分类号： 密级： UDC ： 编号： 工程硕士学位论文 10 MW 新型浮式风机水动力性能研究 硕 士 研 究 生 ：张幸雨 指 导 教 师 ：孙科 教授 学 位 级 别 ：工学硕士 学 科 、 专 业 ：水利工程 所 在 单 位 ：船舶工程学院 论文提交日期 ： 论文答辩日期 ： 学位授予单位 ：哈尔滨工程大学 Classified Index: U.D.C: A Dissertation for the Degree of M. Eng Hydrodynamic Performance Research Of Novel Concept 10 MW Semi-submersible Floating Offshore Wind Turbine Candidate: Zhang Xingyu Supervisor: Prof. Sun Ke Academic Degree Applied for: Master of Engineering Specialty: Hydraulic Engineering Date of Submission: Date of Oral Examination: University: Harbin Engineering University 10 MW 新型浮式风力机水动力性能研究 摘 要 海上风电巨大的发展潜能和经济效益促使全球的风电产业的重心都由陆上风电向 着海上风电靠拢。随着海上风电事业的蓬勃发展，风机的大型化和平台构型的多元化是 海上浮式风电发展的新趋势。相较于风机的发展，我国对于浮式平台基础构型的创新性 亟待加强。我国目前已经下海的试验样机中，绝大多数浮式平台都是依照国外平台设计 建造的，有关于浮式平台概念构型的研究也较为匮乏，因此需要参考国外已有浮式风电 设计方法和浮式平台的相关规范，形成具有我国自主知识产权的浮式风电载体新构型。 本课题梳理了浮式风电支撑平台的设计流程，以 DTU-10MW 风力机为设计原型， 结合我国南海某海域的环境条件，提出一种适用于我国海况的新型半潜式浮式平台构型， 并基于 AQWA 和 OpenFAST 开源代码，采用风浪联合作用下的全耦合计算模型进行计 算。首先对新型浮式平台作了六自由度自由衰减模拟得到了新型平台的固有频率。其次 在不同的不规则波工况下对整个浮式风机系统进行了风浪联合作用下的全耦合水动力 性能分析，充分考虑风轮-平台-系泊的耦合影响，得到了风浪参数对于浮式风机系统的 影响规律并且校核了平台的稳性和运动响应以及系泊系统的强度，以保证整个浮式风机 系统的可靠性。 结果表明，对比现有的搭载 DTU-10 MW 风机的 OO-Star 平台，本课题设计提出的 新型平台能够有效改善平台纵荡方向的运动响应，且受波浪激励作用更小，更为稳定。 为了改善平台纵荡、横荡方向上的运动，获得更为经济的系泊系统布置方案，本课题对 新型浮式风机平台进行了风浪联合作用下的系泊系统优化设计，通过改变导缆孔的高度 和系泊缆的直径，获得了更为稳定，水动力性能更优，施工成本更低的系泊系统设计方 案，并且该平台能够在南海极端海况下维持良好的水动力性能。本课题研究对推动我国 具有自主知识产权的风电机组设计技术进程，助力我国海上风电的产业应用具有一定意 义。 关键词：海上浮式风机；半潜平台设计；风浪联合；水动力性能 哈尔滨工程大学硕士学位论文 ABSTRACT The huge potential and economic benefits of offshore wind power have led the global wind power industry to shift its focus from onshore to offshore wind power. With the booming development of offshore wind power, the new trend of offshore floating wind power is to increase the size of turbines and diversify the platform configuration. Compared to the development of wind turbines, China's innovation in floating platform infrastructure needs to be strengthened. Most of the floating platforms in China are designed and built according to foreign platforms, and there is a lack of research on the concept of floating platform configuration. Therefore, it is necessary to refer to the existing foreign floating wind power design methods and relevant specifications for floating platforms to form a new floating wind power carrier configuration with China's own intellectual property rights. In this study, the design process of a floating wind power support platform is reviewed, and the DTU-10MW wind turbine is used as a prototype to propose a new semi-submersible floating platform configuration that is suitable for China's sea conditions. Firstly, a six-degree-of-freedom free attenuation simulation is performed to obtain the inherent frequency of the new floating platform. Secondly, the fully coupled hydrodynamic performance of the entire floating wind turbine system was analysed under different irregular wave conditions, taking into account the coupling effect of wind turbine - platform - mooring, and the influence of wind and wave parameters on the floating wind turbine system was obtained and the stability and motion response of the platform and the strength of the mooring system were checked to ensure the reliability of the entire floating wind turbine system. The results show that, compared to the existing OO-Star platform with DTU-10 MW wind turbine, the new platform designed in this project can effectively improve the longitudinal motion response of the platform, and is less affected by wave excitation and more stable. In order to improve the platform's motion in the longitudinal and transverse directions and to obtain a more economical mooring system arrangement, this project has carried out an optimised design of the mooring system for the new floating wind turbine platform under the combined action of wind and waves, and by changing the height of the cable guide hole and the diameter of the mooring cable, a more stable, better hydrodynamic performance and lower 10 MW 新型浮式风力机水动力性能研究 construction cost mooring system design has been obtained, and the platform can maintain good hydrodynamic performance under extreme sea conditions in the South China Sea. The platform can maintain good hydrodynamic performance under extreme sea conditions in the South China Sea. This research is of great significance in promoting the design technology of wind turbines with independent intellectual property rights in China and helping the industrial application of offshore wind power in China. Key words: Offshore floating wind turbine; Semi-submersible platform Conceptual design; Coupled action of wind and waves; Hydrodynamic Performance Research 目 录 第 1 章 绪论............................................................................................... 1 1.1 研究背景及意义............................................................................... 1 1.2 海上浮式基础的分类与特点 .......................................................... 3 1.3 国内外研究现状............................................................................... 5 1.3.1 半潜式浮式风机应用现状 ......................................................... 5 1.3.2 半潜式平台数值模拟研究现状................................................. 7 1.4 论文主要内容................................................................................... 9 第 2 章 漂浮式风机研究理论基础 ........................................................ 11 2.1 坐标系 ............................................................................................. 11 2.2 空气动力载荷计算理论................................................................. 12 2.2.1 风的模拟 ................................................................................... 12 2.2.2 叶素动量理论 ........................................................................... 14 2.2.3 修正模型 ................................................................................... 18 2.2.4 动态尾流模型 ........................................................................... 21 2.3 浮体水动力理论基础..................................................................... 22 2.3.1 波浪理论 ................................................................................... 22 2.3.2 势流理论 ................................................................................... 24 2.3.3 系泊系统理论 ........................................................................... 25 2.4 本章小结 ......................................................................................... 27 第 3 章 半潜式浮式风机平台初步设计 ................................................ 29 3.1 设计依据 ......................................................................................... 30 3.1.1 海上风机参数 ........................................................................... 30 3.1.2 海洋环境及设计工况 ............................................................... 30 3.1.3 相关设计规范参考 ................................................................... 31 3.2 半潜平台主体设计......................................................................... 31 3.2.1 半潜平台构型及主尺度 ........................................................... 32 3.2.2 结构壁厚计算 ........................................................................... 33 3.2.3 压载水系统 ............................................................................... 34 3.3 重心、浮心估算............................................................................. 35 3.3.1 重心估算 ................................................................................... 35 3.3.2 浮心估算 ................................................................................... 35 3.4 稳性校核分析................................................................................. 36 3.4.1 稳性校核流程 ........................................................................... 36 3.4.2 复原力矩计算 ........................................................................... 37 3.4.3 稳性校核工况 ........................................................................... 38 3.4.4 风倾力矩计算 ........................................................................... 38 3.4.5 结果及校核 ............................................................................... 41 3.5 系泊系统设计及校核..................................................................... 42 3.5.1 系泊系统模型 ........................................................................... 42 3.5.2 系泊系统设计准则 ................................................................... 43 3.5.3 系泊系统校核工况及衡量标准............................................... 44 3.5.4 系泊系统安全性校核 ............................................................... 44 3.6 本章小结 ......................................................................................... 48 第 4 章 基于 AQWA 和 FAST 的半潜浮式风机全耦合分析 ........... 49 4.1 数值方法验证................................................................................. 49 4.1.1 OpenFAST 简介........................................................................ 49 4.1.2 浮式风力机模型 ....................................................................... 50 4.1.3 自由衰减对比 ........................................................................... 52 4.1.4 不规则波下频域仿真分析 ....................................................... 54 4.2 新型半潜式浮式风机数值模型 .................................................... 55 4.2.1 水动力计算模型 ....................................................................... 55 4.2.2 平台固有频率 ........................................................................... 56 4.2.3 风机推力曲线 ........................................................................... 58 4.3 规则波下平台水动力性能分析 .................................................... 59 4.3.1 单一规则波下平台运动响应................................................... 59 4.3.2 规则波定常风下平台运动响应............................................... 60 4.4 不规则波下平台水动力性能分析 ................................................ 61 4.4.1 平台运动响应分析 ................................................................... 61 4.4.2 系泊缆张力分析 ....................................................................... 