偏航失效時海上風(fēng)力機不同停機位置下響應(yīng)特性

楊慶山，趙聰杰，黃國慶，周緒紅，顧水濤，蔣博聞

(重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400044)

0 引言

當(dāng)前我國海上風(fēng)電行業(yè)方興未艾，逐步由近海向資源更豐富的深遠(yuǎn)海發(fā)展，基礎(chǔ)形式也由淺海的單樁基礎(chǔ)向?qū)Ч芗芑A(chǔ)過渡。為完成我國2030年碳排放達(dá)到峰值、2060年實現(xiàn)碳中和的目標(biāo)，未來海上風(fēng)電將迎來不短于30年的發(fā)展高潮期。然而我國沿海地區(qū)臺風(fēng)頻發(fā)，嚴(yán)重威脅著風(fēng)力機的結(jié)構(gòu)安全。2003年臺風(fēng)“杜鵑”登陸廣東，造成紅海灣風(fēng)電場9臺風(fēng)力機葉片損毀，6臺風(fēng)力機風(fēng)向儀破壞，直接經(jīng)濟損失上千萬[1]。2006年超強臺風(fēng)“桑美”襲擊浙江蒼南縣，造成27臺風(fēng)力機故障，其中5座風(fēng)力機塔倒塌，經(jīng)濟損失達(dá)7000萬[2]。2013年臺風(fēng)“天兔”登陸廣東，再次造成紅海灣風(fēng)電場8臺機組倒塌、11臺機組葉片折斷，經(jīng)濟損失巨大[3]。這幾起沿海陸上風(fēng)力機事故調(diào)查表明，臺風(fēng)所誘發(fā)的狂風(fēng)、暴雨等惡劣環(huán)境易引起風(fēng)力機電網(wǎng)中斷、控制系統(tǒng)故障、偏航系統(tǒng)失效，臺風(fēng)帶來的極大氣動載荷是造成風(fēng)力機葉片、塔筒等結(jié)構(gòu)破壞的主要原因[4]。海上風(fēng)力機因建成及運營年代相對較短，暫時未見到臺風(fēng)引起風(fēng)力機倒塌等重大事故的報道，但臺風(fēng)環(huán)境下的海上風(fēng)力機，除要遭受更大的強風(fēng)，還要面對極端海浪的威脅，若發(fā)生偏航系統(tǒng)失效，其破壞甚至倒塌的風(fēng)險更高，因此對海上風(fēng)力機在臺風(fēng)環(huán)境下的偏航失效時響應(yīng)進(jìn)行分析十分必要。

風(fēng)力機所受載荷與風(fēng)力機的狀態(tài)（風(fēng)力機偏航角、葉片槳距角、葉片停機位置）以及風(fēng)、浪的強度、方向有關(guān)。當(dāng)臺風(fēng)風(fēng)速高于風(fēng)力機切出風(fēng)速時，風(fēng)力機順槳停機。偏航系統(tǒng)正常時，風(fēng)力機風(fēng)輪可實現(xiàn)風(fēng)力機實時對風(fēng)并使葉片處于順槳狀態(tài)，此時風(fēng)輪所受風(fēng)載荷的大小與葉片的停機位置基本無關(guān)[5]，葉片的停機位置只對塔筒上風(fēng)載荷分布及其響應(yīng)造成一定程度的影響[6-7]。然而，當(dāng)風(fēng)力機偏航系統(tǒng)失效時，無法實現(xiàn)風(fēng)力機實時對風(fēng)，風(fēng)輪受到的風(fēng)載荷將顯著增大，結(jié)構(gòu)破壞概率顯著增加。

目前風(fēng)力機偏航失效時響應(yīng)研究主要考慮風(fēng)力機偏航角和葉片槳距角這兩個參數(shù)的影響[6，8-9]。相關(guān)研究表明，風(fēng)力機結(jié)構(gòu)各部分響應(yīng)及整體穩(wěn)定性對偏航角和槳距角變化十分敏感。偏航角為0°時，葉片與塔筒的干涉作用最為明顯；偏航角為45°時，風(fēng)力機體系的穩(wěn)定性能最為不利[9]。此外，通過對偏航失效時處于不同槳距角的風(fēng)力機進(jìn)行動力分析，發(fā)現(xiàn)當(dāng)槳距角處于90°時，風(fēng)力機在±90°偏航范圍內(nèi)的結(jié)構(gòu)響應(yīng)總體較小，有利于風(fēng)力機結(jié)構(gòu)安全[6，8]。

