李 帥，任亞君，郝軍剛，王富強，武明鑫，楊 陽

(1.水電水利規(guī)劃設(shè)計總院，北京 100120；2.寧波大學(xué)海運學(xué)院，浙江 寧波 315211)

0 引 言

海上風(fēng)電是可再生能源發(fā)展的重要方向，具備發(fā)展?jié)摿Υ?、離負(fù)荷中心近的優(yōu)勢。為實現(xiàn)“雙碳”目標(biāo)，十四五期間我國海上風(fēng)電將進入規(guī)?；?、商業(yè)化發(fā)展新階段。深遠(yuǎn)海風(fēng)能資源具有風(fēng)速大、湍流強度小和發(fā)電利用小時數(shù)高、財務(wù)抗風(fēng)險能力相對強等優(yōu)點，考慮到資源潛力、生態(tài)影響及航運用海等因素，海上風(fēng)電從近海走向深遠(yuǎn)海是必然發(fā)展趨勢[1-2]，也是海上風(fēng)電產(chǎn)業(yè)縱深發(fā)展的關(guān)鍵一環(huán)，同樣是帶動相關(guān)海洋產(chǎn)業(yè)協(xié)同發(fā)展的有效途徑。

隨著海上風(fēng)電逐漸向深遠(yuǎn)海發(fā)展，傳統(tǒng)的固定式基礎(chǔ)難以滿足經(jīng)濟性及安全性要求，漂浮式基礎(chǔ)被證明適合深遠(yuǎn)海風(fēng)電資源開發(fā)[3]。漂浮式基礎(chǔ)可分為半潛式、駁船式、立柱式和張力腿等形式，其中半潛式基礎(chǔ)具有適用水深范圍廣、穩(wěn)性及耐波性好、建造運輸方便、運行可靠、經(jīng)濟性相對較好等優(yōu)點，是適合我國海況、具有巨大開發(fā)前景的基礎(chǔ)形式。半潛式基礎(chǔ)的研究相對較多，在較多示范項目中得到應(yīng)用[4-6]，積累了較為豐富的工程經(jīng)驗。

雖然漂浮式風(fēng)電技術(shù)得到一定發(fā)展，但我國目前工程技術(shù)成熟度較低、開發(fā)成本高，商業(yè)化規(guī)模應(yīng)用仍面臨較大挑戰(zhàn)，我國也僅有三峽“引領(lǐng)號”、海裝“扶搖號”、中海油“觀瀾號”等示范性工程。浮式基礎(chǔ)單位兆瓦用鋼量是浮式基礎(chǔ)先進性的技術(shù)指標(biāo)之一，也是影響漂浮式海上風(fēng)電項目開發(fā)投資的重要因素?！耙I(lǐng)號”三立柱半潛式浮式基礎(chǔ)總用鋼量5 500 t左右，單位用鋼量1 000 t/MW；“扶搖號”三立柱浮式基礎(chǔ)總用鋼量3 900 t左右，單位用鋼量為630 t/MW；“觀瀾號”四立柱浮式基礎(chǔ)總用鋼量4 000 t左右，單位用鋼量555 t/MW。距離科技部重點專項中提出的500 t/MW考核指標(biāo)還有差距。

一些學(xué)者指出，可以通過設(shè)計新的浮式基礎(chǔ)形式[7]、使用混凝土材料[8-9]等方法降低用鋼量及建造成本，典型研究成果包括由X1 Wind公司設(shè)計的PivotBuoy浮式風(fēng)電基礎(chǔ)、法國公司Eolink研發(fā)的浮式風(fēng)電設(shè)計Eolink方案、丹麥的Tetraspar、Braceless半潛浮式以及雙機頭基礎(chǔ)等。國內(nèi)也有很多針對新基礎(chǔ)形式的研究成果，丁紅巖等[9]提出一種新型張緊式系泊系統(tǒng)的全潛式浮式風(fēng)機基礎(chǔ)，并采用FAST軟件耦合水動力-空氣動力-控制系統(tǒng)-系泊系統(tǒng)對不同風(fēng)況下的浮式風(fēng)機及全潛式浮式基礎(chǔ)的動力特性進行分析；張浩等[10]結(jié)合半潛式和單立柱式海上風(fēng)機浮式基礎(chǔ)的特點，提出了一種用于海上風(fēng)機的新型鋼格構(gòu)式基礎(chǔ)，其縱搖、橫搖及艏搖響應(yīng)更小，具有更好的穩(wěn)定性；Lai等[11]設(shè)計了一種適合我國海況的帶有阻尼結(jié)構(gòu)的深吃水半潛式平臺，通過數(shù)值方法研究其水動力性能；蔡新等[12]基于初穩(wěn)性設(shè)計原理并借鑒半潛式與單柱式浮式平臺的結(jié)構(gòu)特點，設(shè)計了一種大吃水、小水線面面積、具有傾斜側(cè)柱的新型浮式平臺，該新型浮式平臺能夠明顯優(yōu)化水動力系數(shù)，在受到外部載荷后具有較好的恢復(fù)能力；杜宇等[13]針對半潛漂浮式風(fēng)電基礎(chǔ)初步選型，采用Pareto-Optimal評價方法對不同吃水、平臺立柱直徑、立柱間距和垂蕩板直徑四個參數(shù)的不同組合進行了分析比較，力爭確定最優(yōu)的尺寸組合。

