漂浮式海上風機平臺阻尼結構設計與研究

海上風電SOUTHERNENERGYCONSTRUCTION漂浮式海上風機平臺阻尼結構設計與研究（1.中國能源建設集團廣東省電力設計研究院有限公司，廣州510663；2.天津大學建筑工程學院，天津200240）摘要目的］為了尋求經濟有效的漂浮式風機水動力性能提升方案，研究了加裝垂蕩板的設計方案，從而提升浮體水動力阻尼性能和減搖效果，最終改善漂浮式海上風電機輸出功率的穩(wěn)定性。［方法］以10MW半潛型浮式風機為例，通過計算流體力學的方法，探討了垂蕩板結構不同設計參數對于提升漂浮式風機基礎水動力阻尼的效用，尋找出優(yōu)化設計方案。［結果］經過優(yōu)化設計后的垂蕩板結構垂蕩阻尼較原結構增大14.9%，搖擺阻尼增大19.1%，而“梅花形”邊緣垂蕩板垂蕩運動阻尼較原始模型提升36.98%。［結論］揭示泄渦產生與垂蕩板水動力阻尼改善的形成機理，創(chuàng)新性地提出“梅花形”垂蕩板結構，有效改善浮體垂蕩運動的阻尼性能，上述結論為此類漂浮式海上風機基礎結構的研究與設計工作提供重要參考。關鍵詞：海上浮式風機；垂蕩板；水動力粘性阻尼；計算流體力學DesignandResearchontheFoundationDampingStSemi-SubmersibleFloatingOffshoreWindTurbinesf2095-8676?2021EnergyChinaGEDI.PublishingservicesbyEnergyObserverMagazineCo.，Ltd.onbehalfofEnergyChinaGEDI.ThisisanopenaccessarticleundertheCCBY-NClicense（/licenses/by-nc/4.0/）.收稿日期：2021-08-31修回日期：2021-09-12基金項目：中國博士后基金資助項目“臺風工況下的漂浮式海上風機動力特性及抗臺策略研究”（2020M682995三亞崖州灣科技城重大研發(fā)項目“漂浮式基礎平臺風機關鍵技術研究”（SKJC-2020-01-005中國能建廣東院科技項目“10MW級半潛型漂浮式海上風機耦合動力特性與安第3期陳嘉豪，等：漂浮式海上風機平臺阻尼結構設計與研究19由于傳統(tǒng)化石能源的過度開采與使用導致氣候變化和環(huán)境污染等問題日益嚴重，使得能源開發(fā)轉向可再生的綠色能源。近年來，隨著大容量機組技術的日漸成熟，以海上風電為代表的綠色能源在國內外蓬勃發(fā)展。GWEC市場展望，預計到2023年，海上風電新裝機容量將會超過55GW［1］并將助力全球碳達峰目標的實現。隨著近岸優(yōu)質風場資源逐漸被開發(fā)殆盡，海上風電未來將不斷走向深遠海。在過去，近海淺水風場主要以著床式的固定式風機基礎為主，包括單樁、導管架等，這些基礎通常需要進行海上樁基施工作業(yè)，基礎設計頻域介于1倍到3倍風輪轉子頻率之間，隨著水深的進一步增加，基礎造價和施工成本將急劇上升［2］。相比而言，漂浮式海上風機則屬于順應式柔性結構，通過系泊與海床連接，基礎造價和施工安裝成本隨水深變化的敏感度較傳統(tǒng)固定式風機基礎低，未來有望通過技術進步和產業(yè)鏈的發(fā)展，進一步提高其經濟競爭力［3］。漂浮式風機的基礎形式借鑒于過往船舶與海洋工程的相關浮體經驗，可大致劃分為半潛型式，立柱型式，張力腿型式和駁船型式［3如圖1所示。目前，在歐洲和日本已經有部分漂浮式樣機和小規(guī)模商業(yè)化漂浮式風場建設投產［4-6］。ETI預測，漂浮式風機基礎技術將在亞洲、美國和歐洲具有廣闊的市場空間和發(fā)展圖1海上風機基礎形式［3］Fig.1Foundationformofoffshorewindturbines［3］然而，相比于傳統(tǒng)的海上風機固定式基礎，漂浮式風機在風浪環(huán)境下，自身運動幅度、速度和加速度都比較大，容易造成風輪入流風速的劇烈變化，湍流度增加，給功率穩(wěn)定性和結構安全帶來較大的挑戰(zhàn)。