67 4.4.3 机舱加速度响应特性 ............................................................... 69 4.5 新型平台与 OO-Star 平台运动响应对比 ................................... 69 4.5.1 平台运动响应 ........................................................................... 70 4.5.2 功率谱密度分析 ....................................................................... 72 4.5.3 系泊缆张力分析 ....................................................................... 74 4.6 本章小结 ......................................................................................... 76 第 5 章 风浪联合作用下系泊系统设计优化 ........................................ 79 5.1 改变导缆孔位置的影响................................................................. 79 5.1.1 系泊方案布置 ........................................................................... 79 5.1.2 时域计算结果 ........................................................................... 80 5.2 改变系泊缆直径的影响................................................................. 83 5.2.1 系泊方案布置 ........................................................................... 83 5.2.2 时域计算结果 ........................................................................... 84 5.3 极限海况下系泊系统强度校核 .................................................... 87 5.3.1 极限海况 ................................................................................... 87 5.3.2 时域计算结果 ........................................................................... 88 5.4 本章小结 ......................................................................................... 90 结论........................................................................................................... 91 参考文献................................................................................................... 93 第 1 章 绪论 第 1 章 绪论 1.1 研究背景及意义 全球经济飞速发展，造成了传统化石能源被大量消耗，同时带来资源短缺和环境污 染等可持续发展问题，开发新能源成了保持社会持续发展与进步的必要途径。近年来， 我国在开发新能源并大力推进新能源建设工作中作了积极响应。相较于其他能源，风能 储量更大、且清洁无污染，总体发展潜力无限。我国风能开发起步较晚，目前还没有形 成规模化开发。陆上风电开始的时间比较早，且风能利用技术已经较为成熟且已占比装 风机装机容量的绝大部分，但是随着可用风电场的减少，土地规划、征用及环境保护， 陆上风电的经济效益由过去的高速增长变为稳步发展，我国风电发展事业的脚步正在向 深海领域迈进。 我国拥有十分丰富的海上风能资源。据统计，我国海上风能的总储备量可达到约600 GW[1]，国家能源局的数据表明，2021年海上风电新装机容量新增约17 GW,比上年增长 约340%，增速再创新高。据国家能源局显示，2023年风电装机总量约为430 GW、太阳 能发电装机约为490 GW，二者共装机容量为92 GW。其中，新装机容量达到16 GW，同 比往年增长33%以上，我国海上风电装机规模位居世界前列。以中国碳中和的战略目标 为导向，海上风能资源开发利用将进入一个崭新而繁荣的发展阶段[2]。 海上风电相较于陆上风电有多个优势。首先，海上风能资源储备量大且更为清洁， 风速高、切变小，使得海上风力机在风速较大时的发电效率更高，且机组受疲劳荷载较 低，使用寿命更长。同时，海上风载荷分布均匀性好，有利于机组正常工作和维护保养， 提高运行可靠性，降低维修成本。其次，陆地优质风能资源主要分布在西北地区，而电 力负荷的中心大多数位于东部沿海地区，传统的陆上风电运输距离较大，运输成本较高， 海上风电场更靠近电力负荷中心，输送直线距离变小，输送成本更低。最后，随着风力 发电装机容量的不断增加，电网输送容量也随之增大，但输电能力与用电需求之间的矛 盾日益突出。海上风电场远离陆地，不会占用土地资源，同时，海上风力机的安装施工 远离城市地区，不会对人类日常活动造成太大影响。因此，发展海上风电能够促进风电 技术进步、产业升级，改善能源结构，推动经济的可持续发展。 海上风机由支撑结构和风力机系统两部分组成，其结构根据风力发电机组类型的不 同而异。支撑结构可分为固定式和漂浮式两种形式[3]。固定式风机基础多位于近岸浅水 区域，水深通常不超过 30 m，主要采用重力基础和桩基础的结构形式。漂浮式风机基础 1 哈尔滨工程大学硕士学位论文 主要适用于水深 60 m 以上的深水区域，不受海床条件的制约。发展海上风电将推动支 撑结构技术的进步，促进海上风电的产业化。 随着风机单机容量的不断增大和对发电量要求的不断提高，固定式基础已经无法满 足大规模建设的需求。此外，近岸海域通常与经济较发达城市相邻，因此风电场的开发 可能会对港口航运、海洋渔业、旅游观光和区域规划等方面带来消极影响[6]，这极大地 限制了固定式海上风力机的应用。因此，漂浮式风机逐渐成为海上风电发展的主要载体。 近年来，许多国家开始着手开发与深水环境相适应的浮式风电技术，并已经实现了样机 制造和示范项目。 图 1.1 我国海上装机技术潜力[4] 图 1.2 2019 年海上新增装机容量[5] 如图 1.1 和 1.2 所示，我国海上装机技术潜力位处世界前列，但是近年来新增海上 装机容量都是近海风电场且为固定式桩基，漂浮式风机的发展却落后于欧美国家。尽管 近年来我国也已经实现了多项漂浮式样机的制造和示范工程，但仍有较大可发展空间。 随着海上发电事业的蓬勃发展，发电效率的提升，风机的大型化是风力机发展的必 2 第 1 章 绪论 然趋势。现如今额定功率为 5-8 MW 的风力机已经实现商业成熟化，10 MW 以上的大型 风力发电机势必成为未来海上风电发展的新风向。在风机发展方面，国内的技术已经较 为成熟，如金风科技和三峡集团联手开发的 GWH252-16 MW 海上风电机组，已在福建 三峡海上风电国际产业园顺利下线[7]。目前这台机组的单机容量居世界第一、成为叶轮 的直径最大、单位兆瓦最轻风电机组，这标志着中国在大容量海上风力发电机组制造上 取得了突破性进展，达到国际领先水平。明阳智能的 MySE7.25-158 风机从广东海上风 机总装厂发运，这款风机单机容量为 7.25 MW，是全球单机容量最大的抗台风型海上风 机[8]。但是在浮式平台发展方面，我国的研究发展进度还是远不如国外。我国目前已经 下海的试验样机中，绝大多数浮式平台都是依照国外平台设计建造的。海上风电发展进 程中，我国的浮式平台发展技术和速度远不如风机的发展技术和速度，有关于浮式平台 概念构型的研究也较为匮乏。 因此，发展海上浮式风电技术，对于解决东南沿海缺电问题、发展海洋强国、实现 碳达峰碳中和目标具有重要意义，同时自主研发漂浮式半潜式平台，将推动我国具有自 主知识产权的风电机组设计技术的进程，为海上风电的产业应用提供助力。 1.2 海上浮式基础的分类与特点 海上浮式风力机主要由浮式基础、风力机系统和系泊系统构成。依据不同的结构形 式的支撑载体可以分为 3 类：张力腿式平台、立柱式平台和半潜式平台[9]。如图 1.3 为 3 种浮式基础的三维模型示意图。 图 1.3 立柱式、半潜式和张力腿式浮式基础模型示意图 三种浮式基础的基本结构形式不同，其主要特点和适用海况也不同： （1）张力腿式 张力腿式平台(Tension Leg Platform，TLP)是一种新型海上平台，其整体结构类似于 3 哈尔滨工程大学硕士学位论文 "张力腿"，通过系泊钢管或钢索垂直向下固定在海底。相较于其他平台，TLP 具有较高 的稳定性和较低的运动性，可以有效地抵抗风浪载荷引起的平台运动响应。此外，TLP 结构简单且重量轻，材料成本相对较低，适应水深范围广，占地面积小，可与干船坞一 起进行岸上组装。然而，该平台对系泊线和系泊系统要求较高，安装较为复杂，对海底 环境要求也比较高。此外，TLP 在水深较大的情况下需要更高的安装要求，因此成本可 能会大幅增加，使其不太适用于深水区。 （2）立柱式 立柱式平台是一种由石油钻井平台演化而来的结构形式，外形主要为单柱或圆台式 结构，包括浮力舱和压载舱。由于浮力舱在平台中部，压载舱设置在平台底部，重心在 浮心之下，具有良好的恢复力矩和稳定性，适用于深水区。但由于其结构细长，需要平 躺制造和竖直吊装安装，施工成本较高且过程复杂。 （3）半潜式 半潜式平台主要由立柱、浮箱和桁架结构组成。它通过下体和浮箱沉没于水中获得 主要浮力，在水面以上有甲板，下有浮体，连接两者的是立柱。这种结构设计使得整个 平台的水线面积较小，从而在波浪中的运动响应较小。此外，平台对海底环境要求低， 系泊和锚固系统成本低且简单，可以在船坞中整体建造完成后直接利用拖船运送到指定 海域进行安装。但是半潜式平台容易受到波浪的影响降低稳定性，一般需要通过设计系 泊系统和垂荡板来降低平台的运动幅度。此外，半潜式平台的结构相对来说较为复杂。 在实际工程设计中，最终选择何种平台结构形式，需要从多方面考虑，例如海洋环 境、建造施工成本、平台作业性能和平台整体稳性等。我国南海海域大陆架绵长，水深 随离岸距离变化程度较小、平均水深不大，因而不适用立柱式平台。而张力腿式平台设 计较为复杂，施工成本高且较难维护，不适用于当下风电开发环境。半潜式平台由立柱 提供工作所需的稳性，由于其独特的结构形式，导致其固有周期较大，可以有效避开海 域的共振周期，可以较为有效避免实际海况中共振现象对平台的损坏。相对于张力腿平 台及立柱式平台，半潜式平台的特点是投资成本较少，且工作水深范围较大，容易改造 和施工，且有钻井和修井的能力，可以提前预制避免海上安装的复杂性和危险性。因此， 在海洋工程领域，半潜式海洋结构物已经成为一种重要而有效的平台型式。半潜式平台 对水深有较深的适应能力，可变载荷较大，便于码头的安装及整体拖航，甲板面积较大， 强大的装载能力和自持力，在中深海甚至超深海的海洋资源开发中，它是一种极具竞争 力的浮式平台形态[10]。 目前，立柱式浮式风电装机量占比最大，未来半潜式浮式风电装机项目占比有望达 4 第 1 章 绪论 到 64%。截止 2021 年 7 月，全球海上浮式风电累计装机量 71.3 MW，其中立柱式浮式 平台占比最高，达 56%，见图 1.4，其次为半潜式与驳船式浮式风电，各占 22%。由于 安装复杂、系泊系统成本高昂，张力腿式浮式平台目前市占率较低。从正在开发和未来 平台规划方案中看，接近三分之二的方案预计采用半潜式平台。浮式风电平台逐步向半 潜式技术转变，未来半潜式浮式风电装机项目占比将达到 64%，见图 1.5。 图 1.4 截至 2021 年 7 月浮式平台装机比例 图 1.5 未来浮式平台装机比例 因此，综合考虑海洋环境、投资成本、工作水深和平台响应等问题，半潜式平台将 作为本次研究设计的最佳选择。对于常规半潜式平台，其结构较为复杂，且垂荡运动幅 值相对较大受到风浪影响较为明显，这使平台的操作成本和维护成本居高不下，影响了 风电资源开发的整体效益。近十几年，为改善半潜式平台垂荡运动性能，海洋工程界做 了大量的探索工作，出现了许多创新型的半潜式平台概念理念。 1.3 国内外研究现状 1.3.1 半潜式浮式风机应用现状 由于半潜式具有一些独特的优势，因此在海上浮式风机的设计与示范性工程之中， 也有了许多相关的应用，下面是一些国内外关于半潜式浮式风机的应用： 国外对于海上浮式风力机的研究起步较早，基础理论和关键技术研究发展迅速，几 十年间，已经落实发展了许多示范工程。2002 年，ECN 和 MARIN 等公司[11]首次提出 三浮筒式基础。如图 1.6(a)，该浮式风机平台是钢结构焊接形成的，其浮力由三个中部 空心的立式浮筒提供。2011 年，由 Principal Power 与 EDP 和 Repsol[12]开发的 WindFloat 项目风机搭载 2 MW 的风力机进行发电，如图 1.6(b)所示。WindFloat 式浮式风机是三浮 筒式结构，其立柱之间通过斜撑和横撑进行连接。2013 年底，法国风电场开发商 Quadran 和基金会专家 Ideol[15]开发了一种浮动方形半潜式平台，名为 IDEOL 式平台，如图 1.6(c)， 搭载了 5-6 MW 的风力机。创新之处在于，该平台外形为环形且使用混凝土作为基础的 5 哈尔滨工程大学硕士学位论文 原料。2011 年，日本政府启动“福岛未来”项目[17]。该项目在福岛沿岸部署了浮式风电场， 搭载的为 2 MW 风机。该浮式风机基础的中心立柱和三根侧柱通过斜撑连接，配备有 8 条系泊缆，福岛的三浮筒式浮式风机如图 1.6(d)所示。2013 年，IEA[18] 提出 OC4(Offshore Code Comparison Collaboration Continuation)项目，设计了 OC4-DeepCwind 式平台模型， 如图 1.6(e)所示。OC4 的三根侧立柱与一根中心柱通过一系列横撑和斜撑连接，其中心 柱搭载的风机为 NREL-5 MW 风机，由美国国家可再生能源实验室(National Renewable Energy Laboratory，NREL)提出设计。2016 年，挪威[20]提出一种无支撑 Y-型半潜式模型 概念，如图 1.6(f)所示，该模型的三根侧立柱和中心立柱通过三个浮筒相连。2020 年 Windplus 集团 [21] 于葡萄牙和苏格兰都投资建立了漂浮式风电场。该风电场采用的是 WindFloat 半潜浮式平台搭载 Vestas V164-8.4 MW 风力机系统，装机容量共 25.2 MW， 如图 1.6(g)所示。在苏格兰建立的金卡丁漂浮式风电场，采用了两种半潜式基础，包括 钢结构 WindFloat 平台和混凝土 Cobra 平台，其上部搭载 5 台 Vestas V164-9.5 MW 风力 机组[22]，如图 1.6(h)所示。 (a) Tri-floater 式 (e) OC4-DeepCwind 式 (b) WindFloat 式 (c) IDEOL 式 (f) Y-型平台 (g) Vestas V80-2.0 MW 图 1.6 国外半潜式浮式风机平台 6 (d) “福岛未来”项目 (h) Vestas V164 8.4MW 第 1 章 绪论 我国发展漂浮式风力机技术试验样机技术较晚，在漂浮式海上风电领域没有较为成 熟的经验，但作为绿色低碳的重要发展方向，从 2016 年开始，相关国家部委陆续出台 了《海洋可再生能源发展“十三五”规划》等多个政策性文件，提出了开展漂浮式风机系 统相关技术的研发工作。2021 年 5 月，中国首台漂浮式海上风电试验样机——“三峡引 领号” 正式完成风电机组吊装[23]，如图 1.7(a)所示。这是国内首台实现海上浮式风机一 体化设计、平台及系泊系统设计等多项关键技术突破的漂浮式海上风电机组，并成为全 球第一台抗台风型海上漂浮式风机，最高可抗 17 级台风。2022 年，5 月 27 日，“扶摇 号”浮式风电装备拖航仪式在广东省茂名市举行[24]，如图 1.7(b)所示。其采用半潜式平台 构型，是我国首台真正意义上应用于深远海域（50 m 以上水深）的浮式风电装备，是国 内功率等级最大、适用水深最深、单位兆瓦浮体重量最轻的浮式风电装备。2023 年 1 月 3 日，由中国海油投资建造的我国首个深远海浮式风电平台“海油观澜号”在海油工程 青岛场地完成浮体总装[25]，如图 1.7(c)所示，标志着全球首座水深超 100 m、离岸距离 超 100 km 的“双百”海上风电项目建设取得重要进展。 (a) 三峡引领号 (b) 扶摇号 (c) 海油观澜号 图 1.7 我国半潜式浮式平台示范样机 1.3.2 半潜式平台数值模拟研究现状 半潜平台以其较为优越的结构及性能，将逐渐成为日后浮式平台发展的主流结构， 对比国外学者也进行了大量数值模拟研究。Thomas Zambrano 等人[26]选用 MiniFloat 半 潜浮式平台，其上搭载 3 台 Vetsa 风机，对平台在不同浪向条件下和极限海况下的水动 力响应进行分析计算。设计中优化了部分结构以保证在较大的风荷载下半潜式平台依旧 能保持良好水动力性能和稳性。计算结果表明，该半潜式平台具有一定抗风能力。在风 浪较大的条件下也能维持有较好的运动性能。NREL 的 Jason Jonkman 等人 [27] 提出 OC4-DeepCwind 半潜浮式风机概念模型，自行编程设计出一款适用于风电平台全耦合分 7 哈尔滨工程大学硕士学位论文 析的软件 OpenFAST，并且利用其对半潜式平台进行了分析，研究分析了二阶波浪力对 浮式平台的影响，以进一步证实 OpenFAST 的可行性。为了保证风荷载作用下半潜体与 海底之间具有足够的强度以及良好的稳定性，设计中对结构进行优化处理以降低风载载 荷，并考虑不同浪向条件对平台运动响应影响。仿真结果表明，二阶波浪力能够激发浮 式平台的运动，并加大了对平台及锚泊系统的疲劳失效影响。此外，还对平台上安装系 泊装置后产生的影响进行了分析。在实践中，可将其作为考虑风浪流共同作用下浮式平 台动力响应的有效安全评价方法。Masciola 和 Robertson 等人[28]针对 OC4 平台，分别建 立全耦合和非耦合的模型，即使用全耦合动态分析计算锚链力和使用非耦合准静态悬链 线方程计算锚链力，着重分析锚泊系统对浮式平台运动过程的影响，对比两种模型的计 算结果发现，非耦合模型的锚泊系统比全耦合锚泊系统模型荷载峰的值要小。挪威科技 大学的 Chenyu Luan 等人[29]设计了一款 Braceless 半潜式浮式风机，并安装了 NREL-5 MW 型风机。该平台进行了稳定性计算和水动力性能分析，数值模拟结果表明，Braceless 半潜式浮式平台具有较好的稳定性，在不同的海况下平台的运动响应均在合理范围。挪 威科技大学 Md Touhidul Islam 设计了一个搭载 10 MW 大型风机的浮式平台概念模型[30]， 该模型与 WindFloat 模型相似。通过使用数值软件对平台的水动力性能进行全耦合分析， 模拟结果表明该海上风机平台在设计的海况下表现出优良的运动性能，因此适用于实际 应用。丹麦技术大学风能研究中心成员[31]研制出全耦合风机分析软件 HAWC2。该软件 基于时域方法，利用叶素动量理论和莫里森方程等理论对风机的空气动力学和水动力学 进行计算，可以用于风机叶片、塔架及机舱之间的连接部件和整个海上平台的强度校核 和优化设计。在实际应用中，HAWC2 也被用于一些验证性工作。Lefranc 等人[32]使用 HAWC2 对 WindSea 半潜浮式风机进行了可行性验证。该风机搭载 3 台 3.6 MW 风机， 支撑结构能够根据风向来调节其位置，有利于风机发电。实验数据证明，上风向风机产 生的电能的功率是可以保证的，而后下风向风机的总发电量与理论值相比会降低 25%。 此外，结合风洞试验和数值模拟，也可以对该方案中三个不同尺寸的叶轮和两个导流罩 在风载荷作用下的受力情况进行研究和分析，以优化设计方案。 我国对浮式风机平台研究起步较晚，但是也取得了一些突破。上海交通大学的胡志 强[33]利用 OpenFAST 软件对 OC4-DeepCwind 半潜式浮式风机平台进行了全耦合分析， 研究平台运动对风和波的综合影响的响应。研究使用了更精确的二次阻尼模型来模拟平 台的粘性阻尼项，并计算了平台在恒定风和规则波的综合作用下的响应振幅，以及平台 在正常工作和关闭状态下的运动和动力学响应。天津大学唐友刚[34]课题组设计了一种新 的半潜式浮式风机平台构型，研究中考虑了叶片的空气动力载荷、二阶波浪载荷和波浪 8 第 1 章 绪论 瞬态载荷，并计算了分析了浮式平台的运动响应和水动力性能，同时对整个系统在极端 海况下进行了可行性评估。结果表明，在极端海况下，平台系泊系统的稳定性仍然符合 规范要求，是一个比较合理可靠的概念设计。结果显示，在极限海况下，平台的锚泊系 统生存能力依然满足规范要求，是一个较为合理可靠的概念设计。湖南大学邓露[35]研究 团队提出了一种采用钢筋混凝土结构的半潜式浮式平台的概念，并利用 SESAM 软件建 立了钢筋混凝土浮式平台的水动力模型并且进行了数值模拟分析，研究结果表明，钢筋 混凝土半潜式浮式平台的稳定性、水动力性能和整体强度都较为优秀。该设计满足了水 轮机正常运行时的规范要求，因此，钢筋混凝土浮式水轮机平台的概念设计是可行的。 姜宜辰教授[36]在 WindFloat 的基础上进行改进，提出了 Hexasemii 半潜式平台。该研究 使用 WADAM 和 OpenFAST 软件进行综合分析，重点研究风机平台在停机工况下的水 动力特性，并与 WindFloat 的水动力性能进行比较。结果表明，Hexasemii 半潜式平台的 粘性阻尼比 WindFloat 半潜式平台大，其水动力响应幅度也比 WindFloat 半潜式平台要 低。大连理工大学施伟[37]等人利用耦合数值模型分析了现有 V 型半潜式浮式风机的水 动力特性，考虑了平台运动和系泊系统在风浪联合作用下的动态特性。