高月文　李春+葉舟

摘要： 采用邊界元并結(jié)合多體動(dòng)力學(xué)方法分析了張力腿平臺(tái)（TLP）漂浮式風(fēng)力機(jī)結(jié)構(gòu)，研究了平臺(tái)結(jié)構(gòu)在不同方向上的頻域與時(shí)域運(yùn)動(dòng)響應(yīng)變化，并比較了漂浮式平臺(tái)在海洋環(huán)境條件下風(fēng)波流聯(lián)合作用時(shí)和波浪載荷獨(dú)立作用時(shí)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，得到了平臺(tái)結(jié)構(gòu)在時(shí)域中的動(dòng)力響應(yīng).研究結(jié)果表明：漂浮式平臺(tái)在頻域變化范圍內(nèi)，運(yùn)動(dòng)響應(yīng)主要集中在低頻部分，繞射力對(duì)漂浮式海上風(fēng)力機(jī)TLP的作用力不能忽略；風(fēng)波流聯(lián)合作用時(shí)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)差大于波浪載荷獨(dú)立作用時(shí)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)差，且平臺(tái)偏離平衡位置的程度更加劇烈；平均運(yùn)動(dòng)響應(yīng)及標(biāo)準(zhǔn)差在入射角分別為0°、22.5°和45°時(shí)相差微小.研究結(jié)果對(duì)海上張力腿平臺(tái)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與優(yōu)化具有很高的參考價(jià)值.

關(guān)鍵詞：海上風(fēng)力機(jī)； 入射角； 運(yùn)動(dòng)響應(yīng)； 時(shí)域

中圖分類號(hào)： TK 83文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

從陸地向海洋已成為風(fēng)電發(fā)展的主要趨勢(shì)，海上風(fēng)力機(jī)的研究逐漸成為風(fēng)電研究領(lǐng)域重點(diǎn)與熱點(diǎn)[1].支撐結(jié)構(gòu)是保證海上風(fēng)力機(jī)安全運(yùn)行的基礎(chǔ).因此，對(duì)支撐結(jié)構(gòu)的形式及其特點(diǎn)的研究也成為海上風(fēng)力機(jī)設(shè)計(jì)的重要組成部分.張力腿平臺(tái)（TLP）漂浮式風(fēng)力機(jī)是由垂直系泊的順應(yīng)式漂浮式平臺(tái)結(jié)構(gòu)支撐的風(fēng)力發(fā)電機(jī).國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者對(duì)TLP開展了大量的研究，主要集中在TLP環(huán)境載荷及其耦合作用、平臺(tái)結(jié)構(gòu)形式和平臺(tái)動(dòng)力響應(yīng)等方面.Donley等[2]對(duì)受到波浪、海流共同作用的TLP進(jìn)行了隨機(jī)響應(yīng)分析.Ahmad等[3]研究了TLP在隨機(jī)波浪譜下的耦合響應(yīng)，考慮了水動(dòng)拖曳力、可變張力、可變浸水、長(zhǎng)期偏移和波動(dòng)風(fēng)載荷耦合效果等引起的各種非線性效應(yīng).Vickery[4]從理論和實(shí)驗(yàn)兩方面研究了風(fēng)和波浪對(duì)TLP的耦合作用.Tabeshpour等[5]在時(shí)域和頻域中對(duì)TLP進(jìn)行了非線性動(dòng)態(tài)分析，隨機(jī)波的時(shí)間歷程基于PM譜，隨機(jī)波以任意浪向角作用在結(jié)構(gòu)上.Jain[6]采用確定性的一階波浪力分析TLP的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，考慮了6個(gè)自由度的耦合、非線性的張力變化及水動(dòng)力的影響.胡志敏等[7]對(duì)波浪載荷的輻射效應(yīng)進(jìn)行了深入研究，并以附加質(zhì)量、附加阻尼等水動(dòng)力參數(shù)的形式計(jì)算了輻射效應(yīng)對(duì)TLP的載荷影響.Siddiqui等[8-9]應(yīng)用S-N曲線法和斷裂力學(xué)方法研究了隨機(jī)風(fēng)浪荷載作用下TLP系泊的疲勞斷裂可靠性.Srinivasan[10]提出利用桁架式的浮筒減少波浪載荷對(duì)平臺(tái)的作用，使TLP可以在更深水域作業(yè).由此可見，對(duì)張力腿平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)研究大部分是基于時(shí)域分析.不僅如此，上述研究中的波浪荷載均采用改進(jìn)的Morison公式，而TLP立柱屬于大直徑結(jié)構(gòu)，因此采用簡(jiǎn)化Morison公式處理必然會(huì)引起張力腿平臺(tái)外部波浪載荷的計(jì)算誤差，且大部分的TLP平臺(tái)研究都集中在海洋船舶的海工平臺(tái)上.由于關(guān)于風(fēng)力機(jī)的TLP平臺(tái)的研究甚少，因此本文基于多體動(dòng)力學(xué)和邊界元理論，研究輻射和繞射作用下風(fēng)、波浪和海流對(duì)漂浮式風(fēng)力機(jī)平臺(tái)的效應(yīng).

