三體組合式FLiDAR浮標概念設計及幅頻運動特性研究

薛洋洋，竇培林，陳 剛

(1. 江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮江 212003；2. 上海外高橋造船有限公司，上海 200137)

0 引 言

相關海域上空風況數據的測量和收集是海上風資源評估和海上風場微觀選址的重點，然而隨著海上風電逐漸向大型化、規?；蜕钸h海域化的方向發展，基于傳統海上測風塔的測風技術無論從成本和難度，還是靈活性和測風豐富度上均存在明顯不足。目前，以激光雷達測風技術和海洋資料浮標觀測技術為基礎，發展出了最新的海上激光雷達測風浮標（floating light detection and ranging buoy，FLiDAR浮標）系統技術[1–2]，其在使用的靈活性、測風能力和成本等方面，相對于海上測風塔具有絕對優勢，能夠更好地滿足行業發展的需求。國外主要有加拿大Axys技術公司在NOMAD船型浮標體的基礎上開發設計出WindSentinelTMFLiDAR浮標系統[3]；荷蘭Fugro Oceanor公司在Wavescan浮標體的基礎上，開發設計出SEAWATCHF LiDAR浮標系統[4]；德國弗勞恩霍夫風能及能源系統技術研究院（Fraunhofer IWES）在已應用多年的導航燈LT81型浮標體的基礎上，開發設計出Wind-Lidar激光雷達測風浮標系統[5]等。現階段FLiDAR浮標系統主要是在已有的海洋浮標上進行改裝設計的，然而專門為搭載測風激光雷達設備進行海上測風作業而設計的專用浮標體還較少，而且國內關于對FLiDAR浮標系統的設計開發還在起步階段，相關研究工作不足。另一方面，國家發展改革委及國家能源局于2016年3月發布了《能源技術革命創新行動計劃（2016–2030年）》，其中在“大型風電技術創新”中特別強調了遠海風電場設計建造技術、海上典型風資源評估、大型海上風電基地群控技術、海上風電場實時監控與運維技術等創新行動的重要性，而新型FLiDAR浮標系統作為有力的海上風況數據測量和收集平臺能夠很好地促進上述創新行動的發展。因此，本文提出一種新型專用的三體組合式激光雷達測風浮標（triple-hull combined floating LiDAR buoy，THC FLiDAR浮標），并對其穩性和幅頻運動特性進行了分析和研究。

1 THC FLiDAR浮標概念設計

FLiDAR浮標系統主要由浮標體、錨系、傳感器子系統、通信子系統、數據采集與控制子系統和供電子系統6部分組成[6]。本設計中選用連續波ZephIR 300M型測風激光雷達作為傳感器子系統測風的核心設備；供電子系統中依靠光伏板和微型風機形成風光互補并聯合蓄電池為整個浮標供電。浮標在真實海況下六自由度的運動會不同程度地影響風矢量的測量，引入誤差降低精度，對于搭載的連續波測風激光雷達而言，低運動響應時引入的誤差可以接受，運動響應較大時，需要對測風結果進行算法修正。由于多體浮式結構物由多個小浮體組成，其水線面慣性矩較大，穩性和水動力性能優越，并且具有較大的甲板面積，搭載能力較強。本文以此為基礎并參考EOLOS FLS200型浮標的設計理念概念性地設計出一種三體組合式FLiDAR浮標體結構。

1.1 浮標體結構組成及技術特點

THC FLiDAR浮標體由主浮體、固定連接裝置、甲板儀表艙和塔架組成。主浮體包括3個碗型小浮體和1個中央支撐筒，小浮體中心處挖有倒圓臺形的豎井，以配套安裝嵌套筒，3個小浮體和中央支撐筒通過固定連接裝置將彼此組合成一個整體；固定連接裝置包括上下橫撐、斜撐、連接碼和系留環，連接碼安裝在各小浮體和中央支撐筒底部中心處，由下橫撐通過鏈接碼將主浮體的底部固定連接，斜撐和上橫撐連接固定主浮體的頂部，系留環固定于中央支撐筒的底端，以作為錨系的連接點；甲板儀表艙固定于主浮體甲板上呈六棱臺形狀，艙頂板備有開口并安裝有防海鳥棲息針，ZephIR 300M型測風激光雷達安裝于艙室中心，通過開口伸出一定高度，艙側板上安裝有6塊光伏板；塔架由3個微型風機、3根風機塔桿和塔桿斜撐以及橫桿平臺組成，微型風機安裝在風機塔桿頂端，風機塔桿底端連接固定在嵌套筒的筒壁上，塔桿斜撐一端連接在風機塔桿中部相應的位置，另一端與甲板儀表艙連接，起到支撐風機塔桿的作用，橫桿平臺布置在風機塔桿與塔桿斜撐的交點處。浮標體的整體模型組成和剖面示意如圖1和圖2所示，其中標注單位為cm。