上述研究在考慮偏航失效時大多忽略了停機位置這一因素的影響。與正常狀態(tài)不同，當(dāng)偏航系統(tǒng)失效時，風(fēng)力機無法對風(fēng)，處于不同停機位置時葉片的風(fēng)攻角會隨風(fēng)向改變而變化，且變化范圍較大，因此風(fēng)力機所受氣動載荷及響應(yīng)會受到顯著影響[10]。對比分析不同停機位置下風(fēng)力機的響應(yīng)結(jié)果，有利于優(yōu)化臺風(fēng)期間的停機策略，因此開展偏航失效時導(dǎo)管架式海上風(fēng)力機在不同停機位置下的響應(yīng)分析十分必要。

本文以目前廣泛采用的5 MW導(dǎo)管架式海上風(fēng)力機為研究對象，通過模擬隨機風(fēng)浪場，利用風(fēng)力機計算分析軟件FAST對偏航失效工況建立數(shù)值模型，對風(fēng)力機停機時處于±90°偏航角范圍內(nèi)風(fēng)力機的動力響應(yīng)進(jìn)行計算，對比了停機位置對葉片、塔筒及下部結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)極值的影響。研究結(jié)論可為海上風(fēng)力機應(yīng)對臺風(fēng)等極端環(huán)境的停機策略以及抗臺風(fēng)設(shè)計提供一定的參考。

1 風(fēng)力機模型及工況設(shè)置

1.1 風(fēng)力機模型

采用美國國家可再生能源實驗室（NREL）提供的5 MW海上風(fēng)力機標(biāo)準(zhǔn)機型[11]，如圖1所示，葉片長61.5 m，葉輪直徑126 m。過渡段為高于海平面16 m的混凝土平臺，長寬高為 9.6m×9.6m×4m。下部支撐系統(tǒng)為導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)，所用鋼材材料與塔筒一致。另外，考慮到本文主要關(guān)注點在于停機位置及偏航角對風(fēng)力機結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響，在建模時忽略樁土相互作用，將導(dǎo)管架底部與海床固接。表1和表2列出了該風(fēng)力機及支撐結(jié)構(gòu)的主要參數(shù)。

圖1 NREL 5 MW導(dǎo)管架式海上風(fēng)力機模型Fig. 1 NREL 5 MW OC4-jacket supported OWT model

表1 5 MW導(dǎo)管架式海上風(fēng)力機主要參數(shù)Table 1 Main properties of 5 MW OC4-jacket supported OWT

表2 風(fēng)力機支撐系統(tǒng)模態(tài)及頻率信息Table 2 Mode and frequency information of the OWT support structure

1.2 工況設(shè)置

圖2為該5 MW導(dǎo)管架式海上風(fēng)力機偏航失效狀態(tài)示意圖。風(fēng)力機偏航系統(tǒng)失效后，因無法實現(xiàn)風(fēng)力機實時對風(fēng)，來流風(fēng)向改變時會與風(fēng)力機旋轉(zhuǎn)軸形成偏航角。本文通過固定風(fēng)向、改變風(fēng)力機機艙角度來實現(xiàn)不同偏航角工況，偏航角 θ范圍為?90°～90°、間隔15°，槳距角始終保持90°順槳狀態(tài)[8]。對于風(fēng)力機停機方式，目前市場商用機型既有采用停擺策略也有采用空轉(zhuǎn)策略，兩種停機方式區(qū)別在于停機時是否限制風(fēng)力機葉片的轉(zhuǎn)動。考慮到三葉片風(fēng)力機的對稱性，如圖3所示以葉片1的方位角為參照，設(shè)置停擺狀態(tài) β=0?、 β=90、 β=180?以及空轉(zhuǎn)狀態(tài)4種停機位置工況。

圖2 海上風(fēng)力機偏航失效示意圖Fig. 2 Failure state of the yaw control system of OWTs

圖3 風(fēng)力機葉片停機位置圖Fig. 3 Parking positions of the OWT blades

我國南海海域遼闊、風(fēng)能資源豐富，本文研究風(fēng)力機假定位于南海潿洲島附近海域。基于該海域海洋站實測數(shù)據(jù)，周道成[12]利用Gumbel-logistic模型考慮了風(fēng)、浪之間的相關(guān)性，對年極值風(fēng)速和有效波高的聯(lián)合分布進(jìn)行統(tǒng)計分析，得到了不同重現(xiàn)期下極值風(fēng)速與有效波高的組合。利用其研究結(jié)果，以該海域50年重現(xiàn)期下的風(fēng)、浪強度作為各工況的環(huán)境載荷，其中10 m高度處風(fēng)速為39.92 m/s，有效波高為10.47 m。風(fēng)和浪均以最不利方向，即平行于導(dǎo)管架對角線方向[13]，作用于風(fēng)力機結(jié)構(gòu)。