结果表明，V 型 半潜式浮式风机具有优良的运动特性和良好的系泊系统动态特性，是一种可靠的概念设 计。另一方面，哈尔滨工程大学张亮研究团队[40]设计了一个可以搭载风机设备的三支柱 半潜式平台结构，结合海上平台和陆上风力发电机的特点，利用 SESAM 对半潜式平台 的稳定性和破舱稳定性进行了数值分析和校核，主要校核在平台在大角度倾斜和舱室破 损后，浮动风机平台是否会倾覆。数值模拟结果表明，当单舱破损或双舱破损时，风机 不会倾覆，而且可以正常发电。 1.4 论文主要内容 本课题参考相关平台的设计规范，得到了一套平台设计流程规范，设计了能够搭载 DTU-10 MW 风机、且结构简单、具有足够强度和稳性的浮式风力机组平台新构型，计 算结果显示，该平台可以有效改善平台的垂荡方向上的运动响应，且在极端海况下也能 保持稳性。本文具体的研究内容如下： （1）阐述分析了海上风电发展的必要性和急迫性。对浮式基础进行分类和介绍归 纳总结了不同形式的浮式风力机基础的优缺点，总结了浮式风机应用发展和数值模拟研 究的国内外现状。风机的大型化和平台构型的多元化是海上浮式风电发展的新趋势，我 国在风机发展速度上已经达到国际领先水平，但是对于浮式平台的构型创新还是远不如 9 哈尔滨工程大学硕士学位论文 国外。因此，本课题研究具有一定的实用价值和意义。 （2）对浮式风机系统所涉及到的风轮气动力和浮体水动力相关基础理论进行了介 绍。首先，创建浮式风力机的坐标系系统，介绍叶素动量理论和修正模型。其次介绍了 波浪理论、势流理论和系泊系统理论，为后续研究奠定理论基础。 （3）新型半潜式浮式风机平台的母型及主尺度方面参考了大连理工大学海岸和海 洋工程国家重点实验室提出的新型半潜式平台，对其结构进行了部分修改和简化。完整 展示了整个浮式平台的设计流程，并且校核了平台大倾角稳性和系泊系统的安全性。 （4）对新型浮式风机平台在 OpenFAST 中实现了风浪联合作用下的全耦合水动力 性能分析。首先介绍了 OpenFAST 的原理，并且验证了 OO-Star 平台计算结果的正确性。 利用同样的方法，对新型浮式平台进行不同不规则波工况下的运动响应的计算，分析平 台的水动力性能和浮式风机的运动响应。将 OO-Star 平台与新型平台在不规则波工况下 的计算结果进行对比分析，探究两个平台水动力性能情况和对风浪参数的影响规律。 （5）对新型浮式风机系统进行风浪联合作用下的系泊系统优化，通过改变导缆孔 高度和系泊缆直径的方式，探究不同系泊方案对浮式平台运动响应及系泊缆张力的影响， 横向对比获得相对优化的系泊布置方式，并且完成了优化后的系泊系统在极端海况下的 强度校核。 本课题技术路线图如图 1.8 所示： 10 第 2 章 漂浮式风机研究理论基础 第 2 章 漂浮式风机研究理论基础 漂浮式风机的主要组成部分有风电机组、浮式平台和系泊系统。其中风电机组的主 要构件包括：叶片，机舱与塔架塔基。多构件的存在，使得系统具有多个自由度。在实 际海况中，漂浮式风机在风浪联合作用下，引发了复杂的运动反应。开展浮式风机运动 响应研究，必须建立合理坐标系，适当的坐标系能够精确地对浮式风机各部件间的应力、 转矩和运动存在的传递关系进行分析，利于对系统进行运动响应分析[41]。风载荷施加于 叶片时，使风轮发生旋转，通过叶素动量理论，可计算出风轮所受气动载荷，并且针对 波浪载荷作用下浮式平台的响应，利用势流理论可对其进行水力学性能分析。在这一章 中，介绍了风轮气动理论与浮体水动力理论，为之后本文采用实验与数值相结合的方法 进行计算和分析浮式风机系统的运动响应奠定了一定的理论基础。 2.1 坐标系 图 2.1 浮式风力机坐标系 如图 2.1 所示，根据浮动式风力发电机组的形状和结构，可以定义五个完整的坐标 系，它们都满足空间坐标系中的右手定则。根据坐标系的位置，该系统被定义为：将一 个大地坐标系 O 0 X aYa Za ，它是固定的，其原点在水下系统平衡位置的水线交汇处； 一个平台坐标系 O1 X g Yg Z g ，原点在系统的重心， X 轴的正方向与波的传播方向相同， Z 轴的正方向垂直于塔架的方向；一个塔顶坐标系 O2 X sYs Z s ， X 沿转轴方向，不跟随 驱动轴的旋转；一个为轮毂坐标系 O3 X hYh Z h ，原点在轮毂的几何中心，坐标系不跟随 风机旋转，轴线方向与塔顶坐标系的轴线方向相同；一个为叶片坐标系 O4 X bYb Zb ，原 11 哈尔滨工程大学硕士学位论文 点位于叶根中心， Z 轴方向与轴的扫掠方向相同， Y 平行于叶片旋转平面。 漂浮式风机系统各个坐标系之间的传递关系可以通过变换矩阵来进行表达。首先大 地坐标系是固定不动的；对于平台坐标系来说，平台会在环境载荷作用下产生运动，坐 标系也随平台运动，从而坐标轴所对应方向产生改变，因此可以用欧拉角来确定传递关 系 ， 设 定 各 个 坐 标 轴 下 的 角 度 变 量 为 a , a , a ， 根 据 其 定 义 ， 则 从 坐 标 系 O1 X gYg Z g 到坐标系 O 0 X aYa Za 的变换矩阵为： cos a cos a a01 sin a sin a cos a cos a sin a cos a sin a cos a sin a sin a cos a sin a sin a sin a sin a cos a cos a cos a sin a sin a sin a cos a sin a sin a cos a (2-1) cos a cos a 因此， O 0 X aYa Za 坐标系下的向量 X 0 在 O1 X gYg Z g 中可表示为： X 0 a01 X1 (2-2) O1 X gYg Z g 坐标系下的向量 X1 在 O2 X sYs Z s 中可表示为： cos tilt X 2 a12 X 1 0 sin tilt 0 sin tilt 1 0 X1 0 cos tilt (2-3) O2 X sYs Z s 坐标系下的向量 X 2 在 O3 X hYh Z h 中可表示为： 1 0 X 3 a23 X 2 0 cos yaw 0 sin yaw sin yaw X 2 cos yaw 0 (2-4) O3 X hYh Z h 坐标系下的向量 X 3 在 O4 X bYb Z b 中可表示为： cos cone X 4 a 34 X 3 0 sin cone 0 sin cone cos wing 0 0 1 0 sin wing cos wing 0 X 3 0 cos cone 0 0 1 (2-5) 式中： yaw 是机舱偏航角， tilt 是转轴仰角， wing 是叶片扭角， cone 是风轮锥角。那么 从 O 0 X aYa Za 与 O4 X bYb Z b 之间向量变化可以表示为： X 4 a01a12a23a34 X 0 (2-6) 2.2 空气动力载荷计算理论 2.2.1 风的模拟 在实际工程中，对于风荷载有考虑方式有两种：在稳性分析中，风被认为是定常荷 12 第 2 章 漂浮式风机研究理论基础 载，即假设风沿水平速度大小和方向均不受时间变化不改变，且不考虑风的垂向运动； 而在具体实际海域中进行动力学分析，风通常要考虑湍流变化，即边界层的风速并非定 值，而是由于温度、密度和地表粗糙程度的影响呈现随机性，这种风被称之为湍流风。 在实际的海洋工程设计分析种，会引入风谱概念来更为准确地从能量的角度描述湍 流风的变化规律。在海洋工程领域，常用的风谱有：API 风谱、NPD 风谱[41]和卡曼风谱。 （1）API 风谱 API 风谱的表达式为： S API f fp ( z)2 f f p (1 1.5 ) 5/3 fp (2-7) z I z U ( z ) (2-8) 0.025 U z , 0.01 a 0.1 z (2-9) z 0.125 , z zs 0.15( z ) s I ( z) 0.15( z ) 0.275 , z z s zs (2-10) 式中， S API f 为频率 f 的能量谱密度， f 为频率， f p 为平均角频率，U z 表示 z 高度 处的平均风速， zs =20 m（为边界层的厚度）。 （2）NPD 风谱 NPD 风谱的表达式为： 2 U z 320 0 10 10 S NPD f 5/3 N 1 1.5 f m 2/3 z U f m 172 f 10 10 10 0.45 (2-11) 0.75 (2-12) 式中， U10 表示 z =10 m 时一小时的平均风速。 （3）卡曼风谱 卡曼风谱考虑了湍流功率随高度的变化，其表达式为： S Kaimal ( , z ) 200 zU ( z )2 500 z 5/3 U ( z )(1 ) 2 U ( z ) 13 (2-13) 哈尔滨工程大学硕士学位论文 U z 0.4 U ( z) z ln( ) z0 (2-14) 式中， U ( z ) 为 z 高度处的平均风速， z0 为地面粗糙度系数。 2.2.2 叶素动量理论 叶素动量理论的基本原理主要建立在动量守恒方程的基础上，实质上是将叶素理论 和动量理论相互结合计算风机叶片空气动力荷载的方法[43]。其发展较为成熟且运用广泛， 能简便快捷地计算水平轴风力机载荷及获能效率。随着科学技术的进步和人们对风力发 电技术认识的不断深入，叶素动量理论也在不断地更新，并被广泛应用于各种不同类型 的风能利用装置中。现主要从叶素动量的发展及原理方面作简要介绍。 （1）动量理论[45] 动量理论是基于来流风经过风轮盘时在无限远处的风速变化，风轮转换的能量依据 动能的变化而得出。为了简化分析流程，计算过程中需要作出如下假设： 1 忽略摩擦力的影响，来流风的能量经过风轮后没有被损耗； 2.假定转子的旋转表面是圆盘的表面，在风载荷下产生均匀分布的轴向力； 3.来流风沿流线平滑流动，且不可压缩，风经过圆盘后没有速度旋转分量，故流管 模型可简化为单元流管，示意图如图 2.2 所示。 图 2.2 流管模型示意图 依据上述理想化假设，流管进口和出口的压力相等，即 p0 p2 ，在经过风轮时会产 生压降减小至 p1 ，则 p=p1 p0 ；进口处的风速 V0 在流过圆盘后变为 V1 ，在出口处速度 又减小至 V2 。 假设风轮为均匀盘面，由质量守恒可以得到： u ( x, y, z )dxdydz 0 a CV 14 (2-15) 第 2 章 漂浮式风机研究理论基础 没有速度旋转分量的产生，故主要考虑轴向动量的变化，建立方程： u ( x, y, z )V dxdydz F P a CV ext (2-16) CV 式中： a 为空气密度， VCV 是控制体积， Fext 是控制体积所受外力， P 是作用于外侧边 界的压力轴向分量。依据质量守恒方程得到沿流管的关系式： V0 A0 V1 A1 V2 A2 (2-17) 流管中的气体不可压缩且沿流线流动稳定，不考虑摩擦力和其它外力的存在和影响， 满足伯努利方程的假设，因此在流管风轮前后可以得到如下能量守恒方程： 1 1 p0 aV0 2 p1 aV12 2 2 1 1 p1 p aV12 p2 aV2 2 2 2 计算得到在风轮上的压力降 p 为： 1 p a (V0 2 V2 2 ) 2 由盘面处面积和压力降可以得到风轮产生的推力 T ： 1 T pA1 a (V0 2 V2 2 ) A1 2 依据质量守恒，叶轮盘面处的推力 T 由下式计算： dm T V0 V2 aV1 A1 V0 V2 dt (2-18) (2-19) (2-20) (2-21) (2-22) 轴向诱导因子可以由下式计算： V a 1 1 V0 (2-23) 联立(2-21)和(2-22)计算可得： 1 V0 V2 2 (2-24) T 2aV02 a(1 a) A1 (2-25) V1 故而推力可以用 V0 来表示： 根据角动量守恒定律可以计算得出： d J 1 J 2 dJ dmR 2 M b (2-26) 1 2 dt dt dt 式中：M 是叶轮的转矩，J 是叶轮的转动惯量， 是来流风在盘面处旋转的角速度，R 是叶轮的半径， 是叶片旋转的角速度， b ， b 为尾流切向速度的诱导因子。 2 则将转矩化简计算为如下公式为： 15 哈尔滨工程大学硕士学位论文 M R4 aV0 (1 a)b (2-27) 将控制体积切割为厚度为 dr 环形单元，依据积分动量方程可得到： dT 4 r aV02 a(1 a)dr (2-28) dM 4 r 3 aV0(1 a)bdr (2-29) 式中： r 为叶片微元展向半径。 （2）叶素理论[46] “叶素”是对风力涡轮机叶片进行分割的基本单元，其将叶片沿风轮半径分割成若干 个相对独立的部分。基于叶素理论，可以将叶片分解为有限个叶素，每个叶素的厚度可 以忽略不计。这种分割方式可将叶片的空气动力载荷计算从三维转化为二维，可以针对 每个叶素截面进行气动性能分析。进一步地，通过沿叶片展向进行积分，可以得出整个 叶片的气动性能。 图 2.3 叶片速度三角形 如图 2.3 所示，可得到以下关系式： (2-30) (1 a)V0 (1 b) r (2-31) W sin V0 (1 a) (2-32) W cos r (1 b ) (2-33) arctan 式中： 为叶片攻角， 为桨距角， 为扭角， 为来流风角度， r 为展向半径， 为 角速度， W 是不同叶素之间的相对速度。 可以得到每个叶素在风载荷作用下的升力和阻力： 1 L W 2 cC L 2 16 (2-34) 第 2 章 漂浮式风机研究理论基础 D 1 W 2 cC D 2 (2-35) 式中： L 和 D 分别为叶素所受升阻力， c 为弦长， CL 和 C D 分别为升阻力系数。 对叶素所受的升阻力进行分解可以得到法向力 FN 及切向力 FT 为： FN L cos D sin (2-36) FT L sin D cos (2-37) 那么对叶片 r 处的环形叶素，则有 1 W 2 cB C L cos C D sin dr 2 1 dM rB L sin D cos dr W 2 r C L sin C D cos Bcdr 2 dT B L cos D sin dr (2-38) (2-39) 式中： B 为叶片数。 （3）叶素动量理论 由于动量理论未考虑到风轮所在盘面处的局部实际情况，因此将叶素理论和动量理 论进行了结合，形成了叶素动量理论。通过联立方程组，可以得到如下的叶素动量理论 模型： 1 W 2 cB C L cos C D sin dr 2 1 4 r 3 V0 (1 a )bdr W 2 r C L sin C D cos Bcdr 2 4 r V02 a (1 a ) dr (2-40) (2-41) 化简之后： Bc CL cos CD sin 8 r sin Bc CL cos CD sin 2 8 r sin cos (1 a)a (1 a)2 (2-42) b (1 b) (2-43) 于是得到： g1 1 g1 g2 b 1 g2 a g1 g2 Bc CL cos CD sin 8 r sin 2 Bc CL sin CD cos 8 r sin cos (2-44) (2-45) (2-46) (2-47) 那么通过积分可以得到风轮受到的推力、扭矩以及功率输出为： R T dT Rh 17 (2-48) 哈尔滨工程大学硕士学位论文 R M dM Rh R P dP Rh (2-49) (2-50) 式中： Rh 为轮毂直径。 2.2.3 修正模型 为了简化分析，叶片动量理论是建立在一些假设的基础上的，因此在分析过程中存 在一些限制。主要的缺点是：没有考虑到来风中的湍流风部分；没有考虑到力对叶片的 瞬时效应；没有考虑到受力后叶片相对于盘面的变形；没有考虑到来风中叶片尖端和轮 毂区域的逆流涡流造成的诱导速度损失等等。随着对叶轮在非恒定流场中的空气动力响 应研究的发展，经典叶素动量理论得到了改进，学者们提出了一系列的修正模型[48]。这 些修正后的模型使叶素动量理论不断地得到改进和完善。 （1）叶尖和轮毂损失修正 在动量理论中，风轮机旋转的平面通常被认为是一个均匀的圆盘，但在实际情况中， 风轮机的叶片数量是有限的，且流经风轮的空气形成的旋涡尾流也是不同的。特别是当 空气流过叶尖时，因其特殊的形状和叶片表面的粗糙度会产生一系列的涡流，从而引起 回流诱导速度，因此必须考虑到叶尖的能量损失。此外，由于叶根部分与轮毂相连，轮 毂弦长更大，与叶片相比，轮毂中的阻力增加，因此也必须考虑轮毂中的损失。为了考 虑了叶尖和轮毂处的流动损失，引入损失系数进行修正。叶尖损失系数表达式为： 2 (2-51) Ft cos 1 (e f1 ) B Rr f1 (2-52) 2 r sin 轮毂损失系数表示为： Fh 2 f2 cos 1 (e f 2 ) (2-53) B r RH 2 r sin (2-54) 式中： R 为风轮半径， RH 为轮毂半径， B 为风轮叶片数目， r 为叶片微元半径， 为 来流风的角度。 则叶轮的总损失系数为： F Ft Fh 则（2-36）和（2-37）可以改写为 18 (2-55) 第 2 章 漂浮式风机研究理论基础 Bc CL cos CD sin 8 rF sin 2 Bc CL cos CD sin (2-56) Bc CL sin CD cos 8 rF sin cos Bc CL sin CD cos (2-57) a b （2）动态失速模型 在现实中，风轮机叶片是运动着的三维结构，因此纯粹的静态二维计算是不准确的。 风的剪切、湍流效应、风轮偏航和俯仰等因素会导致叶片相对于来风的速度发生变化， 这又会影响叶片的攻角，从而影响空气动力载荷。然而,这种变化的响应过程存在一定的 延迟效应。由于叶片的动态响应对翼型产生的升力特性明显高于静态情况，当叶片的攻 角大于某一角度时，就会出现动态失速的现象。因此必须对动态失速响应进行修正，以 准确计算叶片的空气动力特性。Beddoes 和 Leishman 通过调整阻力和力矩系数，开发了 一个动态失速模型，即“Beddoes-Leishman”模型[49]，进一步考虑了边界层附着流动、前 缘分离和空气气压波动变化。下面从以下两个方面来对该模型进行描述。 （一）附着流 对于附着在边界层上的流动，影响升力变化最主要的两个因素分别是流动分离和边 界层加速效应，因此受流动分离影响产生的升力变化用 CN ,C 表示，受气流加速影响产生 的升力变化用 CN , I 表示。 CN ,C 与攻角 之间的关系可以表示为： CN ,C CN C s, M (2-58) 式中： CN 为法向力系数变化曲线的斜率； M 为空气流动速度与声速的比值； C 为指 数函数，用来表示流动分离影响，其可以拟合为： C s, Ma 1 A1e b s A2e b s 1 2 (2-59) 式中：s 为时间的无量纲量，s 2U t / c ，其中 U 为来流风速度，c 为叶片弦长；A1 ，A2 ， b1和 b2 为常数； 1 M 2 。 根据活塞理论可以计算得到非绕流升力为： 4 CN , I I s, M M (2-60) 式中： I 为传递函数，可以拟合为： I s, Ma e 式中： K 为 M 的函数，可以表示为： 19 s 2 MaK (2-61) 哈尔滨工程大学硕士学位论文 K 1 1 M s Ma2 Ab 1 1 A2b2 (2-62) 于是边界层附着流动的总升力可以表示为： CN , pot CN ,C CN , I (2-63) （二）分离流 当边界层发生流动分离时，流体分离于叶片表面，从而影响翼型的升力产生。流动 分离是由于当流体在翼型表面遇到过于陡峭的变化时，无法紧贴表面流动而分离的现象。 当分离发生时，空气动力载荷减少。一般来说，分离从后缘开始，随着攻角的增加，分 离点向前移动。因此分离点的位置用 fs 表示（ fs x / c ，其中 x 为分离点到后缘的长度， 。依据基尔霍夫流动理论，分离点与空气动力系数的关系通过以下公式表示： c 为弦长） 1 f C N C N 0 2 2 CC C N 0 tan f (2-64) (2-65) 式中： 0 为 CN 0 时的攻角。 为了表示动态情况下分离点相对于静态情况下产生的延迟滞后性，可以通过一阶延 迟方程来表达： df s f stat f s ds Tf (2-66) 式中： fstat 为流动分离开始的位置， Tf 为 s 三维时间常数。 在动态情况下，叶片攻角会影响流动分离在叶片表面发生的位置，但由于时间延迟 效应，因此分离位置会沿流动方向进行偏移，因此对于 CN , pot 的影响可以用一阶延迟方 程来表示： dC N' , pot ds C N , pot C N' , pot Tp 式中： Tp 是时间常数。因此攻角可以表示为： C N' , pot f 0 C N (2-67) (2-68) 通过攻角 a f 可以计算得到静态情况下的 fstat 和动态情况下的 f ，并由此得到系数 CN , f 。涡流对于叶片在流动中的升力影响可以通过 CN ,C 和 CN , f 计算得到： cv CN ,C CN , f 20 (2-69) 第 2 章 漂浮式风机研究理论基础 同时，在发生流动分离后不断有新的涡流产生，并随着时间推移涡流不断减弱，其 对升力的影响也减小，因此可以得到： dC N ,v ds dcv C N ,v ds Tv (2-70) 式中： Tv 为时间常数。 所以，对于总升力系数如下式所示： CN CN , I CN , f CN , v (2-71) 2.2.4 动态尾流模型 在现实中，风荷载不是恒定的，浮动的基础也在不断运动。因此，在流动过程中， 叶片的运动是不稳定的。此外，由于风轮机在流场中达到平衡时的时间延迟效应，必须 引入动态入流模型。学者对不同的工程模型和实验结果进行了测试分析，提出用两个微 分方程来过滤诱导速度以达到校正的目的。修正公式如下： dU qs dU int U int 1 U qs k 1 dt dt dU U 2 U int dt (2-72) (2-73) 式中：Uint 为中间值，U qs 为利用 BEM 求解的值，U 为诱导速度的最终值。使用最简单 的漩涡法对时间参数 1 和 2 进行标定： 1.1 R 1 1 1.3a V0 (2-74) 2 r 2 0.39 0.26 1 (2-75) R 式中： k 0.6 ， a是法向速度诱导因子，当风轮正迎入流风时，其诱导因子可以表示为 a 1 V1 。在更普遍情况下，诱导因子可以表示为： V0 V V n V a ' 0 n V0 V0 (2-76) 通过公式(2-74)进行计算时，轴向诱导因子 a 应小于 0.5。在通过公式(2-72)和(2-73) 计算时，假设右端为常数项可进行化简，具体操作步骤如下： 1.使用方程组(2-44)和(2-45)，求出其诱导速度的准定常值； 2.利用向后差分法估计方程(2-72)右端项的数值如下： 21 哈尔滨工程大学硕士学位论文 H U k 1 i qs U qsi U qsi 1 t (2-77) 3.求解式(2-72)可得诱导速度的中间值为： t i i 1 U int H U int H exp 1 4.