圖 1 浮標體的整體模型組成Fig. 1 Whole model structural components of buoy hull

圖 2 浮標體剖面示意圖Fig. 2 Diagrammatic cross-section of buoy hull

值得一提的是，3個碗型小浮體由PE發泡材料發泡而成并做硬化處理，使其具有重量輕、加工方便、成本低的特點，同時避免了破艙的可能，具有絕對的抗沉性；中央支撐筒、嵌套筒、固定連接裝置和塔架均統一采用316不銹鋼材料，保證其強度和抗腐蝕能力；甲板儀表艙的板材采用高密度聚乙烯材料，在保證強度的前提下，以減輕重量提高抗老化能力；整個浮標體結構拆裝方便，便于模塊化包裝和集裝箱運輸，降低運輸成本和難度。

1.2 浮標體的主要設計參數

3個碗型小浮體以各自中心為頂點整體呈正三角形布置，三角形邊長為2.94 m（此正三角形外接圓半徑為1.7 m），中央支撐筒布置于正三角形的中心；蓄電池組布置安裝在中央支撐筒和3個嵌套筒內，起到儲蓄電能壓載降低重心的作用。THC FLiDAR浮標體設計主尺度和整體模型重量參數如表1和表2所示，其中浮標體整體模型重量不包括錨系重量，重心到標底的距離為Z值。

2 理論基礎

2.1 波浪載荷

應用Morison公式計算小撐桿所受到的波浪載荷[7]：

式中：ρ為海水密度；Cm為慣性力系數；CA為附加質量系數；CD為拖曳力系數；u和分別為小撐桿軸線垂直投影方向的水質點速度和加速度；和分別為小撐桿在其軸線垂直投方向上的速度與加速度。

表 1 THC FLiDAR浮標結構主尺度Tab. 1 Structural principle dimensions of THC FLiDAR buoy

表 2 THC FLiDAR浮標重量參數Tab. 2 Weight parameters of THC FLiDAR buoy

應用三維勢流理論計算浮標體的濕表面的波浪載荷。速度勢?分為入射勢、輻射勢和繞射勢。其中：

式中：g為重力加速度；A為波幅；K為波數；d為水深；β為波向角。?R和?D采用邊界單元法求解，將物體表面離散成許多單元，假定每個單元上的速度勢可以用單元節點勢函數表達，并利用配點法或伽遼金方法等建立節點勢的線性方程組，求出各節點處的速度勢，再根據線性化的伯努利方程求出波浪浮標體的作用力。

2.2 頻域運動方程以及傳遞函數

根據牛頓定律，考慮浮標體的附加質量、粘性阻力與輻射阻尼、靜水回復力以及波浪激勵力的作用，得到線性規則波作用下的各浮標體基礎頻域運動方程[8]：

式中：ω為入射波角頻率；β為入射波傳播方向；M為浮標體慣性矩陣；為附加質量矩陣；為輻射阻尼矩陣；Bp為粘性阻尼矩陣；C為靜水回復力矩；Cc為系泊系統的回復力矩陣；為浮體運動矩陣；為波浪激勵力矩陣。計算中不計Cc的作用，Bp取臨界阻尼的10%。

在簡諧波作用下，隨時間變化的浮體響應可寫為?：

3 穩性分析

浮動式激光雷達測風浮標需要在相應海域進行長期服役，惡劣的海況條件可能會使其發生傾覆事故，所以其穩性的計算分析是設計過程中的重點。文中主要參考并根據《海船法定檢驗技術規則》進行計算和校核[9]。經計算和統計，THC FLiDAR浮標體的動靜穩性曲線如圖3所示；利用繪圖法計算浮標體的最小傾覆力矩如圖4所示，其中φ0（取20.1°）的選取基于風浪聯合作用下浮標體所承受的最大傾斜力臂lfmax所對應的值，根據浮標體整體模型計算風壓傾斜力臂lf得0.072 m。

圖 3 THC FLiDAR浮標動靜穩性曲線Fig. 3 Static stability curves for THC FLiDAR buoy

圖 4 THC FLiDAR浮標最小傾覆力臂計算Fig. 4 Min. upsetting lever calculation of THC FLiDAR buoy

