新型半潛式雙模塊風機結構動力響應分析

蘇現進，宋育新，周道成，任年鑫

（1.大連理工大學 深海工程研究中心，遼寧 大連 116024；2.中國石油廣西石化分公司，廣西 欽州 535008；3.海南大學 土木建筑工程學院，海南 海口 570228；4.海南大學 南海海洋資源利用國家重點試驗室，海 南 海 口 570228）

0 引言

隨著世界各國對可持續發展的關注，綠色能源成為各國能源發展的方向。風力發電是綠色新能源領域中較為成熟、具備規模化開發建設的發電項目。在風電項目的快速發展中，海上得天獨厚的風能資源使得海上風電場建設逐步成為風電發展的主戰場。海上風電場較陸上風電場具有節約土地資源、對環境污染小的優點[1]。對中國來說，海上風力資源在水深大于50 m的深水域潛力更大[2]。在水深大于50 m的區域固定式基礎已經無法滿足經濟性要求，而漂浮式風機是這一區域最適合的選擇[3]。

海上浮式風機（FOWT）概念是由Heronemus W E[4]提出的，由于技術不成熟以及成本過高，在近幾年才開始逐漸得到發展。目前的FOWT基礎主要分為3種:Spar型基礎、TLP型基礎和半潛型基礎。其中，半潛型浮式風機因其具有穩定性好、適用水深范圍廣和建造運輸方便等優點而備受各國關注。美國可再生能源實驗室（NREL）提出了5 MW半潛式風機平臺[5]。Roddier D[6]依據NREL提出的5 MW風機平臺設計了三浮筒浮式半潛平臺，并將風機放在了其中一個浮桶上，通過在頻域內模擬浮式風機的動力響應，分析了該方案的適用性。Liu Y L[7]基于水箱試驗和數值模擬，提出了一種新穎的各部件水動力系數模型，考慮了相互作用、頻率和振幅對FOWT各部件水動力系數的影響，并通過所提出的水動力系數模型成功地模擬了位于平臺底部的裙板的影響。

文獻[8]針對各種使用需求和海況研究了多種多樣的模塊化多浮體概念設計模型，模塊化多浮體系統通常由多個基本模塊通過剛性或柔性的連接器連接而成。每個模塊可以簡化為一個剛體，而整個多浮體系統由于模塊柔性連接器的存在而具有一定的柔性。相比剛性連接器，柔性的鉸接式或半剛性連接器能夠有效地減小模塊化多浮體系統的水彈性響應[9]。Paulling J R[10]分析了由4個半潛式模塊通過兼具彈性和阻尼特性的鉸連接組成的RMFC（剛性模塊柔性連接）模型。Ren N X[11]分析了一種單樁式5 MW風機和垂蕩式波浪能發電裝置（WEC）的集成系統在典型運行海況下的水動力響應特征，并進行了試驗驗證。Wang Y T[12]通過數值模擬和物理模型試驗方法，研究了半潛式張力腿系泊系統的單模塊（SMOD）的運動響應。

現有技術中，海上風機的安裝方法主要包括分體安裝和整體安裝[13]。由于海上風浪的影響，浮式平臺在采用分體安裝時，平臺基座位置極其容易發生較大運動，從而進一步加大對接的難度。

本文通過AQWA軟件建立了一種新型半潛式雙模塊風機集成結構的空氣動力與水動力耦合時域數值模型，重點研究該集成結構在典型海況下的運動響應特征，以揭示此種新型半潛式雙模塊風機集成結構的可行性，在證明該集成結構便于安裝的同時，還可以單獨替換風機模塊。

1 理論基礎及數值模型

1.1 半潛式雙模塊風機結構概述

本文基于BEM方法和勢流理論提出了一種新型半潛式雙模塊浮式風機集成結構，該集成結構示意圖如圖1所示。

圖1 半潛式雙模塊海上風機結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of the semi-submersible dualmodule floating offshore wind turbine

該雙模塊集成結構系統主要包括5 MW風機浮體模塊、半潛平臺模塊、錨鏈裝置和平臺與風機支撐塔架結構的夾緊裝置。

所述風機浮體模塊與半潛式平臺模塊均具有重力與浮力自平衡特征，半潛平臺模塊中心處設置一個內徑略大于風機塔架外徑的貫通的空柱體（二者間距為0.5 m）。風機模塊底部可以穿過套筒進入海中，然后通過夾緊裝置固定。半潛平臺模塊與風機模塊通過垂向多層對稱夾緊裝置鎖定連接。該平臺采用4根錨鏈進行錨泊約束，分散布置在平臺周圍，兩兩夾角為90°。半潛式雙模塊風機平臺的主要參數見表1。

