一種點陣式海上風電機組基礎結構水動力穩性研究

朱江峰 曹宇光 趙前坤 李 磊

1.中國石油大學(華東)儲運與建筑工程學院,青島,2665802.山東海洋工程裝備研究院有限公司,青島,266555

0 引言

隨著海上風電大功率化和深遠海發展趨勢,多風機共享平臺一體化概念被逐漸提出。LIU等[1]提出了三臺風電機組的半潛式整體基礎的概念,得出了水動力響應規律和作業工況適應性。VAHID等[2]在2020年建立了可滿足33 kW的風能發電的雙風電機組浮式平臺。ZHU等[3]提出一種滿足10 MW發電功率的雙風電機組組合的半潛式三角平臺。ZHANG等[4]提出了六角箱概念,將養魚網箱與三臺60 kW風電機組相結合,但沒有進一步顯示實驗和現場工程應用分析的結果。

多風機一體化概念雖然被提出,但關于新型結構水動力穩性和傳統結構對比并未展開深入研究。在風機系統動力響應分析方法方面,李垚等[5]總結了風電機組可靠性研究的常用方法和提高風電機組可靠性的措施。梁家銘等[6]針對新型網箱水動力分析及系泊方式進行研究,發現新型網箱在工作海況和極端海況均能滿足安全性要求。劉宇航等[7]對三種海上風電機組支撐基礎與船舶碰撞的動力響應展開分析,結果顯示單柱基礎海上風電機組位移和加速度響應更加明顯。秦大同等[8]對運行工況下風電機組傳動系統進行機電耦合建模以及動態特性分析,結果表明傳動系統在變速變載狀態下的動態響應復雜。彭春江等[9]對海上浮式風電機組剛柔耦合結構進行動力學建模與分析,結果表明波高越大,整機耦合程度越高。

本文針對傳統半潛式單風機平臺和點陣式多風機一體化基礎(DMF)展開分析,明確多風機平臺水動力穩性響應規律。本研究基于傳統OC4半潛式風機和Windfloat平臺結構,考慮滿足30 MW級發電需求,設計點陣式六邊形風機基礎結構,并將數值模擬和水槽實驗進行對比分析。

1 點陣式多邊形浮式基礎參數

本研究結構方案設計參考傳統OC4和Windfloat半潛式平臺基礎,詳細參數見圖1和表1。選定風機類型均為NREL Baseline 5 MW[10-13],風電機組數量為6個,以點陣式對稱排布,相當于點陣式基礎風機發電功率為另外兩種基礎的發電功率的6倍。點陣式基礎結構參數與傳統半潛式浮式基礎的最大不同是浮筒數量和間距。

表1 浮式結構基本參數

圖1 點陣式基礎整體概念

2 理論分析

2.1 載荷計算

由于DMF受環境載荷影響復雜,故本文分別考慮風浪流載荷進行分析計算。

(1)風載荷。風載荷對DMF的影響不可忽視。由于本文主要研究風載荷對DMF系統穩性的影響,因此考慮常規作業風作用,基于風機尾流無旋動量理論[14],同時考慮整體結構縱蕩和縱搖對風機氣動載荷耦合響應,建立風機葉片與塔架水平推力和力矩的公式:

(1)

(2)

式中,ρ為空氣密度;vRW為相對風速,滿足vRW=vW-vS,vW為實際風速;vS為浮式點陣式基礎結構順風向水平運動速度;CS為形狀系數;CH為高度系數;L為風機塔筒高度;A為掃掠面積,正常作業工況為葉片掃掠圓面積2πr,極端風浪載荷工況下葉片為停轉狀態;vD為縱蕩和縱搖引起的相對速度與穩態速度偏差[14]。

(2)浪載荷。波頻載荷的計算方法考慮構件截面特征尺度D與波長λ比值,當D/λ≤0.2時為小尺度構件,本研究中網衣、橫撐等效為小尺度構件,根據Morison公式計算小尺度構件波頻載荷:

F=FD+FI

(3)

式中,FD為拖曳力,由于傳統Morison公式主要用于計算水動力固定物,本研究中多風電機組一體化一體結構為海上漂浮物;FI為慣性力。

當D/λ>0.2時為大尺寸構件,在波浪作用下,一般承受慣性力和繞流力,用三維勢流理論進行波浪載荷的計算:

(4)

式中,Cdn為法向流阻力系數;α為波浪傾角;Cdt為切向流阻力系數;ρW為液體密度;l為基礎平臺跨度;d梁結構直徑;v0波浪初始速度;v為波速;t為時間;CM為質量系數。

(3)流載荷。流載荷設置為恒定流速,與時間無關,在海洋工程中它的計算滿足[11]

(5)