由圖3及計算可得THC FLiDAR浮標的初穩性高GM為3.791 m，遠大于規則要求的0.15 m；其靜穩性消失角超過了90°，滿足應大于55°的要求；在橫傾角φ=30°處其靜穩性臂為0.820 m，滿足應不小于0.2 m的要求；THC FLiDAR浮標的最大復原力臂為0.832 m，規則中對最大復原力臂所對應的橫傾角φmax的值要求應不小于30°，但由于浮標體的型寬與型深之比大于2，所以要根據規則中的公式對其進行修正減小δφ（經計算其值為5°），即對應的橫傾角φmax應不小于25°，由圖3得THC FLiDA浮標的最大復原力臂其所對應的橫傾角φmax為25.5°，滿足規則的要求。

穩性衡準數K是對船舶穩性的重要基本要求之一，規則規定K值應不小于1。由圖4可得，在風浪聯合作用下THC FLiDAR浮標體所承受的最大傾斜力臂lfmax為0.74 m，取風壓傾斜力臂lf與最大傾斜力臂lfmax之比之值即為K=10.278，滿足規則的要求且有較大的富余量。

4 THC FLiDAR浮標體頻域運動響應計算及特性研究

THC FLiDA浮標在進行海上測風的過程中，浮標體的平動和轉動運動均會不同程度地影響風矢量測量，引出誤差降低精度[10]。浮標體的橫蕩、縱蕩和升沉運動會為所測風矢量額外增加一個運動矢量，進而影響所測量風速的大??；首搖運動會影響測風激光雷達自身的物理定向，很明顯會影響所測風向；橫搖和縱搖運動會改變激光束矢量和被測風矢量之間的夾角，影響系統對來自視向風矢量計算模型的假設，進而引入風向測量誤差。所以在進行頻域分析時，重點關注浮標體的縱搖、橫搖、垂蕩和首搖4個自由度的運動響應特性。

4.1 浮標體 RAOs曲線

應用Ansys建立THC FLiDA浮標體的水動力模型，建模過程中忽略浮標甲板以上的結構，僅考慮浮標主浮體和固定連接裝置；坐標系原點為模型中心線與水線面的交點，Z軸與中心線重合豎直向上，X軸指向一主浮體的中心，模型整體僅關于X軸對稱（見圖5）。通過ANSTOAQWA命令生成DAT文件由AQWA模塊對其進行頻域的幅頻響應計算，計算中打開CQTF按鈕考慮淺水效應的影響。浮標體工作水深100 m，選取的波浪角頻率范圍0.1～5 rad/s，間隔為0.1 rad/s，以此計算得到浮標體的RAOs曲線。縱搖、橫搖、垂蕩和首搖4個自由度的RAOs曲線由圖6～圖9所示。

圖 5 浮標體水動力模型及坐標系Fig. 5 Hydrodynamic model & coordinate system of buoy hull

圖 6 縱搖RAOFig. 6 Pitch RAO

圖 7 橫搖RAOFig. 7 Roll RAO

圖 8 垂蕩RAOFig. 8 Heave RAO

圖 9 首搖RAOFig. 9 Yaw RAO

由圖6～圖9可得，在縱搖自由度上浮標體的RAO響應值隨著波浪角頻率的增加而增大，當波浪角頻率為3.10 rad/s左右時達到極大值時，然后隨之減?。粰M搖自由度上其RAO曲線變化與縱搖的類似，但當波浪角頻率為3.00 rad/s左右時方可達到極大值，且橫搖RAO極值比縱搖的小2.5°左右，當波浪角頻率大于4.4 rad/s后橫搖RAO值又開始增大；在垂蕩自由度上，當波浪角頻率大于2.4 rad/s時垂蕩RAO趨于1 m，在波浪角頻率為3.85 rad/s左右時達到極大值1.6 m，浮標體在低頻和波頻區域其運動幅值趨于1表現出很強的隨波性，在高頻區域垂蕩RAO曲線出現較大的波動，之后趨于0；在首搖自由度上，隨著波浪角頻率的增大浮標體的縱搖RAO響應值迅速降為0。

THC FLiDAR浮標所處的目標海況條件中，波浪的主要能量集中在0.3～2 rad/s（即波浪周期3～20 s），這樣所設計的浮標體的運動大體上能夠避開波浪的主能頻率范圍，尤其是共振周期能夠完全避開，因此能夠有效地控制該型浮標體在相應海況下的運動響應。

