可调节式格栅装置对漂浮式海上风机稳定性的影响

可调节式格栅装置对漂浮式海上风机稳定性的影响 Influence of adjustable grille device on the stability of floating offshore wind turbine 1 2 first-author 1 2 corresp 宋波，博士，教授，从事构筑物抗震与防灾减灾研究；E-mail：songbo@ces.ustb.edu.cn 宋波，博士，教授，从事构筑物抗震与防灾减灾研究；E-mail：songbo@ces.ustb.edu.cn songbo@ces.ustb.edu.cn 3 4 北京科技大学 土木与资源工程学院，北京，100083 北京科技大学 土木与资源工程学院，北京，100083 School of Civil and Resource Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China School of Civil and Resource Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 强震区轨道交通工程抗震研究北京市国际科技合作基地，北京，100083 强震区轨道交通工程抗震研究北京市国际科技合作基地，北京，100083 International Cooperation Base for Science and Technology-Aseismic Research of the Rail Transit Engineering in the Strong Motion Area, Beijing 100083, China International Cooperation Base for Science and Technology-Aseismic Research of the Rail Transit Engineering in the Strong Motion Area, Beijing 100083, China 中国港湾工程有限责任公司，北京，100027 中国港湾工程有限责任公司，北京，100027 China Harbour Engineering Company Limited, Beijing 100027, China China Harbour Engineering Company Limited, Beijing 100027, China 浪潮集团有限公司，山东 济南，250014 浪潮集团有限公司，山东 济南，250014 Inspur Group Co. Ltd., Jinan 250014, China Inspur Group Co. Ltd., Jinan 250014, China 伍锦花 为提高漂浮式风机在复杂海洋环境中的稳定性与安全性，提出一种可调节式格栅装置，开展振动台试验，验证格栅装置减震的可行性，并利用有限元数值分析，建立可调节式格栅装置与漂浮式风机的仿真模型，分析在不同波况下漂浮式风机的动力响应。研究结果表明：无可调节式格栅装置时，漂浮式风机结构在巨浪载荷下最大倾角为3.1°；当增加格栅装置后，在相同波浪荷载作用下，风机结构的晃动幅值与最大倾角均会减小，二者减小幅度与格栅板开启角度有关；同时，风机结构的自振频率增大，在格栅板开启角度为30°时，结构最大倾角与塔筒应力降幅最大，分别减小1.8°和108.89 MPa，由此可见可调节式格栅装置可显著提高漂浮式海上风机的稳定性与安全性。 In order to improve the stability and safety of the floating wind turbine in the complex marine environment, an adjustable grille device was proposed. The shaking table test was carried out to verify the feasibility of the grille device. The finite element numerical analysis was used to establish the simulation model of the adjustable grille device and the floating wind turbine, and the dynamic response of the floating wind turbine under different wave conditions was analyzed. The results show that when there is no adjustable grille device, the maximum inclination of the floating wind turbine structure under the heavy wave load is 3.1°. When the grille device is added, under the same wave load, the sloshing amplitude and maximum inclination of the floating wind turbine structure will decrease, and