1海洋結(jié)構(gòu)水動(dòng)力載荷

漂浮式動(dòng)力平臺(tái)在規(guī)則波作用下運(yùn)動(dòng)方程可表示為

1.1波浪載荷

主要波浪載荷積分表達(dá)式為

1.2海流載荷

海流的大小隨水深變化，故海流可簡(jiǎn)化為剪切流.一般情況下，假設(shè)流速沿水深呈線性變化或二次曲線變化.在較深海域，海底流速幾乎為零，淺水水域流速常常被處理為對(duì)數(shù)分布.

在工程設(shè)計(jì)中，為了簡(jiǎn)單起見，常將海流和潮流看作是穩(wěn)定的，并認(rèn)為它們對(duì)平臺(tái)的作用力僅為拖曳力f，即

1.3風(fēng)載荷

對(duì)于海上漂浮式結(jié)構(gòu)物體，風(fēng)速變化對(duì)其產(chǎn)

生的重要影響一般不能忽略.風(fēng)速計(jì)算在不同的設(shè)計(jì)規(guī)范中所采用的方法也不盡相同.本文按API-RP2A計(jì)算風(fēng)速與風(fēng)載荷，平均風(fēng)速一般取1 h平均風(fēng)速，重現(xiàn)期為100 a，參考高度為海平面以上10 m處.其它高度處的平均風(fēng)速通過(guò)修正參考點(diǎn)的風(fēng)速獲得，具體計(jì)算式為

2風(fēng)力機(jī)參數(shù)及TLP參數(shù)

本文采用傳統(tǒng)的張力腿平臺(tái)結(jié)構(gòu)形式，平臺(tái)結(jié)構(gòu)呈對(duì)稱分布.風(fēng)力機(jī)采用NREL 5 MW風(fēng)力機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)，傳動(dòng)方式采用多級(jí)齒輪箱，風(fēng)力機(jī)張力腿平臺(tái)基本參數(shù)、漂浮式風(fēng)力機(jī)模型及張力腿結(jié)構(gòu)分別如表1和圖1所示[11].

3模型水動(dòng)力參數(shù)計(jì)算

3.1漂浮式風(fēng)力機(jī)TLP頻域運(yùn)動(dòng)響應(yīng)

波浪作用下平臺(tái)6個(gè)自由度方向的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)可由幅值響應(yīng)算子（response amplitude operator，RAO）描述，其本質(zhì)是一個(gè)由波浪激勵(lì)到浮體運(yùn)動(dòng)的傳遞函數(shù)，定義為

式中：ηi為平臺(tái)運(yùn)動(dòng)第i個(gè)自由度的值；ξ為某一頻率波浪高度的幅值.

