一種半潛式商用6 MW級風(fēng)力機載荷數(shù)值模擬研究

方龍, 翟恩地, 李榮富, 寧巧珍, 趙斌, 李曄, 周雅容, 章麗駿

(1.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院, 天津 300350; 2.北京金風(fēng)科創(chuàng)風(fēng)電設(shè)備有限公司, 北京 100176; 3.南方海洋科學(xué)與工程廣東省實驗室(湛江), 廣東 湛江 524002; 4.上海交通大學(xué) 船舶海洋與建筑工程學(xué)院, 上海 200240)

海上風(fēng)電具有風(fēng)資源儲量高、遠離居民區(qū)、選址方案限制低等諸多優(yōu)勢,近年來發(fā)展迅猛。我國近海海域的海上可開發(fā)風(fēng)資源豐富,海上年均風(fēng)速高,尤其是南海的部分海域,其年均風(fēng)速值在5.5～10.7 m/s區(qū)間[1],適合安裝大型海上風(fēng)力機裝置。根據(jù)支撐基礎(chǔ)的形式,海上風(fēng)力機可分為固定式和漂浮式。隨著海上風(fēng)電產(chǎn)業(yè)逐漸走向深遠海,固定式風(fēng)力機在其結(jié)構(gòu)可靠性及經(jīng)濟性方面均難以滿足需求。漂浮式風(fēng)力機由于其在深遠海海域的極強的適用性,已經(jīng)成為全球海上風(fēng)電領(lǐng)域新的研究熱點[2]。我國也在浮式風(fēng)電領(lǐng)域積極探索,國內(nèi)首臺漂浮式風(fēng)電機組“三峽引領(lǐng)號”[3]于2021年12月在廣東陽江海上風(fēng)電場成功并網(wǎng)發(fā)電。2022年5月,國內(nèi)首臺深遠海浮式風(fēng)力機“扶搖號”[4]在廣東湛江羅斗沙海域進行示范應(yīng)用。這標(biāo)志著我國在全球率先具備大容量抗臺風(fēng)型深遠海漂浮式海上風(fēng)電機組自主研發(fā)、制造、安裝及運營能力。

浮式風(fēng)力機工作在復(fù)雜的風(fēng)浪流條件下,風(fēng)力機、浮式平臺以及系泊系統(tǒng)之間的作用相互耦合[5]。作用在葉輪上的力對系統(tǒng)的載荷有貢獻,浮式平臺的六自由度運動又改變了葉輪的氣動性能,系泊系統(tǒng)進一步復(fù)雜化了整個漂浮式風(fēng)力機系統(tǒng)的載荷與運動響應(yīng),漂浮式風(fēng)力機的載荷分析是典型的多場-多體耦合問題[6]。同時,深遠海環(huán)境的極端天氣給漂浮式風(fēng)力機的安全運行帶來了巨大的挑戰(zhàn),因此,系統(tǒng)地評估漂浮式風(fēng)力機在各種風(fēng)浪流條件下的運動響應(yīng)和載荷變化至關(guān)重要。由于漂浮式風(fēng)力機成本昂貴,目前針對漂浮式風(fēng)力機的研究以模型實驗和數(shù)值分析居多。

在實驗研究方面,國內(nèi)外一些學(xué)者對不同形式的漂浮式風(fēng)力機在不同環(huán)境下的動力響應(yīng)進行了大量的實驗研究。Koo等[7-8]對比了Spar和半潛式等不同形式的漂浮式風(fēng)力機在不同波浪條件下的水動力響應(yīng),研究了不同浮式基礎(chǔ)對塔筒固有頻率的影響;Shin[9]研究了一種新型張力腿浮式平臺在不同波浪條件下的水動力響應(yīng);Duan[10]評估了風(fēng)載對浮式風(fēng)力機縱蕩和縱搖的影響,以及風(fēng)載對系泊系統(tǒng)的動態(tài)響應(yīng)的影響,揭示耦合響應(yīng)的本質(zhì);Chen[11]針對模型浮式風(fēng)力機的推力遠小于實驗弗勞德縮放值的問題,發(fā)展了一種葉片的高階再設(shè)計方法,可以顯著提高轉(zhuǎn)子推力,提高氣動力相似水平。