式中,CDC為法向流阻力系數;vRC為相對流速,滿足vRC=vC-vS,vC為實際流速。

根據建立的載荷與運動方程,通過理論計算推導出風電機組風力載荷,然后直接將載荷施加到軟件模型中進行水動力求解。

2.2 力學模型

基于點陣式基礎結構形式的特殊性,結合傳統OC4半潛式基礎,建立兩種浮式基礎的力學模型。圖2所示為DMF和OC4基礎力學模型,二者的縱搖運動主要由風傾力矩和復原力矩的變化引起。

圖2 基礎力學模型

圖2中,DMF的復原力矩滿足

(6)

式中,i為風力機編號;n為風力機總量;ρs為海水密度;Si為水線面面積;RDi為水線面與重心的水平距離;θ為整體結構縱搖傾角。

OC4的復原力矩滿足

(7)

式中,ROi為OC4水線面與重心的水平距離。

由圖2和式(6)、式(7)得,當傾角和水線面不變時,復原力矩與各水線面到重心距離的平方成正比關系,因此通過改變浮體間距可以實現平方級別提高浮式基礎的復原力矩。

2.3 運動方程

點陣式一體化結構同時承受風浪流等綜合因素影響,因此建立風機-浮筒基礎-系泊系統的整體結構分析模型是十分必要的,而載荷模型應該包括空氣動力-水動力的耦合模型[15]。浮體在水中的運動形式可分為搖擺和振蕩漂移兩種,主要受環境載荷對結構產生的力和力矩作用。由于整體結構為剛性連接,為便于分析,首先基于質量集中法,將整體結構等效為一個質量塊m0,并考慮結構阻尼、慣性和彈性恢復作用,進行運動方程分析。

浮體搖擺運動方程滿足

(8)

浮體平蕩運動方程滿足

(9)

為統一表征浮體搖蕩運動與環境作用關系,基于功能守恒定理,建立點陣式一體結構聯合運動方程:

Fjyj+Miθi

(10)

考慮系泊系統作用的系泊浮體時域耦合運動方程為

(11)

3 數值模型

利用有限元水動力分析軟件ANSYS AQWA對基礎的浮筒和撐桿進行水動力模型的構建。為簡化計算,設置點陣式多風機系統為剛體結構,其中浮筒的特征尺度和波長比大于0.2,為大尺度構件,建立面元模型,運用三維勢流理論計算波浪載荷;撐桿的特征長度與波長的比值均小于0.2,為小尺度構件,建立Morrison桿元模型,風浪流同向,載荷方向為0°。

(1)海況參數。根據IEC 61400—1: 2005的規定[13],風電機組極限載荷取決于50年一遇最大10 min平均風速和極大3S風速。為進一步確保結構的安全性,在選擇極端海況時,選擇100年一遇的南海極端海況,作業海況則依據NREL公布的5MW風機工作風速確定,具體環境參數如表2所示。

表2 南海環境參數

(2)水動力分析模型。DMF浮式基礎坐標依據右手定則,原點選在水面上,與塔架支撐浮筒中心軸相交,z軸豎直向上且與塔架支撐浮筒的中心軸重合,模型整體關于x軸對稱。在水平面內,x軸正向與風浪流入射方向的夾角定義為環境載荷的入射角度β,逆時針旋轉為正。選用A36海上鋼材,泊松比為0.3,屈服極限為450 MPa。海面以上為10 m,海面以下為35 m,整體漂浮于海面,采用六點系泊方法,系泊材料選用聚酯纜[16]。

(3)模型建立與網格劃分。利用ANSYS AQWA對基礎的海洋多風電機組一體化結構建立水動力模型,網格劃分見圖3?；贏QWA軟件水動力分析建模要求,整體結構采用殼單元;考慮網衣結構復雜性不進行單獨建模,網衣承受載荷參照式(3)和式(6)計算得出,直接施加到浮式基礎上;風載荷按照式(1)和式(2)計算得出,直接施加到風機塔筒頂端,方向與海流載荷一致,為坐標x軸正方向。

圖3 DMF網格劃分

4 結果與分析

4.1 模型可靠性驗證

利用ANSYS AQWA建立OC4和DWF基礎的水動力模型。通過自由衰減運動的數值模擬分別進行縱搖和橫蕩時域響應對比分析,設置初始傾角為8°,初始水平位移為20 m。該方法不僅可以確定平臺固有頻率等屬性,而且可以驗證數值求解器在浮式結構物水動力求解問題上的可靠性。自由衰減模擬結果如圖4、圖5所示。

圖4 縱搖衰減結果

圖5 橫蕩衰減結果

根據圖4和圖5中可知,模型的固有周期和衰減幅度的預報與文獻[17]的浮式風機氣動-水動力耦合流場數值模擬和OC4水池試驗數據相吻合,最大誤差小于5%,證明該求解器在計算該浮式風機支撐平臺的水動力問題上具有較好的可靠性與較高的精度?；贏QWA軟件得出OC4的縱搖固有周期為26.1 s,與NAEO算法計算的結果25.8 s和OC4水池試驗得到的26.8 s周期基本一致。