但以上研究多針對5～10 MW的風(fēng)電機組，為進一步降低浮式基礎(chǔ)單位兆瓦相關(guān)成本，使用大容量機組是實現(xiàn)浮式風(fēng)電規(guī)?；虡I(yè)開發(fā)的有效手段。平臺優(yōu)化設(shè)計不僅需要考慮浮式基礎(chǔ)的經(jīng)濟性特征，還需要保證足夠的穩(wěn)定性與安全性。對15 MW大型風(fēng)機而言，浮式基礎(chǔ)的動力性能直接關(guān)系到漂浮式海上風(fēng)機系統(tǒng)的運行安全。因此，需針對15 MW級漂浮式海上風(fēng)機開展海洋環(huán)境荷載作用下的動力響應(yīng)研究，優(yōu)化基礎(chǔ)平臺設(shè)計方案，從而提高大型漂浮式風(fēng)機系統(tǒng)穩(wěn)定性、可靠性、安全性和經(jīng)濟性。

考慮到我國漂浮式海上風(fēng)電尚處于起步階段，本文以采用傳統(tǒng)鋼結(jié)構(gòu)三立柱半潛式浮式基礎(chǔ)形式(平臺I)為研究對象，并通過減小邊柱尺寸方式對浮式基礎(chǔ)進行優(yōu)化(平臺II)，從而減小用鋼量。采用ANSYS/AQWA建立數(shù)值計算分析模型，針對15 MW級三立柱半潛浮式基礎(chǔ)平臺開展水動力性能、動力響應(yīng)及錨泊系統(tǒng)性能研究，并通過計算對比優(yōu)化前后2種平臺的附加質(zhì)量、輻射阻尼、一階波浪力以及波浪作用下的平臺運動特性和系泊系統(tǒng)動力特性，評估分析優(yōu)化方向的合理性及有效性。

1 浮式風(fēng)電平臺水動力分析基礎(chǔ)理論

1.1 浮體運動控制方程

半潛漂浮式風(fēng)機系統(tǒng)主要由發(fā)電機組系統(tǒng)、浮式基礎(chǔ)系統(tǒng)和系泊系統(tǒng)等組成。整體系統(tǒng)的運動學(xué)方程可以表示為

(1)

式中，Mij為漂浮式風(fēng)機系統(tǒng)的質(zhì)量矩陣；Fplatform為浮式平臺所受水動力載荷及系泊系統(tǒng)載荷；Fwind為風(fēng)荷載。

浮式平臺荷載Fi，platform可以表示為

Fi，platform=-Aijxi+Fi，hydro+Fi，lines

(2)

式中，Aij為附加質(zhì)量矩陣；Fi，hydro為水動力荷載，包含靜水恢復(fù)力、輻射阻尼力、浮力、粘性阻尼力和波浪力等；Fi，lines為錨鏈荷載。

1.2 勢流理論

水動力荷載Fi，hydro可表示為以下形式

Fi，hydro=Fi，waves+ρgV0δi3-Cij，hydrostaticxi-

(3)

式中，Kij為輻射阻尼遲滯函數(shù)；Cij為靜水恢復(fù)力矩陣；Fwaves為波浪荷載，即入射波對平臺總激勵力荷載。上述參數(shù)均可通過勢流理論求解。

2 浮式基礎(chǔ)模型參數(shù)

2.1 2種半潛浮式風(fēng)機平臺參數(shù)