4.2 浪向角對浮標體運動響應的影響

頻域計算過程中，設定不同的波浪入射角度分別計算不同浪向角下的浮標體的幅頻運動響應情況，以此來研究不同浪向角下對THC FLiDAR浮標體運動響應的影響，如圖10～圖13所示。

圖 10 不同浪向下的橫搖RAOFig. 10 Roll RAO in different wave direction

圖 11 不同浪向下的縱搖RAOFig. 11 Pitch RAO in different wave direction

圖 12 不同浪向下的垂蕩RAOFig. 12 Heave RAO in different wave direction

圖 13 不同浪向下的首搖RAOFig. 13 Yaw RAO in different wave direction

從以上不同浪向角下浮標體所對應的RAOs曲線可以得出：波浪入射角的變化對浮標體在橫搖和縱搖自由度上的運動響應影響較大，其中橫搖RAO在浪向角90°時最大，在0°和180°時最小（其值幾乎為0），而縱搖RAO在0°和180°時最大，在90°且為低頻和波頻區域時才最小，到了高頻區域出現較大變化，分析原因發現THC FLiDAR浮標體僅關于X軸對稱并非軸對稱結構，在90°浪向角下浮標體結構關于Y軸不對稱，因此其縱搖RAO并非最小也不趨于0；在垂蕩自由度上，當波浪角頻率小于3 rad/s，波浪入射角的變化對浮標體在垂蕩自由度上的運動響應幾乎無影響，但在大于3 rad/s的高頻區域里影響較大，垂蕩RAO 在 180°和 60°時最大，在 30°，90°和 150°時最??；在首搖自由度上，波浪入射角對浮標體的首搖RAO有一定的影響，其影響效果要基于浮標體的對稱性，浪向角為 0°，60°120°和 180°時首搖 RAO 值最小幾乎為 0，30°，90°和 150°時最大。

4.3 水深條件對浮標體運動響應的影響

THC FLiDA浮標系統在實際運行時，會被布置安放在不同的水深條件下。改變其水深條件，在頻域范圍內探究其水深條件對浮標體運動響應的影響，計算中選取50 m，100 m，200 m，300 m，500 m和1 000 m五種水深條件，計算結果如圖14～圖17所示。

從以上不同水深條件下浮標體所對應的RAOs曲線可以得出：水深條件的變化對浮標體在縱搖、垂蕩和首搖自由度上的運動響應幾乎沒有影響，僅在超低頻區域對浮標體的縱蕩RAO有輕微的影響，總體來看頻域范圍內，浮標體的運動響應對水深條件變化的敏感度較低。

圖 14 不同水深下的縱搖RAOFig. 14 Pitch RAO in different water depth

圖 15 不同水深下的縱蕩RAOFig. 15 Surge RAO in different water depth

圖 16 不同水深下的垂蕩RAOFig. 16 Heave RAO in different water depth

圖 17 不同水深下的首搖RAOFig. 17 Yaw RAO in different water depth

4.4 小浮體間距對浮標體運動響應的影響

浮標主浮體的3個小浮體通過橫撐和斜撐將彼此連接固定成一整體，小浮體間距的變化對整個浮標體水動力的特性有直接的影響，同時也是以后結構設計的重要參數。改變其小浮體間距，在頻域范圍內探究其對浮標體運動響應的影響，計算中小浮體間距分別取0.8 m，1.14 m，1.49 m，1.84 m和2.18 m五種間距，即小浮體中心外接圓半徑分別為1.5 m，1.7 m，1.9 m，2.1 m和2.3 m，計算結果如圖18～圖21所示，用R15～R23分別代表上述5種外接圓半徑。

圖 18 不同單體間距下的橫搖RAOFig. 18 Roll RAO in different single body spacing

圖 19 不同單體間距下的縱搖RAOFig. 19 Pitch RAO in different single body spacing

圖 20 不同單體間距下的垂蕩RAOFig. 20 Heave RAO in different single body spacing

圖 21 不同單體間距下的首搖RAOFig. 21 Yaw RAO in different single body spacing

從以上不同小浮體間距下浮標體所對應的RAOs曲線可以得出：對于橫搖和縱搖運動，當波浪角頻率小于2 rad/s時（即低頻和波頻范圍內），小浮體間距的變化對其RAO值幾乎沒有影響，但在大于2 rad/s的高頻區域，浮標體橫搖和縱搖RAO值隨著小浮體間距的增加而減小，同時共振頻率也在減小，另外橫搖RAO曲線第2峰值的出現較縱搖為早且強烈；對于垂蕩運動，垂蕩RAO極值隨著小浮體間距的增大先增加后減小，在R19和R23中間有一極大值，同時其共振頻率在減?。粚τ谑讚u運動，小浮體間距的變化僅在波浪角頻率小于0.4 rad/s的超低頻區域，對首搖RAO產生有限的影響，表現為隨小浮體間距的增大而減小。總體看，小浮體間距的變化對浮標體在縱搖、橫搖和垂蕩自由度上運動響應的影響較大，對首搖運動影響有限。