将上式所得解代入式(2-73)中，那么求得诱导速度的最终值为： t i i U i U int U i 1 U int exp 2 (2-78) (2-79) 2.3 浮体水动力理论基础 2.3.1 波浪理论 漂浮式风机系统的漂浮式平台一直受到海洋环境的影响，其中波浪载荷是海洋环境 载荷的主要组成部分之一，也是导致平台运动响应的重要原因之一。本文使用线性波浪 理论[51]研究规则波，并利用波浪谱研究不规则波。 线性波是一种理想的波浪形式，但在海洋环境中实际不存在。由于海水的密度大于 空气的密度，水点静止在水面上，处于平衡状态，并以固定的频率周期性地来回移动， 因此，波面呈现正弦或余弦的形状，并以固定速度传播。线性波浪理论是研究在更为复 杂波浪条件下结构物运动的基础理论。假定线性波的波高与波长相比很小，水质点的移 动速度较为缓慢，理想流体的波面方程可以由以下公式表示: h 0 x , t cos kx t 2 (2-80) 式中： h 为波高， k 为波浪数目， 为波浪圆频率。 速度势计算公式为： A z sin kx t (2-81) 式中： A z 为纵坐标 z 的函数。 在自由面 z=0 处符合自由表面运动边界条件： 0 z z 0 t (2-82) 忽略方程中的非线性项，于是可以得到在高度为0 处的自由表面边界条件： (2-83) g 0 0 t 在有限水深下，速度势可以通过求解方程组计算： 22 第 2 章 漂浮式风机研究理论基础 gH kz gh kz e sin kx t e sin kx t 2 2 (2-84) 式中： H 为波高。 对速度势函数求偏导数，波浪在任意位置处的分速度分量 V u , v, w 可以表示为： h (2-85) u e kz cos kx t x 2 h v ekz cos kx t (2-86) y 2 h (2-87) w e kz sin kx t z 2 对速度势函数求导，得到水质点在流场中任意位置的加速度，由下式计算： V (2-88) V V V t 式中： V 为流体指点速度梯度矩阵。 在真实的海洋环境中，波浪的形成是随机的，但也有一定的规律性，所以可以用一 种被称为随机波浪理论的概率统计方法来分析。在这个理论中，随机波可以被认为是在 短时间内具有一定稳定性的有规律的波，其波长、振幅和相位都有变化。每一个物理量 都被假定是随机的，为了简单起见，在本节中只假定相位是随机变化的。因此，波的随 机过程可以描述如下： n t ai cos ki x i t i (2-89) i 1 式中： i 表示第 i 个余弦子波； a为振幅； k 为波数， k 2 / L ； 为圆频率； 为随机 相位，在 0 ~ 2 区间内均匀分布。 频谱分析是研究随机波特性的一项重要技术，随机波通常由随机函数表示。结构对 波浪载荷的运动学响应实际上是结构吸收波浪能量并将其转化为动能和势能的结果。因 此，经常需要分析波能和其他独立物理变量之间的关系。目前工程应用方面，频谱通常 被用来分析能量和频率之间的关系。计算每单位波浪面积的规则波的能量可表示为： 1 (2-90) E n gan2 2 式中： 为海水密度； g 为重力加速度； an 为振幅。 由此，可以认为波能与振幅的平方成正比，对于频率 与 ~ d 内的各组成波 的波能总和之间的关系可以引入波能谱密度函数 S 来表示： an2 S d 2 d (2-91) 目前工程上最常用的波浪谱为 JONSWAP 谱[42]，它是 20 世纪 60 年代由英国和美国 23 哈尔滨工程大学硕士学位论文 在联合北海波浪计划的基础上，通过对当地波浪条件的观测和分析提出的。本次课题研 究在不规则波工况下的波浪谱选用的为 JONSWAP 谱，其函数形式可以表达为： m 2 4 exp 2 2m2 m 2 1 S g 5 exp 1.25 (2-92) 式中： 为谱峰升高因子， m 为谱峰频率， 为峰形系数，其取值条件为： 0.07, m 0.09, m (2-93) 2.3.2 势流理论 势流理论是分析不可压缩的理想流场中结构相互作用的重要方法[51]，速度势满足拉 普拉斯方程，其表达式为： 2 2 2 0 X 2 Y 2 Z 2 (2-94) 式中： 为流场的速度势。 为了解决基本方程并得到唯一的解，必须规定流场速度势的边界条件。在物体的边 界，水点将沿着物体的表面移动，所以水点在法线方向的速度与物体表面的速度相同， 这就得到以下结果： vn n (2-95) 式中： v 为运动速度； n 为法向的单位向量。 将自由表面进行线性化可以得到： k 0 z 式中： k 为波数，且满足 k = (2-96) 2 ； z 0。 g 对于水深为 h ，则入射波速度势为： 0 igaw ch k z h ik x cos y sin e ch kh (2-97) 式中： a为波幅， 入射波角度。 由于规则波作用在结构上的力被分为入射力、辐射力和绕射力。因此，速度势可以 分解如下： 0 R D 24 (2-98) 第 2 章 漂浮式风机研究理论基础 6 R i x j j (2-99) j 1 式中： D 为绕射势， R 为辐射势， x j 为结构运动 x 的第 j 个分量， j 为单位幅值辐射 势。 通过伯努利方程可以对结构物受到的波浪力进行计算，得到流体动压力： ( X , t ) (2-100) p x, y , z , t Re i ( X )e iwt t 结构物受到的波浪力可以对其沿湿表面进行积分得到： 6 Fk Re[ F0 j Fdj F jk xk e it ] k 1 (2-101) 式 中 ： F0 j 为 入 射 波 力 ， 且 F0 j iw 0 ( X ) n j dS ]e iwt ； Fdj 为 绕 射 力 ， 且 S0 Fdj iw d ( X ) n j dS ； Fkj 为辐射力，且 Frkj iw rk ( X ) n j dS 。 S0 S0 其中辐射势还可以表示为： Frkj w Im[ rk ( X )]n j dS iw Re[ rk ( X )]n j dS S0 (2-102) S0 Im[rk ( X )]n j dS w S0 (2-103) Brkj Re[ rk ( X )]n j dS (2-104) Arkj S0 式中： Akj 为浮体的附加质量； B kj 为辐射阻尼。 为了计算一个结构的运动响应，有必要确定大地坐标系中的动力学方程。根据牛顿 运动定律，考虑到附加质量和辐射阻尼，可以得到以下结果。： [ 2 (M S M a ()) iC() K ] X () F () (2-105) 式中： MS 为结构质量； Ma () 为附加质量； C() 为辐射阻尼； K 为刚度； X ( ) 为位 移； F () 为波浪力。 2.3.3 系泊系统理论 漂浮式风力机在复杂的海洋环境中产生非线性的运动响应，所以系泊缆也会受到外 部激励并产生非线性响应。为此，必须对系泊缆进行动态分析计算，以确定系泊系统的 稳定性并进行受力分析。对于系泊缆的分析最常用的方法是集中质量法、有限元法和有 限差分法等等[52]。本课题主要运用集中质量法的原理。该方法的基本思想是将整个系泊 缆划分为有限个等长的单元，在直角坐标系中，相邻的两个单元通过结点相互连接。因 25 哈尔滨工程大学硕士学位论文 此，整个锚链被分为 N 个节点和 N-1 个单元，其中单元质量均匀地分布在相邻的节点上。 图 2.4 展示了系泊缆分解的示意图。 图 2.4 集中质量法系泊缆分解示意图 在平衡状态下系泊缆不受外力作用的影响，作用于系泊缆上的力包括轴向刚度、轴 向阻尼、浮力和重力。节点的质量为： 1 Wi (W 1 W 1 ) e z i 2 i 2 2 (2-106) 式中： ez 为方向为 z 轴正向的单位向量。 每个分段受到的浮力可表示为： W 1 i 2 2 d l ( w ) g 4 (2-107) 式中： d 代表锚链的直径， w 代表锚链的密度。 每个分段受到的张力为： T 1 E i 2 1 1 d2( )(ri 1 ri ) 4 l ri 1 ri (2-108) r r 2 ri 1 ri d ( )( i 1 i ) 4 t l ri 1 ri (2-109) 锚链内部阻尼可以表示为： C 1 Cint i 2 式中： Cint 为阻尼系数。 对于锚链外部力的分析仅考虑静水情况下锚链与水的相互影响。首先通过相邻节点 位置确定方向向量： q ri 1 ri ri 1 ri (2-110) 2 d l ( ri q ) q 4 (2-111) 切向附加质量力可以表示为： a qi r wCat 26 第 2 章 漂浮式风机研究理论基础 法向附加质量力可以表示为： a pi r wCan 2 d l[( ri q )q r] 4 (2-112) 式中： C at 为切向系数； Can 为法向系数。 因此可以得到节点 i 处的运动方程： [ m i ai ] ri T 1 T 1 C 1 C 1 Wi i 2 i 2 i 2 i (2-113) 2 式中： mi 为质量矩阵； ai 为附加质量矩阵。 2.4 本章小结 由于浮式风机系统是一个复杂的多体结构，本章首先根据浮式风机系统的特性建立 了坐标系；然后介绍了空气动力学理论中广泛使用的叶素动量理论，并根据叶素动量的 各种假设提出了适当的修正模型；介绍了水动力学的基本理论，主要包括规则波和不规 则波的波浪理论，用势流理论计算波浪载荷和浮式基础的运动响应，最后将集中质量法 应用于系泊系统的稳定性判断和系泊缆的受力分析。 27 哈尔滨工程大学硕士学位论文 28 第 3 章 半潜式浮式风机台初步设计 第 3 章 半潜式浮式风机平台初步设计 在实际工程中，海洋平台设计必须要受到多方面因素的制约，如平台作业的海域条 件、平台的使用安全性、建造工艺和维护成本等。海洋平台长期或永久作业于特定的海 域，当遭遇极端海况无法像船舶一样可以及时撤离以规避危险。因此，在平台设计的过 程中，平台稳性和抗荷载能力必须要得到保证。平台结构设计实际上是一个逐步迫近最 优解的过程，也就是在多个设计条件和限制因素下妥协求解的过程。平台初步概念设计 的程序流程图如图 3.1 所示。 图 3.1 平台初步设计流程图 平台概念设计主要分为以下几个步骤：首先明确设计依据，即浮式平台的工作环境， 包括海域的水深和风浪流条件等。依据环境条件选取适合的平台构型。其次不同的平台 构型结构不同，搭载的风机规模不同，其平台的总排水量也不同。在保证平台总排水量 的情况下，依据相关规范，初步设计平台的主尺度，确定平台的吃水。并且参考相关规 范，计算立柱浮筒及各个结构的壁厚，确定平台各部分结构所用材料。然后依据平台主 29 哈尔滨工程大学硕士学位论文 尺度及壁厚等条件，布设平台压载水，初步估算平台的重心和浮心。压载水系统设计完 成后，可以得到平台的总体模型和质量特性及各项参数。最后引入外载荷进行结构的总 体稳性校核。在满足平台自身稳性校核的情况下，对平台的系泊系统进行设计，并且依 据相关规范对平台系泊系统进行校核。在一系列要求都满足的情况下，此次平台概念设 计才算初步完成。本次设计只是一个初步的概念设计，其外部荷载只考虑风机荷载。 3.1 设计依据 设计浮式风机半潜平台，首先要明确设计的依据，主要包括设计使用要求、设计规 范、设计准则以及设计的环境条件和风电机组等。这些已知条件是浮式平台设计的准则 和参考，一切设计都要在符合规范和准则的条件下进行。 3.1.1 海上风机参数 随着海上发电事业的蓬勃发展，发电效率的提升，风机的大型化是风力机发展的必 然趋势。现如今额定功率为 5-8 MW 的风力机已经实现商业成熟化，10 MW 以上的大型 风力发电机势必成为未来海上风电发展的新风向，因此本文以丹麦技术大学(Technical University of Denmark，DTU)设计的 10 MW 风机为研究对象，该风机模型来源于德国斯 图加特大学的 LIFES50+项目[54]，具体参数如下表 3.1 所示： 表 3.1 DTU-10MW 风机参数 参数 参数值 切入、切出风速 4 m/s、25 m/s 额定风速 11.4 m/s 额定推力 1500 kN 转子、轮毂直径 178.3 m、5.6 m 轮毂高度 119 m 机舱质量 446 t 转子质量 229 t 塔筒质量 605 t 质心位置 (-0.35 m，0 m，89.39 m) 3.1.2 海洋环境及设计工况 本半潜式平台的选取的工作海域是南海某海域，设计水深取 130 m。一般认为中国 南海的波浪谱的谱峰值数据与 JONSWAP 谱较为接近，因此不规则波波谱采 JONSWAP 30 第 3 章 半潜式浮式风机台初步设计 谱，谱峰因子取 3.3。验证不规则波工况考虑到风机的作业情况即考虑到风机的切入风 速和额定风速，结合近年来南海海域风速-周期联合分布表，设定以下六个工况进行第 四章后续分析，见表 3.2。 表 3.2 南海海域设计工况 工况 风速/m·s-1 湍流度 波高/m 周期/s 谱峰因子 LC1 LC2 LC3 LC4 LC5 LC6 0 5.0 11.4 6.5 11.4 17.5 0.12 0.12 0.12 6.0 6.0 6.0 1.16 2.52 4.0 10.0 10.0 10.0 5.3 7.76 9.5 3.3 3.3 3.3 3.1.3 相关设计规范参考 近些年来，平台结构形式不仅仅局限于以往的传统构型，涌现出的新型结构形式更 为简单，且建造成本更低，运动性能更优良。新型平台的设计概念需要通过不断改进和 反复试验，才能被最终被运用到实际工程中。目前国际上海洋工程平台如钻井采油平台 的相关规范已经发展得较为完善，但是海上风电平台的相关规范目前仍有部分空缺。不 同国家对于海洋平台的相关规范不尽相同，因此在进行相关设计的过程中，首先考虑的 是我国现行的相关规范，如若缺失，则依据国外相关规范进行设计参考。近年来，一些 从事船舶和海洋工程研究的有关机构以及船级社都开展了有关工作，包括中国船级社 (China Classification Society，CCS)和挪威船级社(DET NORSKE VERITAS，DNV)。本 文参考的部分规范如下： 1) 中国船级社 CCS-《海上移动平台入级规范》（2023） 2) 中国船级社 CCS-《材料与焊接规范》（2021） 3) 中国船级社 CCS-《海上浮式风机平台指南》（2021） 4) 挪威船级社 DNV-GL-ST-0437-风力机环境及载荷（2021） 5) 挪威船级社 DNV-OS-E301-系泊定位（2021） 6) 挪威船级社 DNV-OS-E304-海上系泊钢缆（2021） 7) 挪威船级社 DNV-RP-C205- 环境及环境载荷（2021） 8) GB/T 20848-2017, 中华共和国国家标准-系泊链（2018） 3.2 半潜平台主体设计 半潜平台的主体型式可以分为三大块：上层平台，浮箱或者下浮体，立柱和撑杆结 31 哈尔滨工程大学硕士学位论文 构。上层平台根据平台所要实现的功能要求，结合主要设备所需的空间来确定。而浮筒 和立柱及撑杆的具体尺寸，会决定整个平台的的质量属性和运动性能。 在本次设计中，对部分传统半潜平台的结构进行适当忽略和简化：作为一个发电平 台，不同于钻井平台，实际工程中不需要布置人员居住区和生活设施，为简化计算，该 平台不单独布设甲板，即上层平台即为既有的柱顶面积。浮筒和浮箱的存在除了排水以 给平台提供浮力之外，其内部还可以设有压载水系统，来调节平台重心高度以保持平台 在不同倾角下的稳性。 本小节，将对半潜平台的尺寸构型方面进行初步设计和计算，包括平台主尺度的确 定，结构壁厚的计算和确定及压载水系统设计和布设。 3.2.1 半潜平台构型及主尺度 结合多种因素考虑，本研究中选择的支撑平台为半潜式平台，其母型及主尺度方 面参考了大连理工大学(Dalian University of Technology，DUT)的海岸和海洋工程国家重 点实验室[55]提出的种新型半潜式平台 DUT-FOWT，并且对其结构进行了部分简化和改 动。新型半潜平台的平面尺寸图如图 3.1(a)所示，三维构型如图 3.1(b)所示。 (a) 新型平台结构侧视图及俯视图 (b) 新型浮式风机平台整体结构 图 3.1 新型浮式平台结构示意图 该平台是一个钢制三立柱的半潜式平台，由立式浮筒、水平浮筒、和连接部件三 个部分组成。平台搭载的 DTU-10 MW 风机的塔基与一个钢制三脚架结构连接，三根立 柱的底部是一个直径较大的基柱，它们之间通过三个水平的浮筒相互连接，有助于抑制 32 第 3 章 半潜式浮式风机台初步设计 平台的运动，增强平台的稳性。“基柱+浮筒”这一构型可以有效地避免一阶波荷载引起 的上升共振运动，同时基柱和立柱还可用作压载舱，调节压载水来有效降低整个平台的 重心，提高平台综合系统的稳定性，有助于改善平台的垂荡运动。上侧柱由方形杆连接， 三脚架设计基于巴德“三桩”的过渡件[56]。 新型半潜平台的设计与传统平台不同之处在于，该平台不是由简单的撑杆结构连接 的，其三根立柱是由钢制三脚架的方梁和水平浮筒连接起来的。这一设计可以增加浮筒 结构的强度，避免大应力对结构造成影响，因为它不再像悬臂梁一般的孤立结构，而是 成为了整个结构闭环的一部分，理论上应该更能抵抗外部负荷。此外，该设计降低了疲 劳敏感性、腐蚀热点和焊接工艺的复杂性，该预制钢三脚架可以整体牵引安装，大大降 低了半潜平台的施工时间和成本。 该新型半潜式平台结构尺寸参数如表 3.3 所示。 表 3.3 新型平台结构尺寸参数表 参数名称 数值 吃水/m 35 立柱高度、直径/m 47、12 基柱高度、直径/m 6、20 立柱与平台中心的距离/m 50 浮筒的宽度、高度/m 9、6 立柱、基柱壁厚/m 0.04 上梁壁厚/m 0.05 塔基距离水线面的高度/m 25 平台钢质量/t 5395.174 平台总重量（包括压载水）/t 26005.763 总排水体积/m3 26396.841 平台干重心距离水线面以下/m 13.773 平台湿重心距离水线面以下/m 27.017 平台重心距离水线面以下（包括风机）/m 20.302 平台浮心距水线面以下/m 25.5 横摇惯性矩/kg·m2 5.825×1010 纵摇惯性矩/ kg·m2 5.825×1010 艏摇惯性矩/ kg·m2 4.452×1010 压载水密度/ kg·m3 1025 平台钢密度/ kg·m3 7850 3.2.2 结构壁厚计算 对于浮筒立柱的板厚计算，可参照 CCS-《海上移动平台入级规范》[57]，各板材板 33 哈尔滨工程大学硕士学位论文 厚计算公式如下： （1）立柱和下壳体外板 板厚应不小于按下式计算所得之值，且不小于 9 mm： t 4sf Kh 2.5 (3-1) 式中：s 代表扶强材间距， f 1 / (1.21 2 0.33 0.69 为板格长宽比系数，α表示 板格长宽比，K 为材料系数，取 1.0，h 代表由板下缘量至 1.4 倍最大作业吃水的垂直距 离，且不小于 6.0 m；对于吃水超过 30 m 的深吃水平台，由板下缘量至 1.4 倍最大作业 吃水的垂直距离或量至上壳体底部，取小者，且不小于 6.0 m。 （2）上壳体外板 板厚应不小于按下式计算所得之值，且不小于 8 mm： (3-2) t 4 sf Kh t0 式中：t0 对底板取 2.5，对舷侧板取 0； s 一般在 600 mm~900 mm 之间， 且尽可能均匀布置，与底板及甲板的纵向构件对准。 依据规范计算出的构件壁厚为最小壁厚，其具体参数设计还应满足平台总体强度要 求。本平台适用的海域为中国南海，其风浪较大，且承载的风机尺寸规模和重量也较大， 因此本次设计对于一些主要支撑构件会适当增加壁厚，以满足整体强度校核。对于一般 的基柱、浮筒和立柱，其厚度选择了 40 mm。而对于上梁壁厚，因为上梁承接大型风机， 其强度刚度要求更大，因此对上梁的壁厚选取 50 mm，平台各部构件壁厚选取结果如表 3.4 所示。 表 3.4 平台各部构件壁厚结果 构件 最小厚度/mm 选择厚度/mm 基柱 27.70 40 立柱 25.44 40 浮筒 27.70 40 上梁 24.798 50 3.2.3 压载水系统 依据 CCS-《海上移动平台入级规范》，对于柱稳型平台，压载系统设置的目的是： （1）对平台进行压载和排载，以保证其在各工况下的吃水； （2）保证平台在假定破舱、临海水密舱失效浸水和水密舱室内海水管路失效进水 倾斜的情况下，使平台恢复到无倾斜和安全吃水状态。 34 第 3 章 半潜式浮式风机台初步设计 实际工程中，平台的压载分为永久压载与动态压载，本半潜式平台将压载水设置成 永久压载。由于在海况条件下，海水压力变化较大，因此需要考虑到不同工况下的浮力 平衡问题，并通过计算确定压载水的总质量。在此，压载系统内部设计就不做过多说明， 仅是介绍压载水重量的与布置位置，符合一般规范规定即可。 在设计初期，就已经考虑到了压载水的布置位置，一般平台的压载水系统都布置在 立柱和浮筒内部。由于设计浮式风机基础时要尽量降低重心位置提高结构稳性，所以在 平台的三个立式浮筒和水平浮筒内设计压载舱，填充压载水来降低基础重心。 3.3 重心、浮心估算 半潜式平台运行过程中，除动态压载和风机运维过程中会产生重量变化外，几乎没 有其他可变载荷。一般来说，平台的重心和浮心可以按照相关公式及定义手动计算得到， 但面对复杂的平台构型，其过程较为繁琐，计算量较大也不能保证准确度。现如今，建 模软件和水动力计算软件的发展日渐完善，我们可以利用软件进行建模，能够较为快速 初步估算出平台的重心与正浮浮心。 3.3.1 重心估算 本次半潜式风机平台重量组成部分为基柱、立柱、连接三个基柱的方形浮筒、连接 三根立柱的三角钢架结构及其上部搭载的风电机组和压载水。未装载风电机组前且不考 虑压载水，平台钢重量为 5395.174 t。对比原平台[55]的用钢量 6405 t，新型平台在耗材 方面总体减少了 15.7%。平台干重重心位置为（0，0，-13.773 m）。考虑压载水系统后， 得到平台湿重重心为（0，0，-27.017 m）但工程设计中，单平台重心位置是没有意义的。 实际工程中还需要考虑压载水和风电机组的重量和结构，在 SolidWorks 中依据设计的平 台结构尺寸进行建模，并且对平台的各个结构赋予相应的材料和壁厚，且将所填充的压 载水等效与平台模型装配作为一个整体。最后将该平台与 DTU-10 MW 风机装配到一起， 可以得到整个风机系统的模型结构图，利用软件自带的质量属性工具，即可初步估算出 整个浮式风机系统的重心位置为（0，0，-20.302 m）。 3.3.2 浮心估算 浮心位置仅与平台的入水体积以及形状有关，浮心位置即为浮体排开水体积的重心 位置，此次半潜平台设计吃水为 35 m，平台总排水量为 27056.762 t。导入建模软件 SolidWorks 或者使用 Workbench AQWA 进行平台的静水力计算，可以直接查看相关结果。 35 哈尔滨工程大学硕士学位论文 由于平台是三角对称结构，浮心在 x 轴和 y 轴方向坐标均为 0，经过计算可以得到平台 的正浮浮心坐标为（0，0，-25.5 m)。 