因此，如何以較低的成本有效地提升漂浮式風機基礎的運動阻尼，從而優(yōu)化基礎運動特性，是一個重要且現實的研究課題之一。傳統(tǒng)船舶減搖方式，包括減搖鰭、舭龍骨、減搖水艙等，而油氣平臺則更普遍地采用垂蕩板結構。垂蕩板是一種簡單而有效的浮體水動力性能調節(jié)裝置，一方面可以通過改變浮體的運動附加質量，從而調節(jié)浮體的垂蕩固有周期，另一方面則通過垂蕩板邊緣泄渦而增加系統(tǒng)的垂蕩阻尼。漂浮式風機基礎作為無動力浮體結構，可參考借鑒油氣平臺的垂蕩板結構，探索垂蕩板結構對漂浮式風機的阻尼調節(jié)作用。在以往，已有一些研究開始關注垂蕩板的水動力特性。Thiagarajan和Troesch［8］通過對裸圓柱體進行水池強迫試驗，表明試驗柱體底部的圓盤能有效的產生垂蕩阻尼，并且阻尼大小與震蕩幅度有關。吳維武等人［9］采用計算流體力學軟件Fluent對不同形狀和開孔率的垂蕩板的水動力特性進行了研究，結果表明不同的KC數范圍，開孔對垂蕩板阻尼的影響不盡相同。目前，一些半潛型漂浮式風機的平臺設計也借鑒垂蕩板，以優(yōu)化平臺5MW半潛型浮式風機的縱搖運動進行了水動力研究，結果表明平臺縱搖運動速度最大的時候，垂蕩板邊緣泄渦產生的阻尼也達到極大值，有效地提升水動力阻尼。雖然部分研究者已經開始關注到了垂蕩板在優(yōu)化漂浮式風機運動性能的潛力，但是關于垂蕩板的設計及漂浮式風機阻尼的改善特性研究仍然不足。因此，本文將針對國內海域普遍適用的半潛型浮式風機開展垂蕩板阻尼結構的設計以及阻尼性能的定量化研究，為后續(xù)的工程設計提供有益的參考。1浮式風機平臺阻尼結構設計1.1平臺基礎結構本文采用的漂浮式風機基礎為OO-Star漂浮式風機，該浮式風機基礎是一個“Y”型浮筒結構，中間設計錐形立柱結構以支撐DTU10MW風機，外圍設置三個立柱結構，具體結構形式和尺寸如圖2所示。浮式基礎的原始設計水深為130m，吃水為22m，排水量2.3509×104m3。具體結構參數見表1，更多的基礎細節(jié)可參考文獻［11］。20南方能源建設第8卷R10DSDR10DSD?12.05?16.2?13.4?15.8?22.8?22.8圖2漂浮式風機基礎結構視圖Fig.2DimensionoftheOO-Starfloatingoffshorewindturbines表1OO-Star漂浮式風機基礎參數Tab.1BasicparametersoftheOO-Starfloatingwindturbines名稱數值基礎質量/kg（不包括塔筒和系泊，含壓載）7重心距水面距離/m-15.22599塔柱低端距水面距離/m排水量/m34浮心距水面距離/m1.2阻尼結構設計本文在原有垂蕩板的基礎上，改進垂蕩板的結構型式，包括垂蕩板外伸尺寸、垂蕩板的甲板和底板外伸（本文稱為邊鋒見圖3。原模型垂蕩板圓盤直徑22.8m，高0.5m，無邊鋒延伸。為了研究垂蕩板形狀參數對浮體水動力阻尼的影響，設置對照模型。模型垂蕩板的圓盤直SS(b)垂蕩板幾何定義(b)垂蕩板幾何定義圖3阻尼結構示意圖Fig.3Diagramoftheheave-platestructure徑D分別為22.8m、23.8m、24.8m；邊鋒延伸部分寬度S分別0.2m、0.4m、0.6m；垂蕩板高H分析阻尼結構的運動衰減特性。阻尼結構設計方案表2阻尼結構設計方案Tab.2Designschemesoftheheave-platestructure方案直徑D/m邊鋒外伸S/m高H/m原模型0模型1模型2模型3模型4模型5模型6模型71.3數值模型以垂蕩運動為例，給定浮體運動形式為a=Asin(ωt)，其中A為浮體運動幅值，ω為波浪頻率。根據CFD計算所得浮體受力曲線，可整理得到浮體受力的數學表達形式為F=F0sin(ωt+φ)，其中受力幅值F0和相位差φ可根據曲線得到。