張文廣, 孫嘉壕, 駱偉健, 陳文華

(華北電力大學(xué) 控制與計(jì)算機(jī)工程學(xué)院,北京 102206)

相比陸上風(fēng)能資源,海上風(fēng)能具有風(fēng)速大、靜風(fēng)期較短、湍流強(qiáng)度較低等特點(diǎn),具有更高的能源效益[1]。雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)可以在不改變?nèi)~片尺寸的前提下,有效提高風(fēng)能利用率[2-3]。將雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)與漂浮式平臺(tái)結(jié)合用于海上風(fēng)電,可以實(shí)現(xiàn)優(yōu)勢互補(bǔ),提高經(jīng)濟(jì)效益。因此,開展漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)的相關(guān)研究具有一定的理論意義與應(yīng)用價(jià)值。

目前,海上風(fēng)電單機(jī)機(jī)組技術(shù)的總體目標(biāo)是在保證可靠性和經(jīng)濟(jì)性的同時(shí),增加海上單體風(fēng)力機(jī)的容量[4]。傳統(tǒng)海上風(fēng)力機(jī)通常以增大葉片尺寸的方式提高風(fēng)能利用率,但也加劇了風(fēng)力機(jī)的疲勞與極限載荷,給設(shè)計(jì)、生產(chǎn)和運(yùn)維帶來巨大挑戰(zhàn)。漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)在相同輸出功率下整機(jī)尺寸較小,減小了運(yùn)維船噸位,大大降低了施工難度與建設(shè)、運(yùn)維等各項(xiàng)成本;在單轉(zhuǎn)子故障時(shí)另一轉(zhuǎn)子可以繼續(xù)保持運(yùn)行,提高了系統(tǒng)穩(wěn)定性。

在海上風(fēng)電方面,Jonkman等[5-6]總結(jié)了漂浮式風(fēng)力機(jī)系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)分析方法,基于多體動(dòng)力學(xué)提出了漂浮式風(fēng)力機(jī)系統(tǒng)的全耦合模擬方法,實(shí)現(xiàn)了空氣動(dòng)力-水動(dòng)力-結(jié)構(gòu)動(dòng)力-控制系統(tǒng)耦合的非線性時(shí)域分析。Yue等[7]建立了漂浮式海上風(fēng)力機(jī)的頻域耦合計(jì)算模型,并驗(yàn)證了該耦合計(jì)算方法的準(zhǔn)確性。Bae等[8]對同一漂浮式平臺(tái)上的多臺(tái)風(fēng)力機(jī)進(jìn)行耦合分析,研究了其在時(shí)域中的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。

在雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)方面,Wang等[9]通過實(shí)驗(yàn)對比了單轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)和雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)的功率特性,在相同風(fēng)況下雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)可以從來流風(fēng)中吸收更多能量。Jung等[10]對反向旋轉(zhuǎn)雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算,當(dāng)副轉(zhuǎn)子葉片尺寸為主轉(zhuǎn)子的50%時(shí),風(fēng)能利用率可達(dá)50%。Ozbay等[11]分別對同向旋轉(zhuǎn)與反向旋轉(zhuǎn)的雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn),結(jié)果表明反向旋轉(zhuǎn)的雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)可以利用更多的風(fēng)能。張文廣等[12]基于自由渦尾跡法(Free Vortex Wake, FVW)對陸上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)流場進(jìn)行了不同風(fēng)況下的仿真計(jì)算,驗(yàn)證了FVW在雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)流場計(jì)算方面的快速性與準(zhǔn)確性。

綜上,目前基于漂浮式平臺(tái)的海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)方案有待提出。在風(fēng)浪耦合作用下,風(fēng)力機(jī)的主副轉(zhuǎn)子之間將產(chǎn)生更加復(fù)雜的流場,漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性有待進(jìn)一步研究。因此,筆者以雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)與OC3-Hywind Spar漂浮式平臺(tái)為基礎(chǔ),提出了一種漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī),建立了漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)的氣動(dòng)-水動(dòng)耦合模型,研究了無浪環(huán)境和風(fēng)浪耦合作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng),并進(jìn)行了控制仿真。

1 漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)

漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)主要由主副轉(zhuǎn)子、機(jī)艙、塔架、漂浮式平臺(tái)和系泊系統(tǒng)等組成。

1.1 漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)仿真系統(tǒng)