3.4 稳性校核分析 3.4.1 稳性校核流程 尽管浮式风机和浮式钻井平台都是设计用于海上作业的浮式结构，但它们的负载特 性上有很大不同。钻井平台的设计主要关注有效载荷和抗浪性，而浮式平台的设计首要 考虑的问题是平台在强风作用下的倾覆问题[58]，即稳定性问题。由于本次设计没有对内 部结构进行具体设计，因此稳性校核部分仅作完整稳定性分析，主要涉及到平台在大倾 斜角度下的稳定性，即考虑平台倾斜角度过大时，浮式风机平台是否会倾覆。与一般平 台不同，浮式半潜平台搭载风机后的稳性校核分析除了要考虑平台自身的稳性，还需要 考虑风荷载的影响[42]。下面是半潜平台搭载风机后稳性分析的大致步骤： （1）确定风荷载计算方法：风荷载可以采用多种方法计算，如采用简化公式计算 或进行 CFD 模拟。本次设计，风荷载采用规范的简化公式进行计算，即需要根据风速、 平台结构参数和气动参数等来计算风荷载大小和作用方向。得到在不同工况下，平台的 风倾力矩曲线。 （2）分析平台的运动：通过对平台建模，在一些软件中可以获得平台在不同倾角 下的复原力臂，计算得到平台的复原力矩曲线。 （3）判断平台稳定性：依据规范进行校核时，需要考虑浮式风机平台的稳性。由 于海上漂浮式风机平台还没有形成一套完善的规范来进行其稳性校核工作，因此本次设 计采用海洋油气平台的相关规范进行浮式风机平台稳性校核。根据 CCS-《海上移动平 台入级规范》，不论平台处于何种作业模式下，其完整稳性应满足以下标准：对于柱稳 式平台和圆筒式平台，复原力矩曲线至第 2 个交点或进水角处的面积中的较小值，应至 少比同一个限定角处风倾力矩曲线下面积大 30%。此外，在从正浮到第 2 个交点的所有 角度范围内，复原力矩曲线应均为正值。如图 3.2 所示。 36 第 3 章 半潜式浮式风机台初步设计 图 3.2 平台稳性校核曲线示意图 如果平台稳定，那么可以继续进行设计和优化；如果平台不稳定，需要通过改进结 构或采取其他措施来提高平台的稳定性。需要注意的是，在进行稳性分析时，需要考虑 平台的动态特性和气动特性等多种因素。为了获得更加准确的分析结果，通常需要进行 多次计算和优化，以找到最优的设计方案。 综上，本次设计的稳性校核的流程图见图 3.3。 图 3.3 平台稳性校核流程图 3.4.2 复原力矩计算 复原力矩是由重力和浮力所形成的力矩，是促使平台恢复到原来平衡位置的重要参 数[59]。其计算公式为： M R FGZ gV GZ (3-3) 其大小取决于平台的总排水量和复原力臂 GZ ，而 GZ 的大小取决于平台的形状以 37 哈尔滨工程大学硕士学位论文 及重心和浮心的相对位置等因素。因此，要想得到平台的复原力矩，首先要计算复原力 臂，其关键就是如何求得平台倾斜以后浮心的位置，即得到重心与浮心的相对位置，即 可求解得到复原力臂的大小。 复原力矩的计算可以使用很多专业软件实现，如 SESAM、Abaqus 和 AutoCAD 等[60]。 本次稳定校核复原力矩的计算部分，可以利用 Maxsurf 软件对平台的完整稳性进行初步 的校核。在 Maxsurf 中的 Hydromax 模块计算单元中计算平台的静稳性，得到不同倾斜 角下平台的复原力臂，从而计算出复原力矩。其不同倾斜角下的复原力矩计算结果如下 表 3.5 所示。 表 3.5 不同倾斜角下的复原力矩计算结果 倾斜角/deg 复原力臂 GZ /m 复原力矩 M R /N·m 0 0 1.22 2.43 3.57 2.56 1.64 1.02 0.48 0.15 0 5 10 15 20 25 30 35 40 3.15601E8 6.28614E8 9.2352E8 6.62244E8 4.2425E8 2.63863E8 1.24171E8 3.88034E7 3.4.3 稳性校核工况 不同风速对风机有较大影响，风速太小，风机无法启动作业，风速太大，风机停止 作业。因此大倾角稳性的校核需要计算风机作业风速(11.4 m/s)和停机自存风速(25 m/s) 两个工况下的风倾力矩，风机的稳性校核工况如表 3.6 所示。 表 3.6 风机的稳性校核工况 工况 作业工况 自存工况 海浪条件 有义波高：2.52m 谱峰周期：7.76s 有义波高：6.5m 谱峰周期：10.5s 风速 风机启动情况 11.4m/s 工作状态 25m/s 停机状态 3.4.4 风倾力矩计算 对于浮式风机系统，在不同的风速下，风机的工作状态并不一样，所以对于风机叶 轮和塔架所受的风载荷不能一概而论，需要分别进行计算。 38 第 3 章 半潜式浮式风机台初步设计 （1）风机载荷 本章仅对半潜浮式风机平台进行初步稳性分析，计算风荷载对叶片进行简化计算， 在作业工况下，风压面积为 3 个叶片转动扫过的面积，可以近似等于圆面积。作用在整 个风轮扫掠面上的风压由以下公式进行计算： 1 2 PH C FB Vr 2 (3-4) 式中： CFB 计算可得为 8/9， 为空气密度（1.29 kg/m3), Vr 为额定风速（11.4 m/s）。 作用在轮毂处的水平推力为： F PH A (3-5) 式中：A 为风轮的扫掠面积。 对于自存工况，风速大于切出风速时，风机停机，作用于风机叶片上的风压面积不 能以风轮扫掠面积来等效，而是近似于风轮叶片面积之和。此时作用于风轮固有面积上 的风压由下式计算： PH CDD VE2 (3-6) 式中： C DD 为阻力系数，取 1.1， VE 为停机风速（25 m/s）。 作用在轮毂处的水平推力为： F PH S (3-7) 式中： S 为风轮固有面积，一般为风轮扫掠面积的 5%~10%，本次计算取 10%。 （2）塔架载荷 根据 CCS-《海上移动平台入级规范》，对无限作业区域的平台，作用于构件上的风 压计算公式为： P 0.613V 2 (3-8) F ChCs SP (3-9) 式中： V 为设计风速，m/s。 风载荷计算公式如下： 式中： P 为风压； S 代表平台在正浮或倾斜状态时，受风构件的正投影面积； Cs 表示受 风构件形状系数，其值可根据构件形状由表 3.7 选取； Ch 表示受风构件的高度系数，其 值可根据构件高度 h （构件型心到设计水面的垂直距离）由表 3.8 选取。 39 哈尔滨工程大学硕士学位论文 表 3.7 形状系数 C s 取值表 构件 形状系数 C s 立柱、塔架 0.50 甲板下暴露的梁和桁材 1.30 表 3.8 高度系数 Ch 取值表 距海平面高度/m 高度系数 Ch 0-15.3 1.00 15.3-30.5 30.5-46.0 46.0-61.0 1.10 61.0-76.0 1.37 76.0-91.5 91.5-106.5 106.5-122.0 1.43 122.0-137.0 1.56 1.20 1.30 1.48 1.52 （3）风倾力矩计算 下式为风倾力矩的计算公式： n M q ( Fi Z i） (3-10) i 式中： i 为受风结构的标号； n 为受风结构的数量； Fi 为受风构件上的风载荷； Zi 为受 风面积压力中心至水下侧向阻力中心间的垂直距离。 平台工作工况和自存工况下不同倾斜角度下风倾力矩大小计算结果如表 3.9 所示： 表 3.9 平台在不同倾斜角下的风倾力矩 倾斜角/deg 0 5 10 15 20 25 30 35 40 风倾力矩/N·m 作业工况 自存工况 3.205E08 3.192E08 3.156E08 3.094E08 3.009E08 2.900E08 2.770E08 2.618E08 2.446E08 4.005E08 3.988E08 3.940E08 3.860E08 3.750E08 3.608E08 3.439E08 3.243E08 3.023E08 40 第 3 章 半潜式浮式风机台初步设计 3.4.5 结果及校核 图 3.4 和图 3.5 分别为浮式风机平台在作业工况下和自存工况下的的稳性曲线，表 3.10 为两种工况下的面积比结果。 图 3.4 作业工况下稳性校核曲线 图 3.5 自存工况下稳性校核曲线 表 3.10 面积比校核结果 工况 第二交点下复原力矩曲线下面积与风倾力矩曲线下面积的比值 作业工况 1.777 自存工况 1.346 根据计算结果可知，本浮式风机平台无论是在作业工况下还是自存工况下其复原力 41 哈尔滨工程大学硕士学位论文 矩曲线和风倾力矩曲线皆满足规范要求： 1）复原力矩与风倾力矩第一交角均小于 10°。 2）复原力矩曲线从正浮至第 2 交点的所有角度范围内，均应为正值。 3）至第 2 交点或进水角处的复原力矩曲线下的面积中的较小者，至少应比至同一 限定角处风倾力矩曲线下面积 30%，即面积比超过规范所要求的 1.3。 因此该平台稳性校核满足规范要求。 3.5 系泊系统设计及校核 系泊系统是海上浮式平台系统中至关重要的组成部分。在各种环境荷载的作用下， 如果没有系泊系统的支撑，平台的各个方向都会发生大幅度的位移，可能会引发碰撞或 倾覆等危险情况。因此，优良的系泊系统可以有效避免浮式平台在恶劣环境荷载的作用 下失去稳性，从而确保浮式平台的正常作业和工作效率[62]。 海洋工程领域中常见的系泊方式有两种：悬链线式系泊和张紧式系泊。系泊缆一般 采用弹性系泊缆，通过设置垂直或一定倾角的连接方式来与平台连接。当平台发生位移 时，弹性系泊缆提供反方向的回复力来抑制平台的大幅度运动，保持平台稳定。张紧式 系泊所使用的系泊缆一般较轻。在 1000 m 以内的水深中，从经济和性能安全的角度考 虑，悬链线式系泊系统是更合适的选择。悬链线式系泊使用链条作为系泊缆，链条的下 端连接锚定基础，链条的上端通过导缆器连接可调节系泊缆长度的绞盘。 3.5.1 系泊系统模型 在确定系泊缆参数时，需要考虑系泊线材料特性、作业水深以及环境条件等因素， 并且需要兼顾经济和安全等问题。为了确保系泊缆参数方案满足规范要求，需要进行时 域耦合分析，得到系统的各个自由度方向上的偏移量以及系泊线最大张力等参数，并根 据相关的规范进行校核。 参考 GB/T-系泊链手册中各项规定[61]，本次设计系泊缆选用 R4 无档链，系泊系统 采用三根锚链，布置呈 120°，系泊缆属性见表 3.11，导缆孔和锚固点坐标见表 3.12。系 泊布置及系泊缆编号见图 3.6。 42 第 3 章 半潜式浮式风机台初步设计 表 3.11 系泊线参数表 参数名称 数值 系泊线数量 3 相邻系泊线角度/deg 120 系泊缆长度/m 670 系泊缆直径/m 0.157 从平台中心到锚点半径/m 680 空气中单位重量 kg/m 497.9 水中单位重量 kg/m 490.0 轴向刚度/N 2.10×109 破断力/N 2.124×107 表 3.12 导缆孔和锚固点坐标 系泊线编号 1 2 3 导缆孔坐标(x，y，z) -56 28 28 0 -48.497 48.497 锚点坐标(x，y，z) 0 0 0 -680 340 340 0 -588.9 588.9 -130 -130 -130 (a) 系泊系统布置俯视图 (b) 系泊系统侧视图 图 3.6 系泊系统布置示意图 3.5.2 系泊系统设计准则 本次设计参考 CCS－《海上移动平台入级规范》，对系泊系统进行初步校核，规范 规定系泊系统的设计衡准主要包括系泊缆最大偏移量和系泊缆张力两个方面。 对于系泊缆最大偏移量，规范中没有明确规定，一般依据相关经验而定或者依据相 关经验设计得出，尽量合理即可。本章节对系泊系统进行初步校核，规定浮式风机在作 业工况下最大偏移量不得大于水深的 10%，单侧偏移量不得大于 5%，自存或极限工况 下最大偏移量不得大于水深的 20%，单侧偏移量不得大于 10%。本次设计平台工作水深 43 哈尔滨工程大学硕士学位论文 为 130 m，则平台作业工况下的单侧最大偏移量为 6.5m，自存工况或极限工况下单侧最 大偏移量位 13 m。对于校核系泊缆张力，引入安全系数的概念。安全系数是系泊缆最小 破裂强度与最大张力的比值。不同分析方法，不同工况下，对安全系数的要求也不同， CCS－《海上移动平台入级规范》中对系泊系统的安全系数有如下规定，见表 3.13。 表 3.13 系泊系统安全系数表 工况 准静力分析 动力分析 完整作业工况 2.7 2.25 完整自存工况 2.0 1.67 一般对于浮式平台的系泊系统，可以用 Workbench AQWA 进行初步分析校核，但是 对于搭载风机的浮式平台，AQWA 无法考虑到叶片的气弹性，目前并不能实现风浪联合 作用下的浮式风机和平台的全耦合运算。所以单纯利用 AQWA 得到的结果是不够精准 的。因此本文利用 AQWA 与 FAST 耦合对平台系泊系统进行分析及强度校核，目的是 为了更精确得到，浮式风机平台在不同的工况下，系泊缆的受力情况，以及分析整个系 泊系统的安全性。本次计算是基于集中质量法的动力分析原理，因此对于系泊缆张力的 强度校核均以动力分析为准。 3.5.3 系泊系统校核工况及衡量标准 确定海上工况时，根据实际作业海域选择的环境条件来确定。根据 CCS－《海上移 动平台入级规范》，一般需要考虑作业工况和自存工况。因为本次设计的半潜式浮式风 机平台除去风机以外并无其他发电装载，校核工况见表 3.14。 表 3.14 系泊系统校核设计工况 工况 风速 波高 波周期 谱峰因子 作业工况 11.4m/s 2.52m 7.76s 3.3 自存工况 25m/s 6.5m 10.5s 3.3 3.5.4 系泊系统安全性校核 在进行系泊系统时域分析中，计算时长选 3000 s，前 1000 s 被排除在分析之外，以 排除瞬态效应。设定风向为 0°，浪向选取角间隔 60°，计算和统计 0°、60°、120°浪向下， 作业工况和自存工况的平台运动响应和系泊缆张力，判定系泊系统的安全系数是否满足 规范设计要求。 44 第 3 章 半潜式浮式风机台初步设计 作业工况 0°浪向下系泊缆受力情况和平台响应运动情况，如图 3.7 所示，其它浪向 下各项统计值见表 3.15。 (a) 平台纵荡 (b) 平台横荡 (c) 平台垂荡 (d) 平台横摇 (e) 平台纵摇 (f) 平台艏摇 图 3.7 作业工况 0°浪向下系泊系统运动响应 45 哈尔滨工程大学硕士学位论文 (g) 系泊缆张力 图 3.7 作业工况 0°浪向下系泊系统运动响应（续图） 表 3.15 作业工况下平台运动响应幅值及系泊力校核 纵荡 /m 单侧最大偏移量 横荡 垂荡 横摇 纵摇 /m /m /deg /deg 艏摇 /deg 1 3.214 3.210 0.122 0.999 3.291 2884 1 3.080 3.596 0.116 1.083 2897 3 3.084 3.182 0.110 0.955 风浪角 度/deg 系泊缆最 大张力/kN 系泊缆 编号 0 2945 60 120 安全 系数 是否满足 规范 3.990 7.21 是 3.504 4.066 7.36 是 3.497 4.293 7.33 是 在作业工况下，0°浪向下，风浪正面入射，当风机轮毂中心处所受水平推力达到最 大值时，系泊缆的张力也达到最大值 2945 kN。纵荡、横荡、纵摇和艏摇方向运动幅度 较为明显，平荡方向单侧最大运动偏移量为 3.596 m，纵摇单侧最大偏移角度为 3.504°， 艏摇单侧最大偏移角度为 4.293°，系泊最小安全系数为 7.21，均满足规范要求值。 自存工况下，0°浪向下平台的运动和系泊系统张力时域响应结果见图 3.8。对其他 浪向的结果进行统计分析结果见表 3.16。 表 3.16 自存工况下平台运动响应幅值及系泊力校核 纵荡 /m 单侧最大偏移量 横荡 垂荡 横摇 纵摇 /m /m /deg /deg 艏摇 /deg 1 1.272 4.033 0.690 2.14 1.917 2003 1 0.957 4.179 0.648 2.177 2004 3 0.986 3.929 0.690 2.084 风浪角 度/deg 系泊缆最 大张力/kN 系泊缆 编号 0 2025 60 120 46 安全 系数 是否满足 规范 6.011 10.49 是 1.820 5.943 10.60 是 1.772 5.917 10.60 是 第 3 章 半潜式浮式风机台初步设计 (a) 平台纵荡 (b) 平台横荡 (c) 平台垂荡 (d) 平台横摇 (e) 平台纵摇 (f) 平台艏摇 图 3.8 自存工况下平台运动响应 47 哈尔滨工程大学硕士学位论文 (g) 系泊缆张力 图 3.8 自存工况下平台运动响应（续图） 在自存工况下，平台在横荡和艏摇方向运动比较剧烈，横荡单侧运动最大偏移量为 4.179m，纵摇最大运动偏移量为 6.011°，系泊最小安全系数为 10.49，均在要求值以内。 3.6 本章小结 本章介绍了整个新型半潜平台设计和校核的全过程。首先明确了设计的依据条件， 搭载的风机尺寸，依据设计海域确定了平台的工况。接下来介绍了平台整体的设计流程， 从构型主尺度到各个结构的设计都是依据规范而定，通过三维建模，最终得到平台的质 量特性以及平台的重心及浮心。接下来，本章还对作业工况和自存工况都进行了浮式平 台的倾角稳性校核，满足规范所定。在保证平台在大倾角下也能保持稳定以后，对浮式 平台的系泊系统进行初步设计和安全系数校核，平台在作业工况和自存工况下校核结果 均满足规范。至此，整个新型半潜浮式风机系统已经设计完成，为后续第四五章的分析 结果奠定了模型基础。 48 第 4 章 基于 AQWA 和 FAST 的半潜浮式风机全耦合分析 第 4 章 基于 AQWA 和 FAST 的半潜浮式风机全耦合分析 本章利用 AQWA 与 OpenFAST 对新型半潜式浮式风机系统进行了动力学建模，对 整个新型浮式风机系统在风浪联合条下进行了全耦合水动力性能分析。为了验证 AQWA 和 OpenFAST 数值方法的准确性，对 OO-Star-10 MW 浮式风机进行规则波和不规则波 下的数值模拟，并将结果与文献数据进行比较。然后将同样的方法应用于新型浮式风机 模型，在给定的设计工况下进行计算分析，最后将数值模拟结果与 OO-Star-10 MW 风机 平台进行对比，探究新型浮式平台的水动力性能响应变化。 4.1 数值方法验证 4.1.1 OpenFAST 简介 OpenFAST 是一款应用于风力涡轮机耦合运动响应仿真研究的具有多物理场、多保 真度等特点的数值工具。它将气动、海上结构流体动力学、控制与电气系统（伺服）动 力学，结构动力学计算模块进行耦合，旨在实现时域非线性气动-水动-伺服-弹性仿真的 耦合计算，被广泛应用于一些大型风力机设计中，如风能转换装置和风力机基础。经过 这几年的发展，OpenFAST 现已成为较为成熟且能够被应用于实际工程中的数值模拟方 法。 OpenFAST 主要分为八个模块，分别为 ElastoDyn（结构动力学模块）、TurbSim（湍 流风模块）、AeroDyn（空气动力学模块）、ServoDyn（伺服控制模块）、HydroDyn（水 动力学模块）、MoorDyn（系泊系统）、SubDyn（桩基础）和 IceDyn（冰载荷）。其每个 模块既可以完成独立的运算，也可以实现不同模块间的调用耦合。在 OpenFAST 工作过 程中，对主输入文件进行修改来调用计算中所需的模块，然后每个模块再次调用其输入 的文件，构建动态链接库，完成各模块间耦合计算。由于每个模块都可以独立地进行计 算，因此该方法也适用于其他类型的风力发电机组，具有良好的通用性。图 4.1 即为 OpenFAST 的计算原理流程图。 49 哈尔滨工程大学硕士学位论文 图 4.1 OpenFAST 计算原理流程图 4.1.2 浮式风力机模型 本次数值验证用到的模型是 OO-Star-10 MW 半潜式浮式平台。该浮式风机模型来源 于德国斯图加特大学的 LIFES50+项目[54]，该平台承接的为 DTU-10 MW 风力机。平台 由星形浮筒组成，浮筒上方安装了一根中心柱和三根侧柱，立柱由上部圆柱和下部圆锥 组成，且底部有设置垂荡板。OO-Star 平台的排水体积比一般钢结构平台要大，不同与 传统钢制式半潜平台，该平台主要由预制混凝土构成，且该平台未布设斜撑横撑来连接 各部主体结构，而是由星型布设的浮筒来连接各个立柱。其具体尺寸结构如图 4.2 所示。 (a) 平台结构三维图 (b) 平台结构俯视图 图 4.2 OOStar-10 MW 风力机系统 50 第 4 章 基于 AQWA 和 FAST 的半潜浮式风机全耦合分析 (c) 平台结构侧视图 (d) 浮式风力机整体结构图 图 4.2 OOStar-10 MW 风力机系统（续图） 根据图 4.2 和表 4.1 中平台的各项参数，在 Workbench AQWA 中建立平台的数值模 型如图 4.3，并且对 OO-Star 平台进行静水力分析，得到平台的静水刚度、辐射阻尼、 附加质量和波浪力等水动力参数，转化格式后得到 WAMIT 文件，将其放入 OpenFAST 的 HydroDyn 模块下进行后续调用。 表 4.1 OO-Star 平台参数表 参数名称 数值 吃水/m 22 塔基距离水线面的高度/m 11 总重量（包括压载）/t 2.360×104 总排水量/m3 2.350×104 重心距离水线面高度/m -15.848 横摇惯性矩/kg·m2 9.1328×109 纵摇惯性矩/ kg·m2 9.1328×109 艏摇惯性矩/ kg·m2 1.6279×1010 图 4.3 AQWA 中建立 OO-Star 数值模型效果图 51 哈尔滨工程大学硕士学位论文 平台上部搭载 DTU-10 MW 风机模型，风机参数见第三章的表 3.1。浮式风力机的 系泊系统采用悬链线形式，三条锚链呈 120°辐射状均匀分布，锚链中下部布置了重达 50 吨的重块，其布置示意图见图 4.4[54]。OO-Star 的系泊系统锚链参数见表 4.2，将其输 入到 OpenFAST 的 MoorDyn 模块中，建立系泊系统模型。至此，在 OpenFAST 中完成 了漂浮式平台、风力机系统和系泊系统的建模，以进行后续数值模拟分析。 表 4.2 OO-Star 系泊系统锚链参数表 参数名称 数值 系泊线数量 3 相邻系泊线角度/deg 120 水线面下锚点深度/m 130 导览孔距离水线面以上/m 9.5 空气中单位长度的等效质量/kg·m-1 375.38 从平台中心到锚点半径/m 691 重块在水中的总质量/kg 50000 未拉伸系泊线长度（上部）/m 118 未拉伸系泊线长度（下部）/m 585 系泊线直径/m 0.246 拉伸刚度/(N/m) 1.506×109 (a) 系泊系统俯视图 (b) 系泊系统侧视图 图 4.4 OO-Star 系泊系统布置示意图 4.1.3 自由衰减对比 首先对 OO-Star 半潜浮式风机平台的固有周期进行计算并与文献结果进行比对。为 了研究半潜浮式风机平台各个方向的固有频率，可以利用 OpenFAST 进行浮式风机平台 的自由衰减模拟，包括锚泊系统在内。在每种衰减情况下，通过在相应的自由度中引入 一个初始位移，使得系统衰减到其平衡位置，并进行相关计算分析以得到平台的固有频 率。