本文對三立柱半潛漂浮式風(fēng)機平臺的相關(guān)水動力特性進行分析研究，平臺設(shè)計基于美國可再生能源實驗室(NREL)的OC4三立柱形式，并通過相關(guān)簡化而成(平臺I)：①取消撐桿并對垂蕩板進行優(yōu)化，可在一定程度上減小撐桿引起的疲勞荷載，并減小平臺運動響應(yīng)；②取消中柱并將風(fēng)機放置在其中一根邊立柱上?！胺鰮u號”、“引領(lǐng)號”等均采用此形式，利用浮心與重心間距產(chǎn)生與風(fēng)傾力矩相反的回復(fù)力矩，可有效降低風(fēng)傾力矩的作用，提升平臺穩(wěn)定性。

觀察結(jié)構(gòu)形式可知，當(dāng)主柱上加載風(fēng)機塔筒時，為了保持荷載平衡，需要在另外兩個邊柱上施加同樣荷載的壓載水，以平衡同等尺寸邊柱提供的浮力。從受力角度而言，邊柱提供的浮力只需要同自身重力與壓載水重力之和相等即可，無需提供和主柱重力同等的浮力(即無需提供與風(fēng)機同等質(zhì)量壓載水的浮力)，即可以降低邊柱尺寸從而降低邊柱提供的浮力。因此，為減少用鋼量，提高經(jīng)濟性，在平臺I的基礎(chǔ)上，保持主柱直徑不變，減小兩個邊柱直徑，從而減小提供的浮力及壓載水質(zhì)量，同時保持系統(tǒng)平衡，形成平臺II。

在同等壁厚情況下，相比于平臺I，平臺II可節(jié)約用鋼量5.85%(約400 t)，兩種半潛式平臺示意見圖1，平臺的主要參數(shù)如表1所示。

圖1 半潛式浮式平臺示意

表1 平臺I和平臺II相關(guān)信息

2.2 系泊系統(tǒng)參數(shù)

2個半潛浮式風(fēng)機平臺錨泊系統(tǒng)均由3根錨鏈組成，每兩條錨鏈之間的夾角為120°，適用于100 m水深海域。錨泊系統(tǒng)布置示意見圖2，其中波浪方向沿X軸正方向，錨鏈的相關(guān)參數(shù)見表2。

圖2 系泊系統(tǒng)示意

表2 系泊系統(tǒng)相關(guān)參數(shù)

3 水動力分析成果

3.1 頻域水動力分析

3.1.1 附加質(zhì)量與輻射阻尼

浮體在自身運動時會產(chǎn)生附加質(zhì)量與輻射阻尼。

圖3為在ANSYS/AQWA中通過勢流理論計算得到的2個半潛浮式風(fēng)機基礎(chǔ)(平臺I和平臺II)的附加質(zhì)量(縱蕩、垂蕩、縱搖)。從圖3可以看出，兩個浮式基礎(chǔ)的附加質(zhì)量變化趨勢基本一致；縱搖方向的附加質(zhì)量大于縱蕩和垂蕩方向；縱蕩和垂蕩方向附加質(zhì)量在高頻區(qū)變化較小，逐漸趨于穩(wěn)定。相比于平臺I，平臺II在縱蕩、垂蕩、縱搖方向的附加質(zhì)量(最大值)分別減小23.5%、增加3.45%、增加4.89%。

圖3 兩浮式平臺附加質(zhì)量曲線

3個方向的輻射阻尼如圖4所示，縱搖方向輻射阻尼整體上大于縱蕩和垂蕩方向。縱搖和縱蕩方向輻射阻尼在高頻區(qū)較大且有2個峰值，分別出現(xiàn)在1 rad/s和1.42 rad/s；垂蕩方向輻射阻尼最大值出現(xiàn)在0.6 rad/s；平臺II與平臺I的輻射阻尼變化趨勢基本一致，縱搖和縱蕩方向最大值分別降低36%、57%，垂蕩方向變化較小。

圖4 兩浮式平臺輻射阻尼曲線

3.1.2 一階波浪激勵力

根據(jù)波浪理論，一階波浪激勵力即佛汝德-克雷洛夫力和繞射力的合力。本文兩平臺均關(guān)于X-Z平面對稱，故僅考察0°、45°、90°入射波浪角時平臺產(chǎn)生的一階波浪力曲線?？v蕩、垂蕩、縱搖方向的一階波浪力傳遞函數(shù)如圖5所示。