2 氣動載荷與水動載荷計算

2.1 風(fēng)場的模擬及氣動載荷計算

選用三維隨機脈動風(fēng)場來計算風(fēng)力機葉片及塔筒所受氣動載荷。順風(fēng)向風(fēng)速由平均風(fēng)速和脈動風(fēng)速疊加而成：。以風(fēng)力機輪轂處為參考點，采用指數(shù)平均風(fēng)剖面：

式中：Vhub為風(fēng)力機輪轂高度處的平均風(fēng)速；Hhub為輪轂高度，Hhub= 90 m；α為 風(fēng)剖面指數(shù)，取α=0.11。

脈動風(fēng)速通過國際電工技術(shù)委員會（IEC）規(guī)范[14]推薦的Kaimal譜求得：

式中：Sk(f)為 脈動風(fēng)速功率譜密度；下標(biāo)k為風(fēng)向變量，可分別表示順風(fēng)向u、 橫風(fēng)向v及 豎向w； σk為脈動均方根；Lk為積分尺度參數(shù)。選用極端風(fēng)速模型，σk和Lk取值如下：

考慮到風(fēng)速的空間相關(guān)性，兩空間點風(fēng)速互功率密度函數(shù)Sij(f)表示為：

式中：Sii(f)、Sjj(f)分 別為空間i,j兩點處的自功率譜密度函數(shù)； Coh(f,i,j) 分 別為空間i,j兩點處的空間相干函數(shù)，取IEC規(guī)范推薦表達(dá)式：

式中：a為相干衰減參數(shù)，取a=12；r為空間兩點距離；LC為 相干尺度參數(shù)，取LC=340.2。圖4為模擬生成的輪轂高度處順風(fēng)向風(fēng)速樣本時程及其功率譜，與目標(biāo)譜擬合良好。

圖4 輪轂高度處順風(fēng)向風(fēng)速時程及功率譜Fig. 4 Time history and PSD of the alongwind wind speed at the hub height

對于處于停機狀態(tài)的風(fēng)力機，葉素上受到的升力FL與 阻力FD由垂直于葉片長度方向的風(fēng)速UR和升力系數(shù)CL(α)與 阻力系數(shù)CD(α)確定：

式中：ρ為空氣密度；c為葉素弦長；CL(α)、CD(α)分別為升、阻力系數(shù)，其為攻角α的函數(shù)，取值可參考文獻(xiàn)[11]中的5 MW風(fēng)力機翼型信息表。

同理塔筒單位長度上的氣動力由下式得到：

式中：d(z) 為 塔筒直徑；CTD(z)為塔筒截面阻力系數(shù)；CTL(z)為 塔筒截面升力系數(shù)；Uz為垂直于塔筒高度方向風(fēng)速。

2.2 波浪場模擬及氣水動載荷計算

采用目前國內(nèi)外廣泛使用的JONSWAP譜模擬波浪場，此海浪譜由“聯(lián)合北海波浪計劃（The Joint North Sea Wave Project）”提出。IEC規(guī)范所推薦該譜的形式如下：

式中：Hs為 有效波高；Tp為譜峰周期，Tp=1/fp；γ為譜峰升高因子；σ為峰形系數(shù)。γ 和 σ 表達(dá)式如下：

此外，以往的工程實踐中，常基于Airy線性波理論來求解波浪運動方程，模擬生成不規(guī)則海浪。然而Marino等[15]的研究表明，采用線性波理論計算波浪載荷會低估風(fēng)力機的極端響應(yīng)，并不適用于中等程度以上海況。尤其對于風(fēng)力機停機工況，氣動阻尼僅為運行狀態(tài)的十分之一，海浪的非線性成分對風(fēng)力機響應(yīng)的影響更為顯著。因此為了更真實地模擬導(dǎo)管架所處的有限水深范圍內(nèi)的波浪場，本文采用二階非線性不規(guī)則波浪模型[16]來求解水質(zhì)點的運動狀態(tài)。圖5為模擬生成的海浪波高樣本時程及其功率譜，與目標(biāo)譜擬合良好。

