韓彥青，鞏慶濤，徐勝男，楚勝濤

（1.魯東大學a.水利工程學院；b.蔚山船舶與海洋學院，山東煙臺 264025；2.天津大學水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300350；3.山東省海上航天裝備技術創(chuàng)新中心，山東煙臺 264004）

0 引 言

我國東南部沿海地區(qū)經濟發(fā)達，但能源緊缺。開發(fā)海上風能資源，有效改善能源供應和環(huán)境問題，已成為我國“30·60”目標中能源戰(zhàn)略轉型的一項重要內容。為了更大程度上地利用海上風能資源，《能源技術革命創(chuàng)新行動計劃（2016-2030年）》已將遠海深水風電場設計建設技術及大型浮式海上風電機組基礎設計建設技術列為未來重要的創(chuàng)新突破方向。

目前，我國對于海上浮式風機的研究與規(guī)劃仍處于初期階段。與歐美等國家近海水深大（大部海域水深在100 m 以上）相比，我國近海大部海域水深較小，從風電場選址水深方面考慮，我國浙江、福建、廣東等省東南部離岸100 km 以內、中等水深（50～100 m）海域適合采用浮式風機發(fā)展海上風電[1]，同時這些海域也是風能資源更加集中的區(qū)域[2]。從海上浮式風機基礎型式方面考慮，張力腿式基礎和半潛式基礎吃水較小，安裝水深靈活，較為適宜于我國東南沿海中等水深海域。相對于半潛式浮式風機，張力腿式浮式風機通過基礎（支撐平臺）產生大于結構自重的浮力及系泊系統(tǒng)預張力平衡來保持穩(wěn)定，其受外界載荷所引起的運動幅度小，風機發(fā)電較為穩(wěn)定，并且不需要分散、復雜的系泊系統(tǒng)和壓載系統(tǒng)，但技術難度相對較大。國外有美國可再生能源實驗室[3]、麻省理工學院[4]、挪威科技大學[5]、GICON公司[6]等，國內有上海交通大學[7]、哈爾濱工業(yè)大學[8]、天津大學[9]、江蘇科技大學[10]等科研機構學者陸續(xù)開展了張力腿式浮式風機的相關研究，提出了多種概念模型，部分項目正在規(guī)劃建設兆瓦級樣機階段。

海上張力腿式浮式風機主要由風電機組、塔筒、基礎（支撐平臺）及系泊系統(tǒng)四部分組成。浮式風機的設計水深是一個重要的參數(shù)，它影響著系泊系統(tǒng)長度、剛度和基礎的吃水、排水體積等主要參數(shù)的確定，進而影響到浮式風機的運動與結構內力響應。美國麻省理工學院Sclavounos等[11]研究了不同水深下張力腿式浮式風機基礎運動、系泊系統(tǒng)的靜力和動力以及作用在錨上的最大張力等參數(shù)，研究指出隨著水深的減小，浮式風機基礎運動響應將會增大，甚至可能不能滿足設計要求。Bachynski[12]研究了100 m、150 m 及200 m 水深下張力腿式浮式風機典型固有周期的變化，發(fā)現(xiàn)隨著水深的增加，基礎橫蕩/縱蕩、垂蕩周期明顯增加，這些運動關系著發(fā)電的波動性及支撐結構壽命。特別是在水深較小時，張力腿系泊系統(tǒng)設計尤為關鍵，非線性影響也更加明顯。

為了深入研究張力腿式浮式風機的動力特性，學者們建立了相對完善的時域動力分析模型。美國可再生能源實驗室NREL[3]、挪威科技大學Moan教授課題組[12]等多個科研機構基于多體動力學提出了浮式風機空氣動力-水動力-結構動力-控制系統(tǒng)耦合的數(shù)值分析方法，可以考慮到浮式風機復雜的非線性及瞬時動力特性，如張力腿浮式風機在隨機風浪載荷下的動力響應，風機變槳故障停機對塔筒、基礎產生的沖擊效應等[13]。另外，張力腿式浮式風機不同部位的結構固有振動頻率不同，范圍可以從0.02 Hz（基礎縱蕩頻率）到5 Hz（二階基礎縱搖、塔筒彎曲振動頻率）。這些結構振動頻率可能與波浪頻率或者葉輪轉動頻率1P和葉片通過頻率3P相近產生共振響應，導致結構損傷發(fā)生破壞。張力腿浮式風機在外界風浪載荷作用下將會表現(xiàn)出復雜的結構動力學特性。

