考慮過渡區水深的浮式風機系泊系統設計

李卓，范可，馬林靜，白海洋

(1.中國船級社質量認證公司，北京 100006；2.上海勘測設計研究院有限公司，上海 200335)

目前，針對不同設計水深已經出現多種不同的漂浮式下部結構形式。世界上第一座投入商業運行的風場Hywind Scoland共安裝5臺6 MW風力發電機組，采用立柱式(SPAR)基礎，風電場水深95～120 m。葡萄牙的WindFloat Atlantic作為世界第二座成功部署漂浮式風電場，該風場共布置3臺8.4 MW風力發電機組，采用半潛式基礎，設計水深85～100 m，同時WindFLoat的設計概念已被英國、西班牙等多個風場引用。“Principle Power”和“DeepCwind”的聯合體也開發了類似的設計概念。

盡管已經有多個漂浮式風力發電項目投入試運行和正式商業運營，但是漂浮式風力發電機組依然處于探索和研究階段，技術上依然存在較多的難點和挑戰，其中一項重要的挑戰就是過渡區水深(50～80 m)的系泊系統設計。在海洋工程領域，傳統海洋石油開發中固定式平臺和漂浮式平臺的工程造價臨界水深約300 m，而目前漂浮式海上風電領域固定式基礎和漂浮式下部結構的工程造價臨界水深約60 m，無法直接從傳統海洋工程領域獲取成熟的經驗。在此水深條件下，懸鏈式系泊系統由于缺乏有效的懸垂長度，難以利用自重提供足夠的回復力；張緊式系泊系統需要錨固基礎承受上拔力，增加了錨固基礎的安裝和維護成本。已有的研究有通過數值計算方法分析不同錨鏈數量、系泊布置夾角、導纜孔位置等參數對漂浮式風力發電機組運動響應及系泊張力的影響。開發針對立柱式(SPAR)基礎系泊系統和海纜設計的集成優化工具。有針對地中海南部3個不同水深(從50～300 m)的候選場址條件，對漂浮式風力發電機組的懸鏈線系泊系統進行優化，研究錨鏈和鋼絲繩等系泊纜索的不同布置方式；有利用頻域計算方法計算分析50～80 m水深和200～350 m水深條件下系泊纜索數量對平臺響應的影響，從安裝和維護的角度給出系泊系統的設計建議。

在上述研究的基礎上，從過渡區水深漂浮式風力發電機組系泊系統的設計水深入手，提出多種組合系泊系統概念設計方案。

1 理論模型

根據剛度矩陣的定義，剛度矩陣表示施加在浮式風機下部結構上的系泊張力和力矩相對于平臺位移的變化。在慣性坐標系中，系泊纜索的張力及其作用于浮式風機下部結構隨體坐標系原點所產生的彎矩可表示為

=[]

(1)

(2)

浮式風機下部結構六自由度運動和相應方向的受力可表示為

=[]

(3)

=[]

(4)

浮式風機下部結構六自由度剛度矩陣可表示為

=-?/?==-?()?

(5)

對于由多段物理特性不同的系泊纜索組成或包含其他類型系泊組件的混合式系泊纜索而言，可將其離散為具有典型張力/自重關系和剖面形狀的分段形式，見圖1，其典型剖面形狀的剛度矩陣及靜態平衡方程根據文獻[10]獲得。

圖1 系泊纜索三類系泊狀態

單根混合式系泊纜索的剛度矩陣可看作由多根典型剖面形狀的系泊纜索串聯的而成，如圖2a)，其剛度矩陣可表示為

(6)

將由多根系泊纜索組成的系泊系統可看作由多根已知剛度矩陣的混合式系泊纜索并聯而成的系統，如圖2b)，整體剛度矩陣等于多根系泊纜索剛度矩陣的線性疊加。

圖2 系泊系統剛度組合示意

(7)

基于上述理論模型，結合系泊系統靜力平衡方程和幾何參數，通過Matlab編程的方式求解混合式系泊系統剛度。

2 系泊系統設計方案

2.1 漂浮式下部結構參數

采用美國國家可再生能源實驗室(NREL)提供的OC4半潛式風力發電機組作為對比研究對象，漂浮式下部結構主尺度的詳細信息見圖3。

圖3 漂浮式下部結構主尺度信息

平臺吃水深度為20 m。塔架以懸臂梁的形式安裝與平臺中心立柱(MC)頂部，水線面上方10 m處。在平臺的頂部和底部之間，半潛式平臺由1根連接到塔架的主立柱和3根直徑較小的偏置立柱通過橫梁支撐構件連接。

2.2 系泊系統參數

基于安裝及成本的考慮，對于浮式風機這類批量安裝的海上結構物而言，其系泊系統設計不宜過于復雜。根據文獻[8]，系泊狀態下漂浮式風機的最大漂移距離不超過水深的30%。參考OC4半潛式風力發電機組用于200 m水深的系泊系統設計剛度，為保證最大允許漂移距離條件下的系泊剛度和提高小漂移距離條件下的系泊剛度，提出了6種系泊系統設計方案。基于混合式系泊系統理論模型通過Matlab編程求解得到的6種系泊系統方案的靜剛度曲線，對應的系泊系統參數見表1。