一般認(rèn)為，海洋中波浪變化是一具有零均值、各態(tài)歷經(jīng)的高斯隨機(jī)過(guò)程，平臺(tái)對(duì)任何波浪的響應(yīng)是該波浪波幅的線性函數(shù)并與它對(duì)其它波浪成分的響應(yīng)無(wú)關(guān).因此，利用平臺(tái)各自由度的RAO得到在每一波浪頻率下的平臺(tái)響應(yīng)，然后疊加求和，最終可得到在多個(gè)波浪作用下平臺(tái)運(yùn)動(dòng)方程的解.在不同入射角波浪的作用下，TLP平臺(tái)頻域運(yùn)動(dòng)響應(yīng)如圖2所示.在縱蕩、垂蕩和縱搖方向其運(yùn)動(dòng)響應(yīng)均隨頻率f變化，且存在峰值頻率.其中：平臺(tái)的縱蕩、垂蕩方向的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)峰值數(shù)量級(jí)大致相同，但峰值頻率差異較大，兩者在高頻時(shí)（縱蕩時(shí)f>1.0 rad·s-1；垂蕩時(shí)f>0.75 rad·s-1）響應(yīng)趨于零，響應(yīng)主要集中于低頻區(qū)；縱搖運(yùn)動(dòng)響應(yīng)主要集中于f=0.5～0.75 rad·s-1，且存在峰值頻率，在低頻（f<0.5 rad·s-1）和高頻（f>1.0 rad·s-1）時(shí)趨于零.

F-K力由未擾動(dòng)波浪下的動(dòng)態(tài)壓力場(chǎng)引起，為主要的波浪載荷.它和繞射力共同組成了在規(guī)則波下作用于浮體上的非黏性力.在不同入射角波浪的作用下，平臺(tái)受到的F-K力如圖3所示.縱蕩和縱搖方向，F(xiàn)-K力隨頻率變化趨勢(shì)十分相似，呈現(xiàn)出近拋物線變化；隨頻率增加，F(xiàn)-K力逐漸增強(qiáng)，達(dá)到峰值后，又隨頻率增加逐漸下降.對(duì)于垂蕩方向，F(xiàn)-K力隨頻率增加逐漸減弱，當(dāng)f>0.75 rad·s-1時(shí)趨于零.

當(dāng)物體的尺寸相對(duì)于波長(zhǎng)較小時(shí)（物體特征尺寸小于波長(zhǎng)的20%），繞射力可忽略不計(jì).在不同入射角波浪作用下TLP受到的繞射力如圖4所示.縱蕩和縱搖方向，運(yùn)動(dòng)響應(yīng)在頻率為0.75 rad·s-1附近時(shí)達(dá)到最大值，而垂蕩方向運(yùn)動(dòng)響應(yīng)在頻率為0.5 rad·s-1附近達(dá)到最大值.從圖4可以看出，繞射力對(duì)漂浮式海上風(fēng)力機(jī)TLP的作用力不可忽略，其數(shù)量級(jí)與F-K力相同，因此在計(jì)算中必須考慮.

3.2漂浮式風(fēng)力機(jī)TLP時(shí)域運(yùn)動(dòng)響應(yīng)

為比較漂浮式海上風(fēng)力機(jī)平臺(tái)在僅考慮波浪載荷作用時(shí)和風(fēng)波流復(fù)雜載荷聯(lián)合作用時(shí)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的變化情況，本文采用的波浪參數(shù)為：有義波高為8.8 m；波峰周期為14.2 s；水平面處海流速度為2.18 m·s-1；100 m水深處海流速度為1.95 m·s-1；水平面上10 m處風(fēng)速為29.10 m·s-1.

圖5為張力腿平臺(tái)在海洋環(huán)境中入射角為45°時(shí)，僅有波浪載荷作用以及風(fēng)波流聯(lián)合作用時(shí)縱蕩、橫蕩、垂蕩、橫搖、縱搖、首搖等不同自由度的時(shí)域運(yùn)動(dòng)響應(yīng).入射角為45°時(shí)平臺(tái)在橫蕩方向擁有和縱蕩方向相同數(shù)量級(jí)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，且波浪作用力在風(fēng)波流作用中很明顯，而首搖方向作用力依然很小，可忽略不計(jì).