因此，針對我國東南部海域中等水深特點設計的張力腿浮式風機，基礎（支撐平臺）和系泊系統(tǒng)等結構主要參數(shù)的設計及中等水深條件下張力腿浮式風機結構動力響應的影響仍需更加深入的研究。本文基于我國東南部中等水深海域環(huán)境及載荷特點（本文以60 m 為例），提出一種小水線面、淺吃水、可自浮整體拖航運輸安裝的張力腿浮式風機結構。通過對結構主尺度參數(shù)的優(yōu)化分析，選擇適宜的基礎結構形式及尺寸，并對其在工作海況和極端海況下的結構非線性動力響應進行研究，驗證其適宜性。

1 張力腿浮式風機基礎形式

本文提出的海上張力腿浮式風機基礎形式設計理念如下：（1）在位狀態(tài)下，基礎的水線面面積小，主要結構淹沒在水面下一定深度，使基礎受波浪載荷?。ň哂休^優(yōu)的水動力性能），同時，較小的水線面也使得在大潮差海域極端水位的變化不會引起較大的系泊載荷變化；（2）在位狀態(tài)下，基礎通過張緊系泊與海床相連，整體運動性能較好，結構內部受力較小，發(fā)電穩(wěn)定（較優(yōu)的動力特性）；（3）基礎吃水小，適用水深范圍較廣；（4）整機拖航運輸工況下，基礎吃水較淺，可連同上部風機一起整體浮運拖航，浮運拖航穩(wěn)性由基礎在拖航狀態(tài)下較大的水線面提供（以增加施工安全性、減小施工安裝成本）。

鑒于以上設計理念，本文提出一種小水線面、淺吃水、可自浮整體拖航運輸安裝的張力腿浮式風機基礎結構形式，如圖1 所示。浮式風機由DTU-10 MW 海上風電機組[14]、塔筒、基礎結構和四組張緊的系泊纜繩組成，其中，風電機組及塔筒的主要參數(shù)如表1所示。

圖1 張力腿浮式風機及基礎結構示意圖Fig.1 Schematic layout of the TLP wind turbine

表1 DTU-10MW海上風電機組及塔筒主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of the DTU-10 MW wind turbine

基礎結構的主尺度參數(shù)、質量、排水體積和系泊預張力參數(shù)為本文的主要設計優(yōu)化內容?；A結構形式是在文獻[15]潛式張力腿浮式風機基礎形式上進行優(yōu)化后得到的，如圖1所示，包括中央立柱、下部邊立柱、上部邊立柱、浮筒和橫撐，其中中央立柱頂部與風機塔筒底部相連，具體尺寸參數(shù)符號見表2。

表2 基礎結構主尺度參數(shù)符號表示Tab.2 Symbols of the main dimension parameters of the floating foundation

2 設計參考依據(jù)

在深入分析相關文獻及設計規(guī)范的基礎上，提出了適用于本文中張力腿浮式風機基礎結構設計參考依據(jù)：

（1）單位兆瓦鋼材質量

材料用量在一定程度上影響張力腿浮式風機的成本。James 等[16]總結了近年來多個半潛式、Spar式和張力腿浮式風機單位兆瓦鋼材的用量，并指出張力腿浮式風機單位兆瓦鋼材用量最小。Soares等[17]提出張力腿浮式風機單位兆瓦質量小于225 t的建議（水線面以上和以下鋼材厚度分別取0.035 m和0.04 m）。因此，對于10 MW 海上風機，本文設計的張力腿浮式風機所用鋼材質量控制在2250 t 以內。

（2）縱蕩、垂蕩、縱搖周期

為防止基礎與一階波浪載荷發(fā)生共振效應，基礎縱蕩、橫蕩的自振周期應大于25 s，基礎垂蕩、橫搖、縱搖的自振周期應小于5 s，并避免接近風機運行1 P及3 P頻率[12]。

（3）拖航吃水及拖航穩(wěn)性

可自浮拖航是本文提出的張力腿浮式風機的一個優(yōu)點。在風機基礎尺寸初步確定時，需要考慮其拖航吃水與拖航穩(wěn)性。在運輸安裝過程中，張力腿浮式風機整體穩(wěn)性至關重要，參考海上石油天然氣行業(yè)及在前期研究[18]的基礎上，提出拖航吃水及拖航穩(wěn)性的設計要求：拖航吃水小于6 m，初穩(wěn)性高度大于1 m。

（4）其他參考依據(jù)