表1 系泊系統參數列表

3 仿真分析

3.1 環境參數

為了比較上述系泊系統概念設計的性能，考慮了系泊系統的完整自存(系泊纜完好)、破損自存(一纜破斷)和瞬態自存(一纜破斷的瞬態工況)狀態，重點關注上述狀態下系泊系統在額定風速、切出風速和極端風速下的性能特點。對應不同風速的湍流風場采用kaimal譜。不規則隨機波浪采用JONSWAP譜生成。根據波浪參數與風速的相關性確定波浪的有義波高和譜峰周期。載荷工況見表2。

表2 載荷工況列

3.2 分析結果

每種工況均基于3 h仿真結果的特征值，為了排除風力發電機組初始狀態對仿真結果的影響，統計時不包括前1 200 s的仿真數據，整體仿真時長為12 000 s。考慮湍流風和不規則波浪的隨機特性，每種工況下分別選擇12個不同的隨機種子。響應的特征值取12個樣本特征值的平均值。選取漂浮式下部結構縱蕩運動和最大的系泊纜張力作為代表性響應。

完整自存工況下漂浮式下部結構縱蕩運動響應中波頻分量和低頻分量的占比見圖4。

圖4 漂浮式下部結構縱蕩響應分解(低頻&波頻)

由于波頻分量的平均值約為零，因此僅比較波頻分量和低頻分量的標準偏差和最大值，軸上方顯示低頻分量，軸下方顯示波頻分量。在工況1～3的正常發電工況下，由風載荷引起的低頻運動占主導地位，但隨著風速增大及其對應波高增加，波頻運動的貢獻量逐漸增大，工況4處于臨界狀態，波頻運動和低頻運動相當或略大。在工況5所代表的極端工況下，風力發電機組進入停機空轉狀態，由波浪載荷引起的波頻運動成為平臺運動的主導分量。

完整自存工況下漂浮式下部結構縱蕩運動的平均值、標準差和最大值組合見圖5。

圖5 漂浮式下部結構縱蕩響應統計特征值

結合圖4中浮體運動中波頻分量和低頻分量的占比，對于低頻分量占主導的工況1～3中，采用系泊方案II的漂浮式下部結構較系泊方案III、IV縱蕩運動更小，采用系泊方案V、VI的漂浮式下部結構較系泊方案II縱蕩運動更小。這與浮體位移/水深小于0.15時的系泊剛度大小關系一致，系泊剛度與浮體運動呈負相關。對于波頻分量占主導的工況5中，浮體縱蕩運動的均值和標準差的差異減小，表明在波頻運動占主導的工況對系泊剛度的差異不敏感。

系泊纜張力的統計特征值對比見圖6。

圖6 系泊纜張力統計特征值

方案I和方案III可知，6根系泊纜設計較3根系泊纜設計中載荷最大的系泊纜張力在均值、標準差等方面都有較大幅度降低。方案三和四的平均張力較為接近，且與其他方案相比，均值、標準差均較小，方案五和六的均值、標準差較大。與圖4中平臺運動結合分析可知，平臺運動的范圍與系泊纜張力呈反比關系，平臺運動范圍越小，系泊纜張力越大，因此合理選擇平臺運動響應允許值與系泊纜張力之間的匹配關系對于系泊系統設計至關重要。

根據IEC 61400-3-2的要求，對于冗余系泊系統需要考慮一纜破斷后漂浮式下部結構的運動特性，由于方案I和方案II為非冗余設計，因此此處不予考慮。系泊系統一纜破斷后，系泊系統的剛度變小，漂浮式下部結構會在環境載荷作用下偏離原有的平衡位置，并最終達到新的平衡位置。

對比圖7與圖4可知，在斷纜前后的不同平衡位置，不同系泊方案對漂浮式下部結構縱蕩運動的影響規律未發生改變，但斷纜后系泊剛度減小，漂浮式下部結構的縱蕩運動均值增大。

圖7 一纜破斷后達到新平衡位置漂浮式下部結構運動響應統計特征值

斷纜后漂浮式下部結構在向新的平衡位置運動過程中，其運動特性對系泊系統的設計同樣重要。對比圖7和圖8可知，兩者均值基本一致，表明在達到新的平衡位置之前漂浮式下部結構在環境載荷和慣性作用下在新的平衡位置附近振蕩。標準差和極值明顯增大，表明在此過程中漂浮式下部結構在慣性作用下會對產生較大的沖擊作用，在系泊系統設計中應予以重視。

圖8 一纜破斷后漂浮式下部結構瞬態運動響應統計特征值

4 結論

針對懸鏈式系泊在過渡區水深無法提供足夠幾何剛度的問題，合理布置系泊配重是一種經濟有效的方案。6根系泊纜的布置相比于3根系泊纜的布置對減小系泊纜張力波動和一纜破斷工況下的漂浮式下部結構的瞬態沖擊更有效，對于漂浮式下部結構運動的控制和安全性都更為有利。浮式風機基礎在正常發電工況和停機空轉工況下平臺運動的低頻和波頻分量占比區分明顯，是系泊剛度設計優化的重點方向。