5 結 語

通過對新型THC FLiDAR浮標的概念設計，初步計算分析了浮標體的穩性，探究了其結構在頻域范圍內的運動響應特性，結合對計算結果的分析可得出如下結論：

1）本文提出的新型THC FLiDAR浮標體的結構組成和設計參數，其基本性能能夠滿足海上浮動式測風的要求，相比于傳統的浮標體結構其主要結構組成具有較為靈活的拆分組裝功能，更便于多方式長距離運輸，材料選取上充分考慮了新材料應用，使得浮標體具有更強的搭載能力，三體組合的結構具有更大的甲板面積方便搭載設備的布置。

2）該型浮標體具有較大的水線面慣性矩使其具有相對較好的穩性特征，在較強的風浪聯合力矩作用下仍具有良好的回復能力，在穩性的各項指標上均滿足法規的要求，且具有較大的富余量。

3）所設計新型浮標體具有良好的水動力特性，在垂蕩、橫搖、縱搖和首搖運動響應上相對較小，能夠大體上避開波浪的主能頻率范圍，尤其是共振周期能夠完全避開。波浪入射角的變化對浮標體在橫搖和縱搖自由度上的運動響應具有較大影響，對垂蕩和首搖有一定的影響，在以后的時域耦合分析中應重點關注運動響應較大的浪向角情況，同時，該浮標體的運動響應對于浪向角變化的敏感程度還取決于浮標體結構本身的對稱性；從頻域范圍來看，水深條件的變化對浮標體在縱搖、垂蕩和首搖自由度上的運動響應幾乎沒有影響；小浮體間距的變化對浮標體在縱搖、橫搖和垂蕩自由度上運動響應的影響較大，對首搖運動影響有限，一定范圍內小浮體間距的增加可以有效提高浮標體的水動力特性，但也并非越大越好，一方面從縱搖和垂蕩運動上看出小浮體間距有一個最優值，另一方面小浮體間距的增加會對橫撐和斜撐以及三體組合的整體結構強度提出更高的要求。

[1]PENA A, HASAGCR C B, GRYING S, et al. Offshore wind profiling using light detection and ranging measurements[J].Wind Energy. 2009, 12(2): 105–12.

[2]LIAO Zhi-yi, ZHANG Heng-wen. The application of floating lidar wind profiling systemon wind power[J]. Journal of Mechatronic Industry, 2012, 10(355): 111–121.

[3]AXYS Technologies Inc. Windsentinel-Race-Rocks-trialreport[EB/OL]. AXYSTechnologies, Sydney, BC, 2010.http://www.axys-technologies.com/wp-content/uploads/2010/3/Windsentinel-Race-Rocks-trial-report.pdf.

[4]Fugro International Group.SEAWATCH Wind LiDAR Buoy[EB/OL]. Fugro OCEANOR AS, Sandnes, Norwa, 2013.http://www.ocean-or.com/seawatch/buoys-and-sensor/SW_Wind_LiDAR.

[5]FRAUNHOFER IWES. Offshore wind resource assessment with Fraunhofer IWES wind LiDAR buoy[EB/OL]. Fraunhofer IWES, Brerhaven, germany, 2013. http://www.windenergie.iwes.fraunhfer.de/content/dam/windenergie/en/document/Facts heets_english/Datenblatt_boje_engl_web.pdf.

[6]王軍成. 海洋資料浮標原理與工程[M]. 北京: 海洋出版社,2013 : 121–122.

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

[8]余小川, 謝永和, 李潤培, 等. 水深對超大型FPSO運動響應與波浪載荷的影響[J]. 上海交通大學學報, 2005, 39(5):674–677.

YU Xiao-chuan, XIE yong-he, LI Run-pei, et al. The influence of water depth on motion response and wave induced loads of a large FPSO[J]. Journal of Shanghai Jiaotong University. 2005,39(5): 674–677.

[9]盛振邦, 劉應中. 船舶原理(上冊)[M]. 上海: 上海交通大學出版社, 2009.

[10]PITTER M, BURIN E R, MEDLEY J, et al. Performance stability of zephIR in high motion environments[C]//EWEA2014, Spain, 2014, 10: 1–13.