為減小張力腿浮式風機基礎的水動力載荷，應使在位時的基礎具有較小的水線面面積?？紤]到基礎后期運行維護平臺需求，設計的中央立柱直徑應略大于塔筒底部直徑（8.3 m）。下部邊立柱高度在滿足拖航穩(wěn)性要求下盡量小，使大部分浮體體積潛于靜水面一定距離。

3 分析方法及動力模型

3.1 設計參數(shù)估算

根據(jù)浮式風機基礎主尺度、設計吃水、設計水深參數(shù)，通過編制計算表格可估算基礎質量M、排水體積?，進而求得系泊系統(tǒng)預張力：

式中，ρ為海水的密度，M為風機系統(tǒng)的總質量。

基礎附加質量Aij、靜水回復剛度Cij及系泊系統(tǒng)剛度Kij可根據(jù)基礎主尺度、系泊纜繩截面及材料屬性參數(shù)近似求得[5,19]，進而通過下式求得不考慮耦合效應基礎不同自由度的自振周期Tn：

整機拖航吃水可根據(jù)無系泊時的整機質量及水線面面積求得。初穩(wěn)性高-- ——GMw可通過下式求得：

式中，K為中央立柱底點，B為基礎在拖航狀態(tài)下的浮心，Mw點為穩(wěn)心，G為整機重心為穩(wěn)心半徑。

式中，IXX為水線面面積關于X軸的二階矩。

根據(jù)設計參考依據(jù)對表2中參數(shù)進行估算并初步選定基礎方案。

3.2 頻域分析

基于三維勢流理論及莫里森方程，開展張力腿浮式基礎頻域水動力分析，分析內容包括：附加質量、輻射阻尼和一、二階波浪傳遞函數(shù)等參數(shù)。這些參數(shù)都與平臺幾何形式、入射波頻率及方向、與海床和自由液面的距離等因素有關。采用挪威船級社開發(fā)的頻域水動力軟件Wadam[20]建立張力腿浮式基礎模型，并計算以上各參數(shù)。軟件基于三維勢流理論和莫里森方程：即在進行大尺度物體波浪載荷計算時采用三維勢流理論，對于小尺度細長物體波浪載荷則采用莫里森方程計算。

3.3 時域耦合動力分析模型

張力腿浮式風機在運行過程中會受到環(huán)境載荷作用，如風載荷、水動力載荷、系泊系統(tǒng)載荷等。時域耦合動力分析模型可表示為

式中，M為張力腿浮式風機質量矩陣，A為附加質量矩陣，ζ為基礎六自由度運動，K為剛度矩陣，F(xiàn)w為氣動載荷，F(xiàn)I為波浪激勵力項，F(xiàn)d為拖曳力項，F(xiàn)c為輻射阻尼力項，F(xiàn)m為系泊系統(tǒng)載荷。采用美國可再生能源實驗室開發(fā)的OPENFAST軟件進行建模，并對正常和極端海況下的結構動力特性進行分析，參考我國《海上浮式裝置入級規(guī)范》[21]等標準，采用湍流風及隨機波浪對海況進行模擬，其中湍流風采用根據(jù)IEC 61400-3提供的Kaimal風速譜，隨機波浪采用Jonswap譜生成，風及波浪作用方向沿圖1中的x軸正向，未考慮海流影響，具體海況及環(huán)境參數(shù)見表3。

表3 海況及環(huán)境參數(shù)Tab.3 Sea states and environmental parameters

4 研究結果

4.1 參數(shù)估算結果

采用表格估算方法對不同水深條件下張力腿浮式風機基礎質量、排水體積、系泊系統(tǒng)預張力、自振周期、拖航吃水等參數(shù)進行分析計算，確定三種張力腿浮式風機基礎方案，其主尺度參數(shù)見表4。其中基礎方案TLP1與TLP2質量相近，排水體積及預張力相差較大；TLP2與TLP3預張力相近，質量與排水體積相差較大。為了減小水線面面積，將三種方案的中央立柱直徑D1選定為9 m。