圖5 海浪波高時程及功率譜Fig. 5 Time history and PSD of the wave height

對于構(gòu)件直徑D與波長L之比小于0.2的導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)，波浪載荷采用Morison方程[17]計算。考慮到固-液相互作用及導(dǎo)管架構(gòu)件的空間傾斜，作用在構(gòu)件單位長度上的波浪力f為：

式中：f=fxi+fyj+fzk； ρw為海水密度；U為垂直于構(gòu)件軸線方向的水質(zhì)點相對速度矢量，U=e×(u×e)（其中e為構(gòu)件的單位方向矢量，u為水質(zhì)點相對于構(gòu)件運動的速度矢量）；CD為拖曳力系數(shù)，取CD=1；CM為慣性力系數(shù)，取CM=2。

3 動力響應(yīng)計算及結(jié)果分析

涉及風(fēng)力機結(jié)構(gòu)設(shè)計的參數(shù)包括葉根彎矩、風(fēng)輪力矩、塔筒彎矩以及導(dǎo)管架基礎(chǔ)各響應(yīng)量等，其極值是影響風(fēng)力機結(jié)構(gòu)設(shè)計的關(guān)鍵參數(shù)。對4種停機位置下?90°～90°偏航范圍內(nèi)（13個偏航角度）共52種工況進(jìn)行數(shù)值計算，每種工況計算6個30 min樣本時程，取各工況下樣本時程極值的均值作為響應(yīng)統(tǒng)計量，研究其在偏航失效狀態(tài)下的變化規(guī)律。

3.1 葉根彎矩

圖6為偏航失效時不同停機位置下風(fēng)力機葉根彎矩極值。通過對比分析，得出偏航失效時偏航角度及停機位置對風(fēng)力機葉片響應(yīng)的影響：1）發(fā)生偏航失效后，葉片的葉根彎矩驟增，其值最高可達(dá)正常狀態(tài)下（ θ=0?）的6倍，極大地增加了葉片折斷的概率，可見偏航系統(tǒng)在極端環(huán)境下穩(wěn)定運行的重要性。2）葉片的停機位置對結(jié)果影響顯著。對于單個葉片來說，處于豎直狀態(tài)的葉片（圖6a、圖6c葉片1）所受葉根彎矩最大；處于水平狀態(tài)的葉片（圖6b葉片1）所受葉根彎矩最小，且偏航角改變基本不影響其葉根彎矩。在整個偏航范圍內(nèi)，從三個葉片整體受力來看，當(dāng)葉片方位角處于0°時，對風(fēng)力機葉片最為不利；當(dāng)葉片方位角處于90°或空轉(zhuǎn)狀態(tài)時，風(fēng)力機葉片受力相對較小，應(yīng)對偏航失效狀況較為有利。

圖6 偏航失效時不同停機位置下葉根彎矩極值Fig. 6 Maximum bending moment of the blade root under different parking positions with yaw control system failure

另外，可發(fā)現(xiàn)當(dāng)偏航角處于±30°左右時，葉根彎矩的響應(yīng)結(jié)果有明顯突變（如圖6a中葉片1在30°偏航角下的葉根彎矩響應(yīng)極值等）。選取葉片三分之二處的NACA64翼型段，輸出其在30°偏航角工況下的葉片攻角時程（圖7），可見攻角在10°～40°范圍附近波動。結(jié)合5 MW風(fēng)力機葉片翼型的升力系數(shù)（圖8），可知其攻角范圍處于NACA64翼型升力系數(shù)失速段，因 ??CL/?α過大導(dǎo)致葉片出現(xiàn)負(fù)的氣動阻尼，由此造成葉片氣彈失穩(wěn)，從而引起葉根彎矩值突變。

圖7 葉片1的NACA64翼型的攻角時程Fig. 7 Time history of the attack angle for the NACA64 airfoil of blade 1

圖8 5 MW風(fēng)力機葉片各翼型升力系數(shù)Fig. 8 Lift coefficients of different blade airfoils of the 5 MW OWT