所选定的初始位移代表了给定自由度。自由衰减模拟是指在无风浪流荷载作用下， 52 第 4 章 基于 AQWA 和 FAST 的半潜浮式风机全耦合分析 平台在六个自由度方向上的运动响应，本节中平台被视为刚性体。如图 4.5 所示，展示 了浮式风力机平台六个自由度自由衰减的时历曲线。 (a) 平台纵荡 (b) 平台横荡 (c) 平台垂荡 (d) 平台横摇 (e) 平台纵摇 (f) 平台艏摇 图 4.5 OO-Star 平台六自由度自由衰减时历曲线 根据时历曲线利用公式(4-1)计算文献中给的 1、3、5、6 方向上的衰减周期，进而 得到固有频率，与文献的数值[54]进行对比。如表 4.3 所示，从误差率来看，计算数据与 53 哈尔滨工程大学硕士学位论文 文献数据几乎一致。 t t T ik i k (4-1) 式中： T 为固有周期； tik 和 ti 分别代表第 i+k 个和第 i 个振幅对应的时间。 表 4.3 平台固有周期和固有频率 自由度 本次模拟 纵荡 垂荡 纵摇 艏摇 固有周期/s 181.8 20.3 31.8 102.9 固有频率/Hz 0.0055 0.0493 0.031 0.00972 固有频率/rad/s 0.0345 0.31 0.195 0.061 文献/Hz 0.0054 0.0478 0.0316 0.0097 差率 1.85% 3.14% -1.90% 0.21% 4.1.4 不规则波下频域仿真分析 为了更好的研究浮式风力机在风浪联合条件下的运动响应，需要设置海洋环境载荷， 即风载荷和波浪载荷，其中湍流风风速为 13.9 m/s，湍流度为 0.12，有义波高为 3.04 m， 周期为 9.5 s。前 1800 s 被排除在功率谱密度(Power Spectral Density，PSD)分析之外，以 排除瞬态效应，由于是对称结构，所以只考虑 1、3、5 方向上的平台运动响应。 平台运动的运动响应对比曲线如下图 4.6 所示，由于不规则波和湍流风生成的随机 性，故平台时域曲线略有差距是正常现象，数值模拟结果与文献结果对比，纵荡方向上 结果吻合较好，纵荡和纵摇方向上略有差距但是对时域结果进行功率谱密度分析，和文 献结果吻合较好[54]，功率谱密度的峰值皆出现在平台固有频率附近，说明 OO-Star 模型 在 OpenFAST 中建模是较为准确的。 (a) 平台纵荡时域响应 (b) 平台纵荡功率谱密度 图 4.6 平台运动的运动响应对比 54 第 4 章 基于 AQWA 和 FAST 的半潜浮式风机全耦合分析 (c) 平台纵荡时域响应 (d) 平台垂荡功率谱密度 (e) 平台纵摇时域响应 (f) 平台纵摇功率谱密度 图 4.6 平台运动的运动响应对比（续图） 4.2 新型半潜式浮式风机数值模型 4.2.1 水动力计算模型 根据第三章设计的平台参数，在 AQWA 中建立平台数值模型如图 4.7(a)，分析得到 平台的水动力参数文件并且转化成 WAMIT 格式被 OpenFAST 的 Hydrodyn 模块所调用。 在 OpenFAST 中依据平台参数对平台进行建模建模，搭载 DTU-10 MW 风机，最终建立 了新型半潜式浮式风力平台模型，如图 4.7(b)所示。 55 哈尔滨工程大学硕士学位论文 (a) 平台数值模型结构 (b) 新型浮式风力机整体结构图 图 4.7 新型浮式风机系统三维结构示意图 4.2.2 平台固有频率 当一个结构系统受到外部刺激时会产生运动，并根据其固有频率而产生自然振动。 固有频率是结构的特定频率，一个结构由于是多自由度运动的，因此通常有多个固有频 率。固有频率是结构的内在属性，不受外部激励的影响。即使在没有外部激励的情况下， 结构的固有频率也是存在的，只有当它受到激励时，结构才会以其固有频率做出振动反 应。 研究结构的固有频率特征的目的是为了避免共振现象的发生。共振现象主要表现为， 当一个系统被外界条件激励时，如果外部激励频率与系统的固有频率相同或非常接近时， 其结构物振动响应会异常剧烈。可以明确以下几点：共振频率是指发生共振的频率，无 论是否发生共振现象，结构的固有频率是不变的；只有当外部激励频率接近或等于系统 的特征频率时，系统才会发生共振。在共振期间，结构的振动非常强烈，可能会导致不 可预知的危险后果。因此，工程设计上必须要避免共振的发生。在平台设计完成后，应 计算其固有频率，以确保其符合规范的相关要求，避免在设计海况下出现共振周期。 图 4.8 显示了浮式风力机在六个自由度方向上的自由衰减时历曲线，自由衰减时程 曲线可以转换为 PSD 曲线，如图 4.9 所示。 56 第 4 章 基于 AQWA 和 FAST 的半潜浮式风机全耦合分析 (a) 纵荡 (b) 横荡 (c) 垂荡 (d) 横摇 (e) 纵摇 (f) 艏摇 图 4.8 平台六自由度自由衰减曲线 57 哈尔滨工程大学硕士学位论文 图 4.9 平台六自由度自由衰减功率谱密度 表 4.4 平台固有周期和固有频率 自由度 纵荡 横荡 垂荡 横摇 纵摇 艏摇 固有周期/s 208.3 208.3 25.0 39.8 39.8 178.57 固有频率/(rad/s) 0.0301 0.0301 0.251 0.158 0.158 0.0352 该平台的固有周期及固有频率结果见表 4.4，满足 DNV 规范要求，即：纵荡大于 100 s，垂荡为 15 s～25 s，纵摇为 25 s～40 s[63]。且避开了本次设计海域的常见共振周期。 4.2.3 风机推力曲线 只考虑风荷载的影响，得到基于 DTU-10 MW 风机的推力-风速曲线见图 4.10，将 风载荷简化为定常力作用在风机的轮毂处。可以发现，在到达额定风速 11.4 m/s 前，风 机的平均推力逐渐增大，并且在额定风速下，推力达到最大值，超出额定风速，平均推 力开始逐渐减小。 图 4.10 不同风速下 DTU 的轮毂推力曲线 58 第 4 章 基于 AQWA 和 FAST 的半潜浮式风机全耦合分析 4.3 规则波下平台水动力性能分析 4.3.1 单一规则波下平台运动响应 在进行不规则波模拟真实海况之前，分析没有风的规则波下的浮式风机模型响应有 助于评估该数值模型建模是否被正确满足流体力学等基础理论。对于对称结构的浮式平 台，其在纵荡、垂荡和纵摇 3 个方向的运动响应较为明显。故在此仅给出平台在纵荡、 垂荡以及纵摇方向的时域计算结果。 该新型浮式风机半潜平台在 OpenFAST 中完成建模， 不考虑风速的影响，对 H=6 m 和 T=10 s 的规则波的响应（LC1 工况）如图 4.11 所示， 其中前 400 s 结果被舍去以排除瞬态效应。可以观察到，平台的运动受频率为 0.1 Hz（周 期为 10 s)的规则波支配。 (a) 平台纵荡时域响应 (b) 平台纵荡功率谱密度 图 4.11 平台纵荡、垂荡、纵摇时域运动响应和功率谱密度 (d) 平台垂荡时域响应 (e) 平台垂荡功率谱密度 59 哈尔滨工程大学硕士学位论文 (f) 平台纵摇时域响应 (g) 平台纵摇功率谱密度 图 4.11 平台纵荡、垂荡、纵摇时域运动响应和功率谱密度（续图） 4.3.2 规则波定常风下平台运动响应 分析规则波定常风下的平台水动力性能有助于了解平台平衡位置变化和各个自由 度的运动受风影响的大小，本小节利用 OpenFAST 软件，给定同一规则波，波高为 6 m， 波周期为 10 s，计算不同风速下的平台运动响应结果如图 4.12 所示，观察平台 1、3、5 方向上的运动响应，得到平台动态平衡位置。 (a) 平台纵荡时域响应 (b) 平台垂荡时域响应 图 4.12 平台纵荡、垂荡、纵摇时域运动响应 60 第 4 章 基于 AQWA 和 FAST 的半潜浮式风机全耦合分析 (c) 平台纵摇时域响应 图 4.12 平台纵荡、垂荡、纵摇时域运动响应（续图） 根据计算结果可以发现，在同一规则波，不同风速下，平台振幅不变，但是其平衡 位置会有变化。5 m/s 风速下（LC2 工况），平台平衡位置如下：纵荡方向上为 3.96 m， 垂荡方向上为-0.11 m，纵摇方向上为 0.99°；11.4 m/s 风速下（LC3 工况），平台平衡位 置如下：纵荡方向上为 17.7 m，垂荡方向上为-0.24 m，纵摇方向上为 5.22°。由此可见， 该新型平台在纵荡和纵摇方向上，受风荷载影响变化幅度较大，而垂荡方向变化较小。 4.4 不规则波下平台水动力性能分析 4.4.1 平台运动响应分析 在工程中，选定海域实际海况要复杂得多，利用数值方法分析不同荷载下的平台响 应有助于提前预报平台的运动，探究平台影响平台运动的因素，避免事故发生。第三章 中结合近年来南海海域风速-周期联合分布表，拟定了不规则波的设计工况，此小节将 对三个不规则波工况进行风浪联合作用下的时域仿真模拟。 模拟计算时长取 3000 s，其中舍去前 1000 s 的结果以排除瞬态响应。对得到的平台 时域响应曲线采用快速傅里叶变化方法得到平台在纵荡、垂荡、纵摇三方向下的 PSD 曲线。 61 哈尔滨工程大学硕士学位论文 LC4 工况下的平台运动响应和功率谱密度曲线如图 4.13。 (a) 纵荡时域运动响应 (b) 纵荡功率谱密度 (c) 垂荡时域运动响应 (d) 垂荡功率谱密度 (e) 纵摇时域运动响应 (f) 纵摇功率谱密度 图 4.13 LC4 工况下平台纵荡、垂荡和纵摇运动响应曲线 62 第 4 章 基于 AQWA 和 FAST 的半潜浮式风机全耦合分析 LC5 工况下的平台运动响应和功率谱密度曲线如图 4.14。 (a) 纵荡时域运动响应 (b) 纵荡功率谱密度 (c) 垂荡时域运动响应 (d) 垂荡功率谱密度 (e) 纵摇时域运动响应 (f) 纵摇功率谱密度 图 4.14 LC5 工况下平台纵荡、垂荡和纵摇运动响应曲线 63 哈尔滨工程大学硕士学位论文 LC6 工况下的平台运动响应和功率谱密度曲线如图 4.15。 (a) 纵荡时域运动响应 (b) 纵荡功率谱密度 (c) 垂荡时域运动响应 (d) 垂荡功率谱密度 (e) 纵摇时域运动响应 (f) 纵摇功率谱密度 图 4.15 LC6 工况下平台纵荡、垂荡和纵摇运动响应曲线 由图 4.13 可知，浮式风机平台在低风速下运动响应较小。LC4 工况下，在纵荡和纵 摇方向，功率谱密度曲线均出现 2 个峰值。皆位于纵荡固有频率（0.0301 rad/s）和纵摇 固有频率（0.158 rad/s），而垂荡方向上功率谱密度出现 3 个峰值，其中之一位于垂荡固 有频率（0.251 rad/s）附近，其他两个峰值与风浪荷载有关，分别为低频风频率和波浪 谱频率（1.18 rad/s）附近。说明，在 LC4 工况下，平台的纵荡、垂荡运动主要受结构的 64 第 4 章 基于 AQWA 和 FAST 的半潜浮式风机全耦合分析 固有频率影响，而垂荡方向上平台的运动不仅受结构固有频率的影响还受到低频风荷载 和波浪载荷的共同影响。 由图 4.14 可知，LC5 工况下，纵荡、纵摇方向功率谱密度出现了 2 个峰值，位于平 台的纵荡固有频率和纵摇固有频率附近，额定工况下，轮毂处的推力增大使得平台在低 频下的运动更加剧烈。垂荡方向，功率谱密度出现 3 个峰值，即低频风频率、垂荡固有 频率和波浪谱频率（0.8 rad/s）附近。由此说明，额定工况下，平台纵荡方向不仅受结 构自身固有频率影响，纵摇方向上受低频风和自身固有频率共同影响，且对风荷载的激 励效果更强，而垂荡方向上不仅仅受平台自身固有频率影响，还受到风浪的联合激励作 用，后两者的影响更大。 由图 4.15 可知，在极端海况下，纵荡方向上，功率谱密度出现了 3 个峰值，位于平 台的纵荡固有频率、纵摇固有频率和波浪谱频率（0.66 rad/s）附近；垂荡方向上，功率 谱密度出现 2 个峰值，位于垂荡固有频率和波浪谱频率附近；纵摇方向上，功率谱密度 出现 3 个峰值，位于纵摇固有频率、垂荡固有频率和波浪谱频率附近。可以分析得到， 对于大风速大波浪的情况，平台三个自由度方向都受到波浪的影响，其中波浪对平台的 垂荡响应激励作用最强，对纵荡和纵摇方向上影响很小。 表 4.5 为三个不规则波工况下的平台运动响应统计值。 表 4.5 不规则波工况下平台运动响应统计值 自由度 纵荡/m 垂荡/m 纵摇/deg 统计值 LC4 LC5 LC6 最大值 4.144 13.83 8.913 最小值 3.092 8.361 5.720 平均值 3.772 10.64 7.080 幅值 0.526 2.735 1.597 标准差 0.2556 1.193 0.594 最大值 -0.1003 -0.089 0.227 最小值 -0.1225 -0.334 -0.451 平均值 -0.1126 -0.204 -0.141 幅值 0.011 0.129 0.339 标准差 0.004 0.044 0.123 最大值 1.484 7.942 4.232 最小值 0.621 1.360 0.806 平均值 1.065 4.769 2.725 幅值 0.431 3.291 1.713 标准差 0.211 1.414 0.785 65 哈尔滨工程大学硕士学位论文 图 4.16 为平台纵荡、垂荡和纵摇方向上运动响应统计值柱状图。 (a) 纵荡统计值 (b) 垂荡统计值 (c) 纵摇统计值 图 4.16 平台运动响应统计值 从图 4.16 可知： （1）在各个不规则波工况下，浮式风机纵荡方向运动响应幅值都明显大于垂荡、 纵摇方向。LC4 工况，在低风速情况下，平台运动响应总体都较小。平台的垂荡运动响 应随着风浪荷载变大而变大，LC6 工况下，平台的垂荡响应幅值达到了 0.039 m，远大 于其他工况下的运动响应幅值。这说明，垂荡方向上平台的运动受环境荷载的激励作用 更大，这与功率谱密度的分析结果一致。 （2）LC5 为风机的额定风速工况，由图 4.16(a)和(b)可知，在这个风速下，平台的 纵荡、纵摇运动响应最大，这是由于在 11.4 m/s 时，风机轮毂处受到的水平推力最大， 这一结论已在 4.2.3 小节中得到证实。水平推力会影响平台的运动，推力越大，平台水 平方向的运动越大，这一结果与风机推力曲线结果保持一致。 66 第 4 章 基于 AQWA 和 FAST 的半潜浮式风机全耦合分析 4.4.2 系泊缆张力分析 海上浮式风机系泊系统能够限制浮式风机平台的运动响应，保正风机正常工作状态， 以此来保证风电机组的发电效率，维护系统的稳定性。因此，针对系泊系统在不同海况 作用下的动力响应问题研究具有十分重要的意义。此处计算了三种不规则波工况 0°浪向 下平台的运动响应，得到系泊缆张力的动力响应，如图 4.17-图 4.19。 图 4.17 LC4 下系泊缆张力响应 图 4.18 LC5 下系泊缆张力响应 67 哈尔滨工程大学硕士学位论文 图 4.19 LC6 下系泊缆张力响应 此处三个工况下皆取 1 号系泊缆对系泊缆进行统计值分析，进行对比见表 4.6，其 张力统计值柱状图见图 4.20。 表 4.6 系泊缆张力响应统计值 统计值 LC4 LC5 LC6 最大值 1.766E6 2.945E6 2.173E6 最小值 1.659E6 2.061E6 1.854E6 平均值 1.718E6 2.433E6 2.009E6 图 4.20 系泊缆张力响应统计值 由图 4.20 可知: （1）风机在低风速下工作时，为了捕获风能来获取最大效率，在达到额定风速前， 轮毂处变桨控制器将不会采取变桨措施[64]。在风速为 6.5 m/s(LC4)下运行时，风机所受 最大推力为 1766 kN，所受平均推力为 1718 kN。 （2）风机在额定风速(LC5)下运行时，风机轮毂处所受到的水平推力最大，1 号系 68 第 4 章 基于 AQWA 和 FAST 的半潜浮式风机全耦合分析 泊缆被拉紧，张力达到最大。其中 1 号系泊缆所受张力最大值为为 2945 kN，平均值为 2433 kN。 （3）风机在高风速下运行时，当风速大于额定风速后，为防止风机转速以及推力 过大对机舱及叶片损坏，风机将会采取变桨控制，以减小风机轮毂处所受水平推力，来 保证风机的正常工作状态。风机在 17.5 m/s 风速下(LC6)运行时所受推力变小，风机最 大推力为 2173 kN，所受平均推力为 2009 kN。 4.4.3 机舱加速度响应特性 当风机在正常海况下工作运行时，风轮机的加速度是保证海上风轮机的正常发电的 重要参数。一般规定，风机正常发电时的机舱加速度的振幅不大于 2m/s2[65]。如图 4.21 为风机在额定工况下(LC5)的机舱加速度水平方向的响应曲线。 图 4.21 风机正常工作下(LC5)水平机舱加速度时域响应 由图可知，当风机正常工作时，机舱加速度的最大幅值为 0.457m/s2，标准差为 0.082， 符合一般规定。说明风机在正常工作情况下，机舱能基本维持稳定，风机能保证正常工 作状态。 4.5 新型平台与 OO-Star 平台运动响应对比 4.1 小节中已经验证了本次研究利用 OpenFAST 对 OO-Star 浮式平台建模的准确性， 故而接下来在 OpenFAST 中计算 OO-Star 平台在本次设计工况中的平台运动响应结果， 综合对比分析，在不同的不规则波工况下本次设计的半潜平台和 OO-Star 平台的运行响 应。其中只讨论了半潜平台运动较为剧烈的三个自由度方向，即平台的纵荡、垂荡和纵 摇运动。计算时长为 3000 s，为排除瞬态响应，前 1000 s 的结果将被舍去。 69 哈尔滨工程大学硕士学位论文 因为数值模型的尺寸与结构不同，平衡位置差距会比较大，故本次分析对比主要参 考参数为纵荡、垂荡、纵摇方向的幅值和标准差以及系泊缆张力最大值、最小值和平均 值，比较两者运动响应差距，并且分析差距出现的原因。 4.5.1 平台运动响应 新型浮式平台与 OO-Star 平台在三个不规则波工况下的运动响应对比结果如下表所 示，因两者平衡位置不同，故各方向上运动位移的平均值不做比较，此次对比主要是观 察两者的振幅以及标准差的大小，来分析两个平台的运动响应结果。不规则波各工况下 运动响应统计值见表 4.7-表 4.9，统计值柱状图对比见图 4.22-图 4.24。 表 4.7 LC4 下新型平台与 OO-Star 运动响应结果对比 自由度 纵荡/m 垂荡/m 纵摇/deg 统计值 新型浮式平台 OO-Star 最大值 4.144 7.435 最小值 3.092 3.696 幅值 0.526 1.870 标准差 0.2556 0.855 最大值 -0.1003 1.259 最小值 -0.1225 1.213 幅值 0.011 0.023 标准差 0.0044 0.0078 最大值 1.484 1.342 最小值 0.621 0.404 幅值 0.431 0.938 标准差 0.211 0.204 表 4.8 LC5 下新型平台与 OO-Star 运动响应结果对比 自由度 纵荡/m 垂荡/m 纵摇/deg 统计值 新型浮式平台 OO-Star 最大值 13.83 23.53 最小值 8.361 11.80 幅值 2.735 5.865 标准差 1.193 2.102 最大值 -0.0885 1.381 最小值 -0.334 0.962 幅值 0.123 0.210 标准差 0.044 0.085 最大值 7.942 6.225 最小值 1.36 1.338 幅值 3.291 2.444 标准差 1.414 1.104 70 第 4 章 基于 AQWA 和 FAST 的半潜浮式风机全耦合分析 表 4.9 LC6 下新型平台与 OO-star 运动响应结果对比 自由度 纵荡/m 垂荡/m 纵摇/deg 统计值 新型浮式平台 OO-Star 最大值 8.913 14.11 最小值 5.72 7.813 幅值 1.597 3.149 标准差 0.594 1.221 最大值 0.2273 2.037 最小值 -0.4507 0.385 幅值 0.339 1.652 标准差 0.1227 0.297 最大值 最小值 4.232 0.806 3.787 0.747 幅值 1.713 3.04 标准差 0.785 0.579 图 4.22 新型平台与 OO-Star 纵荡运动响应结果对 图 4.23 新型平台与 OO-Star 垂荡运动响应结果对比 71 哈尔滨工程大学硕士学位论文 图 4.24 新型平台与 OO-Star 纵摇运动响应结果对比 通过对比三种工况下纵荡、垂荡和纵摇的统计值，可以发现： （1）纵荡方向，两个平台皆在风机额定风速下(LC5)，纵荡响应幅值达到最大。这 是因为，两个平台搭载的皆为 DTU-10 MW 风机，在额定风速 11.4 m/s 下，风力受到的 水平推力达到最大，这将直接影响平台的纵荡运动，因而平台的纵荡运动在 11.4 m/s 下 达到最大，然而当风速大于额定风速时，推力逐渐减小，故而平台的纵荡幅值也会减小。 （2）与 OO-Star 平台相比，本次研究设计的新型平台，在纵荡和垂荡方向上的运 动响应更小，在纵摇方向上运动响应略大于 OO-Star 平台。例如，在 LC6 中，新型平台 的纵摇运动的标准差比 OO-Star 高 26.24%，而其纵荡运动的标准差比 OO-Star 小 51.35%， 垂荡运动的标准差比 OO-Star 小 58.69%。 （3）半潜式平台的垂荡响应控制一直是浮式风机平台研究的重点，而研究结果发 现，OO-Star 的垂荡运动响应的幅值要比新型平台的大很多。造成这种差异的原因可能 是 OO-Star 和新型平台的设计不同：两者吃水深度不同，较大的吃水可以有效减小垂荡 响应振幅[66]，提高整体系统的稳定性；两者尺寸大小和压载水布置深度不同；两者系泊 系统布置和性能不同。除此之外，新型平台在其他工况下的运行稳定性普遍优于 OO-Star 平台。 4.5.2 功率谱密度分析 通过功率谱密度分析，以 LC5 工况为例，更详细地比较了新型平台和 OO-Star 平台 的动态响应特性。 采用快速傅里叶变化方法得到额定风速条件下平台纵荡、垂荡、纵摇三方向下的功 率谱密度 PSD 曲线，如图 4.25-图 4.27 所示。 72 第 4 章 基于 AQWA 和 FAST 的半潜浮式风机全耦合分析 图 4.25 新型平台与 OO-star 纵荡方向功率谱密度对比 图 4.26 新型平台与 OO-Star 垂荡方向功率谱密度对比 图 4.27 新型平台与 OO-Star 平台纵摇运动功率谱密度对比 对比平台运动响应的功率谱密度，可以观察到： （1）纵荡方向运动，新型平台和 OO-Star 的峰值皆出现在其纵荡方向上的固有频 73 哈尔滨工程大学硕士学位论文 率，即新型平台的纵荡固有频率为 0.031 rad/s，OO-Star 纵荡固有频率为 0.0345 rad/s。 两者功率谱密度皆未在波浪谱频率附近出现峰值，可见两个平台的在纵荡方向上的运动 皆受结构固有频率主导。 （2）垂荡方向运动，两个平台皆在其垂荡固有频率附近出现峰值，即新型平台的 垂荡固有频率为 0.25 rad/s，OO-Star 垂荡固有频率为 0.31 rad/s。