the reduced amplitude is related to the opening angle of the grille plate. At the same time, the natural frequency of the wind turbine structure increases. When the grille plate is opened at 30°, the maximum inclination angle of the structure and the stress of the tower cylinder are reduced by 1.8° and 108.89 MPa, respectively, which indicates that the adjustable grille device can significantly improve the stability and safety of the floating offshore wind turbine. 可调节式格栅 漂浮式风机 振动台试验 数值分析 稳定性 adjustable grille floating wind turbine shaking table test numerical analysis stability http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43683571&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43683560&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43683557&type= 14.95016479 14.95016479 近年来，随着陆上风资源与浅海区风资源的开发与利用趋于饱和，风电场的开发呈现出向深远海区域发展的趋势，漂浮式海上风机因其适用水深范围广、安装运输方便而备受关注 [ 1 1 ] 。早在1972年，HERONMEMUS [ 2 2 ] 就提出了漂浮式海上风机的概念，自那以后，各国学者开始对漂浮式海上风机进行研究。施伟等 [ 3 3 ] 通过对漂浮式风机耦合动力分析方法进行研究，提出了双弦腿式风机结构；BACHYNSKI [ 4 4 ] 探索了海上张力腿式漂浮式风机的优化设计方法，评价了不同张力腿式基础设计参数对风机结构运动及锚链内力的影响；李青等 [ 5 5 ] 采用面元法探究了半潜式风机的不同结构参数对其稳定性、附加质量、辐射阻尼及一阶波浪激励力的影响；宋兆波等 [ 6 6 ] 设计了4种悬链式系泊系统，对比分析了相同工况下不同系泊系统对钢筋混凝土浮式风机平台位移及张力幅值的影响；李蜀军等 [ 7 7 ] 建立了驳船式风机模型，研究了风波联合作用下系泊失效对漂浮式风机动态响应的影响。 与陆上风机相比，海上风机的运行环境更为复杂，面临着更多的问题，强风、巨浪冲击等使海上风机更容易发生倾覆和弯折破坏 [ 8 8 ] 。有研究表明，海上风电的维修成本是陆上风电的50~100倍 [ 9 9 ] ，因此，有必要找到可有效提高漂浮式海上风机稳定性与安全性的方法，延长漂浮式风机服役寿命，进而获得更高的经济效益。 本文作者基于以上需求，设计一种可调节式格栅装置，并开展振动台试验来验证该装置的可行性；利用有限元软件建立格栅装置与漂浮式风机仿真模型，分析有无格栅装置时漂浮式风机在波浪载荷下的动力响应，以验证该装置的有效性。 1 漂浮式风机与格栅装置设计参数 1 1.1 　漂浮式风机结构基本参数 2 漂浮式基础选取现今广泛应用的WindFloat基础，其结构见 图1 图1 ，漂浮式基础的基本参数见 表1 表1 。上部风机选用美国可再生能源实验室(NREL)公布的额定功率为5 MW的风机，其基本参数见 表2 表2 [ 10 10 ] 。 基本参数 数值 浮筒间距/m 45 基础总宽度/m 60 浮筒直径/m 12 浮筒高度/m 30 连接杆长度/m 33 压水板直径/m 15 下层连接杆高度/m 3 上层连接杆高度/m 27 总质量/t 507.5 基本参数 数值 额定功率/MW 5 塔筒高度/m 87 塔筒质量/t 347.5 塔筒底端直径/m 6.00 塔筒顶端直径/m 3.87 机舱质量/t 240 叶片长度/m 62 叶片质量/t 11 切入风速/(m∙s -1 ) 3 切出风速/(m∙s -1 ) 25 风轮转速/(r∙min -1 ) 12.1 叶片数量/个 3 轮毂直径/m 6 轮毂质量/t 15.2 1.2 　格栅装置设计参数 2 本文所设计的可调节式格栅装置由数个格栅板组成，见 图2 图2 。根据漂浮式基础的结构参数来确定格栅装置的设计参数，格栅板采用海洋工程专用轻型钢材，整个装置的基本参数见 表3 表3 。 基本参数 数值 格栅板长度/m 76 格栅板宽度/m 3 格栅板厚度/m 0.05 总高度/m 30 总质量/t 268.5 可调节式格栅装置与漂浮式基础通过连接装置固接在一起，通过牵引设备使格栅板开启合适的角度，以消减波浪对漂浮式风机的直接冲击，使得不同海况条件下的漂浮式风机保持安全、稳定。增加格栅装置后漂浮式风机结构示意图如 图3 图3 所示。 2 格栅板振动台试验 1 2.1 　试验模型设计 2 由于三浮体式风机原型尺寸过大，实验室设备条件受限，考虑到近岸高桩码头结构模型制作简便，也可用来分析格栅板的减震效果，所以本文以某一典型高桩码头结构为对象开展格栅板振动台试验。