李榮富，方 龍，寧巧珍，章麗駿，張子檀，李 曄

（1.新疆金風科技股份有限公司，北京 100176；2.上海交通大學船舶海洋與建筑工程學院，上海 200240）

0 引言

陸上風電技術的發(fā)展及成熟，推動了海上風電產(chǎn)業(yè)的發(fā)展[1]，全球海上風電的裝機容量逐年遞增[2]。根據(jù)全球風能理事會（GWEC）發(fā)布的2019年度全球風能報告[3]，全球海上風電裝機容量約為29.1 GW，并預測2023年將達到79.9 GW。2017年，全球首個浮式風場Hywind Scotland[4]正式投入運營，其總裝機容量達30 MW。全球裝機容量最大的浮式風場Hywind Tampen[5]預計將于2022年投入運營，其總裝機容量將達到88 MW。目前，世界上已經(jīng)順利運行了多個浮式風力機或風場（表1）。

表1 現(xiàn)有的浮式風力機和風電場Table 1 Global installed floating offshore wind turbines and farms

風力機在海上作業(yè)時，其氣動載荷及運動響應較復雜[6]?？v觀現(xiàn)有文獻，已公開的浮式風力機縮尺模型試驗可分為三大類，將葉輪簡化為可施加外載裝置的水池模型試驗[7]、將浮式平臺簡化為可施加六自由度運動機械臂的風洞模型試驗[8]和浮式平臺的水池風浪耦合縮尺模型試驗[9]，[10]。對于以浮體運動為主要研究點的試驗，將葉輪去除并代之以可提供推力的裝置，既能節(jié)約成本，又能提高可控性，但是葉輪旋轉(zhuǎn)效應難以正確還原。在葉輪氣動性能為主要研究點的試驗中，將浮體平臺去除并代之以可提供六自由度運動的機械臂裝置，可以實現(xiàn)在風洞中進行浮式風力機縮尺模型試驗。試驗風場質(zhì)量高、風速大，可針對性地研究某個自由度特定的運動頻率及幅值對風力機氣動性能的影響，但是波浪及水流對浮式風力機浮體平臺六自由度運動的影響難以與風場實現(xiàn)實時耦合互動。對于浮式風力機水池風浪耦合模型試驗，其優(yōu)點在于能夠較好地還原在風浪聯(lián)合作用下的浮式風力機氣動性能及浮體運動響應狀態(tài)，現(xiàn)階段其主要的技術難點在于水池環(huán)境下的風場質(zhì)量不佳、縮尺比及系泊方式受試驗場地限制較大等。

本文通過水池模型試驗，對固定式及浮式風力機的氣動性能進行了對比研究，主要分析了兩者葉輪推力系數(shù)以及能效系數(shù)的異同點，分析了在水池環(huán)境中進行風力機試驗的優(yōu)缺點，討論了固定式與浮式風力機氣動載荷響應上存在的差異以及產(chǎn)生該差異的原因。

1 試驗方法

水池模型試驗受試驗場所空間尺寸、造風資源可控范圍、環(huán)境干擾程度等的影響較大。因此，在不同的試驗場所采取的試驗手段，存在著一定的差異性。為了研究風、浪和流對浮式結構動力響應的影響，所有的載荷必須以同一相似準則進行縮放。在水池浮式結構物試驗中，通常需要滿足Froude數(shù)相似準則。遵循Froude數(shù)準則縮尺的一個缺陷是葉輪氣動升、阻力載荷未能得到相應的縮放，這些載荷的縮放需要遵循Reynolds數(shù)相似準則，然而縮尺模型不可能同時滿足Froude數(shù)相似準則和Reynolds數(shù)相似準則。

針對縮尺模型試驗氣動載荷與波浪載荷縮尺準則不一致的矛盾問題，本研究將整個模型按Froude數(shù)相似準則進行縮尺。涉及的氣動載荷部分，在幾何相似基礎上疊加力學相似加以改進。主要的實現(xiàn)途徑是改變?nèi)~片翼型參數(shù)，使得葉輪在較低風速時也能獲得所需的推力。

1.1 試驗模型

根據(jù)本研究設定的試驗方法，將葉片翼型按照推力相似原則進行重新設計。風力機模型縮尺比選為1/55，浮式風力機原型樣機與縮尺模型主要尺寸參數(shù)如表2所示。

表2 原型樣機與縮尺模型尺寸參數(shù)Table 2 Sizes of full-sized and scaled floating offshore wind turbine m

本次試驗選取了一種半潛式平臺（圖1），風力機塔架安裝于中心立柱之上，3個主浮筒下方安裝有阻尼板。整個浮式平臺安裝完工后的總重量為55.8 kg，每個浮筒上安裝有3根系泊線纜，每根系泊線纜松弛狀態(tài)的長度為9.818 m，單位長度質(zhì)量為0.054 kg/m，剛度為274.38 kN/m。