并且两个平台都受到波 频波激载荷控制，即两个平台的其中一个峰值都出现在波浪谱频率附近(0.8 rad/s)，虽然 两个平台的垂荡运动响应 PSD 均在波频为时最大，但低频风荷载激发的垂荡共振响应 在新型平台的垂荡运动中所占比例较大，但是其对 OO-Star 平台的的激励作用明显高于 新型平台。此外，与 OO-Star 平台相比，新型平台的垂荡运动出现了第三个峰值，位于 平台纵荡固有周期附近(0.03 rad/s)，原因可能是湍流风谱中低频风的影响。 （3）纵摇方向运动，两个平台皆在其纵摇固有频率附近出现峰值，即新型平台的 垂荡固有频率为 0.158 rad/s，OO-Star 垂荡固有频率为 0.195 rad/s。但是新型平台在纵荡 固有周期附近也出现了峰值，由此可见新型平台受一部分低频风的影响。波浪激励载荷 在两平台的纵摇运动响应中影响很小，可忽略不计，可见两个平台在纵摇方向运动上皆 受结构的固有频率主导。 （4）在风机的额定工况下，两个平台在纵荡和纵摇方向上平台固有频率处的运动 响应远远大于波浪谱峰频率处的运动响应值，而在垂荡方向上波浪谱峰频率处的运动响 应大于平台固有频率处的运动响应。由此可见，在额定工况风浪联合作用下，平台的纵 荡纵摇运动受结构固有周期控制，垂荡运动受结构固有周期和波浪载荷共同控制，且相 比较 OO-Star，新型平台受波浪影响更小。 4.5.3 系泊缆张力分析 对两个平台的系泊系统的系泊缆张力进行分析比较，以 LC5 工况为例，OO-Star 平 台和新型平台的三根系泊缆动态响应如图 4.28 和图 4.29。不规则波工况下 OO-Star 与新 型平台单根系泊缆（line#1）张力对比如表 4.10 所示，系泊缆张力统计值对比图如图 4.30 所示： 74 第 4 章 基于 AQWA 和 FAST 的半潜浮式风机全耦合分析 图 4.28 新型平台在 LC5 下的系泊系统荷载动力响应 图 4.29 OO-Star 平台在 LC5 下的系泊系统荷载动力响应 表 4.10 不同工况下 OO-Star 与新型平台单根系泊缆张力对比 工况 LC4 LC5 LC6 统计值 Simulation OO-star 最大值 1.766E6 1.948E6 最小值 1.659E6 1.772E6 平均值 1.718E6 1.865E6 最大值 2.979E6 3.183E6 最小值 2.065E6 2.180E6 平均值 2.431E6 2.524E6 最大值 2.173E6 2.355E6 最小值 1.854E6 1.948E6 平均值 2.009E6 2.13E6 75 哈尔滨工程大学硕士学位论文 图 4.30 新型平台与 OO-Star 系泊系统响应结果对比 由图 4.30 可知，在三个不规则波工况下，新型平台的单根系泊缆(line#1)张力的各 个统计值皆比 OO-Star 平台要小，且当风浪 0°入射时，对于侧边两条锚链，OO-Star 所 受的系泊缆张力也略大一些。但是这个差异造成的原因可能是因为两者系泊系统布置形 式不同且使用的锚链材料不同。对于新型平台，可以采用强度更小的锚链来节省成本。 4.6 本章小结 本章主要介绍了该新型半潜式浮式平台基于 AQWA 和 OpenFAST 的半潜浮式风机 全耦合结果及分析。首先利用 OO-Star-10 MW 半潜式浮式平台验证了本次研究所用到的 OpenFAST 和 AQWA 数值方法的准确性，利用同样的方法建立新型浮式风机平台的模型。 新型平台搭载的风机与 OO-Star 平台一致，皆为 DTU-10 MW 风机，并且在 OpenFAST 中完成模型静水下自由衰减模拟得到平台六自由度方向上的固有频率、以及计算得到不 同工况下平台的运动响应，最后的结果与 OOStar-10 MW 风机平台进行对比，以此来探 究该新型浮式平台的性能优缺点。分析得出： （1）新型平台的结构固有周期皆满足 DVN 规范，且避开了南海的共振周期。 （2）在不规则波作用下，浮式平台系统在纵荡和纵摇方向上的运动有一定耦合作 用，主要是受到结构自身固有频率的影响，在一些极端情况，也会受到风浪激励作用， 但是效果并不大。平台在作业工况下，机舱加速度幅值符合一般规定，机舱稳定性较好， 不影响风机正常工作。在风机的额定风速工况下，纵荡和纵摇方向上的运动响应都达到 最大。而平台的垂荡运动相对独立，其运动除了受到结构自身固有频率影响，更大程度 上受到波浪谱的影响，风浪作用越大，其激励反馈更为明显。 76 第 4 章 基于 AQWA 和 FAST 的半潜浮式风机全耦合分析 （3）在额定工况下观察两个平台的运动响应，与 OO-Star 浮式风机平台相比，新 型在纵摇方向上运动响应略大，但是在纵荡和垂荡方向上的运动响应明显更小。分析两 者垂荡功率谱密度曲线，发现两个平台都垂荡方向上都受到风浪的联合激励作用，但是 新型平台受波浪影响更小。 （4）新型平台的水动力性能相较于 OO-Star 平台有了一定程度的改善，尤其是对 平台的垂荡运动响应有良好的反馈结果。 77 哈尔滨工程大学硕士学位论文 78 第 5 章 风浪联合作用下系泊系统设计优化 第 5 章 风浪联合作用下系泊系统设计优化 在第 3 章中，已经提出了半潜平台的初步设计方案，并且在第 4 章中已经对整个浮 式风机系统进行了风浪联合作用下的全耦合运算。通过数值模拟分析得出结论，新型平 台能够有效改善以往同类型平台的纵荡方向的运动响应。系泊系统是影响海上浮式风机 系统运动响应的关键性因素之一，系泊系统是浮式平台重要的回复力来源，尤其是平荡 运动，几乎依靠系泊系统给其提供回复力使其位于平衡位置[67]。接下来本章节会对本次 设计的半潜平台的系泊系统进行初步优化，主要是评估在风浪联合作用下，比较不同的 系泊系统布置方式，即改变导缆孔位置和系泊缆直径，对浮式平台运动响应及系泊缆张 力的影响，综合对比获得相对优化的系泊布置方式，并且对优化后的系泊系统在极端海 况进行强度校核。 5.1 改变导缆孔位置的影响 5.1.1 系泊方案布置 在第三章系泊系统设计中，导缆孔的高度为 z=0 m。导缆孔的距离水面的高度会对 平台的运动产生影响[68]，将导缆孔的高度分别设置为 10 m，-10 m，-20 m，-30 m 和-35 m，锚固点坐标保持不变。具体布置方案的导缆孔与锚固点坐标见下表 5.1。 表 5.1 改变导缆孔高度后导缆孔与锚固点坐标 方案编号 1 2 3 4 5 系泊线编号 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 1 2 3 导缆孔坐标(x，y，z)/m -56 28 28 -56 28 28 -56 28 28 -60 30 30 -60 30 30 0 48.497 -48.497 0 48.497 -48.497 0 48.497 -48.497 0 51.962 -51.962 0 51.962 -51.962 10 10 10 -10 -10 -10 -20 -20 -20 -30 -30 -30 -35 -35 -35 79 锚点坐标(x，y，z)/m -680 340 340 -680 340 340 -680 340 340 -680 340 340 -680 340 340 0 588.9 -588.9 0 588.9 -588.9 0 588.9 -588.9 0 588.9 -588.9 0 588.9 -588.9 -130 -130 -130 -130 -130 -130 -130 -130 -130 -130 -130 -130 -130 -130 -130 哈尔滨工程大学硕士学位论文 5.1.2 时域计算结果 计算得到改变导缆孔位置后，风机平台运动响应和锚链张力时历曲线与原系泊系统 响应对比曲线，见图 5.1。 (a) 平台纵荡 (b) 平台横荡 (c) 平台垂荡 (d) 平台横摇 (e) 平台纵摇 (f) 平台艏摇 图 5.1 导缆孔高度不同系泊系统响应对比 80 第 5 章 风浪联合作用下系泊系统设计优化 (g) 系泊缆张力 图 5.1 导缆孔高度不同系泊系统响应对比（续图） 纵荡、垂荡和纵摇方向的运动响应和系泊缆张力统计值结果见表 5.2。为了方便对 比分析，将幅值与标准作成柱状图见图 5.2。 (a) 平台纵荡 (b) 平台横荡 (c) 平台垂荡 (d) 平台横摇 图 5.2 不同导缆孔高度下系泊系统响应统计值对比 81 哈尔滨工程大学硕士学位论文 (e) 平台纵摇 (f) 平台艏摇 (g) 系泊缆张力 图 5.2 不同导缆孔高度下系泊系统响应统计值对比（续图） 表 5.2 不同导缆孔高度下系泊系统响应统计值 参数 纵荡/m 横荡/m 垂荡/m 横摇/deg 统计值 z=0 z=10 z=-10 z=-20 Z=-30 Z=-35 最大值 13.83 15.32 15.32 18.83 12.28 21.6 最小值 8.361 11.28 11.28 14.27 7.218 16.76 单侧最大偏移量 2.735 2.02 2.02 2.280 2.531 4.84 标准差 1.193 0.99 0.99 1.118 1.056 1.247 最大值 3.434 3.209 3.209 8.476 3.749 16.08 最小值 -3.077 -2.696 -2.696 -5.684 -3.314 -14.41 单侧最大偏移量 3.305 3.055 3.055 8.048 3.518 15.928 标准差 1.995 0.359 0.359 3.471 1.976 9.321 最大值 -0.0885 0.034 0.034 0.153 -0.166 0.284 最小值 -0.334 -1.171 -1.171 -0.043 -0.391 0.069 幅值 0.123 0.103 0.103 0.098 0.113 0.108 标准差 0.044 0.04 0.04 0.04 0.044 0.042 最大值 1.484 1.040 1.040 1.054 1.331 1.298 最小值 -0.625 -0.155 -0.155 -0.229 -0.454 -0.554 单侧最大偏移量 1.087 0.683 0.683 0.777 0.928 1.090 标准差 0.462 0.222 0.222 0.299 0.394 0.360 82 第 5 章 风浪联合作用下系泊系统设计优化 续表 5.2 纵摇/deg 艏摇/deg 系泊缆张 力/N 最大值 7.942 7.429 7.429 7.875 7.651 7.358 最小值 1.36 2.40 2.40 0.862 1.168 2.290 单侧最大偏移量 3.291 2.515 2.515 2.507 3.242 2.534 标准差 1.414 1.175 1.175 1.201 1.431 1.255 最大值 3.350 4.186 4.186 5.905 3.005 5.214 最小值 -3.946 -3.282 -3.282 -4.543 -2.169 -4.735 单侧最大偏移量 4.108 3.790 3.790 5.216 2.787 5.413 标准差 2.037 2.106 2.106 2.945 1.368 2.655 最大值 2.979E6 2.505E6 2.505E6 2.291E6 3.071E6 2.173E6 最小值 2.065E6 1.958E6 1.958E6 1.754E6 2.160E6 1.635E6 均值 2.431E6 2.223E6 2.223E6 2.031E6 2.548E6 1.868E6 由图 5.1 和 5.2 可知，导缆孔高度的不同对平台的运动响应有一定影响，尤其是纵 荡、横荡、横摇和纵摇方向变化较为明显，当导缆孔高度分别为 10 m 和-10 m 时，平台 响应效果几乎一致，但是导缆孔高度为 10 m 时，系泊缆张力更小。随着导缆孔距离水 平面高度的增加，平台纵荡位移最大值逐渐增大。当导缆孔高度为-20 m 和-35 m 时，平 台横荡单侧偏移量达到了 8.048 m 和 15.928 m，大于规范规定的 6.5m。因此通过计算可 知，当导缆孔位于水面以上 10 m 位置时，其响应和系泊缆受力都是最小的，系泊系统 安全系数更高。 5.2 改变系泊缆直径的影响 5.2.1 系泊方案布置 平台的系泊系统优化设计中，系泊缆的直径是工程中主要考虑的因素之一[69]，其不 仅仅关系到系泊缆自身参数，如水中重量、破断力和轴向刚度等，还关系到施工成本和 后续的养护成本。第三章系泊系统初步设计中，选取的系泊缆直径为 157 mm，对其工 作工况和自存工况都进行了初步校核，其安全系数远大于 CCS 规定的最小值。因此， 可以适当地减小系泊缆的直径，使其满足安全强度校核标准的前提下，得到更经济低成 本的系泊系统布置方式。本小节将公设置 5 种布置方式，参考国家规范[61]，系泊缆规格 为 R4 无档链，直径分别为 157 mm、130 mm、120 mm、111 mm 和 94 mm。系泊缆数 量、布置方式和锚链长度保持不变，其系泊缆参数如表 5.3 所示。由 5.1 节的结果可以 发现，将导缆孔高度设置于水线面以上 10 m 位置，整个平台的运动响应更小，且系泊 缆所受的最大张力也更小。故本小节系泊缆的导缆孔高度皆设置在水线面以上 10 m 处， 其具体系泊缆导缆孔和锚固点坐标如表 5.4 所示。 83 哈尔滨工程大学硕士学位论文 表 5.3 系泊缆参数表 方案编号 系泊缆直径/mm 空气中重量/kg·m-1 破断力/N 轴向刚度/N 1 2 3 4 157 130 120 111 97 497.9 370.1 315.4 269.8 206.1 2.124E07 1.556E07 1.357E07 1.186E07 9.343E06 2.10E09 1.44E09 1.22E09 1.05E09 8.00E08 表 5.4 导缆孔与锚固点坐标 系泊线编号 1 2 3 导缆孔坐标(x，y，z)/m -56 28 28 0 -48.497 48.497 10 10 10 锚点坐标(x，y，z)/m -680 340 340 0 -588.9 588.9 -130 -130 -130 5.2.2 时域计算结果 计算得到改变系泊缆直径后，风机平台运动响应和锚链张力时历曲线与原系泊系统 响应对比曲线，见图 5.3。 (a) 平台纵荡 (b) 平台横荡 (c) 平台垂荡 (d) 平台横摇 图 5.3 系泊缆直径不同系泊系统响应对比 84 第 5 章 风浪联合作用下系泊系统设计优化 (e) 平台纵摇 (f) 平台艏摇 (g) 系泊缆张力 图 5.3 系泊缆直径不同系泊系统响应对比（续图） 纵荡、垂荡和纵摇方向的运动响应和系泊缆张力统计值结果见表 5.5。为了方便对 比分析，将单侧最大偏移量与标准差作成柱状图见图 5.4。 表 5.5 不同系泊缆直径下系泊系统响应对比 参数 纵荡 /m 横荡 /m 垂荡 /m 统计值 d=157mm d=130mm D=120mm D=111mm D=97mm 最大值 12.42 12.59 14.08 15.97 18.78 最小值 9.183 9.326 10.71 12.41 15.05 单侧最大偏移 1.867 1.874 1.850 1.708 1.920 标准差 0.781 0.793 0.821 0.838 0.916 最大值 4.486 4.595 8.099 11.26 7.452 最小值 -1.733 -2.033 -5.464 -10.12 -6.562 单侧最大偏移 3.701 3.789 7.713 11.14 7.420 标准差 1.686 1.836 3.411 5.901 3.560 最大值 最小值 单侧最大偏移 0.064 -0.145 0.114 0.066 -0.143 0.113 0.194 -0.018 0.115 0.304 0.090 0.119 0.454 0.245 0.118 标准差 0.038 0.038 0.039 0.039 0.039 85 哈尔滨工程大学硕士学位论文 续表 5.5 横摇 /deg 纵摇 /deg 艏摇 /deg 系泊 缆张 力/N 最大值 1.452 1.449 1.268 1.594 1.592 最小值 -0.059 -0.104 -0.718 -1.151 -0.983 单侧最大偏移 0.946 0.942 1.175 1.595 1.478 标准差 0.295 0.307 0.448 0.533 0.507 最大值 6.608 6.606 6.798 6.974 7.085 最小值 1.660 1.660 1.732 1.626 1.655 单侧最大偏移 2.800 2.810 2.798 2.934 3.015 标准差 1.087 1.088 1.117 1.114 1.169 最大值 5.092 5.177 5.123 5.713 6.502 最小值 -3.512 -3.471 -5.532 -5.460 -5.593 单侧最大偏移 4.964 5.061 5.153 5.606 6.219 标准差 1.989 2.042 3.232 3.238 3.448 最大值 2.580E06 2.577E06 2.428E06 2.297E06 2.104E06 最小值 2.100E06 2.009E06 1.845E06 1.689E06 1.477E06 平均值 2.279E06 2.275E06 2.102E06 1.598E06 1.754E06 (a) 平台纵荡 (b) 平台横荡 (c) 平台垂荡 (d) 平台横摇 图 5.4 不同系泊缆直径下系泊系统响应统计值对比 86 第 5 章 风浪联合作用下系泊系统设计优化 (e) 平台纵摇 (f) 平台艏摇 (g) 系泊缆张力 图 5.4 不同系泊缆直径下系泊系统响应统计值对比（续图） 由上述结果可知，改变系泊缆的直径，对平台的纵荡、横荡和艏摇方向的运动响应 影响较大。系泊缆直径的改变，会对平台的平衡位置造成较大影响，对系泊缆顶端的张 力影响不大。在满足系泊缆安全系数的前提下，系泊缆直径的减小，平台的运动响应也 变得剧烈，尤其时横荡方向的运动响应。当系泊缆直径小于 130 mm 时，平台的横荡响 应单侧偏移量已经超过了规定值 6.5 m。当系泊缆直径为 111 mm 时，横荡单侧偏移量达 到了 11.14 m。当偏移量过大，容易造成系泊缆的断裂，不利于平台的稳定。因此，使 用直径为 120 mm、111 mm 和 97 mm 的系泊缆所得到的平台响应不满足系泊系统设计 衡准。而相比较下当系泊缆直径为 130 mm 时，其各自由度偏移大小没有发生太大变化， 且直径减小，布置系泊系统的成本也会减小，因此综合考虑最终选用 130 mm 的系泊缆。 5.3 极限海况下系泊系统强度校核 5.3.1 极限海况 通过计算分析可知，将导缆孔设置在水线面以上 10 m 高度，并且选用为 130 mm 直径的系泊缆，可以得到更为经济且水动力性能更为良好的系泊系统布置方案。接下来， 87 哈尔滨工程大学硕士学位论文 对优化后的系泊系统进行强度校核。为了获得更为稳定的系泊系统布置方案，保证漂浮 式风电场平台在极限海况下能正常运行，本小节还会对南海海域的极限海况[70]进行强度 校核。具体参数如表 5.6 所示，风谱为卡曼风谱，波浪谱为 JONSWAP 谱。 表 5.6 南海极限海况 风速 湍流度 波高 波周期 谱峰因子 28.6 m/s 0.12 7.3 m 11.1s 3.3 5.3.2 时域计算结果 当风速大于风机额定风速 25 m/s 时，风机停止工作。此时浮式风机平台不再受到轮 毂处水平推力的影响。来流风方向为 0°，当浪向为 0°、60°和 120°时，平台各自由度运 动响应和系泊缆张力响应如图 5.5 所示。运动响应统计值见表 5.7，系泊缆张力统计值见 表 5.8。 (a) 平台纵荡 (b) 平台横荡 (c) 平台垂荡 (d) 平台横摇 图 5.5 极限工况不同浪向下系泊系统响应对比 88 第 5 章 风浪联合作用下系泊系统设计优化 (e) 平台纵摇 (f) 平台艏摇 (g) 系泊缆张力 图 5.5 极限工况不同浪向下系泊系统响应对比（续图） 表 5.7 极限工况不同浪向下平台运动响应统计值 浪向/deg 0 60 120 统计值 纵荡/m 横荡/m 垂荡/m 横摇/deg 纵摇/deg 艏摇/deg 最大值 3.202 4.978 1.031 2.837 2.219 7.206 最小值 -0.090 -6.757 -0.925 -2.137 -1.448 -7.532 平均位移 1.453 -0.845 0.065 0.294 0.502 -0.102 单侧最大偏移 1.749 5.912 0.966 2.543 1.950 7.430 标准差 0.580 3.501 0.366 0.923 0.689 3.855 最大值 2.717 5.533 0.950 2.946 2.036 7.412 最小值 0.227 -7.759 -0.883 -2.250 -1.402 -7.777 平均位移 1.457 -0.840 0.065 0.291 0.504 -0.097 单侧最大偏移 1.250 6.919 0.948 2.655 1.906 7.680 标准差 0.389 3.621 0.349 0.967 0.684 3.979 最大值 2.451 5.851 1.034 3.032 2.085 7.362 最小值 平均位移 单侧最大偏移 0.395 1.450 1.055 -7.820 3.592 6.985 -0.928 0.366 0.993 -2.295 0.952 2.736 -1.276 0.675 1.780 -7.690 3.941 7.592 标准差 0.383 3.592 0.366 0.952 0.675 3.941 89 哈尔滨工程大学硕士学位论文 表 5.8 系泊缆张力统计值 浪向/deg 最大张力/kN 平均张力/kN 最大张力锚链编号 安全系数 是否满足规范 0 60 120 1688 1680 1673 1354 1355 1354 1 1 3 9.22 9.26 9.30 是 是 是 通过校核最大偏移量和系泊缆安全系数，可以得知，浮式平台在极限海况下，单侧 最大偏移量为 7.68 m，小于规定的 13.5 m，安全系数最小为 9.26，大于规定的 1.67。因 此平台在极限海况下也能维持正常工作，有良好的稳定性。 5.4 本章小结 本章主要对系泊系统进行了优化设计，通过改变导缆孔的高度和系泊缆的直径，计 算分析了不同系泊系统方案下的平台运动响应和系泊缆张力响应变化，得出结论：当将 导缆孔高度设置为水线面以上 10 m 以及选取 130 mm 直径的系泊缆时，可以得到更为 优良经济的系泊系统布置方案。同时，对优化后的系泊系统布置方案在极限海况下进行 了校核，皆满足规范，证明该系泊系统在极限海况下也是安全可靠的。 90 10 MW 新型浮式风力机水动力性能研究 结 论 世界风电由陆地逐渐走向深远海，近年来欧美国家提出多种深海浮式风机构型，部 分机型已经成功并网。