表1 半潛式雙模塊風機平臺的主要參數Table 1 Main structure design parameters

1.2 時域運動控制方程

在集成系統的時域分析中，考慮了風、浪、流聯合作用下整體結構的非線性耦合響應，且將集成結構系統等效簡化為兩個剛體耦合動力系統。該集成結構的動力方程為

式中:M為質量矩陣；X為位移矩陣；δ為阻尼矩陣；K為剛度矩陣；Fe為耦合波浪荷載矩陣；Fd為錨鏈受力矩陣；Fw為風荷載矩陣；Fc為風機塔架與半潛平臺機械耦合荷載矩陣；Fl為流荷載矩陣。

除M外，其余參量均為時間t的函數，各參量矩陣中的下標1和2分別表示半潛平臺和NREL Baseline 5 MW風機。

1.3 空氣動力載荷分析

本文選取NREL Baseline 5 MW海上風機葉片性能的公開設計參數[5]，其對應風速-水平推力曲線和風速-輸出功率曲線如圖2所示。相關空氣動力載荷計算主要基于BEM理論。

圖2 不同風速下水平推力和輸出功率Fig.2 Thrust force and power under different wind speeds

1.4 水動力載荷分析

基于勢流理論，利用AQWA[14]程序求解用于該集成結構系統耦合水動力荷載。AQWA程序可以有效地模擬半潛平臺系泊、二階波浪力荷載、多體間的機械（彈簧-阻尼）動力耦合效應和水動力耦合等問題。雙模塊集成結構系統的水動力模型如圖3所示。

圖3 水動力模型Fig.3 Hydrodynamic model

1.5 流載荷分析

本文將流荷載簡化為均勻流，即假設流速是固定值，不隨時間與水深的變化而變化，在結構設計時，選用南海近海海域十年一遇的流速作為設計值，其計算公式為

式中:Cc為阻力系數；ρ為流體密度；Ad為模型水下部分沿流方向的投影面積；Vc為流速。

2 典型規則波海況模擬

根據已構建的新型半潛式模塊化海上風機集成結構模型，建立與之相似的常規整體式的半潛風機平臺模型。通過在典型海況下對比分析兩種平臺結構的動力響應特征，揭示雙模塊風機平臺結構的可行性。

選取典型規則波浪（波高為2 m，周期為4～12 s），對比研究雙模塊風機結構與常規單體風機結構的動力響應特征，結果如圖4所示。

圖4 規則波海況兩種平臺主要參數對比Fig.4 Main parameters comparison of the two platforms under regular sea conditions

由 圖4（a）～（d）可 知:兩 種 平 臺 的 縱 蕩、縱 搖和最大錨鏈力響應幅值的變化趨勢幾乎完全相同，且縱蕩和最大錨鏈力在數值上也相差不大，但多體的縱搖顯著好于常規整體風機結構；兩個模塊間的機械耦合力在6 s時縱蕩支座力達到最大值495.41 kN，在4 s時縱搖的力矩達到最大值20.58 MN·m；縱搖最大值對應的波浪周期與結構的尺寸相關。

由圖4（e）可知，多體在縱搖上比單體運動響應更小，這是因為雙模塊平臺在縱搖方向的附加質量明顯大于常規單體結構。縱搖上的優勢將會在一定程度上減小成本，同時給未來其他模塊的添加提供了可能性。

3 典型風浪聯合運行海況模擬

為了驗證新型雙模塊平臺在典型運行海況下的動力響應特征和輸出功率特征，選取額定風速運行海況（風速v=11.4 m/s，有義波高Hs=3 m，譜峰 周 期Tp=8 s，JONSWAP譜 λ=3.3）。假 定 入 射 波浪和風荷載均沿X軸同方向作用，重點研究該新型集成結構系統在此運行海況下的動力響應特征，并與對應常規單體風力機結構模型進行對比分析，主要結果如表2所示。

表2 運行海況下兩種平臺主要動力響應對比Table 2 Statistical information for the dynamic response under the operational sea case

由表2可知:多體的縱蕩幅值的平均值較單體降低了33.96%，多體的縱蕩幅值的最大值較單體降低了19.03%；多體的縱搖幅值平均值較單體降低了25.97%，多體的縱搖幅值的最大值較單體降低了24.13%；多體和單體的最大錨鏈力最大值沒有差別，多體的最大錨鏈力平均值較單體略有降低。結合圖4（e），多體結構兩部分附加質量疊加后明顯大于單體，所以雙模塊平臺在縱蕩和縱搖上的優勢表現比僅波浪荷載作用時更加明顯。