課題組借助FAST[13]二次開發(fā)了漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)氣彈與控制仿真系統(tǒng)[14],以NREL 5 MW風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)子為主轉(zhuǎn)子,以WindPACT 1.5 MW風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)子為副轉(zhuǎn)子[12],以O(shè)C3-Hywind Spar單柱體為漂浮式平臺(tái)[15]。其中,塔影效應(yīng)模型、傳動(dòng)鏈模型和發(fā)電機(jī)模型見文獻(xiàn)[12]。漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)示意圖如圖1所示。

圖1 漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)示意圖Fig.1 Schematic diagram of offshore floating dual-rotor wind turbine

主轉(zhuǎn)子位于上風(fēng)向,副轉(zhuǎn)子位于下風(fēng)向,二者采用反向旋轉(zhuǎn)的形式,分別設(shè)置在機(jī)艙前后。Urel表示來流風(fēng)速,d為主轉(zhuǎn)子與副轉(zhuǎn)子之間的轉(zhuǎn)子間距,本文d=0.25D[10],其中D為主轉(zhuǎn)子葉輪直徑。漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)參數(shù)見表1和表2。

表1 NREL 5 MW風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)子參數(shù)

表2 WindPACT 1.5 MW風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)子參數(shù)

1.2 漂浮式平臺(tái)與系泊系統(tǒng)參數(shù)

采用OC3-Hywind Spar漂浮式平臺(tái),由3條錨鏈線組成的系泊系統(tǒng)為平臺(tái)提供系泊約束,以限制平臺(tái)受波浪載荷影響下的運(yùn)動(dòng)。平臺(tái)與系泊系統(tǒng)的參數(shù)見表3。

表3 OC3-Hywind Spar漂浮式平臺(tái)參數(shù)

1.3 氣動(dòng)模型

基于FVW[16]建立了雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)模型。當(dāng)來流風(fēng)經(jīng)過主轉(zhuǎn)子后,受主轉(zhuǎn)子尾跡影響,主副轉(zhuǎn)子的流場分布變得復(fù)雜。相比葉素動(dòng)量理論,FVW引入了對尾跡流場的仿真,能夠獲得非定常流場中隨時(shí)間變化的尾跡幾何形狀和氣動(dòng)特性,且有較高精度。

在尾跡坐標(biāo)系中,FVW的微分方程如下:

(1)

式中:r為尾跡流場中渦線控制點(diǎn)的位置矢量,m;Ψ為葉片方位角,rad;ζ為尾跡壽命角,rad;Ω為風(fēng)輪轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速,rad/s;Uind為流場中所有渦線對該控制點(diǎn)誘導(dǎo)速度的總和,m/s;t為時(shí)間,s。

1.4 水動(dòng)力模型

當(dāng)浮體的最大直徑與波浪波長的比值小于0.2時(shí),采用Morison方法進(jìn)行波浪載荷計(jì)算[17]。選取的OC3-Hywind Spar漂浮式平臺(tái),水下部分為規(guī)則圓柱體,滿足Morison的適用條件。Morison方法將波浪載荷描述為波浪流體加速度產(chǎn)生的慣性力和黏性產(chǎn)生的摩擦力之和,方程如下:

(2)

2 環(huán)境工況

漂浮式風(fēng)力機(jī)受風(fēng)和浪的共同影響,需要考慮更多因素。筆者主要研究漂浮式雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)在風(fēng)和浪作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性,風(fēng)模型采用正常湍流模型,波浪模型采用Airy波,用于對漂浮式雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)的風(fēng)、浪環(huán)境工況進(jìn)行建模。

2.1 風(fēng)模型

為模擬自然環(huán)境中的風(fēng)況,參照IEC 61400標(biāo)準(zhǔn)[18],通過Turbsim[19]生成正常湍流模型。湍流風(fēng)可分解為平均風(fēng)和脈動(dòng)風(fēng),其中平均風(fēng)采用指數(shù)風(fēng)廓線模型[18],距地面zm高處的風(fēng)速V(z)為:

V(z)=Uhub(z/zhub)α

(3)

式中:z為距地面高度,m;Uhub為輪轂高度處風(fēng)速,m/s;zhub為輪轂高度,m;α為冪指數(shù),取0.2。

脈動(dòng)風(fēng)選取Kaimal風(fēng)譜[18],給定輪轂高度處風(fēng)速的湍流標(biāo)準(zhǔn)差σ1可表示為:

σ1=Iref(0.75Uhub+5.6)

(4)

式中:Iref為湍流強(qiáng)度期望值。

2.2 波浪模型

選取Airy波模型進(jìn)行波浪模擬與分析計(jì)算[20]。Airy波假設(shè)海浪為不可壓縮的理想流體,流體表面壓強(qiáng)為大氣壓強(qiáng),且波浪的波高與波長和水深相比極小。對于Airy波模型[20],波面方程為:

(5)

式中:ηwave為瞬時(shí)波面高度,m;Hwave為波高,m;kwave為波浪波數(shù),kwave=2π/Lwave;Lwave為波長,m;x為質(zhì)點(diǎn)的水平位置,m;ωwave為波浪頻率,Hz。

波長Lwave計(jì)算公式為:

(6)

式中:g為重力加速度,m/s2;Twave為波浪周期,s。

3 氣動(dòng)-水動(dòng)耦合計(jì)算

在風(fēng)與浪的共同作用下,海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)存在復(fù)雜的氣動(dòng)-水動(dòng)耦合運(yùn)動(dòng)過程。風(fēng)作用于雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)產(chǎn)生氣動(dòng)力,而漂浮式平臺(tái)在波浪力、風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)力以及系泊約束等共同作用下產(chǎn)生平動(dòng)與轉(zhuǎn)動(dòng)方向上的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)。漂浮式平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)作用于風(fēng)力機(jī),又改變了風(fēng)力機(jī)的氣動(dòng)性能。

3.1 主轉(zhuǎn)子尾跡求解

風(fēng)力機(jī)塔架固定在平臺(tái)上,因此與平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)一致。機(jī)艙與轉(zhuǎn)子位于塔架的頂端,主副轉(zhuǎn)子除了圍繞輪轂中心的轉(zhuǎn)動(dòng)外,也會(huì)產(chǎn)生隨平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)。

平臺(tái)運(yùn)動(dòng)映射到風(fēng)場中,導(dǎo)致轉(zhuǎn)子平面處相對風(fēng)速發(fā)生變化,從而影響了主副轉(zhuǎn)子的氣動(dòng)性能。為計(jì)算雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)的氣動(dòng)力,需要將風(fēng)速從大地坐標(biāo)系轉(zhuǎn)換到主轉(zhuǎn)子盤面的輪轂坐標(biāo)系。

由平臺(tái)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的主轉(zhuǎn)子輪轂坐標(biāo)系中相對風(fēng)速Uplatform如下[21]:

(7)

化療所致惡心嘔吐 （chemotherapy induced nausea and vomiting，CINV）是腫瘤患者化療過程中最常見的不良反應(yīng)之一[1]。惡心嘔吐會(huì)降低患者對治療的依從性，并可能造成患者營養(yǎng)缺乏、脫水和電解質(zhì)紊亂[2]等情形。因此，在化療期間合理應(yīng)用防治CINV藥物能幫助患者順利完成化療并改善生活質(zhì)量。若應(yīng)用不當(dāng)如藥物遴選不合理、用法用量不合理、療程不規(guī)范等[3]，不僅影響化療效果，還會(huì)增加不良反應(yīng)發(fā)生率和患者經(jīng)濟(jì)負(fù)擔(dān)。本研究通過參考國內(nèi)外的相關(guān)指南，評(píng)價(jià)婦科化療患者應(yīng)用防治CINV藥物的合理性，將存在問題反饋給臨床醫(yī)師，提高其規(guī)范用藥的意識(shí)，促進(jìn)臨床合理用藥。

在主轉(zhuǎn)子輪轂坐標(biāo)系中,來流風(fēng)速U為:

U=Urel+Uplatform

(8)

由此得到主轉(zhuǎn)子來流風(fēng)速后,通過FVW計(jì)算可得到副轉(zhuǎn)子平面處流場,進(jìn)一步求解得到副轉(zhuǎn)子氣動(dòng)力。

3.2 耦合分析模型

本小節(jié)主要分析漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)力與漂浮式平臺(tái)的水動(dòng)力之間的相互耦合關(guān)系。

在風(fēng)浪耦合作用下,OC3-Hywind Spar漂浮式平臺(tái)的動(dòng)力學(xué)方程為[22]:

Kmooring]X=Fwave+Fwind_M+Fwind_A

(9)

在風(fēng)浪耦合計(jì)算過程中,首先計(jì)算主副轉(zhuǎn)子氣動(dòng)力,將氣動(dòng)力疊加作用于漂浮式平臺(tái),進(jìn)而得到風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)力與漂浮式平臺(tái)運(yùn)動(dòng)之間的耦合關(guān)系;采用FVW計(jì)算主轉(zhuǎn)子尾跡,獲得副轉(zhuǎn)子平面處相對風(fēng)速,進(jìn)而可計(jì)算得到更新的副轉(zhuǎn)子等效氣動(dòng)力。漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)-水動(dòng)耦合計(jì)算流程見圖2。