表2為不同入射角時(shí)漂浮式平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng).從表中可以看出，在僅有波浪作用和風(fēng)波流聯(lián)合作用下，平臺(tái)垂蕩方向的最小響應(yīng)、最大響應(yīng)、平均響應(yīng)及標(biāo)準(zhǔn)差在入射角分別為0°、22.5°和45°時(shí)相差微小，首搖方向幾乎都為0，縱蕩方向運(yùn)動(dòng)響應(yīng)隨著入射角增加而減小，但相應(yīng)的橫蕩方向

4結(jié)論

本文通過(guò)輻射和繞射理論，結(jié)合邊界元方法，分析了漂浮式風(fēng)力機(jī)張力腿型平臺(tái)在風(fēng)波流聯(lián)合作用下的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，得出以下結(jié)論：

（1） 漂浮式平臺(tái)在頻域變化范圍內(nèi)，運(yùn)動(dòng)響應(yīng)主要集中在低頻部分，F(xiàn)-K力在垂蕩和縱搖方向集中在頻率為0.5～1.5 rad·s-1之間，垂蕩方向在低頻下F-K力作用明顯，繞射力對(duì)漂浮式海上風(fēng)力機(jī)TLP的作用力不可忽略.

（2） 海洋環(huán)境載荷較小時(shí)，風(fēng)波流聯(lián)合作用比僅有波浪作用時(shí)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)強(qiáng)烈.波浪作用對(duì)漂浮式平臺(tái)運(yùn)動(dòng)有著重要影響.

（3） 在僅有波浪作用和風(fēng)波流聯(lián)合作用下，平臺(tái)垂蕩方向的最小響應(yīng)、最大響應(yīng)、平均響應(yīng)及標(biāo)準(zhǔn)差在入射角分別為0°、22.5°和45°時(shí)相差微小，首搖方向幾乎都為0，縱蕩和縱搖方向運(yùn)動(dòng)響應(yīng)隨著入射角增加而減小，但相應(yīng)的橫蕩和橫搖方向響應(yīng)逐漸增大.

參考文獻(xiàn)：

[1]高坤，李春，高偉，等.新型海上風(fēng)力發(fā)電及其關(guān)鍵技術(shù)研究[J].能源研究與信息，2010，26（2）：110-116.

[2]DONLEY M G，SPANOS P D.Stochastic response of a tension leg platform to viscous drift forces[J].Journal of Offshore Mechanics and Arctic Engineering，1991，133（2）：148-155.

[3]AHMAD S，ISLAM N，ALI A.Windinduced response of a tension leg platform[J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，1997，72：225-240.

[4]VICKERY P J.Windinduced response of tension leg platform：theory and experiment[J].Journal of Structural Engineering，1995，121（4）：651-663.

[5]TABESHPOUR M R，GOLAFSHANI A A，SEIF M S.Comprehensive study on the results of tension leg platform responses in random sea[J].Journal of Zhejiang University：SCIENCE A，2006，7（8）：1305-1317.

[6]JAIN A K.Nonlinear coupled response of offshore tension leg platforms to regular wave forces[J].Ocean Engineering，1997，24（7）：557-592.

[7]胡志敏，董艷秋，張建民.張力腿平臺(tái)水動(dòng)力參數(shù)計(jì)算[J].海洋工程，2002，20（3）：14-22.

[8]SIDDIQUI N A，AHMAD S.Reliability analysis against progressive failure of TLP tethers in extreme tension[J].Reliability Engineering & System Safety，2000，68（3）：195-205.

[9]SIDDIQUI N A，AHMAD S.Fatigue and fracture reliability of TLP tethers under random loading[J].Marine Structures，2001，14（3）：331-352.

[10]SRINIVASAN N.Tensionbased tension leg platform：technologies for ultra deepwater applications[C].Proceeding of the 29th International Conference on Ocean，Offshore and Arctic Engineering，Shanghai，ASME，2010：31-42.

[11]JONKMAN J，BUTTERFIELD S，MUSIAL W，et al.Definition of a 5 MW reference wind turbine for offshore system development [R].Springfield：Technical Report NREL/TP-500-38060，2009.