結合工程實際可知，在額定功率下運行時，新型雙模塊半潛平臺不僅有著更好的穩定性，還可以降低縱蕩和縱搖方向上的部分成本，兩個方向運動幅值的大幅降低也提高了未來其他模塊加入的可能性。

4 極端海況下運動響應分析

為了進一步驗證該新型雙模塊半潛平臺在極端海況下的安全性，選取極端海況 （v=30 m/s，Hs=6 m，Tp=10 s，λ=3.3，流 載 荷 為 均 勻 流，海 平 面流速為1.0 m/s），假定入射波浪和風荷載均沿X軸同方向作用，考慮風、浪、流耦合效應。此時風力機已處于停機狀態（大于25 m/s的切出風速），將新型雙模塊半潛平臺的動力響應極值與對應常規單體結構進行對比分析，結果如表3所示。

表3 極端海況下兩種平臺主要動力響應對比Table 3 Statistical information for the dynamic response under the extreme sea case

由表3可知:多體的縱蕩幅值的平均值較單體降低了5.56%，最大值較單體降低了7.76%；多體的縱搖幅值平均值較單體降低了3.03%，最大值較單體降低了48.82%；多體的最大錨鏈力平均值較單體降低了5.56%，最大值較單體降低了39.56%。

結合之前的結果，考慮風、浪、流耦合效應的極端海況模擬結果進一步表明，新型雙模塊半潛平臺在縱蕩和縱搖方向較常規單體半潛風機平臺有著更好的穩定性，且可以在極端海況下減小錨鏈的受力。

5 典型海況下新型半潛平臺風機拆除模擬

為了進一步驗證該新型雙模塊半潛平臺風機拆除的可行性，選取典型不規則波海況（Hs=2 m，Tp=5 s，λ=3.3），對新型雙模塊半潛平臺進行拆除過程的簡化模擬，并獲得其拆除過程中的主要動力響應特征。與整體安裝法相近，風機的拆除將采用纜繩整體提拉拆除法，拆除船選擇鐵建風01[15]。將風機模塊與半潛平臺模塊之間的夾緊裝置斷開，由于風機模塊的重力與浮力自平衡的特性，利用纜繩和拆裝船完成風機模塊的整體提拉拆除操作（纜繩提升速度為0.05 m/s）。為了研究提拉拆除過程中風機塔筒與平臺間的接觸受力問題，在平臺中心圓柱內壁設置了Fender裝置（彈簧剛度為6×108N/m）緩沖接觸約束力，波浪入射方向沿X軸正方向，風機模塊的提升工作從200 s開始到850 s結束。圖5～7分別為不規則波海況下兩個模塊主要參數對比曲線、纜繩受力曲線和X方向的Fender受力變化曲線。

圖5 不規則波海況兩個模塊主要參數對比Fig.5 Main parameters comparison of the two parts under irregular sea conditions

圖6纜繩受力曲線Fig.6 The cable force

圖7 X方向的Fender受力變化曲線Fig.7 Fender force in X direction

由圖5～7可知:在該典型波浪海況下，平臺和風機模塊的動力響應平穩（主要縱蕩和縱搖響應都較小），纜繩的總受力小于10 MN，即在拆除船的起吊范圍內；X方向的Fender接觸力小于1 MN，在Fender合理受力范圍內。綜上可知，新型雙模塊半潛平臺的風機整體拆除是有可行性的。

該新型半潛式雙模塊風機集成結構在縱蕩和縱搖上的優勢提高了風機在運行狀態下的穩定性，使得后期在平臺模塊上附加其他模塊有了可能性。相較于傳統單體結構，風機故障后平臺與風機的同時退役，多體結構可單獨替換風機模塊的設計從全壽命周期上降低了總體成本。

6 結論

本文提出了一種新型半潛式雙模塊風力機集成結構，考慮風機模塊與半潛風力機平臺模塊的多體動力耦合效應，重點對比研究了典型風浪聯合作用下該新型半潛式模塊化風力機集成結構與對應的常規整體半潛風機平臺的主要動力響應特征，得到以下結論。

①通過對比典型規則波海況、額定風速運行海況和極端海況下該集成結構與對應單體半潛平臺的主要動力響應特征，發現該新型雙模塊半潛平臺在縱蕩和縱搖方向較常規單體半潛風機平臺有著更小的運動響應，極端海況下還會減少錨鏈的受力。

②通過初步研究典型不規則波海況下該集成結構在風機模塊拆除過程中的主要動力響應特征，表明了雙模塊集成結構風機模塊整體拆除具有可行性，多體結構可單獨替換風機模塊的設計，從全壽命周期上降低了總體成本。