在數(shù)值分析方面,美國國家可再生能源實驗室還與DNV GL、丹麥可持續(xù)能源國家實驗室和挪威理工大學(xué)合作開發(fā)了數(shù)個數(shù)值模擬模塊,如FAST[12]、HAOC2[13]等,并進行了代碼比較協(xié)作[14-15]。張立等[16-17]結(jié)合葉素-動量理論、輻射/繞射理論及有限元方法,研究了不同風(fēng)浪條件下對各種浮體形式的漂浮式風(fēng)力機平臺運動響應(yīng)的影響;丁勤衛(wèi)[18]基于輻射/繞射理論對比研究了垂蕩板及其安裝位置對漂浮式風(fēng)力機Spar平臺動態(tài)響應(yīng)特性的影響。這些方法通常使用莫里森方程結(jié)合勢流理論方法來計算水動力載荷,該方法一般忽略粘性項,引入阻力系數(shù)彌補粘性損失。此外,勢流理論中的阻尼模型不能考慮與渦旋脫落有關(guān)的橫向力或升力,這將影響了浮體在橫向方向上的預(yù)測運動響應(yīng)的精度[19]。蔡恒等[20]結(jié)合勢流理論和葉素動量理論對比研究了單純波浪以及風(fēng)浪聯(lián)合作用對浮式風(fēng)力機系泊力的影響。姜勁等[21]對一種5 MW半潛式垂直軸風(fēng)力機進行了氣動、水動及系泊載荷的全耦合數(shù)值模擬,探究了速比對平臺縱蕩運動響應(yīng)以及葉輪氣動載荷的影響規(guī)律。

本文以一種商用6 MW級漂浮式風(fēng)力機為研究對象,在荷蘭MARIN實驗室對其縮尺模型進行了風(fēng)浪耦合試驗研究。同時,基于Spalart-Allmaras湍流模型、流體-剛體動態(tài)相互作用模型和重疊網(wǎng)格技術(shù),對該模型進行了氣動力-水動力-系泊力的全耦合數(shù)值模擬。研究了波浪狀況對浮式風(fēng)力機平臺運動狀態(tài)以及葉輪氣動性能的影響,并與實驗值進行了對比,分析了引起浮式風(fēng)力機氣動載荷波動的原因。

1 研究對象

本文所述仿真模型為一種商用6 MW級浮式風(fēng)力機的水池試驗縮比模型,該機組根據(jù)我國南海的實際海況設(shè)計,縮比后的模型如圖1所示。在該漂浮式風(fēng)力機的水池實驗[22]中,試驗?zāi)Ｐ驼w滿足弗勞德數(shù)相似準(zhǔn)則,該相似準(zhǔn)則可以盡可能地滿足模型機組與原機組之間的幾何相似、動力相似和剛度相似。在滿足弗勞德數(shù)相似的條件下,葉輪空氣動力的雷諾數(shù)相似難以實現(xiàn),但可以通過調(diào)整葉片的外形參數(shù),達到模型機組與原機組在推力系數(shù)隨葉尖速比變化趨勢上的一致。限于實驗條件,確定縮尺比例為1∶55,縮尺后的模型機組的基本尺寸如表1所示。

表1 實驗?zāi)Ｐ透∈斤L(fēng)力機基本物理量參數(shù)Table 1 Basic physical parameters of the scaled test model