依托于ES-15液压振动台进行试验，振动台工作台面长×宽为1.5 m×1.5 m，见 图4 图4 。 对于模型试验相似比的确定，应有针对性地选取，以满足模型试验的设计需求 [ 11 11 ] ，本文模型与原型的相似比为1꞉10。根据相似比，试验模型中桩基高度为1 100 mm，面板长为900 mm，宽为600 mm。为简化试验模型，格栅板采用一整块钢板制作，长600 mm，宽300 mm，以模拟格栅装置开启角度为0°时的工况。增加格栅板后高桩码头模型示意图见 图5 图5 。 (a) 高桩码头缩尺模型；(b) 高桩码头模型示意图 将整个实验模型放入长×宽×高为2.0 m×1.0 m×1.5 m的砂箱中，砂箱内充满水，以模拟波浪对结构的冲击，见 图6 图6 。 (a) 砂箱；(b) 试验模型安装 2.2 　传感器布置及加载工况选取 2 2.2.1　传感器布置 3 本文主要通过监测结构的位移来分析格栅板能否能够实现结构减振，因此，为获得准确、有效的试验数据，在模型结构的上部面板处布置位移传感器D1，以测得模型顶部的位移。传感器布置示意图见 图7 图7 。 2.2.2　加载工况选取 3 本试验只考虑单一水平方向的地震动激励，选用EL Centro地震波，并将地震波峰值调整为2.20 m/s 2 ，对应地震烈度为7度的罕遇地震 [ 12 12 ] ，振动台试验所用地震波加速度时程见 图8 图8 。首先对无格栅板的结构模型进行地震波加载，然后在结构模型中增加格栅板，之后进行地震波加载，并比较2种工况下结构顶部面板的位移响应。 2.3 　振动台试验结果分析 2 基于2.2节提到的测点及传感器布置方案，通过数据采集系统，采集在地震动作用下结构模型顶部的水平位移时程数据，结果见 图9 图9 。 (a) 无格栅板结构顶部水平位移时程； (b) 增加格栅板后结构顶部水平位移时程 由 图9 图9 可见：无格栅板时结构顶部最大水平位移为0.043 m，增加格栅板后结构顶部最大水平位移为0.035 m。在地震动作用下，格栅板可使结构水平位移显著减小，水平位移最大降幅为18.6%，说明格栅板装置可减轻波浪对构筑物的冲击。 3 漂浮式风机动力响应分析 1 3.1 　漂浮式风机有限元模型建立 2 以我国东南沿海某海上风电场为背景，该区域离岸距离约50 km，水深约80 m。利用ABAQUS有限元软件对漂浮式风机结构和海洋进行建模。浮筒采用S4R壳单元划分网格；压水板、连接杆、斜撑、塔筒、机舱与叶片采用C3D8R实体单元划分网格；轮毂采用C3D10实体单元划分网格；锚链采用T3D2桁架单元划分网格，各个部件之间均采用绑定约束。对于海洋采用欧拉体进行模拟，因模型尺寸足够大，可以忽略边界条件的影响，单元类型为EC3D8R [ 13 13 ] 。三浮体式海上风机有限元模型如 图10 图10 所示。 3.2 　结构所受荷载形式 2 波浪是影响漂浮式海上风机稳定性的主要因素。对于海洋波浪描述的主要方法有微幅波(线性波)理论和有限振幅波(非线性波)理论 [ 14 14 ] 。非线性波能较好地反映波浪的波动特性，但是计算过程复杂。在工程应用中，线性波理论计算方法简单、效率高，因而被广泛应用 [ 15 15 ] 。 图11 图11 所示为线性波波面示意图。 图11 图11 中， h 为水深； L 为波长， L= 2π/ k ， k 为波数； H 为波高； T 为波的周期， T= 2π/ ω ， ω 为波的角频率； <math id="M1"><mi>A</mi></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43683492&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43683490&type= 2.45533323 2.62466669 为幅值。线性波用余弦公式 [ 16 16 ] 可表示为 <math display="block" id="M2"><mi>η</mi><mo>=</mo><mi>A</mi><mi mathvariant="normal">c</mi><mi mathvariant="normal">o</mi><mi mathvariant="normal">s</mi><mfenced separators="|"><mrow><mi>k</mi><mi>x</mi><mo>-</mo><mi>ω</mi><mi>t</mi></mrow></mfenced></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43683510&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43683499&type= 26.83933067 3.80999994 式中： t 为时间。 