當(dāng)物體的尺寸相對(duì)于波長(zhǎng)較小時(shí)（物體特征尺寸小于波長(zhǎng)的20%），繞射力可忽略不計(jì).在不同入射角波浪作用下TLP受到的繞射力如圖4所示.縱蕩和縱搖方向，運(yùn)動(dòng)響應(yīng)在頻率為0.75 rad·s-1附近時(shí)達(dá)到最大值，而垂蕩方向運(yùn)動(dòng)響應(yīng)在頻率為0.5 rad·s-1附近達(dá)到最大值.從圖4可以看出，繞射力對(duì)漂浮式海上風(fēng)力機(jī)TLP的作用力不可忽略，其數(shù)量級(jí)與F-K力相同，因此在計(jì)算中必須考慮.

3.2漂浮式風(fēng)力機(jī)TLP時(shí)域運(yùn)動(dòng)響應(yīng)

為比較漂浮式海上風(fēng)力機(jī)平臺(tái)在僅考慮波浪載荷作用時(shí)和風(fēng)波流復(fù)雜載荷聯(lián)合作用時(shí)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的變化情況，本文采用的波浪參數(shù)為：有義波高為8.8 m；波峰周期為14.2 s；水平面處海流速度為2.18 m·s-1；100 m水深處海流速度為1.95 m·s-1；水平面上10 m處風(fēng)速為29.10 m·s-1.

圖5為張力腿平臺(tái)在海洋環(huán)境中入射角為45°時(shí)，僅有波浪載荷作用以及風(fēng)波流聯(lián)合作用時(shí)縱蕩、橫蕩、垂蕩、橫搖、縱搖、首搖等不同自由度的時(shí)域運(yùn)動(dòng)響應(yīng).入射角為45°時(shí)平臺(tái)在橫蕩方向擁有和縱蕩方向相同數(shù)量級(jí)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，且波浪作用力在風(fēng)波流作用中很明顯，而首搖方向作用力依然很小，可忽略不計(jì).

表2為不同入射角時(shí)漂浮式平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng).從表中可以看出，在僅有波浪作用和風(fēng)波流聯(lián)合作用下，平臺(tái)垂蕩方向的最小響應(yīng)、最大響應(yīng)、平均響應(yīng)及標(biāo)準(zhǔn)差在入射角分別為0°、22.5°和45°時(shí)相差微小，首搖方向幾乎都為0，縱蕩方向運(yùn)動(dòng)響應(yīng)隨著入射角增加而減小，但相應(yīng)的橫蕩方向

4結(jié)論

本文通過(guò)輻射和繞射理論，結(jié)合邊界元方法，分析了漂浮式風(fēng)力機(jī)張力腿型平臺(tái)在風(fēng)波流聯(lián)合作用下的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，得出以下結(jié)論：

（1） 漂浮式平臺(tái)在頻域變化范圍內(nèi)，運(yùn)動(dòng)響應(yīng)主要集中在低頻部分，F(xiàn)-K力在垂蕩和縱搖方向集中在頻率為0.5～1.5 rad·s-1之間，垂蕩方向在低頻下F-K力作用明顯，繞射力對(duì)漂浮式海上風(fēng)力機(jī)TLP的作用力不可忽略.

（2） 海洋環(huán)境載荷較小時(shí)，風(fēng)波流聯(lián)合作用比僅有波浪作用時(shí)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)強(qiáng)烈.波浪作用對(duì)漂浮式平臺(tái)運(yùn)動(dòng)有著重要影響.

（3） 在僅有波浪作用和風(fēng)波流聯(lián)合作用下，平臺(tái)垂蕩方向的最小響應(yīng)、最大響應(yīng)、平均響應(yīng)及標(biāo)準(zhǔn)差在入射角分別為0°、22.5°和45°時(shí)相差微小，首搖方向幾乎都為0，縱蕩和縱搖方向運(yùn)動(dòng)響應(yīng)隨著入射角增加而減小，但相應(yīng)的橫蕩和橫搖方向響應(yīng)逐漸增大.