3.2 風(fēng)輪力矩

圖9 為偏航失效時不同停機位置下風(fēng)力機風(fēng)輪俯仰力矩和偏航力矩極值。可以看出，葉片停機位置對風(fēng)力機風(fēng)輪所受的俯仰力矩影響顯著：當(dāng)葉片處于0°、180°方位角和空轉(zhuǎn)狀態(tài)時，其俯仰力矩在0°偏航角附近異號，且幅值波動較大；當(dāng)葉片處于90°方位角時，其俯仰力矩在整個偏航范圍內(nèi)幅值較小，更有利于輪轂安全。此外，當(dāng)葉片處于90°、180°方位角和空轉(zhuǎn)狀態(tài)時，偏航力矩在0°偏航角附近異號，對于采用無源抗臺風(fēng)策略的風(fēng)力機來說，有利于風(fēng)輪在偏航力矩下回轉(zhuǎn)到順槳位置附近，可有效降低風(fēng)輪載荷。

圖9 偏航失效時不同停機位置下風(fēng)輪俯仰力矩和偏航力矩極值Fig. 9 Maximum values of the pitch and yaw moments of the OWT rotor under different parking positions with yaw control system failure

3.3 塔底彎矩

塔筒彎矩是風(fēng)力機設(shè)計的關(guān)鍵控制參數(shù)。圖10為偏航失效時不同停機位置下風(fēng)力機塔底彎矩極值，可以發(fā)現(xiàn)：1）對于順風(fēng)向塔底彎矩，其值在偏航正常（ θ=0?） 時最小，且隨偏航角 θ絕對值增大而增大，最高可達(dá)正常值的2.4倍，可見偏航系統(tǒng)失效對塔筒響應(yīng)影響很大。2）對于橫風(fēng)向塔底彎矩，其值隨著偏航角 θ絕對值增大呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，在偏航角θ=±90?時達(dá)到最小值。3）葉片停機位置對順風(fēng)向響應(yīng)的影響：當(dāng)偏航角在±45°范圍內(nèi)時，影響較小；超過這一范圍后，葉片停機位置對響應(yīng)結(jié)果影響顯著（0°方位角最大，90°方位角與空轉(zhuǎn)次之，180°方位角最小）。葉片停機位置對橫風(fēng)向的響應(yīng)影響則剛好相反：當(dāng)偏航角較小時，停機位置的響應(yīng)結(jié)果差異較大；當(dāng)偏航角超過±60°范圍后，停機位置對響應(yīng)結(jié)果的影響較小。4）對于風(fēng)力機塔底總彎矩，其值在偏航角處于?60?～?90?或 60?～90?時達(dá)到最大；在整個偏航范圍內(nèi)，采用空轉(zhuǎn)或者葉片方位角處于90°停機位置的停擺策略時，風(fēng)力機塔底總彎矩相對較小，應(yīng)對偏航故障狀態(tài)最為有利。

圖10 偏航失效時不同停機位置下風(fēng)力機塔底彎矩極值Fig. 10 Maximum bending moment of the tower base under different parking positions with yaw control system failure

3.4 下部結(jié)構(gòu)響應(yīng)

對于傳統(tǒng)的導(dǎo)管架式海上油氣平臺等海工結(jié)構(gòu)物，其上部結(jié)構(gòu)受風(fēng)模式較為固定，且主要由海浪載荷控制。而海上風(fēng)力機作為一種利用風(fēng)能的捕風(fēng)機構(gòu)，其風(fēng)載荷的大小與風(fēng)力機的狀態(tài)密切相關(guān)。對于導(dǎo)管架式海上風(fēng)力機，其導(dǎo)管架基礎(chǔ)不僅承受下部海浪的作用，而且還受到風(fēng)力機上部結(jié)構(gòu)所傳遞的復(fù)雜風(fēng)載荷。選取偏航正常（ θ=0?） 及偏航失效（ θ=90?）兩種狀態(tài)下導(dǎo)管架的響應(yīng)結(jié)果進(jìn)行比較，表3給出了風(fēng)、浪及其聯(lián)合作用下導(dǎo)管架基礎(chǔ)平臺中心點位移及基底剪力、彎矩極值，可以看出：1）對于平臺位移和基底彎矩，因風(fēng)載荷作用力臂更長，故風(fēng)載荷的貢獻(xiàn)要大于浪載荷；風(fēng)浪聯(lián)合作用下、風(fēng)力機偏航系統(tǒng)正常時，因風(fēng)、浪載荷的隨機性，平臺位移和基底彎矩極值要低于風(fēng)、浪單獨作用極值之和，且此時葉片的停機位置對結(jié)果影響較小；但若偏航系統(tǒng)失效，順風(fēng)向風(fēng)載荷變大，平臺位移和基底彎矩分別增至正常狀態(tài)的1.82和1.65倍，此時葉片停機位置對結(jié)果影響較為明顯。2）對于基底剪力，浪載荷的貢獻(xiàn)略高于風(fēng)載荷；與平臺位移類似，風(fēng)浪聯(lián)合作用下、偏航系統(tǒng)正常時，葉片的停機位置對結(jié)果影響較小；但若偏航系統(tǒng)失效，葉片停機位置對結(jié)果影響較為明顯，剪力值可增至正常狀態(tài)的1.24倍。

