陳曉東, 趙 潔, 周 楓

(1.北京京能清潔能源電力股份有限公司內(nèi)蒙古分公司 生產(chǎn)管理部, 呼和浩特 010070;2.福氏新能源技術(上海)有限公司 技術部, 上海 201315)

近年來,我國風力發(fā)電行業(yè)發(fā)展迅速,在“雙碳”目標下需要作出進一步創(chuàng)新。目前,我國風力發(fā)電的主要發(fā)展方向是海上風力發(fā)電,相較于陸地,海上擁有更好的風資源。我國對海上固定式風機的研究已經(jīng)相對成熟,但當海上風力發(fā)電逐步向深海化發(fā)展[1],海上固定式風機的成本將大大提高,不再適用于深海區(qū)域[2],而海上浮式風機將在一定程度上減少成本[3]。常見的浮式平臺有單立柱式、張力腿式、半潛式和駁船式[4]。

目前,國內(nèi)外學者逐步對海上浮式風機動態(tài)響應開展了相關研究。鄭建才等[5]發(fā)現(xiàn)垂蕩板可減小單立柱式海上浮式風機的縱蕩和垂蕩等響應幅值,研究發(fā)現(xiàn),圓形垂蕩板的效果優(yōu)于正方形。陳建兵等[6]以單立柱式海上浮式風機為研究對象,采用Copula方法建立風-浪聯(lián)合概率分布模型,并引入概率密度演化理論對其可靠性進行了高效分析。劉麗麗等[7]基于Volterra模型,對單立柱式海上浮式風機的運動響應進行了預測,驗證了該模型較好地預測了風機的運動響應。馬遠等[8]設計了一種新型單立柱式浮式平臺,發(fā)現(xiàn)該浮式平臺具有較好的運動表現(xiàn)。Uddin等[9]基于人工神經(jīng)網(wǎng)絡理論,對單立柱式海上浮式風機系泊纜的動力響應進行了預測,并證明了該方法的有效性。楊佳佳等[10]對駁船式海上浮式風機的調諧質量阻尼器進行了限位設計,驗證了聯(lián)合限位策略的減振效果更好。Liu等[11]建立了駁船式海上浮式風機陣列的風電場,結果表明該陣列具有一定的可靠性。董璐等[12]基于氣動-水動耦合對駁船式海上浮式風機系泊系統(tǒng)的疲勞載荷進行了分析,得出在系泊系統(tǒng)設計階段需要充分重視對系泊纜材質的選取的結論。

如今,國內(nèi)對海上浮式風機動態(tài)響應的研究方法大多為改變不同風浪耦合工況,或是提出一種新型浮式平臺并驗證該平臺的可靠性。此外,該類研究對單立柱式海上浮式風機和半潛式海上浮式風機研究較多,對駁船式海上浮式風機的研究相對較少。鑒于深海區(qū)域環(huán)境載荷復雜,安裝在深海的海上浮式風機會受到湍流風和不規(guī)則波的不共線影響?；诖吮尘?在不考慮其他控制策略的情況下,通過改變湍流風的入流方向模擬風浪不共線,對比研究單立柱式海上浮式風機和駁船式海上浮式風機的動態(tài)響應和葉片1根部的平面外剪切力。通過本文設定工況下的仿真結果可知,單立柱式海上浮式風機的穩(wěn)定性優(yōu)于駁船式。

1 海上浮式風機動力學模型

1.1 空氣動力學模型

OpenFAST采用葉素-動量理論模擬風機受到的氣動載荷[13]。該理論假設將葉片切割成若干截面,每個截面稱為葉素,根據(jù)該理論可計算海上浮式風機受到的氣動載荷為

式中:T、Z為葉素推力和轉矩;N為葉片數(shù)目;ρ為空氣密度;v為風速;Ks、Kz為葉素的升力和阻力系數(shù);θ為風向角;r為葉素半徑;l為弦長。

1.2 水動力學模型

海上浮式風機共有6個方向的平臺運動,其中包括縱蕩(Surge)、橫蕩(Sway)、垂蕩(Heave)、橫搖(Roll)、縱搖(Pitch)和艏搖(Yaw)。圖1為海上浮式風機6自由度運動圖。

圖1 海上浮式風機6自由度運動

鑒于波浪載荷對海上浮式風機的影響較大[14],本文仿真的波浪譜采用工程中常用的JONSWAP波浪譜,JONSWAP 波浪譜模型[15]:

式中:k=0.062 4/[0.023+0.336γ-0.185(1.9+γ)-1],γ為譜峰因子;H為有義波高;f為波浪頻率;fp為譜峰頻率;Tp為譜峰周期;α為波浪峰形參數(shù)。

1.3 時域運動方程

將海上浮式風機受到的空氣動力學、水動力學等外界載荷耦合,得到時域下的海上浮式風機運動方程[16]:

式中:m為結構質量矩陣;A∞為附加質量矩陣;c為線性阻尼矩陣;c2為二階阻尼矩陣;z為剛度矩陣;x為各自由度的運動矩陣;x·為速度矩陣;x¨為加速度矩陣;F為載荷矩陣;h(τ)為延遲函數(shù)。

2 仿真及結果分析

以NREL-5 MW 單立柱式和駁船式兩種不同的海上浮式風機為研究對象,模擬風浪不共線下,各海上浮式風機的動態(tài)響應。仿真中的湍流風由Turbsim 軟件生成,風譜采用IEC Kaimal風譜,湍流度為10%。平均風速為9.3 m/s,有義波高為1.57 m,通過改變湍流風的入流方向模擬風浪不共線,風浪夾角分別為0°、30°和60°。不規(guī)則波的波浪譜采用JONSWAP 波浪譜,譜峰周期10 s。仿真時間為2 000 s,取0～500 s為瞬態(tài)部分,仿真圖和數(shù)值計算時均不考慮該部分。圖2為風浪夾角示意圖,表1為NREL-5 MW 風機基本參數(shù),表2為兩種海上浮式風機基本參數(shù),表3為仿真工況。

表2 兩種海上浮式風機基本參數(shù)

表3 仿真工況

圖2 風浪夾角示意圖

表1 NREL-5 MW 風機基本參數(shù)

在同一工況下將兩種不同類型的海上浮式風機進行對比研究,分析風機的動態(tài)響應和葉片1根部的平面外剪切力。圖3、圖4分別為平均風速9.3 m/s和有義波高1.57 m 曲線,圖5～圖7為LC1～LC3工況下的對比分析圖。

圖3 平均風速9.3 m/s曲線

圖4 有義波高1.57 m曲線

圖5 LC1工況下對比分析圖

圖7 LC3工況下對比分析圖

由圖5可知,在風浪夾角為0°時,由于兩種浮式平臺各自的特性不同,單立柱式海上浮式風機的運動表現(xiàn)總體上優(yōu)于駁船式。雖然該工況下單立柱式海上浮式風機的平臺縱搖角度較大,但穩(wěn)定性優(yōu)于駁船式。各機組葉片1根部受到的平面外剪切力基本一致。

由圖6可知,在風浪夾角為30°時,相較于風浪夾角為0°時,兩種海上浮式風機的平臺縱蕩振蕩變小,一定程度上表明風浪不共線對平臺縱蕩運動影響較大,各平臺的縱蕩變化趨勢基本相同,但單立柱式海上浮式風機縱蕩變化幅值小于駁船式。與風浪夾角為30°時相同,單立柱式海上浮式風機的平臺縱搖角度較大,但振蕩幅值小于駁船式?？傮w上單立柱式海上浮式風機的運動表現(xiàn)仍優(yōu)于駁船式。各機組葉片1根部受到的平面外剪切力的變化趨勢和范圍基本一致。

圖6 LC2工況下對比分析圖

由圖7可知,當風浪夾角呈60°時,平臺縱蕩運動相較于0°和30°時振蕩更小,單立柱式海上浮式風機的垂蕩和縱搖運動更穩(wěn)定。駁船式海上浮式風機的平臺艏搖角度總體上小于單立柱式,但振蕩較明顯。單立柱式海上浮式風機的平臺垂蕩位移幾乎為0。各機組葉片1根部受到的平面外剪切力基本一致,振蕩更小。

表4為各工況下研究參數(shù)的數(shù)值分析表,計算了各參數(shù)的均值和標準差。

表4 數(shù)值分析表

由表4可知,單立柱式海上浮式風機的平臺動態(tài)響應和葉片1根部的平面外剪切力的標準差總體上小于駁船式,在一定程度上反映出:在本文設定的工況下,單立柱式海上浮式風機的平臺運動表現(xiàn)比駁船式更好。

3 結 論

本文以5 MW 單立柱式和駁船式海上浮式風機為研究對象,采用OpenFAST 軟件模擬了同一風浪大小下,3種不同風浪夾角的仿真工況,研究了各工況下兩種浮式風機的平臺動態(tài)響應和葉片1根部平面外剪切力,得到以下結論:

(1) 在風浪不共線作用下,相較于駁船式海上浮式風機,單立柱式海上浮式風機的平臺振蕩總體上更小,運動表現(xiàn)更好。

(2) 平臺縱搖角度和葉片1根部平面外剪切力隨風浪夾角的增大而減小,且風浪夾角的變化對平臺垂蕩運動的影響較小。

(3) 風浪夾角越大,單立柱式海上浮式風機和駁船式海上浮式風機的平臺縱蕩運動的變化趨勢越趨于相同,但各平臺縱蕩和橫蕩的幅值仍有一定差距。