4 風(fēng)浪耦合分析與控制仿真

為分析漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)在不同工況下的風(fēng)浪耦合動(dòng)態(tài)響應(yīng),選取平均風(fēng)速16 m/s、湍流強(qiáng)度5%的正常湍流風(fēng)況,風(fēng)向與雙風(fēng)輪機(jī)艙軸線夾角為0°。水面工況分別為:(1)無浪;(2)線性波,入射角分別為0°、30°、45°、60°、90°,波高6 m,周期10 s。對上述6種水面工況下的風(fēng)浪耦合進(jìn)行仿真分析,不同工況下仿真時(shí)間均為300 s。

圖2 漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)氣動(dòng)-水動(dòng)耦合計(jì)算流程圖

4.1 漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)的功率分析

采用以轉(zhuǎn)速為目標(biāo)的傳統(tǒng)變槳控制方法時(shí),漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)主副轉(zhuǎn)子輪轂高度處風(fēng)速如圖3所示。50～100 s時(shí)的風(fēng)速、平臺(tái)縱蕩響應(yīng)和主轉(zhuǎn)子槳距角見圖4。不同風(fēng)浪夾角下漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)功率見圖5和表4。

由圖5和表4可知,隨風(fēng)浪夾角逐漸增大,主副轉(zhuǎn)子功率波動(dòng)幅值逐漸減小。施加傳統(tǒng)變槳控制時(shí),在風(fēng)浪夾角為30°、45°和60°工況下,主副轉(zhuǎn)子輸出功率平均波動(dòng)小于6.3%;在風(fēng)浪夾角為90°的工況下,主副轉(zhuǎn)子輸出功率與無浪工況下基本一致;在風(fēng)浪夾角為0°的工況下,主副轉(zhuǎn)子輸出功率波動(dòng)最大,達(dá)到12.9%。

(a) 局部時(shí)刻風(fēng)速

(b) 局部時(shí)刻平臺(tái)縱蕩響應(yīng)

(c) 局部時(shí)刻主轉(zhuǎn)子槳距角圖4 漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)局部時(shí)刻仿真Fig.4 Simulation of offshore floating dual-rotor wind turbine at partial moments

(a) 主轉(zhuǎn)子功率

(b) 副轉(zhuǎn)子功率圖5 不同風(fēng)浪夾角下漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)功率

表4 不同工況下功率特性

4.2 漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)的載荷分析

為有效緩解主副轉(zhuǎn)子尤其是副轉(zhuǎn)子的疲勞損傷,使用了以轉(zhuǎn)速和載荷(即主副轉(zhuǎn)子葉根揮舞彎矩)為控制目標(biāo)的多目標(biāo)變槳控制方法,以期減小功率波動(dòng)又抑制主副轉(zhuǎn)子的葉根揮舞彎矩。在相同風(fēng)況下,傳統(tǒng)變槳控制下的陸上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)葉根揮舞彎矩如圖6所示。在傳統(tǒng)變槳控制和不同風(fēng)浪夾角下,海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)葉根揮舞彎矩如圖7所示。在多目標(biāo)變槳控制和不同風(fēng)浪夾角下,海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)葉根揮舞彎矩如圖8所示。

從圖6、圖7、圖8和表5可以看出,在風(fēng)浪夾角為60°和90°的工況下,主轉(zhuǎn)子葉根揮舞彎矩幅值的變化趨勢與無浪工況下幾乎一致;在風(fēng)浪夾角為0°、30°和45°的工況下,主轉(zhuǎn)子葉根揮舞彎矩受波浪影響較大。由于風(fēng)浪對漂浮式平臺(tái)的共同作用,副轉(zhuǎn)子所受葉根揮舞彎矩大于陸上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)。

由圖6(b)和圖7(b)可以看出,在傳統(tǒng)變槳控制作用下,風(fēng)浪耦合作用使副轉(zhuǎn)子產(chǎn)生較大的載荷波動(dòng)。在風(fēng)浪夾角為90°的工況下,副轉(zhuǎn)子葉根揮舞彎矩波動(dòng)相對較小,波動(dòng)幅值為1 123.0 kN/m;最大波動(dòng)幅值出現(xiàn)在風(fēng)浪夾角0°工況下,為1 850.5 kN/m,高出陸上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)波動(dòng)幅值164.3%。