圖1 水池實驗縮比模型Fig.1 Scaled model of the test in offshore basin

2 數(shù)值模型

本文基于非穩(wěn)態(tài)的Spalart-Allmaras 雷諾平均湍流模型,利用重疊網(wǎng)格技術(shù)和滑移網(wǎng)格技術(shù),以及DFBI六自由度運動模塊,借助Star-CCM+軟件模擬漂浮式風(fēng)力機在風(fēng)浪作用下的運動響應(yīng)與載荷變化。SA(Spalart-Allmaras)湍流模型是工程上廣泛應(yīng)用的湍流模型之一,具有計算收斂性好和可靠性高等優(yōu)點。對于漂浮式風(fēng)力機,其運動響應(yīng)受到水動力載荷和空氣動力載荷的影響,同時,其運動狀態(tài)也同樣會影響作用在機組上的載荷。因此,漂浮式風(fēng)力機載荷和運動響應(yīng)是一個動態(tài)的相互作用過程。流體-剛體動態(tài)相互作用模型(dynamic fluid body interaction, DFBI)可以通過模擬剛體在流體域中的壓力和剪切力作用下的運動,以及系泊線的恢復(fù)力,該模型可以很好地模擬浮式風(fēng)力機與流體的相互作用。

2.1 計算域設(shè)置

仿真計算域的設(shè)置參考實驗條件,圖2給出了計算域示意圖,入口邊界和出口邊界到浮式風(fēng)力機的距離分別為5.2 m和12 m,兩側(cè)邊界到浮式風(fēng)力機的距離均為5 m,水深為2.46 m,頂部邊界到水面的距離為7 m。為了盡量減少網(wǎng)格對于風(fēng)速及波浪的耗散,在入口邊界(圖2中左側(cè)邊界)、頂部邊界和兩側(cè)邊界均設(shè)為速度入口。出口邊界(圖2中右側(cè)邊界)設(shè)為壓力出口,以保證計算域內(nèi)外壓力平衡。在本文中,不考慮海床的粗糙度,將海底視作一個光滑的壁面,因此計算域的底部邊界設(shè)為壁面。

圖2 計算域尺寸定義及邊界設(shè)置Fig.2 Size definition and boundary setting of the fluid domain

2.2 網(wǎng)格劃分

本文選用切割體網(wǎng)格對計算域進行離散,如圖3,利用重疊網(wǎng)格和滑移網(wǎng)格技術(shù),將計算域劃分為背景網(wǎng)格域、重疊網(wǎng)格域以及滑移網(wǎng)格域。重疊網(wǎng)格域?qū)⒏∈斤L(fēng)力機包絡(luò)在其中,用來模擬機組的六自由度運動,滑移網(wǎng)格域為葉輪所在的區(qū)域,用該域網(wǎng)格的旋轉(zhuǎn)來模擬葉輪的旋轉(zhuǎn)。為了提高模擬精度,對葉輪的尾流區(qū)和水面線附近區(qū)域進行加密。葉片近壁面第1層網(wǎng)格高度為5×10-5m,經(jīng)過驗證,葉片大部分位置的y+值接近1,滿足SA湍流模型的近壁面網(wǎng)格計算要求。

圖3 網(wǎng)格劃分示意Fig.3 Diagram of the mesh distribution

3 數(shù)值驗證

仿真采用隱式非穩(wěn)態(tài)計算,需要設(shè)置時間步長來實現(xiàn)時間上的離散。一般情況下,時間步長越小,模擬精度越高,計算量越大。反之,時間步長越大,計算量越低,模擬精度也越差。對于漂浮式風(fēng)力機,空氣動力和水動力的模擬對時間步長的要求不同,為了在控制計算成本時不影響模擬精度,本節(jié)分別從葉輪推力和浮體自由衰減2個方面來討論時間步長對仿真結(jié)果的影響。

3.1 時間步長無關(guān)性驗證

為了驗證空氣動力模擬所需的時間步長要求,本文在保持浮體固定的情況下模擬了葉輪的氣動載荷,分別采用了0.05、0.03、0.02、0.01、0.005和0.003 s 6個時間步長。圖4為葉輪推力系數(shù)隨時間步長變化的結(jié)果,可以看出,時間步長越小葉輪的推力越大,并逐漸趨于平穩(wěn),時間步長為0.005 s和0.003 s的推力系數(shù)值的相對誤差為0.17%,說明當(dāng)時間步長滿足Δt≤0.005 s時,可以達到空氣動力的模擬精度要求。圖5給出了4個時間步長下浮式平臺在垂蕩方向上的自由衰減模擬值,時間步長越大,垂蕩自由衰減得越快,隨著時間步長的減小,平臺垂蕩的自由衰減值趨向于收斂,時間步長為0.01 s和0.005 s的衰減周期的相對誤差為2.05%,即當(dāng)時間步長滿足Δt≤0.01 s時,可以達到水動力計算的精度要求。