我国拥有纵长的海岸线和宽阔的海域，具有开发浮式风电的资源 优势和便利条件，但目前仅有三峡集团的浮式风电项目进入工程在建，其中一个重要的 制约因素是浮式风力机基础载体的设计，其面临着大载荷和低成本的技术挑战。本课题 以 DTU-10MW 风力机为设计原型，结合我国南海某海域的环境条件，提出一种适用于 我国海况的新型半潜式浮式平台构型，并基于 AQWA 和 OpenFAST 开源代码，采用风 浪联合作用下的全耦合计算模型，分析整个浮式风机系统的水动力性能，充分考虑风轮 -平台-系泊的耦合影响，校核了平台的稳性和运动响应以及系泊系统的强度，以保证整 个浮式风机系统的可靠性。基于新型 10 MW 半潜浮式风机的时域全耦合分析，得出主 要结论如下： （1）对新型平台进行自由衰减模拟得到其结构六个自由度方向的固有周期，计算 结果皆满足 DVN 规范，且有效避开了南海常见的共振周期。 （2）在不规则波作用下，新型浮式风机的运动在纵荡和纵摇方向上的有一定耦合 作用，主要是受到结构自身固有频率的影响，在一些极端情况，也会受到风浪激励作用， 但是效果并不大，平台能够维持较好的稳定性。新型浮式风机在额定工况下，机舱稳定 性较好，以保持风机正常工作状态。同时，在额定工况下，平台的纵荡和纵摇方向上的 运动响应都达到最大，是由于风机在额定风速下其轮毂受到的水平推力最大，从而影响 了而平台的运动。而垂荡运动相对独立，其垂荡运动除了受到结构自身固有频率影响， 更大程度上受到波浪谱的影响，风浪作用越大，其激励反馈作用更为明显。系泊缆张力 在额定工况下达到了最大值，这是由于在额定风速下，风机轮毂处所受到的水平推力最 大，1 号系泊缆张紧，张力达到最大。 （3）在额定工况下观察新型浮式风机平台的运动响应，与 OO-Star 浮式风机平台 相比，新型浮式平台在纵摇方向上运动响应略大，但是在纵荡和垂荡方向上的运动响应 明显更小。分析两者垂荡功率谱密度曲线，发现两个平台在垂荡方向上都受到风浪的联 合激励作用，但是新型平台受波浪影响更小。 （4）新型浮式平台的水动力性能相较于 OO-Star 平台有了一定程度的改善，尤其 是对平台的垂荡运动响应有良好的反馈结果。 （5）为了改善平台的平荡运动，即横荡纵荡方向的运动响应，获得更为经济的系 91 哈尔滨工程大学硕士学位论文 泊系统设计方案，本课题对新型浮式平台的系泊系统进行了优化设计。通过改变系泊缆 的导缆孔高度和系泊缆直径，得到了水动力性能和经济性能更优良的系泊系统布置方案， 并且该系泊系统布置方案在极限海况下下的最大偏移量和系泊缆安全系数仍满足规范 要求。 92 10 MW 新型浮式风力机水动力性能研究 参考文献 [1] 陈卓, 李霁恒, 郭军红, 等. 气候变化下的风能资源评估技术研究进展[J]. 中外能源, 2019, 24(7): 14-19. [2] 史宏达, 韩治, 路晴. 风-浪联合开发技术研究现状及发展趋势[J]. 海岸工程, 2022, 41(04): 328-339. [3] Shi W, Park H C, Chung C W, et al. Soil-structure interaction on the response of jacket-type offshore wind turbine[J].International Journal of Precision Engineering and Manufacturing-Green Technology,2015,2(2): 139-148. [4] Energy Sector Management Assistance Program. Going Global: Expanding Offshore Wind to Emerging Markets[J]. 2019. [5] GWEC, Global offshore wind report 2020, 2020, GWEC, Brussels https://gwec.net/global-offshore-wind-report-2020. [6] 王晴勤. 广东省海上风电场选址制约因素探讨[J]. 武汉大学学报(工学版), 2011, 44(S1): 6-10. [7] 夏云峰. 金风科技：定义海上风机“大”时代[J]. 风能, 2022(10): 24-32. [8] 孙一琳. 明阳智能预见海上风电[J]. 风能, 2019(07): 30-37. [9] Wu X, Hu Y, Li Y, et al. Foundations of offshore wind turbines: A review[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2019, 104: 379-393. [10]Liu Y, Li S, Yi Q, et al. Developments in semi-submersible floating foundations supporting wind turbines: A comprehensive review[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2016, 60: 433-449. [11] Bulder, Hees, Henderson, et al. Study to feasibility of and boundary conditions for floating offshore wind turbines[J]. 2002. [12]Nilsson D, Westin A. Floating wind power in Norway-Analysis of opportunities and challenges[J]. 2014. [13]Taboada J V. Comparative Analysis Review on Floating Offshore Wind Foundations(FOWF)[C]//54th Naval Engineering and Maritime Industry Congress in Ferrol(from 14 to 16 October 2015). 2015. [14]Roddier D , Cermelli C , Aubault A , et al. WindFloat: A floating foundation for offshore 93 哈尔滨工程大学硕士学位论文 wind turbines[J]. Journal of Renewable & Sustainable Energy, 2010, 2(3):53. [15]Liu Y, Li S, Yi Q, et al. Developments in semi-submersible floating foundations supporting wind turbines: A comprehensive review[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2016, 60: 433-449. [16]Arapogianni A , Anne-Bénédicte Genachte. Deep water - The next step for offshore wind energy. 2013. [17]Blueberry Lane, Bremen. Floating offshore wind foundations ndustry consortia and projects in the United States Europe and Japan[M]. Technical report, 2013. [18]Liu Z, Zhou Q, Tu Y, et al. Proposal of a Novel Semi-Submersible Floating Wind Turbine Platform Composed of Inclined Columns and Multi-Segmented Mooring Lines[J]. Energies, 2019, 12(9): 1809. [19]Luan C, Zhen G, Moan T. Design and Analysis of a Braceless Steel 5-MWSemi-Submersible Wind Turbine[C]// Asme International Conference on Ocean. 2016. [20]Doormanweg K, Savenije F, Ridder E, et al. Integrated design of floater, mooring and control system for a semi-submersible floating wind turbine. [21]Castro-Santos L, Silva D, Bento A R, et al. Economic feasibility of floating offshore wind farms in Portugal[J]. Ocean Engineering, 2020, 207: 107393. [22]Energy N S. Kincardine Floating Offshore Wind Farm, Scotland[J]. Energy N S 2020. [23]李晓雨, 范可, 陈鹏飞, 何亮. 漂浮在海面上, 随风浪移动“三峡引领号”助风电产业 走向深远海[N]. 科技日报, 2021-08-18(005). [24]仵文松. 跨山越海，不问归期——忆我的十年追风路[J]. 风能, 2023(01): 18-20. [25]我国首个深远海浮式风电平台在青岛完成主体工程建设[J]. 电世界, 2023, 64(01): 62. [26]Zambrano T, MacCready T, Kiceniuk T, et al. Dynamic modeling of deepwater offshore wind turbine structures in Gulf of Mexico storm conditions[C].25th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering. German: Hamburg, 2006: 629-634 [27]Bayati I, Jonkman J, Robertson A, et al. The effects of second-order hydrodynamics on a semisubmersible floating offshore wind turbine[J]. Journal of Physics: Conference Series. 2014, 524(1): 12094-12103. 94 10 MW 新型浮式风力机水动力性能研究 [28]Masciola M, Robertson A, Jonkman J, et al. Assessment of the importance of mooring dynamics on the global response of the DeepCwind floating semisubmersible offshore wind turbine[J]. Bollettino Della Società Italiana Di Biologia Sperimentale. 2013, 46(11): 553-555. [29]Roddier D, Cermelli C, Weinstein A. WindFloat: a floating foundation for offshore wind turbines—part I: design basis and qualification process[C]. ASME 2009 28th International Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering.USA: Hawaii, 2009: 845-853. [30]Islam M T. Design, Numerical Modelling and Analysis of a Semi-submersible Floater Supporting the DTU 10MW Wind Turbine[D]. Trondheim: Norwegian University of Science and Technology, 2016. [31]Larsen T J, Hansen A M. How 2 HAWC2, the user's manual(CP). Denmark: DTU Wind, 2007. [32]Bulder B H, Henderson A, Huijsmans R H M, et al. Floating offshore wind turbines for shallow waters[J]. EWEC, 2003: 1-11. [33]Hu Z, Li L, Wang J, et al. Dynamic responses of a semi-type offshore floating wind turbine during normal state and emergency shutdown[J]. China Ocean Engineering, 2016, 30(1): 97-112. [34]唐友刚, 桂龙, 曹菡, 等. 海上风机半潜式基础概念设计与水动力性能分析[J]. 哈尔 滨工程大学学报, 2014(11): 1314-1319. [35]邓露, 王彪, 肖志颖, 等. 钢筋混凝土浮式风机平台概念设计与性能研究[J]. 华中科 技大学学报(自然科学版), 2016(1): 11-15. [36]Jiang Y, Hu G, Jin G, et al. Hydrodynamic Performance of a Novel Floating Foundation for Offshore Wind Turbine[C]. Proceedings of the Twenty-eighth (2018) International Ocean and Polar Engineering Conference, Japan: Sapporo, 2018: 378-385. [37]Shi W, Zhang L, You J, et al. Hydrodynamic analysis of a novel floating offshore wind turbine[C]. 16th Deep Sea Offshore Wind R&D Conference, Norway: Trondheim, 2019. [38]Shi W, Zhang L, Ning D, et al. A comparative study on dynamic response of different semi floating offshore wind turbines. Proceeding of the 38th International Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering,UK: Glasgow, 2019. [39]Zhang L, Shi W, Karimirad M, et al. Performance Analysis of a V-shaped 95 哈尔滨工程大学硕士学位论文 Semisubmersible Floating Offshore Wind Turbine for Deep Water[C]. The Proceedings of the 17th (2018) ISOPE Pacific/Asia Offshore Mechanics Symposium, Korea: Jeju, 2018. [40]张亮, 邓慧静. 浮式风机半潜平台稳性数值分析[J]. 应用科技, 2011(10): 13-17. [41]刘利琴, 肖昌水, 郭颖, 等. 基于 Jourdain 原理和有限元离散的浮式风机动力响应 分析[J]. 哈尔滨工程大学学报, 2020, 41(3): 309-317. [42]高巍. ANSYS AQWA 软件入门与提高[M]. 北京: 中国水利水电出版社, 2018. [43]Tong W. Wind power generation and wind turbine design[M]. London: WIT press, 2010. [44]赵振宙, 王同光, 郑源. 风力机原理[M]. 北京: 中国水利水电出版社, 2016. [45]Ragheb M, Ragheb A M. Wind turbines theory-the betz equation and optimal rotor tip speed ratio[M]. London: IntechOpen, 2011. [46]Hansen M O L. Aerodynamics of wind turbines[M]. London: Routledge, 2015. [47]Wilson R E, Lissaman P B S, Walker S N. Aerodynamic performance of wind turbines[M]. Corvallis, Oregon: Oregon State University, 1976. [48]吴斌, 董礼, 廖明夫, 等. 水平轴风力机气动计算的叶素动量修正法[J]. 机械科学与 技术, 2011, 30(12): 2124-2128. [49]Leishman J G, Beddoes T S. A Generalised Model for Airfoil Unsteady Aerodynamic Behaviour and Dynamic Stall Using the Indicial Method[C]. Washington, DC: American Helicopter Society, 1986. [50]Leishman J G, Beddoes T S. A semi-empirical model for dynamic stall[J]. Journal of the American Helicopter Society. 1989, 34(3): 3-17. [51]戴遗山. 舰船在波浪中运动的频域与时域势流理论[J]. 1998. [52]陈矗立. 深海浮式结构物及其锚泊系统的动力特性研究[D]. 上海:上海交通大学, 2007. [53]Nakajima T, Motora S, Fujino M. A three-dimensional lumped mass method for the dynamic analysis of mooring lines[J]. Journal of the Society of Naval Architects of Japan, 1983, 1983(154): 192-202. [54]DNV GL. LIFES 50+: Qualification of Innovative Floating Substructures for 10 MW Wind Turbines and Water Depths Greater than 50 m[R]. London: Albawaba (London) Ltd, 2015. [55]Zhao Z, Shi W, Wang W, et al. Dynamic analysis of a novel semi-submersible platform for a 10 MW wind turbine in intermediate water depth[J]. Ocean Engineering, 2021, 237: 96 10 MW 新型浮式风力机水动力性能研究 109688. [56]Azcona J, Vittori F. Mooring System Design for the 10MW Triple Spar Floating Wind Turbine at a 180 m Sea Depth Location[C] Journal of Physics: Conference Series. IOP Publishing, 2019, 1356(1): 012003. [57]中国船级社. 海上移动平台入级规范[S]. 2021 [58]张亮, 邓慧静. 浮式风机半潜平台稳性数值分析[J]. 应用科技, 2011, 38(10): 13-17. [59]胡铁牛. 船舶静力学[M]. 上海: 上海交通大学出版社, 2022 [60]王淇. 一种新型浮式风浪能混合利用系统概念设计与性能分析[D]. 哈尔滨工程大学, 2016. [61]GB/T 20848-2017, 系泊链[S]. [62]邓慧静. 海上浮式风机平台稳性及锚泊系统性能研究[D]. 哈尔滨工程大学, 2012. [63]施伟, 薛瑞宁, 侯晓彬, 修昊, 张礼贤. 10 MW 级半潜漂浮式风机的动力响应[J]. 船 舶工程, 2021, 43(10): 1-9+43. [64]张晓斌, 张万福, 李春, 司派友. 伺服系统对 10 MW 单桩式近海风力机地震响应影 响[J]. 热能动力工程, 2023, 38(01): 181-190. [65]张礼贤. 风浪联合作用下新型半潜浮式风机全耦合数值分析[D]. 大连理工大学, 2019. [66]朱航, 欧进萍. 深吃水半潜式平台垂荡响应数值分析[J]. 哈尔滨工程大学学报, 2011, 32(05): 589-594. [67]马勇, 徐颜, 李炳强, 等. 漂浮式海洋能平台运动响应耦合预报研究[J]. 舰船科学技 术, 2017, 39(11): 94-99. [68]韩志伟, 丁勤卫, 李春, 岳敏楠, 邓允河.风波耦合作用下悬链线系泊参数对不同漂 浮式风力机平台动态响应的影响[J]. 动力工程学报, 2020,40(08): 660-670. [69]罗勇, 王宏伟, 闫发锁. 浮式结构定位系统设计与分析[M]. 哈尔滨: 哈尔滨工程大 学出版社, 2015. [70]童波, 杨建民, 李欣. 深水半潜平台悬链线式系泊系统耦合动力分析[J]. 中国海洋 平台, 2008, 23(06): 1-7. 97
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