施加以轉(zhuǎn)速和載荷為目標(biāo)的多目標(biāo)變槳控制時(shí),主轉(zhuǎn)子葉根揮舞彎矩最大波動(dòng)幅值降低36.1%,副轉(zhuǎn)子葉根揮舞彎矩最大波動(dòng)幅值降低39.5%?？梢?多目標(biāo)變槳控制既可減小功率波動(dòng),又能有效抑制漂浮式海上風(fēng)力機(jī)葉根揮舞彎矩波動(dòng)。

(a) 主轉(zhuǎn)子葉根揮舞彎矩

(b) 副轉(zhuǎn)子葉根揮舞彎矩圖6 傳統(tǒng)變槳控制下陸上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)葉根揮舞彎矩

(a) 主轉(zhuǎn)子葉根揮舞彎矩

(b) 副轉(zhuǎn)子葉根揮舞彎矩圖7 傳統(tǒng)變槳控制和不同風(fēng)浪夾角下海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī) 葉根揮舞彎矩

(a) 主轉(zhuǎn)子葉根揮舞彎矩

(b) 副轉(zhuǎn)子葉根揮舞彎矩圖8 多目標(biāo)變槳控制和不同風(fēng)浪夾角下海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī) 葉根揮舞彎矩

4.3 漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)的平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)分析

漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)在不同風(fēng)浪夾角下的平臺(tái)縱蕩、橫蕩及縱搖響應(yīng)如圖9和表6所示。

在風(fēng)浪夾角為0°的工況下,平臺(tái)的橫蕩響應(yīng)與無浪工況下基本一致,風(fēng)浪耦合作用主要影響平臺(tái)縱蕩和縱搖運(yùn)動(dòng);在風(fēng)浪夾角為30°和45°的工況下,平臺(tái)的縱蕩、橫蕩和縱搖位移幅值均有小范圍的波動(dòng);在風(fēng)浪夾角為60°和90°的工況下,平臺(tái)橫蕩響應(yīng)波動(dòng)較為明顯。風(fēng)浪夾角變化對不同自由度的平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)會(huì)產(chǎn)生一定影響,但波動(dòng)幅值在可接受范圍內(nèi),并不會(huì)對風(fēng)力機(jī)造成嚴(yán)重?fù)p傷。

表5 不同控制方法和風(fēng)浪夾角下葉根揮舞彎矩特性

(a) 平臺(tái)縱蕩響應(yīng)

(b) 平臺(tái)橫蕩響應(yīng)

(c) 平臺(tái)縱搖響應(yīng)圖9 不同風(fēng)浪夾角下漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)

表6 不同工況下平臺(tái)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)特性

5 結(jié) 論

(1) 由于來流風(fēng)速、平臺(tái)的縱蕩運(yùn)動(dòng)與主轉(zhuǎn)子槳距角變化的綜合作用,主副轉(zhuǎn)子間流場比陸上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)更加復(fù)雜。在不同風(fēng)浪夾角工況下,施加傳統(tǒng)變槳控制時(shí),漂浮式海上風(fēng)力機(jī)輸出功率波動(dòng)最大為12.9%,但無法有效緩解副轉(zhuǎn)子的疲勞損傷。

(2) 由于風(fēng)浪與漂浮式海上雙轉(zhuǎn)子平臺(tái)之間存在耦合關(guān)系,副轉(zhuǎn)子所受葉根揮舞彎矩高于陸上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)。在傳統(tǒng)變槳控制作用下,風(fēng)浪耦合作用使副轉(zhuǎn)子產(chǎn)生較大的載荷波動(dòng),最大波動(dòng)幅值為1 850.5 kN/m,高出陸上雙轉(zhuǎn)子風(fēng)力機(jī)164.3%;在多目標(biāo)變槳控制調(diào)節(jié)下,主轉(zhuǎn)子的葉根揮舞彎矩最大波動(dòng)幅值降低36.1%,副轉(zhuǎn)子的葉根揮舞彎矩最大波動(dòng)幅值降低39.5%,有效抑制了風(fēng)浪耦合作用產(chǎn)生的大波動(dòng)載荷。

(3) 風(fēng)浪夾角為0°工況下,風(fēng)浪耦合作用主要影響平臺(tái)縱蕩和縱搖運(yùn)動(dòng);風(fēng)浪夾角為30°和45°工況下,平臺(tái)的橫蕩和縱搖均有小范圍的幅值波動(dòng);風(fēng)浪夾角為60°和90°工況下,平臺(tái)橫蕩響應(yīng)波動(dòng)較為明顯。