圖4 葉輪推力系數(shù)時間步長驗證Fig.4 Time step validation of the thrust coefficient

圖5 自由衰減時間步長驗證Fig.5 Time step validation for free decay

綜合考慮水動力和空氣動力的模擬精度要求,即當(dāng)時間步長滿足Δt≤0.005 s時,可滿足模擬漂浮式風(fēng)力機的精度要求,故后文模擬均采用0.005 s的時間步長。

3.2 土地利用動態(tài)度。在人和自然的共同作用下，區(qū)域內(nèi)各種土地利用類型的數(shù)量在不同時間段變化的速度是不同的。土地利用類型的變化率與土地利用動態(tài)度可定量描述區(qū)域土地利用變化的速度。單一土地利用類型動態(tài)度可運用土地利用動態(tài)度模型，分析土地利用類型的動態(tài)變化，進而真實反映區(qū)域土地利用類型的變化速度和劇烈程度。公式為[13]：

3.2 浮體自由衰減對比

自由衰減通常用于確定浮體的自然周期,設(shè)置波浪條件為靜水,給定浮體一個初始位移,然后釋放,使其從初始位置自由移動,為了驗證浮式風(fēng)力機水動力模擬的準(zhǔn)確性,對浮體在縱搖、橫揺、縱蕩和橫蕩上的自由衰減進行了模擬,并與實驗測量值進行對比。圖6和圖7分別給出了浮式平臺在縱搖和橫揺上的自由衰減模擬值與實驗值的對比。結(jié)合表2可以看出,模擬值在縱搖、橫揺和垂蕩上與實驗值吻合程度較高,縱蕩和橫蕩的模擬值在衰減周期上大于實驗值,艏搖衰減周期的模擬值低于實驗值,其原因為數(shù)值模擬中采用懸鏈線模型對系泊系統(tǒng)進行了簡化,該模型計算得出的系泊系統(tǒng)作用在浮體上的載荷與實際值存在一定誤差。因此,全耦合數(shù)值模擬的方法對浮式風(fēng)力機水動力的模擬較為準(zhǔn)確。

表2 浮式風(fēng)力機自然周期Table 2 Natural period of floating wind turbine s

圖6 縱搖自由衰減對比Fig.6 Comparison of free decay results of pitching motion

圖7 橫揺自由衰減對比Fig.7 Comparison of free decay results of rolling motion

4 浮式風(fēng)力機的運動響應(yīng)與載荷分析

本文分別對靜水、規(guī)則波和非規(guī)則波作用下的漂浮式風(fēng)力機進行了模擬,研究漂浮式風(fēng)力機在不同外部條件作用下的載荷與運動響應(yīng),并在時域和頻域上分析了漂浮式風(fēng)力機的載荷波動與運動響應(yīng)的關(guān)系。

4.1 靜水工況

本文模擬了靜水中的浮式風(fēng)力機在來流風(fēng)作用下的載荷與運動響應(yīng),來流風(fēng)速設(shè)為U0=1.53 m/s,葉輪轉(zhuǎn)速設(shè)為ω=9.32 rad/s,對應(yīng)風(fēng)力機葉尖速比為RTS=9.47。模擬過程中監(jiān)測了浮式風(fēng)力機的六自由度運動,通過轉(zhuǎn)換可得到浮式風(fēng)力機機艙的位移、速度和加速度。本文僅對來流風(fēng)作用下機艙沿X軸方向(假設(shè)X軸正方向與風(fēng)的來流方向相同)的運動進行分析。風(fēng)力機機艙的沿X軸方向的位移xhub、速度vhub和加速度ahub的表達式為:

(1)

(2)

(3)

式中:xsurge代表漂浮式風(fēng)力機平臺沿X方向的線位移;h為機艙中心距離風(fēng)力機重心的高度;θpitch代表漂浮式風(fēng)力機繞Y軸的角位移。機艙相對速度指機艙運動速度與來流風(fēng)速的比值,其表達式為:

(4)

圖8給出了浮式風(fēng)力機葉輪推力系數(shù)與機艙加速度波動的時歷曲線,可以看出機艙加速度和葉輪推力呈正相關(guān),當(dāng)葉輪推力增大時,浮式風(fēng)力機的傾覆力矩越大,機艙沿來流方向的加速度也越大;反之,當(dāng)葉輪推力減小時,浮體回復(fù)力矩和系泊力的作用大于葉輪的推力作用,機艙加速度減小為負值。

圖8 定常風(fēng)靜水工況下機艙加速度與葉輪推力系數(shù)Fig.8 Nacelle acceleration and turbine thrust coefficient curves under the condition of steady wind and still water

為了分析浮式風(fēng)力機葉輪載荷波動的原因,圖9給出了葉輪推力系數(shù)的頻域分布,可以看出,推力系數(shù)的峰值①的頻率為4.250 Hz,接近浮式風(fēng)力機葉片的通過頻率4.449 Hz,說明在純風(fēng)作用下,浮式風(fēng)力機氣動載荷的波動主要受葉輪轉(zhuǎn)動的影響,一般情況下,葉片通過頻率附近氣動載荷的影響由風(fēng)剪切和塔影效應(yīng)造成,由于模擬中的采用的是均勻來流而非剪切來流,因此排除風(fēng)剪切的影響,說明葉輪推力系數(shù)的波動是由塔影效應(yīng)造成的。

圖9 定常風(fēng)靜水工況下葉輪推力系數(shù)頻域Fig.9 Frequency domain analysis of rotor thrust coefficient under the condition of steady wind and still water

4.2 規(guī)則波工況

對規(guī)則波作用下漂浮式風(fēng)力機進行模擬,模擬與實驗的來流、波浪以及風(fēng)力機的運行參數(shù)一致,具體參數(shù)如下:來流風(fēng)速為1.53 m/s,波高0.091 m,波周期1.079 s,浪向和來流風(fēng)向一致,葉輪轉(zhuǎn)速為9.32 rad/s,對應(yīng)風(fēng)力機葉尖速比為9.47。

由于縱搖和縱蕩直接影響風(fēng)力機的實際來流速度,推測這2種運動對風(fēng)力機氣動載荷的影響最大,通過合成縱搖和縱蕩在機艙高度處沿來流方向的運動研究機艙運動與葉輪推力之間的關(guān)系。圖10給出了機艙沿X軸方向相對速度與推力系數(shù)波動的時歷曲線,模擬推力系數(shù)的平均值為0.703,實驗測量的平均推力系數(shù)為0.671,相對誤差為4.77%,說明全耦合數(shù)值模擬的方法較好地模擬了漂浮式風(fēng)力機在風(fēng)浪作用下的氣動載荷。規(guī)則波作用下機艙運動的波動十分規(guī)律,呈現(xiàn)出正弦曲線的變化趨勢。漂浮式風(fēng)力機縮尺模型的縱搖運動時歷曲線的數(shù)值模擬和水池模型試驗結(jié)果如圖11所示,可見兩者在波動頻率上幾乎一致,而水池模型試驗的縱搖幅值略大于模型試驗,這主要是由于模型實驗中的物面粗糙度和系泊結(jié)構(gòu)的簡化處理以及數(shù)值模擬時沒有環(huán)境噪聲的干擾。因此可以認為,在風(fēng)浪耦合工況下,本文所述研究方法對于半潛式風(fēng)力機的數(shù)值模擬結(jié)果可靠。此外,推力系數(shù)和機艙相對速度在1.078 s的周期上均有較大的波動,且波動峰值出現(xiàn)的時間節(jié)點接近,當(dāng)機艙位移速度最小時,速度值為負,即機艙向來流的反方向運動,葉輪與空氣的相對速度最大,此時葉輪的推力系數(shù)也達到了最大。相反,當(dāng)機艙位移速度最大時,速度值為正,即機艙和來流同方向運動,葉輪與空氣的相對速度最小,此時的推力系數(shù)也達到最小值,即葉輪推力系數(shù)變化和機艙沿來流方向的速度呈負相關(guān)。說明浮式風(fēng)力機縱搖和縱蕩運動對風(fēng)力機的氣動載荷影響較大,其原因為縱蕩和縱搖運動使得機艙在來流方向上前后運動,進而影響了葉輪平面的實際來流速度。