表4 不同張力腿浮式風機基礎方案屬性Tab.4 Attributes of the tension leg platform wind turbines

4.2 頻域分析結果

本節(jié)從附加質量、勢流阻尼、一階及二階波浪載荷等頻域水動力參數(shù)對三種張力腿浮式風機特性進行對比分析。

圖2所示為三種張力腿浮式風機縱蕩、垂蕩及縱搖方向附加質量隨頻率的變化曲線。圖2（a）中，浮式風機TLP1、TLP2 的縱蕩方向附加質量明顯大于TLP3 的縱蕩附加質量；如圖2（b）所示，TLP1、TLP2的垂蕩附加質量小于TLP3的垂蕩附加質量，這是由于TLP1、TLP2較大的下部邊立柱高度H2、浮筒高度h1及長度（L-D2）能夠提供較大的縱蕩附加質量，而TLP3中較大的下部邊立柱直徑D2及浮筒寬度b1則提供了較大的垂蕩附加質量。三種張力腿浮式風機縱蕩及垂蕩附加質量隨頻率變化較小。圖2（c）中，較大的TLP2 縱搖附加質量與其具有較大的排水體積密切相關，且縱搖附加質量隨頻率的變化更為明顯。

圖2 附加質量Fig.2 Added mass

圖3為三種張力腿浮式風機縱蕩、垂蕩及縱搖方向勢流阻尼隨頻率的變化曲線?？梢钥闯鋈N浮式風機各方向的勢流阻尼隨頻率變化的規(guī)律類似，但幅值大小略有不同。浮式風機TLP1及TLP2具有較大的縱蕩勢流阻尼，TLP3則具有較大的垂蕩勢流阻尼，三種浮式風機縱搖勢流阻尼幅值相差不大。

圖3 勢流阻尼Fig.3 Potential damping

前面提到，本文中張力腿浮式風機在位狀態(tài)下具有較小的水線面，通過采用基于三維勢流理論的頻域水動力軟件WADAM 計算了三種張力腿浮式風機一階波浪載荷及二階和頻波浪載荷。由于三種張力腿浮式風機主要結構均在水面以下一定距離，水線面面積大小相同，故縱蕩及縱搖方向一階波浪載荷幅值及變化規(guī)律相似，如圖4（a）及4（c）所示。由于TLP3中較大的下部邊立柱直徑D2及浮筒寬度b1，其受到的垂蕩方向一階波浪載荷更加明顯，見圖4（b）。圖5 為浮式風機TLP1 縱蕩、垂蕩及縱搖方向二階和頻波浪載荷，可以看出，其幅值明顯低于一階波浪載荷。

圖4 一階波浪載荷Fig.4 First-order wave forces

圖5 張力腿浮式風機TLP 1二階和頻波浪載荷Fig.5 Second-order sum-frequency wave forces on TLP 1

4.3 時域分析結果

為了研究三種張力腿浮式風機在中等水深下的結構動力特性，本文采用時域耦合分析方法對不同海況下的張力腿浮式風機運動響應、塔筒底部彎矩及系泊系統(tǒng)載荷變化等動力特性進行更加深入的分析，并在時域分析的基礎上，進一步對三種張力腿浮式風機的動力特性進行頻譜分析。

圖6所示為海況LC2下三種張力腿浮式風機動力響應時程曲線，圖7所示為不同海況下三種張力腿浮式風機運動響應的統(tǒng)計值，圖8 為海況LC2 下張力腿浮式風機運動響應功率譜密度，圖9 為海況LC4下張力腿浮式風機運動響應功率譜密度。

圖6 LC2海況下三種張力腿浮式風機動力響應Fig.6 Dynamic responses of the three TLP wind turbines in LC2

從圖7（a）～（d）中可以得到，在風機運行正常的海況下（LC1、LC2），張力腿浮式風機TLP1 的縱蕩（圖7（a）～（b））標準差及最大值均略大于其他兩種結構，而在惡劣海況風機停機情況下（LC3、LC4），TLP1 的縱蕩（圖7（c）～（d））平均值及最大值均小于其它兩種結構。這種結果可以通過對比圖8（a）及圖9（a）分析得到：在風機運行正常的海況下，張力腿浮式風機的縱蕩運動主要由風載荷引起，由于TLP1 的縱蕩自振頻率較其它兩個結構小，風載荷引起TLP1 縱蕩自振頻率下的縱蕩運動更加明顯，正常海況下浮式風機縱蕩頻率遠離波浪頻率，不會發(fā)生較大的波頻縱蕩響應；而在惡劣海況下，由于TLP3的縱蕩自振頻率較大，更加接近波浪頻率，并且其質量及附加質量均小于其它兩種結構，更有可能發(fā)生較大的波頻縱蕩運動。如圖7（e）～（h）所示，三種浮式風機垂蕩統(tǒng)計規(guī)律與縱蕩類似，即在風機運行正常的海況下，TLP1垂蕩較大；在惡劣海況下，TLP3的垂蕩更加明顯。出現(xiàn)這種現(xiàn)象是因為張力腿浮式風機的低頻垂蕩響應主要是由縱蕩引起的下沉效應（set-down）而產生，在高頻處，浮式平臺的垂蕩自振頻率可以很好地避開一階波浪的頻率，不會與一階波浪發(fā)生明顯的共振響應；在惡劣海況下，TLP3 較大的波頻縱蕩引起了更加明顯的垂蕩響應。三種張力腿浮式風機的縱搖運動規(guī)律類似，在正常及惡劣海況下，縱搖運動主要受波浪影響，尤其是對于基礎質量及排水體積均較小的TLP3 來說，縱搖運動更加顯著。

