。出于安全考慮，風機對浮體的影響，將按轉輪的水平風力極值，作為定常力作用于控制室位置，即有:

這樣，風對平臺的彎矩極值Mwind可以表達為:

其中，hc和hg分別為轉輪中心與平臺整體的重心高度。

3.2 波浪載荷與風載荷的比較

本段對平臺風和浪載荷對比，包括水平力極值，以及會造成平臺縱搖或橫搖響應的彎矩極值的對比。載荷計算過程中，設定水平風力及風彎矩為定常力，而波浪對平臺作用的數值模擬中波浪譜選為Jonswap譜，并取時域結果中3h時長內波浪載荷的極值作用比較所用載荷。表4為不同重現期時平臺的風、浪載荷極值的對比結果。計算表明，水平風力極值不到水平波浪力極值的5%，可以忽略不計，但是風彎矩的極值可占波浪彎矩極值的11%以上，需要得到足夠的重視。

表4 平臺風和浪載荷極值比較Tab.4 Comparison between platform wind loads and wave force

4 平臺運動響應的數值計算

根據前文所列參數，采用aqwa5.7A軟件，采用時域方法計算了平臺在10年重現期、自存海況和風浪聯合作用下的運動響應，計算過程中不考慮海流對平臺的影響。數值計算過程中平臺的運動方程及求解方法可參考文獻[8]。

圖5 平臺垂蕩響應RAO的數值結果Fig.5 Heave motion RAO of the platform

圖6 平臺縱搖響應RAO的數值結果Fig.6 Pitch motion RAO of the platform

4.1 平臺運動響應的頻域結果

首先通過頻域方法對平臺的運動響應進行研究?？紤]平臺的對稱性，只針對平臺的垂蕩和縱搖響應RAO進行分析，計算結果如圖5和圖6所示。計算結果表明，平臺垂蕩響應的共振頻率段在0.2～0.35rad/s，縱搖響應的共振頻率段在0.25～0.35rad/s，二者都避開了南海波浪的主要頻率段。這表明，設計的平臺在中國南海海域有著很好的耐波性能。

4.2 平臺的運動響應的時域計算

下面計算平臺在10年重現期自存海況、風浪聯合作用下的時域響應，以得到對平臺運動性能更全面的認識?？紤]平臺的對稱性，只對風浪同向、入射角均為180°時的海況進行模擬，計算結果如下文。

圖7～9分別是平臺的縱蕩、垂蕩和縱搖運動響應時程曲線。計算結果表明，平臺的縱蕩響應最大位移在15m左右，垂蕩響應最大位移在4m左右，這兩個位移都很小，不會影響電力的輸送。但是，平臺的縱搖響應極值在33°左右，這個角度可能偏大，必要的話，可以通過增加平臺的水下體積（即增大浮箱即壓載體積）的方法，進一步減小平臺的縱搖響應。但這個改造方案同時也會增加平臺的建造成本。

圖7 平臺縱蕩響應時程曲線Fig.7 Surge motion response of the platform in time domain

圖8 平臺垂蕩響應時程曲線Fig.8 Heave motion response of the platform in time domain

圖9 平臺縱搖響應時程曲線Fig.9 Pitch motion response of the platform in time domain

圖10 點O的水平運動響應時程曲線Fig.10 Horizontal motion response of Point O in time domain

在得到平臺各自由度運動響應之后，平臺上各點的運動響應也可以隨之得出。圖10為水線面的平臺上，與平臺固接的點O(0,0,0)的運動響應。計算結果表明，水線面上點的水平位移其最大值可達到30m，這說明在平臺30m范圍之內，不宜有其余海洋結構物存在，以避免撞擊對平臺所造成的破壞。

5 結 論

本文參考truss-spar平臺，設計了適用于承載風機的Truss-spar-buoy浮式平臺結構。通過對該平臺結構的研究，得到結論如下:

（1）Truss-spar-buoy平臺的吃水為85m，這表示該平臺可以用于一些水深較淺的區域，這樣可以降低電力的輸運成本。

（2）在安裝NREL 5MW風機后，對該平臺的風、浪載荷極值進行了對比。對比結果表明，水平風力極值不到水平波浪力極值的5%，而風彎矩的極值可達到波浪彎矩極值的11%以上。

（3）在中國南海10年重現期自存海況，風浪聯合作用下，該平臺的縱蕩、垂蕩和縱搖響應極值分別為15m、4m和33°。這表明平臺的位移很小，不會對電力輸送造成不利影響，但是偏轉較大。如欲降低平臺的偏轉響應，可進一步增大平臺水下結構的體積，但是這樣會增加平臺的建造成本。

（4）平臺水線面上點的水平位移極值可達30m，在這個范圍內不宜有其余海洋結構物的存在，以避免撞擊對平臺的破壞。

[1]趙洪杰,馬春寧.風力發電的發展狀況與發展趨勢[J].水利科技與經濟，2006,12（9）:619-622.

[2]Karimirad M.Dynamic response of floating wind turbine[J].Mechanical Engineering,2010,17(2):146-456.

[3]Pham Van Phuc,Takeshi Ishihara.A study on the dynamic response of a semi-submersible floating offshore wind turbine system Part 2:numerical simulation[C]//.ICWE12.Cairns,Australia,2007:959-966.

[4]Takeshi Ishihara,Pham Van Phuc.A study on the dynamic response of a semi-submersible floating offshore wind turbine system Part 1:A water tank test[C]//.ICWE12.Cairns,Australia,2007:2511-2518.

[5]Jonkman J,Butterfield S,Musial W,Scott G.Definition of a 5-MW reference wind turbine for offshore system development[R].NREL/TP-500-38060,National Renewable Energy Laboratory,2009.

[6]中國船級社.海上移動平臺入級與建造規范[M].北京:人民交通出版社，2005.

[7]林勇剛.大型風力機變槳距控制技術研究[D].杭州:浙江大學,2005.

[8]李玉成，滕 斌.波浪對海上建筑物的作用[M].北京:海洋出版社，2002.