圖10 規(guī)則波下浮式機組機艙速度與葉輪推力系數(shù)Fig.10 Nacelle velocity and rotor thrust coefficient under regular wave

圖11 漂浮式風(fēng)力機縱搖運動曲線Fig.11 Pitch motion curves of the floating wind turbine

圖12給出了浮式風(fēng)力機推力系數(shù)的頻域分布,可以看出,推力系數(shù)峰值①的頻率為0.924 Hz,該頻率接近波浪頻率0.927 Hz,說明規(guī)則波工況下,浮式風(fēng)力機氣動載荷的波動主要受波浪的影響。進一步證明在波浪載荷的影響下,浮式風(fēng)力機發(fā)生縱搖和縱蕩引起葉輪實際來流速度的波動,從而導(dǎo)致了葉輪氣動載荷的波動。推力系數(shù)的峰值①頻率為4.276 Hz,接近葉片的通過頻率4.449 Hz。根據(jù)4.1節(jié)的分析,該頻率氣動載荷的波動是由塔影效應(yīng)造成的。圖13和圖14分別給出了規(guī)則波下浮式風(fēng)力機縱蕩和縱搖的頻域分布,可以看出,浮式風(fēng)力機縱蕩和縱搖的峰值頻率均出現(xiàn)在波浪頻率0.927 Hz附近,說明規(guī)則波工況下,浮式風(fēng)力機的運動的主要受波浪載荷的影響,且縱蕩和縱搖運動的頻率與波浪頻率一致。圖13與圖14中在②號峰值頻率左側(cè)分別出現(xiàn)了一個低頻頻峰,該低頻運動為平臺的固有運動頻率導(dǎo)致的。在圖13中,②號峰值頻率右側(cè)分別出現(xiàn)了多個高頻頻峰,其分別為②號峰值頻率的2、3和4倍頻。由于葉輪的氣動載荷相較于浮體的水動力載荷小得多,浮式風(fēng)力機的縱蕩和縱搖運動在葉片通過頻率處的峰值不明顯,說明波浪載荷對浮式風(fēng)力機運動的影響比氣動載荷大得多。

圖12 規(guī)則波下葉輪推力系數(shù)頻域圖Fig.12 Frequency domain of rotor thrust coefficient under the regular wave

圖13 規(guī)則波下浮式風(fēng)力機縱蕩運動頻域圖Fig.13 Frequency domain of the floating wind turbine′s surging motion under the regular wave

圖14 規(guī)則波下浮式風(fēng)力機縱搖運動頻域圖Fig.14 Frequency domain of the floating wind turbine′s pitching motion under the regular wave

4.3 非規(guī)則波工況

對非規(guī)則波作用下的漂浮式風(fēng)力機進行模擬,來流風(fēng)速為3.371 m/s,有義波高0.12 m,譜峰周期1.48 s,波譜采用JONSWAP譜,浪向與來流同向,葉輪轉(zhuǎn)速9.32 rad/s,對應(yīng)風(fēng)力機的葉尖速比為4.29。