參考文獻(xiàn)：

[1]高坤，李春，高偉，等.新型海上風(fēng)力發(fā)電及其關(guān)鍵技術(shù)研究[J].能源研究與信息，2010，26（2）：110-116.

[2]DONLEY M G，SPANOS P D.Stochastic response of a tension leg platform to viscous drift forces[J].Journal of Offshore Mechanics and Arctic Engineering，1991，133（2）：148-155.

[3]AHMAD S，ISLAM N，ALI A.Windinduced response of a tension leg platform[J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，1997，72：225-240.

[4]VICKERY P J.Windinduced response of tension leg platform：theory and experiment[J].Journal of Structural Engineering，1995，121（4）：651-663.

[5]TABESHPOUR M R，GOLAFSHANI A A，SEIF M S.Comprehensive study on the results of tension leg platform responses in random sea[J].Journal of Zhejiang University：SCIENCE A，2006，7（8）：1305-1317.

[6]JAIN A K.Nonlinear coupled response of offshore tension leg platforms to regular wave forces[J].Ocean Engineering，1997，24（7）：557-592.

[7]胡志敏，董艷秋，張建民.張力腿平臺(tái)水動(dòng)力參數(shù)計(jì)算[J].海洋工程，2002，20（3）：14-22.

[8]SIDDIQUI N A，AHMAD S.Reliability analysis against progressive failure of TLP tethers in extreme tension[J].Reliability Engineering & System Safety，2000，68（3）：195-205.

[9]SIDDIQUI N A，AHMAD S.Fatigue and fracture reliability of TLP tethers under random loading[J].Marine Structures，2001，14（3）：331-352.

[10]SRINIVASAN N.Tensionbased tension leg platform：technologies for ultra deepwater applications[C].Proceeding of the 29th International Conference on Ocean，Offshore and Arctic Engineering，Shanghai，ASME，2010：31-42.

[11]JONKMAN J，BUTTERFIELD S，MUSIAL W，et al.Definition of a 5 MW reference wind turbine for offshore system development [R].Springfield：Technical Report NREL/TP-500-38060，2009.

當(dāng)物體的尺寸相對(duì)于波長(zhǎng)較小時(shí)（物體特征尺寸小于波長(zhǎng)的20%），繞射力可忽略不計(jì).在不同入射角波浪作用下TLP受到的繞射力如圖4所示.縱蕩和縱搖方向，運(yùn)動(dòng)響應(yīng)在頻率為0.75 rad·s-1附近時(shí)達(dá)到最大值，而垂蕩方向運(yùn)動(dòng)響應(yīng)在頻率為0.5 rad·s-1附近達(dá)到最大值.從圖4可以看出，繞射力對(duì)漂浮式海上風(fēng)力機(jī)TLP的作用力不可忽略，其數(shù)量級(jí)與F-K力相同，因此在計(jì)算中必須考慮.

3.2漂浮式風(fēng)力機(jī)TLP時(shí)域運(yùn)動(dòng)響應(yīng)

為比較漂浮式海上風(fēng)力機(jī)平臺(tái)在僅考慮波浪載荷作用時(shí)和風(fēng)波流復(fù)雜載荷聯(lián)合作用時(shí)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的變化情況，本文采用的波浪參數(shù)為：有義波高為8.8 m；波峰周期為14.2 s；水平面處海流速度為2.18 m·s-1；100 m水深處海流速度為1.95 m·s-1；水平面上10 m處風(fēng)速為29.10 m·s-1.

圖5為張力腿平臺(tái)在海洋環(huán)境中入射角為45°時(shí)，僅有波浪載荷作用以及風(fēng)波流聯(lián)合作用時(shí)縱蕩、橫蕩、垂蕩、橫搖、縱搖、首搖等不同自由度的時(shí)域運(yùn)動(dòng)響應(yīng).入射角為45°時(shí)平臺(tái)在橫蕩方向擁有和縱蕩方向相同數(shù)量級(jí)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，且波浪作用力在風(fēng)波流作用中很明顯，而首搖方向作用力依然很小，可忽略不計(jì).