圖1 漂浮式與固定式風力機縮尺模型Fig.1 Floating and fixed wind turbine model in testing scale

1.2 試驗場所及設施

本次試驗在MARIN的海洋水池（圖2）中進行，該水池長為44.35 m，寬為35.60 m，水池下方安裝有6組水流泵機及相應數(shù)量的循環(huán)管道。水池造波裝置可疊加產(chǎn)生多方向的規(guī)則波和非規(guī)則波，本次試驗通過該造波裝置生成了最大有義波高為0.164 m的波（合實際海況下9 m有義波高）。水池池底高度可以調(diào)節(jié)，能夠完成0～10 m模型尺度水深的試驗。本次試驗原定實際水深為135 m，因此，在試驗中通過調(diào)節(jié)池底高度使得池底離水面為2.46 m。

圖2 MARIN海洋水池Fig.2 Offshore basin in MARIN

研究所用造風裝置由42個風扇組成，呈6×7的形式排布，寬為24 m，試驗中出口最大風速約為5.88 m/s（合實際海況下43.6 m/s的極端風速）。造風設備安裝位置及方向可調(diào)節(jié)，可探究不同來風入射角對于浮式風力機性能的影響。在風扇陣列下游處設置有蜂窩狀的濾網(wǎng)，以調(diào)節(jié)湍流度，提高出風質(zhì)量。

1.3 傳感器布置

試驗中用到的傳感器有浪高儀、風速儀、六分力儀、加速度傳感器、六自由度運動捕獲系統(tǒng)和拉力儀。本文主要對風力機氣動載荷以及運動狀態(tài)進行分析研究，因此，本文將用到如圖3所示的1#風速儀、1#六分力儀、加速度傳感器以及六自由度運動捕獲系統(tǒng)。

圖3 模型試驗中主要傳感器的安裝位置Fig.3 Installation position of main sensors in the model test

1#風速儀用于獲取來流風速，1#六分力儀用于測定葉輪受到的氣動推力及扭矩，加速度傳感器用于獲得機艙運動的加速度數(shù)據(jù)。在3個浮筒上分別貼有光感貼片，便于六自由度運動捕獲系統(tǒng)對浮體六自由度運動的準確測定。

1.4 試驗工況設置

本次試驗中目標風速為11.31 m/s（即模型風速為1.525 m/s），該風速為我國南海海域常見風速。在各試驗工況下，葉輪轉(zhuǎn)速恒定，實際試驗中測得的1號與3號葉輪轉(zhuǎn)速均為12 r/min，2號葉輪轉(zhuǎn)速為11 r/min。本文選取了葉片槳距角均為4°的浮式及固定式風力機試驗進行分析。同時，增加了一組槳距角為5°的固定式風力機水池模型試驗，目的在于輔助性地用較接近的葉片槳距葉輪對固定式及浮式風力機的氣動差異進行分析。本文分別進行了3個工況下的試驗模擬及測量工作，并且每個工況下進行了3次重復試驗（表3），以對比驗證試驗數(shù)據(jù)的可靠性。

表3 模型試驗工況參數(shù)Table 3 Operating parameters of model test

2 試驗結果分析

本文基于風力機的葉輪氣動推力（T）、扭矩（Q）進行分析，將T及Q數(shù)據(jù)進行無因次化，得到葉輪推力系數(shù)（CT）、扭矩系數(shù)（CQ）和能效系數(shù)（CP）。

式中：R為葉尖掃掠半徑；ρ為空氣密度；V為風速；λ為葉尖速比。

T及Q由1#六分力儀（圖3）在試驗中測量得到，并將數(shù)據(jù)縮放到原型樣機尺度。

2.1 試驗結果有效性驗證

對于每種試驗工況，在槳距角為4°時，CT與CP在每個變化區(qū)間內(nèi)的谷值的分布可以反饋出試驗結果的優(yōu)劣（圖4）。

圖4 葉輪推力系數(shù)及功率系數(shù)測得值分布情況Fig.4 Distribution of measured values of turbine′s thrust coefficient and power coefficient

由圖4可知，試驗測得的CT值分布比較集中，基本符合正態(tài)分布規(guī)律，證明了此次試驗結果的有效性。以各工況下試驗有效測量數(shù)據(jù)的時均值（CT與CP）為基準，對于1號、2號和3號試驗，試驗測得CT值的95%置信區(qū)間分別為CT±0.054，CT±0.023和CT±0.025，CP值的95%置信區(qū)間分別為CP±0.103，CP±0.026和CP±0.033。橫向比較結果表明，對于每種工況下試驗測得的CT值的分布較CP值更緊密；縱向?qū)Ρ冉Y果表明，不論是CT值還是CP值，均表現(xiàn)出固定式風力機試驗的測定值波動小于浮式風力機。

總體而言，3個試驗工況下有效試驗數(shù)據(jù)區(qū)間的氣動數(shù)據(jù)值均集中在其對應的平均值附近的很小區(qū)間內(nèi)，試驗測量數(shù)據(jù)穩(wěn)定性高，試驗結果有效。