圖5 兩浮式平臺一階波浪力傳遞函數(shù)曲線

從圖5a可以看出，縱蕩方向一階波浪力具有多個峰值，且各個入射方向的波浪力變化趨勢基本一致；入射角為0°時一階波浪力大于45°和90°；考慮到平臺關(guān)于X軸對稱，當(dāng)入射角為90°時，平臺所受波浪力較小。相對于平臺I，平臺II在0°、45°和90°入射角時所受波浪力分別降低29.3%、21.2%和36.8%。

從圖5b可以看出，平臺II和平臺I所受波浪力的規(guī)律一致，最大值均出現(xiàn)在0.57 rad/s；此外，各個入射角度的一階波浪力曲線基本一致，說明波浪入射方向?qū)Υ故幏较虻囊浑A波浪力影響較小。兩個平臺所受波浪力在數(shù)值上差異較小，但低頻區(qū)平臺II所受波浪力小于平臺I。

從圖5c可以看出，0°方向的一階波浪力較小；當(dāng)入射角為45°和90°時，縱搖方向一階波浪力具有多個峰值，且各個入射方向的波浪力變化趨勢基本一致。當(dāng)頻率小于0.8 rad/s時，平臺II一階波浪力大于平臺I，當(dāng)頻率大于0.8 rad/s時，平臺II一階波浪力小于平臺I；相比于平臺I，45°和90°的一階波浪力極值差異分別為-11.0%、-5.43%。

3.1.3 幅值響應(yīng)算子

幅值響應(yīng)算子(RAO)為浮式風(fēng)機平臺運動幅值與波幅之比，表征浮式平臺抵抗波浪荷載的能力。入射角0°、45°、90°的波浪作用于兩浮式平臺上時，縱蕩、垂蕩及縱搖方向的RAO如圖6所示。

圖6 兩浮式平臺幅值響應(yīng)算子

從圖6a可以看出，兩平臺縱蕩方向的RAO數(shù)值及變化趨勢基本一致，隨著頻率的增加逐漸下降，并逐漸趨近于0；由于兩平臺均關(guān)于Z-X平面對稱，當(dāng)入射角為90°時，縱蕩方向的RAO較小。

從圖6b可以看出，在頻率小于0.4 rad/s時，平臺II和平臺I垂蕩方向RAO曲線差異較大，平臺I和平臺II最大值分別出現(xiàn)在0.224 rad/s和0.312 rad/s；當(dāng)頻率大于0.4 rad/s時，兩平臺RAO變化趨勢相同，隨著頻率增加逐漸減小并趨近于0；平臺I受入射角度影響較小，變化趨勢相同且數(shù)值上差異較??；平臺II的RAO變化趨勢受入射角影響較小，數(shù)值上受入射角影響較大。

從圖6c可以看出，不同入射方向?qū)v搖RAO曲線有一定影響，當(dāng)入射角為0°時，兩平臺RAO值均較小；當(dāng)入射角為90°時，平臺I和平臺II的RAO峰值分別出現(xiàn)在頻率為0.224 rad/s和0.573 rad/s；當(dāng)波浪頻率大于0.3 rad/s時，平臺II的RAO大于平臺I。

3.2 固有周期

為研究2個半潛浮式基礎(chǔ)各運動方向固有周期，開展了平臺在無風(fēng)浪流荷載作用、給定初始位移或轉(zhuǎn)角工況下，6個自由度方向上的自由衰減運動模擬。縱蕩方向5 000 s的自由衰減時程曲線如圖7所示，從圖7可以看出，平臺II縱蕩方向周期略小于平臺I；將自由衰減時程曲線轉(zhuǎn)換為功率譜密度曲線(見圖8)，功率譜密度峰值頻率即為浮式基礎(chǔ)在對應(yīng)自由度方向上的固有頻率(見表3)。從表3可以看出，平臺II在縱蕩、橫蕩、首搖方向周期小于平臺I，而垂蕩、縱搖、橫搖方向周期大于平臺I；整體而言，兩平臺固有周期滿足均滿足DNV規(guī)范要求[14-15](縱蕩大于100 s，垂蕩為15～25 s，縱搖為25～40 s)。

圖7 兩浮式平臺縱蕩方向自由衰減振動曲線

表3 兩浮式平臺固有周期統(tǒng)計

3.3 運動特性分析

針對2個半潛浮式風(fēng)機平臺進行海浪作用下的時域仿真模擬。結(jié)合海南某項目工程海域?qū)崪y海況數(shù)據(jù)，結(jié)合15 MW風(fēng)機系統(tǒng)工作環(huán)境要求，100 m水深極端工況下有義波高為11 m，譜峰周期12.1 s。波浪方向為0°，波浪譜選用JONSWAP譜，譜峰因子為3.3；波模擬時長為6 000 s。為消除瞬態(tài)效應(yīng)，在時域及頻域數(shù)據(jù)處理時均去掉前1 000 s的數(shù)據(jù)。