根据线性波理论，水质点运动时， x 方向速度 <math id="M3"><msub><mrow><mi>v</mi></mrow><mrow><mi>x</mi></mrow></msub></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43683515&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43683512&type= 2.87866688 3.72533321 可用下式表示： <math display="block" id="M4"><msub><mrow><mi>v</mi></mrow><mrow><mi>x</mi></mrow></msub><mo>=</mo><mi mathvariant="normal">c</mi><mi mathvariant="normal">o</mi><mi mathvariant="normal">s</mi><mi>γ</mi><mfrac><mrow><mi>A</mi><mi>ω</mi><mi mathvariant="normal">c</mi><mi mathvariant="normal">o</mi><mi mathvariant="normal">s</mi><mi>H</mi><mo stretchy="false">[</mo><mi>k</mi><mo stretchy="false">(</mo><mi>h</mi><mo>+</mo><mi>A</mi><mo stretchy="false">)</mo><mo stretchy="false">]</mo></mrow><mrow><mi>k</mi><mo>⋅</mo><mi>h</mi><mo>⋅</mo><mi mathvariant="normal">s</mi><mi mathvariant="normal">i</mi><mi mathvariant="normal">n</mi><mi>H</mi></mrow></mfrac><mi mathvariant="normal">c</mi><mi mathvariant="normal">o</mi><mi mathvariant="normal">s</mi><mo stretchy="false">(</mo><mi>k</mi><mi>x</mi><mo>-</mo><mi>ω</mi><mi>t</mi><mo stretchy="false">)</mo></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43683502&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43683517&type= 60.19800186 7.28133297 式中： <math id="M5"><mi>γ</mi></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43683520&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43683504&type= 1.52400005 3.38666677 为波浪的传播方向与 x 轴的夹角。 水质点运动时， x 方向加速度可用下式表示： <math display="block" id="M6"><mfrac><mrow><mo>∂</mo><msub><mrow><mi>v</mi></mrow><mrow><mi>x</mi></mrow></msub></mrow><mrow><mo>∂</mo><mi>t</mi></mrow></mfrac><mo>=</mo><mi mathvariant="normal">c</mi><mi mathvariant="normal">o</mi><mi mathvariant="normal">s</mi><mi>γ</mi><mfrac><mrow><mi>A</mi><msup><mrow><mi>ω</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msup><mi mathvariant="normal">c</mi><mi mathvariant="normal">o</mi><mi mathvariant="normal">s</mi><mi>H</mi><mo stretchy="false">[</mo><mi>k</mi><mo stretchy="false">(</mo><mi>h</mi><mo>+</mo><mi>A</mi><mo stretchy="false">)</mo><mo stretchy="false">]</mo></mrow><mrow><mi>k</mi><mo>⋅</mo><mi>h</mi><mo>⋅</mo><mi mathvariant="normal">s</mi><mi mathvariant="normal">i</mi><mi mathvariant="normal">n</mi><mi>H</mi></mrow></mfrac><mi mathvariant="normal">s</mi><mi mathvariant="normal">i</mi><mi mathvariant="normal">n</mi><mo stretchy="false">(</mo><mi>k</mi><mi>x</mi><mo>-</mo><mi>ω</mi><mi>t</mi><mo stretchy="false">)</mo></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43683523&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43683522&type= 64.00800323 7.78933382 根据线性波理论在数值模型中输入波浪载荷，可对漂浮式风机结构在波浪载荷下的稳定性进行分析。 