4.2 風浪流動力響應分析

為明確風浪流因素聯合作用對新型DMF基礎運動穩性的影響規律,開展了風浪流工況時域分析。

在風浪流載荷下開展DMF運動響應分析是最接近實際海洋工況的模擬,本研究重點關注DMF對復雜海洋環境的適應性。設置風參數:單風機平均氣動載荷為800 kN[10],作用點在風機塔筒上,作用高度為水線面基準面以上100 m。設置浪參數:波高為5.49 m,周期為11.3 s,采用規則波輸入方式,設定波流流速為0.39 m/s,流域范圍為全部水深。采用均勻流速輸入方式,方向為x軸正方向,時間步為0.2 s,時長為500 s。DMF和OC4時域仿真分析結果如圖6所示。

(a)搖擺時域分析結果

由圖6a可得,常規作業工況風浪流作用下,DMF和OC4縱搖響應幅值均呈周期性波動。其中DMF縱搖幅值為±2°,OC4縱搖幅值為0.5°～8.5°。由圖6b和圖6c得出,DMF的橫蕩響應幅值與系泊張緊力幅值明顯高于常規OC4基礎平臺,主要因為DMF承載6臺風電機組的水平風力,為OC4的6倍,基于力學平衡定理,系泊張力也約為OC4張力的6倍。

5 實驗模型與測試

本研究進一步開展了新型點陣式風機系統模型樣機加工和波流水槽模擬實驗,通過自有衰減測試和風浪流水動力測試來驗證DMF水動力響應規律。為了保證試驗數據能夠反映真實的情況,模型應與實物的物理性質盡可能接近,以水動力主導的水池模型樣機實驗,實驗模型加工盡可能滿足Froude和Reynolds相似。按照縮尺比1∶200進行實驗模型的加工制作。

模型樣機加工嚴格按照物理參數相似比數據,在保證模型結構密封性的前提下充分考慮結構安全強度問題。模型主體框架材料選用玻璃鋼,可滿足結構尺寸和浮力平衡要求。風機和網衣采用聚乙烯材料,整體結構質量通過砝碼塊配重調整,從而調整水線面位置。為對模型的干重以及重心位置嚴格控制,先在水池中平衡再進行實驗。DMF一體化裝置模型如圖7所示。

(a)水槽 (b)實驗模型 (c)檢測器

模型實驗研究在中國石油大學(華東)水動力實驗室拖曳水池中開展。額定作業工況的參數設置為:波高5.49 m,周期11.3 s,風速11.4 m/s,流速0.39 m/s。按照相似原則轉換得:波高0.027 m,周期0.806 s,風速0.81 m/s和流速0.028 m/s。風浪流載荷施加方向均為x軸正方向,得到水動力響應結果如圖8和圖9所示。

圖8 縱搖時域分析結果

圖9 橫搖時域分析結果

由于風浪流作用下的運動耦合狀態較為復雜,額定作業工況下,水動力運行響應中的搖擺角響應是衡量海上浮式風機發電的關鍵,因此重點對縱搖和艏搖響應參數進行測試分析。DMF的縱搖響應幅值為2°,OC4的縱搖響應幅值為9°,穩性提高超過70%;DMF的艏搖響應幅值為0.5°,OC4的艏搖響應幅值為10°,穩性提高超過90%,論證了點陣式風電機組一體化基礎結構的優越性。

6 結論

(1)基于點陣式風電機組一體化基礎(DMF)結構的特殊性,建立了考慮水線面和慣性矩的力學模型。相較于傳統風傾力矩穩性方程根據浮心變化規律確定初穩性的方式,DMF穩性平衡方程能更直觀地確立浮式結構參數與縱搖初穩性的關系,提供了便于理論模型與數值模擬的水動力穩性作對比的方法,為新型浮式結構概念設計階段穩性規律研究提供了參考。

(2)考慮風浪流多因素環境作用,開展了DMF氣動-水動力模擬仿真和實驗測試研究。結果顯示DMF的縱搖運動穩性較傳統OC4具有較大的優越性,在不同環境載荷作用下,DMF的縱搖運動穩性較傳統OC4均提高約70%。該結論同樣論證了本研究中基于水線面和慣性矩的初穩性力學模型的準確性和可行性。

(3)為進一步驗證DMF建立模型準確性和結構自身固有頻率等開展了新型點陣式風機系統模型樣機加工和波流水槽模擬實驗,通過自有衰減測試和風浪流水動力測試,結果表明數據與仿真結果吻合度較高,由于模擬中未考慮水的黏性阻尼和渦流效應,因此響應幅值數據略大于實驗結果,誤差小于5%,不影響結果準確性驗證。

在風電漁業系統中的可行性研究仍有許多挑戰,下一步研究考慮:6臺風電機組布置方案優化、長期疲勞的影響、海浪撞擊效應、極端海況下的有效生存策略以及新組合系統的優化設計。