表2為不同入射角時(shí)漂浮式平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng).從表中可以看出，在僅有波浪作用和風(fēng)波流聯(lián)合作用下，平臺(tái)垂蕩方向的最小響應(yīng)、最大響應(yīng)、平均響應(yīng)及標(biāo)準(zhǔn)差在入射角分別為0°、22.5°和45°時(shí)相差微小，首搖方向幾乎都為0，縱蕩方向運(yùn)動(dòng)響應(yīng)隨著入射角增加而減小，但相應(yīng)的橫蕩方向

4結(jié)論

本文通過(guò)輻射和繞射理論，結(jié)合邊界元方法，分析了漂浮式風(fēng)力機(jī)張力腿型平臺(tái)在風(fēng)波流聯(lián)合作用下的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，得出以下結(jié)論：

（1） 漂浮式平臺(tái)在頻域變化范圍內(nèi)，運(yùn)動(dòng)響應(yīng)主要集中在低頻部分，F(xiàn)-K力在垂蕩和縱搖方向集中在頻率為0.5～1.5 rad·s-1之間，垂蕩方向在低頻下F-K力作用明顯，繞射力對(duì)漂浮式海上風(fēng)力機(jī)TLP的作用力不可忽略.

（2） 海洋環(huán)境載荷較小時(shí)，風(fēng)波流聯(lián)合作用比僅有波浪作用時(shí)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)強(qiáng)烈.波浪作用對(duì)漂浮式平臺(tái)運(yùn)動(dòng)有著重要影響.

（3） 在僅有波浪作用和風(fēng)波流聯(lián)合作用下，平臺(tái)垂蕩方向的最小響應(yīng)、最大響應(yīng)、平均響應(yīng)及標(biāo)準(zhǔn)差在入射角分別為0°、22.5°和45°時(shí)相差微小，首搖方向幾乎都為0，縱蕩和縱搖方向運(yùn)動(dòng)響應(yīng)隨著入射角增加而減小，但相應(yīng)的橫蕩和橫搖方向響應(yīng)逐漸增大.

參考文獻(xiàn)：

[1]高坤，李春，高偉，等.新型海上風(fēng)力發(fā)電及其關(guān)鍵技術(shù)研究[J].能源研究與信息，2010，26（2）：110-116.

[2]DONLEY M G，SPANOS P D.Stochastic response of a tension leg platform to viscous drift forces[J].Journal of Offshore Mechanics and Arctic Engineering，1991，133（2）：148-155.

[3]AHMAD S，ISLAM N，ALI A.Windinduced response of a tension leg platform[J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，1997，72：225-240.

[4]VICKERY P J.Windinduced response of tension leg platform：theory and experiment[J].Journal of Structural Engineering，1995，121（4）：651-663.

[5]TABESHPOUR M R，GOLAFSHANI A A，SEIF M S.Comprehensive study on the results of tension leg platform responses in random sea[J].Journal of Zhejiang University：SCIENCE A，2006，7（8）：1305-1317.

[6]JAIN A K.Nonlinear coupled response of offshore tension leg platforms to regular wave forces[J].Ocean Engineering，1997，24（7）：557-592.

[7]胡志敏，董艷秋，張建民.張力腿平臺(tái)水動(dòng)力參數(shù)計(jì)算[J].海洋工程，2002，20（3）：14-22.

[8]SIDDIQUI N A，AHMAD S.Reliability analysis against progressive failure of TLP tethers in extreme tension[J].Reliability Engineering & System Safety，2000，68（3）：195-205.

[9]SIDDIQUI N A，AHMAD S.Fatigue and fracture reliability of TLP tethers under random loading[J].Marine Structures，2001，14（3）：331-352.

[10]SRINIVASAN N.Tensionbased tension leg platform：technologies for ultra deepwater applications[C].Proceeding of the 29th International Conference on Ocean，Offshore and Arctic Engineering，Shanghai，ASME，2010：31-42.

[11]JONKMAN J，BUTTERFIELD S，MUSIAL W，et al.Definition of a 5 MW reference wind turbine for offshore system development [R].Springfield：Technical Report NREL/TP-500-38060，2009.