2.2 固定式與浮式風力機模型試驗氣動性能對比

經(jīng)過上述試驗，我們得到了各試驗工況下的CT，CQ及CP時均值（表4）。比較CT和CP及其理想值可知，各工況下的CT值與理想值差距較小，而CP遠小于理想值。對比1號及2號試驗結果數(shù)據(jù)可以初步發(fā)現(xiàn)，浮式風力機受到的氣動推力大于固定式風力機。

表4 模型試驗氣動載荷結果數(shù)據(jù)Table 4 Aerodynamic results of model test

在試驗過程中，風力機的CT及CP值的時歷曲線如圖5所示。

圖5 4個周期內(nèi)葉輪推力系數(shù)與能效系數(shù)均值時歷曲線及方差分布Fig.5 Mean values and distributions of turbine′s thrust coefficient and power coefficient in four cycles

由圖5可知：1號、2號和3號試驗的CT值時歷曲線的平均幅值分別為0.202，0.081和0.077；1號、2號和3號試驗的CP值時歷曲線的平均幅值分別為0.120，0.006和0.036。對比上述各曲線平均幅值的大小，可知浮式風力機CT及CP的變化幅度比固定式風力機大。

2.3 快速傅里葉變換分析

將3組試驗的CT結果進行快速傅里葉變換（FFT），分別得到了3種試驗工況下CT數(shù)據(jù)變化的幾個主要頻率（圖6）。

圖6 葉輪推力系數(shù)的快速傅里葉變換結果Fig.6 Fast Fourier transform of turbine′s thrust coefficient

為分析影響葉輪推力變化的因素，對3組試驗機艙沿風向的加速度（ax）數(shù)據(jù)進行FFT，分別得到了3種試驗工況下ax變化的幾個主要頻率。浮式風力機平臺在風浪作用下發(fā)生六自由度運動，平臺的運動導致葉輪產(chǎn)生線速度及角速度，使得葉輪的氣動性能參數(shù)發(fā)生變化。對測得的平臺3個方向的角位移與線位移數(shù)據(jù)進行了FFT，各數(shù)據(jù)經(jīng)FFT分析后得到的各頻率值如表5所示。

表5 試驗數(shù)據(jù)快速傅里葉變換結果Table 5 Fast Fourier transform of the experimental data

由表5可知，頻率1（0.124 6）與波浪頻率相等，頻率2（0.183 3）與2號試驗的葉輪實際轉(zhuǎn)動頻率相等，頻率3（0.2）與1號和3號試驗的葉輪實際轉(zhuǎn)動頻率相等，頻率4（0.249 3）是波頻的2倍頻，頻率5（0.366 7）是2號試驗的葉輪實際轉(zhuǎn)動頻率的2倍頻，頻率6（0.374 6）是波頻的3倍頻，頻率7（0.4）是1號和3號試驗的葉輪實際轉(zhuǎn)動頻率的2倍頻，頻率8（0.374 6）是波頻的4倍頻，頻率9（0.55）是2號試驗的葉輪實際轉(zhuǎn)動頻率的3倍頻，頻率10（0.6）是1號和3號試驗的葉輪實際轉(zhuǎn)動頻率的3倍頻。通過頻率對比，發(fā)現(xiàn)塔筒及機艙的結構振動與葉輪轉(zhuǎn)動頻率存在著很強的相關性。對固定式風力機而言，其CT的變化受葉輪轉(zhuǎn)動頻率及其2倍頻和3倍頻的影響較大。對漂浮式風力機而言，其CT的變化受葉輪轉(zhuǎn)動頻率的3倍頻的影響較大。浮式風力機葉輪氣動載荷變化除了受結構振動影響外，還受到浮體六自由度運動的影響，而浮式風力機平臺六自由度運動均與波頻有關，且橫搖與橫蕩也受葉輪轉(zhuǎn)動影響。因此，不論是固定式風力機，還是浮式風力機，其CT的變化均與由葉輪轉(zhuǎn)動引起的機艙振動有關。浮式風力機CT的變化還受到由波浪及葉輪轉(zhuǎn)動引起的平臺六自由度運動的影響。

3 結論

本文以一種6 MW半潛式浮式風力機為研究對象，通過對在MARIN海洋水池進行的漂浮式及固定式風力機縮尺模型的試驗進行對比分析，得到了風力機葉輪推力及能效數(shù)據(jù)，對浮式風力機的設計、模擬、試驗及商業(yè)化具有一定的指導作用。通過重復試驗，以及數(shù)據(jù)變化各周期峰值及估值的統(tǒng)計學分布規(guī)律，證明了本次試驗結果的有效性。得出以下結論。

①在相似工況下，浮式風力機葉輪受到的平均推力比固定式風力機大。

②受浮式基礎六自由度運動影響，浮式風力機氣動性能參數(shù)輸出波動比固定式風力機大。

③固定式風力機葉輪氣動載荷變化受葉輪轉(zhuǎn)動引起的塔筒及機艙柔性變形及振動影響，浮式風力機葉輪氣動載荷變化除了受結構振動影響外，還受到浮體六自由度運動的影響。