3.3 　漂浮式风机稳定性分析 2 3.3.1　漂浮式风机运动响应对比分析 3 目前关于漂浮式风机的安全评价标准尚未成熟，一般规范中并没有规定漂浮式风机的倾角限值，但为了保证风机关键设备的正常运行，有必要设置漂浮式风机倾角最大限值 [ 17 17 ] 。通过借鉴传统海工平台规范，参考挪威船级社发布的漂浮式风机设计标准 [ 18 18 ] ，本文将漂浮式风机能正常工作时的倾角限值设置为5°。 结合我国东南沿海海洋波况，经数值仿真计算可知，未增加格栅装置的漂浮式风机在巨浪荷载作用下晃动位移最大。在巨浪荷载作用12 s时结构总位移云图见 图12 图12 。因此，本文主要分析巨浪荷载下可调节式格栅装置对漂浮式风机结构稳定性的影响。 格栅板开启角度分别为30°，45°，60°与90°，有无可调节式消能格栅装置时，风机结构顶部(轮毂中心处)位移时程对比如 图13 图13 所示。 (a) 格栅板开启30°；(b) 格栅板开启45°；(c) 格栅板开启60°；(d) 格栅板开启90° 从 图13 图13 可知，在巨浪荷载作用下，增加可调节式消能格栅装置后，当格栅板开启角度分别为30°，45°，60°与90°时，漂浮式风机结构顶部位移分别减小58.6%，45.6%，39.0%与26.0%。经计算，在无消能格栅装置时，漂浮式风机结构最大倾角为3.1°，虽然仍满足漂浮式风机倾角限值5°的要求，但结构整体会发生巨幅晃动，对结构稳定运行非常不利。增加该装置后，当格栅板开启角度分别为30°，45°，60°与90°时，漂浮式风机结构最大倾角分别为1.3°，1.7°，1.9°和2.3°，分别减小了1.8°，1.4°，1.2°和0.8°，由此可知，可调节式格栅装置可大幅提高漂浮式风机的稳定性，当格栅板开启30°时，在相同波浪荷载作用下，漂浮式风机结构的最大倾角最小，结构整体最稳定。 3.3.2　漂浮式风机结构自振频率对比分析 3 当格栅板开启30°时，分别对有无可调节式格栅板装置的漂浮式风机结构的自振频率计算，得到结构前6阶自振频率，见 表4 表4 。 阶数 无格栅装置结构自振频率/Hz 增加格栅装置结构自振频率/Hz 1 0.52 1.49 2 0.76 1.98 3 0.95 2.53 4 1.13 2.96 5 1.32 3.25 6 1.45 3.63 由 表4 表4 可知，当漂浮式风机增加可调节式格栅装置后，结构自振频率会增大，对于我国东南沿海的大多数海况，波浪频率一般在0.2 Hz以下，极限海况下的波浪频率一般为0.05~0.2 Hz [ 19 19 ] ，由此可见漂浮式风机增加格栅装置后，可有效避开海洋波浪的激励频率，避免波浪对结构造成不利影响，从而提高风机整体的稳定性，延长其服役寿命。 3.3.3　风机塔筒应力对比分析 3 在巨浪荷载下，格栅板开启30°时漂浮式风机的倾角最小，为简化计算，本文只对巨浪荷载作用下格栅板开启30°时有无消能格栅装置的漂浮式风机沿塔筒高度方向的应力进行对比分析，漂浮式风机塔筒高度方向的应力包络图见 图14 图14 。 从 图14 图14 可知，在波浪载荷作用下，塔筒结构沿高度方向主要存在3处薄弱部分，分别在塔筒高度15，50和80 m处，其中在塔筒高度15 m处应力最大，其主要原因是此处塔筒厚度发生变化，为刚度变化处。风机结构增加可调节式格栅装置后，在巨浪载荷下，塔筒最大应力减小了108.89 MPa，减小幅值为44.1%，塔筒未发生塑性变形。同时，经数值分析计算得到格栅板的最大应力为115.39 MPa，最大挠度为0.16 m，符合《钢结构设计标准》 [ 20 20 ] 中钢板变形挠度不得超过其跨度的1/250的规定，可知增加可调节式格栅装置的漂浮式海上风机具有较高的安全性。 4 结论 1 1) 设计了一种适用于漂浮式海上风机的可调节式格栅装置，并进行了格栅装置应用在近岸结构中的振动台模型试验，在7度罕遇地震作用下，实验模型结构顶部水平位移振动幅值要比无格栅板的小，振动位移最大减小18.6%，说明格栅装置可有效提高结构的稳定性。 2) 无可调节式格栅装置时，漂浮式风机结构在巨浪载荷下最大位移倾角为3.1°；增加该装置后，当格栅板开启角度分别为30°，45°，60°与90°时，漂浮式风机结构最大倾角分别减小了1.8°，1.4°，1.2°和0.8°；同时，风机结构的自振频率增大，从而有效避开了海洋波浪的激励频率，漂浮式风机的稳定性大幅提高；当格栅板开启30°时，漂浮式海上风机的稳定性最好，风机顶部位移与无格栅装置时相比最大减小了58.6%。 3) 塔筒最大应力响应位于距塔筒底端约15 m处，增加格栅装置且当格栅板开启30°时，塔筒最大应力减小了108.89 MPa，减小幅值为44.1%，格栅板的应力与挠度也均满足规范限值要求，验证了可调节式格栅装置对于减小波浪作用下漂浮式风机结构动力响应的有效性。 参考文献 刘超 , 徐跃 . 漂浮式海上风电在我国的发展前景分析 [J]. 中外能源 , 2020 , 25 ( 2 ): 16 - 21 漂浮式海上风电在我国的发展前景分析 LIU Chao , XU Yue . 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