表3 導(dǎo)管架基礎(chǔ)平臺位移及基底響應(yīng)極值Table 3 Maximum values of the platform displacement and base response of the jacket

導(dǎo)管架基礎(chǔ)多為群樁結(jié)構(gòu)，在傾覆力矩的作用下，上風(fēng)側(cè)樁基礎(chǔ)將承受較大的上拔力。圖11為偏航正常與失效狀態(tài)時不同停機位置下，導(dǎo)管架各支撐腿根部所受軸力和剪力極值。對于軸力，支撐腿1以受拉為主，其余各支撐腿以受壓為主。由于受到傾覆力矩作用，支撐腿1和支撐腿3所受的軸力要遠(yuǎn)大于支撐腿2、支撐腿4，且偏航失效時其軸力顯著增加，支撐腿1所受拉力可增至正常狀態(tài)的1.91倍，支撐腿3所受壓力可增至正常狀態(tài)的1.51倍，對基礎(chǔ)安全造成嚴(yán)重威脅。對于剪力，各導(dǎo)管架支撐腿差別不大，停機位置、偏航狀態(tài)對其結(jié)果影響相對較小。

圖11 不同停機位置下導(dǎo)管架支撐腿底部軸力與剪力極值Fig. 11 Maximum axial and shear forces at the bottom of the jacket leg under different parking positions

4 結(jié)論

針對海上風(fēng)力機臺風(fēng)環(huán)境下偏航失效的極端工況，通過模擬隨機風(fēng)、浪，對±90°偏航范圍內(nèi)處于不同停機位置的導(dǎo)管架式海上風(fēng)力機進(jìn)行動力響應(yīng)計算，分析了風(fēng)力機葉片、塔筒及下部結(jié)構(gòu)響應(yīng)隨偏航角的變化規(guī)律以及停機位置對響應(yīng)結(jié)果的影響。研究結(jié)果表明：

1）風(fēng)力機結(jié)構(gòu)各部分響應(yīng)對偏航角的變化十分敏感。偏航系統(tǒng)失效時，風(fēng)力機結(jié)構(gòu)各部分響應(yīng)驟增，部分偏航角下甚至?xí)霈F(xiàn)氣彈失穩(wěn)現(xiàn)象，大大增加了風(fēng)力機結(jié)構(gòu)的破壞概率。當(dāng)偏航角處于?90?～?60?或 60?～90?附近時，風(fēng)力機塔筒所受響應(yīng)值最大，在海上風(fēng)力機抗臺風(fēng)設(shè)計中應(yīng)引起足夠注意。

2）停機位置對于風(fēng)力機葉片、風(fēng)輪及塔筒的響應(yīng)影響顯著。在整個偏航范圍內(nèi)，采用空轉(zhuǎn)策略或者葉片方位角處于90°停機位置的停擺策略時，風(fēng)力機結(jié)構(gòu)各部分響應(yīng)值相對較小，應(yīng)對偏航故障狀態(tài)最為有利。

3）不同于傳統(tǒng)受海浪載荷控制的導(dǎo)管架石油平臺等海工結(jié)構(gòu)，導(dǎo)管架式海上風(fēng)力機受風(fēng)、浪載荷的聯(lián)合控制。對于導(dǎo)管架基礎(chǔ)平臺位移及基底彎矩，風(fēng)載荷的貢獻(xiàn)要大于浪載荷。當(dāng)風(fēng)力機偏航系統(tǒng)失效時，會大大增加導(dǎo)管架基礎(chǔ)管樁受到的拉拔力。因此在設(shè)計時應(yīng)充分考慮極端環(huán)境下風(fēng)力機上部結(jié)構(gòu)可能出現(xiàn)的偏航故障對其造成的影響。