圖7 不同海況下三種張力腿浮式風機運動響應統(tǒng)計特性Fig.7 Statistical values of the TLP wind turbines'motion responses in different LCs

圖8 海況LC2下三種張力腿浮式風機運動響應功率譜密度Fig.8 Power spectral densities of the TLP wind turbines'motion responses in LC2

圖9 海況LC4下三種張力腿浮式風機運動響應功率譜密度Fig.9 Power spectral densities of the TLP wind turbines'motion responses in LC2

圖10所示為不同海況下三種張力腿浮式風機結構內力響應的統(tǒng)計值。圖11和圖12所示分別為海況LC2和LC4下的張力腿浮式風機結構內力響應功率譜密度。

圖10 不同海況下三種張力腿浮式風機載荷響應統(tǒng)計特性Fig.10 Statistical values of the TLP wind turbines'structural responses in different LCs

從圖10（a）～（d）中可以得到，在風機運行海況下（LC1、LC2）及惡劣海況下（LC3、LC4），張力腿浮式風機TLP1 塔筒底部彎矩My的標準差及最大值均小于其他兩種結構。從圖11（a）可以分析得到，在風機運行海況下塔筒底部彎矩My主要受波浪影響，在惡劣海況下My主要受波浪及基礎縱搖運動影響，且對于基礎質量及排水體積均較小的TLP3影響更加明顯。從圖10（e）～（h）及圖10（i）～（l）可以看出，風機運行海況及惡劣海況下，上下風向系泊張力具有類似的統(tǒng)計規(guī)律。這主要是因為上下風向系泊張力均受波浪影響較為明顯（圖11（b）～（c）），對于基礎質量及排水體積均較大的TLP1，其系泊張力較小；在惡劣海況下（圖12（b）～（c）），由基礎縱搖及垂蕩運動引起的系泊張力變得更加顯著，尤其是對于TLP3，基礎垂蕩引起的系泊張力變化比其它兩種張力腿結構更加明顯。

圖11 海況LC2下三種張力腿浮式風機結構響應功率譜密度Fig.11 Power spectral densities of the TLP wind turbines'structural responses in LC2

圖12 海況LC4下三種張力腿浮式風機結構響應功率譜密度Fig.12 Power spectral densities of the TLP wind turbines’structural responses in LC4

綜上所述，張力腿浮式風機TLP1、TLP2 的基礎質量及運動自振周期符合設計參考依據(jù)；TLP3 的基礎質量較小，預張力較大，縱蕩自振周期小于25 s，可能與一階波浪載荷發(fā)生共振，產生較大的結構動力響應。通過三種張力腿浮式風機在運行及惡劣海況下的基礎運動、塔筒底部彎矩、系泊張力對比分析可以得到，張力腿浮式風機TLP1具有較優(yōu)的動力性能。

5 結 論

本文針對我國東南部海域中等水深及環(huán)境載荷特點，基于某10 MW海上風機，提出了一種小水線面、淺吃水、可自浮整體拖航運輸安裝的張力腿浮式風機基礎結構。通過設計對比分析三種不同主尺度、基礎質量及排水體積的張力腿浮式風機結構，得到如下結論及建議：

（1）對于中等水深張力腿的設計，其縱蕩自振周期應大于25 s，以避開常見一階波浪周期。在不增加基礎質量的前提下，可以通過加大底部浮筒的高度，減小其寬度，從而增加縱蕩的附加質量及勢流阻尼。

（2）當張力腿浮式風機基礎質量較?。▎挝徽淄哔|量小于180 t）時，可能引起較大的基礎運動、塔筒底部彎矩及系泊張力等動力響應。

（3）對于張力腿浮式風機來說，預張力較大導致系泊成本增加，且并不一定得到較優(yōu)的動力性能，尤其是對于中等水深處張力腿浮式風機，預張力越大，縱蕩自振周期越小，可能與一階波浪載荷發(fā)生共振。