圖9為兩浮式基礎(chǔ)在相應(yīng)海況下縱蕩、垂蕩以及縱搖方向的時域運動響應(yīng)。從圖9可以看出，平臺II和平臺I在縱蕩、垂蕩方向的運動趨勢基本一致，縱搖方向運動有一定差異，時域運動響應(yīng)的特征指標(biāo)統(tǒng)計值如表4所示。從表4可以看出，兩平臺在縱蕩方向上的運動幅度差異較小，約0.21%，但是平臺I在正向、負(fù)向運動差異較大；平臺II垂蕩方向運動幅度增加22.22%，兩平臺縱搖方向運動幅度均較小，且平臺II減小72.54%。

圖9 兩平臺縱蕩、垂蕩以及縱搖方向的時域運動響應(yīng)

表4 兩平臺縱蕩、垂蕩、縱搖方向運動特征統(tǒng)計 m

圖10為兩平臺相應(yīng)海況縱蕩、垂蕩以及縱搖3個方向上平臺運動的功率譜密度(PSD)曲線。從圖10可以看出，縱蕩方向幅值大于垂蕩及縱搖方向，且縱蕩、垂蕩方向有2個峰值，縱搖方向有3個峰值?？v蕩方向兩平臺峰值均為0.003 255 2 Hz和0.075 Hz，其中前者為縱蕩方向固有頻率，后者為波浪頻率；垂蕩方向，平臺I的峰值頻率分別為0.039 1 Hz(垂蕩方向固有頻率)、0.075 Hz(波浪頻率)，平臺II為0.029 3 Hz(垂蕩方向固有頻率)及0.075 Hz(波浪頻率)；縱搖方向，平臺I峰值頻率為0.003 255 2 Hz(縱蕩方向固有頻率)、0.042 3 Hz(縱搖固有頻率)，平臺II峰值頻率為0.003 255 2 Hz(縱蕩方向固有頻率)、0.032 6 Hz(縱搖固有頻率)和0.075 Hz(波浪頻率)。從圖10還可以看出，平臺固有頻率處的峰值大于波浪頻率處峰值，且平臺I的波頻響應(yīng)明顯大于平臺II。

圖10 兩平臺縱蕩、垂蕩以及縱搖方向的時域運動響應(yīng)的功率譜曲線

3.4 系泊系統(tǒng)分析

漂浮式海上風(fēng)電錨泊系統(tǒng)能夠維持風(fēng)機系統(tǒng)的穩(wěn)定，限制風(fēng)機平臺的運動響應(yīng)，保持風(fēng)機正常工作，保證機組的發(fā)電效率。因此，研究錨泊系統(tǒng)的動力響應(yīng)具有重要意義。本文旨在研究在兩種浮式基礎(chǔ)在相同海況下錨泊系統(tǒng)的動力響應(yīng)，包括錨鏈張力、臥鏈長度及上拔力等。

3.4.1 錨鏈張力

錨泊系統(tǒng)張力荷載動力響應(yīng)曲線如圖11所示。從圖11可以看出，兩平臺的系泊系統(tǒng)受力曲線變化規(guī)律基本一致，1號錨鏈?zhǔn)芰Υ笥?號錨鏈和3號錨鏈。相比于平臺I的1 137 kN的1號錨鏈?zhǔn)芰?，受力?05.8 kN的平臺II受力減小29.15%；由于對稱性、入射角為0°，2號錨鏈和3號錨鏈?zhǔn)芰疽恢?，平臺II受力峰值為316.8 kN，相比于平臺I的289.4 kN，增加9.47%。

圖11 兩平臺系泊錨鏈張力時程曲線

兩平臺的錨泊張力功率譜密度曲線如圖12所示。從圖12可以看出：平臺II和平臺I變化趨勢相同，峰值頻率均為0.003 25 Hz和0.075 Hz，說明錨鏈?zhǔn)芰χ饕怯煽v蕩頻率和波浪頻率確定，這對于后期錨泊系統(tǒng)設(shè)計具有一定的指導(dǎo)意義。