圖15給出了非規(guī)則波下機艙X軸方向相對速度與推力系數(shù)波動的時程曲線,相較于規(guī)則波工況,非規(guī)則波工況下浮式風(fēng)力機機艙的運動速度以及推力系數(shù)的波動更加無序。風(fēng)力機推力系數(shù)和機艙運動速度直接相關(guān),當(dāng)機艙速度為正,即機艙向來流同方向運動時,葉輪與空氣的相對來流速度減小,推力系數(shù)整體上低于平均值;反之,當(dāng)機艙速度為負,即機艙向來流的反方向運動時,葉輪與空氣的相對來流速度增加,推力系數(shù)整體上高于平均值,即葉輪推力系數(shù)變化和機艙沿來流方向的速度呈負相關(guān),浮式風(fēng)力機縱搖和縱蕩運動對風(fēng)力機的氣動載荷影響較大。

圖15 非規(guī)則波下浮式機組機艙速度與推力系數(shù)Fig.15 Nacelle velocity and thrust coefficient under the irregular wave

對非規(guī)則波工況下浮式風(fēng)力機的推力系數(shù)進行頻域的分析,如圖16,推力系數(shù)頻域峰值①的頻率為0.623 Hz,接近非規(guī)則波譜峰周期對應(yīng)的頻率0.674 Hz,說明非規(guī)則波工況下,浮式風(fēng)力機氣動載荷的波動主要受波浪載荷的影響。推力系數(shù)頻域峰值②的頻率為4.468 Hz,接近風(fēng)力機的葉片通過頻率4.449 Hz,同理,該頻率下風(fēng)力機氣動載荷的波動是由塔影效應(yīng)造成的。圖17和圖18給出了浮式風(fēng)力機在非規(guī)則波下縱蕩和縱搖的頻域分布,縱蕩和縱搖峰值的頻率均集中在0.674 Hz附近,而在葉片通過頻率和葉輪轉(zhuǎn)頻上未出現(xiàn)峰值,同樣說明在非規(guī)則波工況下,浮式風(fēng)力機縱搖和縱蕩主要受波浪的影響,葉輪的氣動推力的波動對其運動的影響可以忽略不計。

圖16 非規(guī)則波下葉輪推力系數(shù)頻域圖Fig.16 Frequency domain of rotor thrust coefficient under the irregular wave

圖17 非規(guī)則波下浮式風(fēng)機縱蕩運動頻域圖Fig.17 Frequency domain of the floating wind turbine′s surging motion under the irregular wave

圖18 非規(guī)則波下浮式風(fēng)機縱搖運動頻域圖Fig.18 Frequency domain of the floating wind turbine′s pitching motion under the irregular wave

5 結(jié)論

1)模擬值在縱搖、橫揺和垂蕩上與實驗值吻合程度較高,縱蕩和橫蕩的模擬值在衰減周期上略大于實驗值,艏搖衰減周期的模擬值低于實驗值,其原因為本文所述研究方法中采用懸鏈線模型對系泊系統(tǒng)進行了簡化,難以完全匹配浮式平臺復(fù)雜的六自由度運動狀態(tài),計算得出的載荷與試驗測得的載荷數(shù)值存在一定誤差。

2)在靜水工況下,浮式風(fēng)力機僅受定常風(fēng)作用,葉輪氣動載荷的波動主要由塔影效應(yīng)產(chǎn)生,機艙加速度的波動與葉輪推力系數(shù)變化呈正相關(guān)。

3)在規(guī)則波和非規(guī)則波工況下,葉輪推力的波動受浮式基礎(chǔ)縱蕩和縱搖的影響較大,其主要原因為這2種運動使得機艙沿來流方向前后運動,進而導(dǎo)致了葉輪的實際來流的速度不斷發(fā)生變化,葉輪推力系數(shù)變化和機艙速度呈負相關(guān)。另外氣動載荷的波動還與葉片的轉(zhuǎn)動相關(guān),這主要是塔影效應(yīng)造成的。

4)在規(guī)則波和非規(guī)則波工況下,浮式風(fēng)力機的運動主要受波浪載荷的影響,氣動載荷對其影響相對較小。