圖12 兩平臺的錨泊系統(tǒng)張力功率譜密度曲線

3.4.2 臥鏈長度

雖然臥鏈長度通常不作為評估系泊系統(tǒng)動力性能的指標(biāo)，但考慮到優(yōu)化系泊系統(tǒng)的需要，也將該指標(biāo)進行對比。錨泊系統(tǒng)臥鏈長度動力響應(yīng)曲線如圖13所示。從圖13可以看出，兩平臺的系泊系統(tǒng)臥鏈長度曲線變化規(guī)律基本一致，且1號錨鏈變化范圍大于2號錨鏈和3號錨鏈。平臺I的1號錨鏈臥鏈長度最小值為48.08 m，平臺II為111.04 m；由于對稱性，2號錨鏈和3號錨鏈的臥鏈長度及變化趨勢基本一致，平臺II的臥鏈長度為232.96 m，相比于平臺I的250.30 m，減小6.93%。

圖13 錨泊系統(tǒng)臥鏈長度動力響應(yīng)時程曲線

3.4.3 錨上拔力

錨泊系統(tǒng)錨固點承受的上拔力曲線如圖14所示。從圖14可以看出，兩平臺的系泊系統(tǒng)上拔力曲線在大部分時間趨近于0，僅1號錨鏈?zhǔn)芰υ趥€別時刻較大，2號錨鏈和3號錨鏈的受力均較小。平臺I的1號錨鏈上拔力最大值為6 094.38 N，平臺II為224.68 N，是平臺I的3.69%；由于對稱性，兩平臺的2號錨鏈和3號錨鏈上拔力變化趨勢及數(shù)值基本一致，雖然平臺II大于平臺I，但數(shù)值上均較小，說明目前設(shè)計的系泊系統(tǒng)是合理的、安全的。

圖14 錨泊系統(tǒng)錨固點承受的上拔力曲線

4 結(jié) 論

本文以三立柱半潛漂浮式基礎(chǔ)平臺(平臺I)為研究對象，通過減小偏柱尺寸方式對其進行優(yōu)化設(shè)計(平臺II)，從而減小用鋼量。采用ANSYS/AQWA建立兩個浮式基礎(chǔ)的水動力數(shù)值分析模型，并開展系統(tǒng)的水動力性能對比分析研究，得到如下結(jié)論：

(1)兩平臺的附加質(zhì)量、輻射阻尼、一階波浪力曲線變化規(guī)律相似；相比于平臺I，平臺II在縱蕩、垂蕩、縱搖方向的附加質(zhì)量減小23.5%、增加3.45%、增加4.89%；縱搖和縱蕩方向輻射阻尼最大值分別降低36%、57%，垂蕩方向變化較?。黄脚_II縱蕩方向在0°、45°和90°入射角時所受波浪力分別降低29.3%、21.2%和36.8%，縱搖方向入射角為45°和90°的一階波浪力極值差異分別為-11.0%、-5.43%。

(2)兩平臺固有周期有一定差異。相比于平臺I，平臺II在縱蕩、橫蕩、首搖方向固有周期減小9.09%、4.76%、38.90%，在垂蕩、縱搖、橫搖方向固有周期增加28.65、32.99%、47.19%。平臺II的固有周期均滿足規(guī)范要求。

(3)兩平臺在相應(yīng)海況下運動特性規(guī)律基本一致，相比于平臺I，平臺II縱蕩方向上的運動幅度減小0.21%，垂蕩方向運動幅度增加22.22%；兩平臺縱搖方向運動幅度均較小，相比而言，平臺II較平臺I減小72.54%。

(4)兩平臺的系泊系統(tǒng)受力曲線變化規(guī)律基本一致，且1號錨鏈?zhǔn)芰Υ笥?號錨鏈和3號錨鏈。相比于平臺I，平臺II的1號錨鏈?zhǔn)芰p小29.15%，2號錨鏈和3號錨鏈增加9.47%，但整體數(shù)值小。

綜上所述，本文中的兩個浮式基礎(chǔ)平臺水動力性能較好，運動特征、系泊系統(tǒng)響應(yīng)等特性合理，優(yōu)化后的浮式基礎(chǔ)水動力性能基本與優(yōu)化前一致，用鋼量減小5.85%(約400 t)，說明提出的優(yōu)化方向是可靠、可行的，為降低三立柱半潛式基礎(chǔ)平臺用鋼量提供了一種新思路，新方向。

值得說明的是，本文僅從水動力特性方面對平臺優(yōu)化進行了驗證分析，后續(xù)還需針對整個浮式風(fēng)機系統(tǒng)開展氣動-伺服-水動-彈性全耦合一體化數(shù)值仿真，進一步驗證優(yōu)化的可行性、合理性。