將運動和受力方程進行整理得到如下方程形式：基于自由運動方程：第3期陳嘉豪，等：漂浮式海上風機平臺阻尼結構設計與研究21YX壓力出口內部界面無滑移壁面ZYX壓力出口內部界面無滑移壁面Z式中：μ——附加質量；λ——阻尼系數；F——浮體受力。F0sin(Φ)-Aω附加質量表示為： F0 Aω2由上述過程計算得到風機基礎的粘性阻尼矩）系數。1.3.2計算域與網格設置模型的計算域劃分及邊界條件選取如圖4所示。使用ICEMCFD進行網格劃分。圖4模型計算域及邊界條件Fig.4Computationalregionandboundaryconditions由于FLUENT計算時采用動方法，為避免結構物周圍網格變形過大，將流場的網格劃分為如下三個部分：1）結構物周圍采用剛性網格，計算時隨結構物一起運動，該部分選取尺寸較小的四面體網格進行劃分。2）剛性網格外為變形區(qū)域，采用尺寸略大的四面體網格進行劃分。3）為節(jié)約計算時間，其余區(qū)域采用非結構化大尺寸四面體網格，該區(qū)域距離物體較遠，對結構的受力計算影響較小，且粗網格還可以起到人工阻尼的作用，減少側壁面反射波影響。為保證計算精度，每個部分流場網格都在自由液面處對網格進行了加密。選取垂蕩板圓盤直徑為23.8m，垂蕩板高0.5m，邊鋒延伸0.2m的模型為例，圖5為該模型計算域中縱截面的網格示意，圖中模型網格總數為422萬個。為了說明計算結果的正確性和可靠性，此處進行網格無關性驗證，即驗證計算結果對于網格密度變化的敏感性。通過改變網格的疏密，觀察計算結果的變化，若其變化幅度在允許的范圍之內，就可以說明網格誤差在可接受精度范圍內。因此，對模型重新劃分網格，使得網格數量分別為212萬個和821萬個。ZZXY圖5計算域截面網格（422萬網格）Fig.5Sectionmeshofthecomputationalregion各個網格模型的計算附加質量和阻尼系數結果如表3所示，計算結果對于網格密度變化的敏感性很小，網格無關性得以驗證。表3不同網格數的計算結果Tab.3Resultswithdifferentmeshquantities網格數/萬個附加質量阻尼系數無因次阻尼系數變化率/%-2.540-1.291.3.3計算域與網格設置將發(fā)電工況下波浪的譜峰周期作為浮體強迫運動的周期，選取風機基礎垂蕩和橫搖運動響應的有義值，由此規(guī)定簡諧強迫運動形式如表4所示。表4測試工況參數Tab.4Parametersintestcases運動形式發(fā)電工況周期/s幅值/m垂蕩橫搖將劃分好的網格文件導入FLUENT商業(yè)軟件，把上述強迫運動編寫為用戶自定義函數（UDF文件）來定義物體的簡諧運動，定義簡諧運動周期求解格式。22南方能源建設第8卷粘性阻尼系數/(N·s·m粘性阻尼系數/(N·s·m?1)98765432102不同垂蕩板尺寸參數對阻尼的影響2.1邊鋒延伸寬度為了研究垂蕩板邊鋒延伸寬度變化對浮式風機水動力阻尼系數的影響，將原模型及模型方案1、2、3的計算結果進行對比分析。各模型無因次阻尼系數計算結果見表5，邊鋒外伸量S變化時風機基礎垂蕩阻尼的變化趨勢見圖6，風機基礎橫搖阻尼的變化趨勢見圖7。表5邊鋒延伸寬度對阻尼的影響Tab.5Dampingimpactfromthewingextension模型及運動無因次垂蕩阻尼系數增長率/%無因次橫搖阻尼系數增長率/%原模型00粘性阻尼系數/(N·s·m?1)9876543210原模型模型1模型2模型3圖6邊鋒延伸寬度對基礎垂蕩阻尼的影響Fig.6Dampingvariationofheavemotionfromthewingextensionofheave-plate粘性阻尼力矩系數/(N·s·m·rad?1)20原模型模型1模型2模型3圖7邊鋒延伸寬度對基礎橫搖阻尼的影響Fig.7Dampingvariationofrollmotionfromthewingextensionofheave-plate由圖表數據可知，隨著邊鋒外伸S的增大，基礎垂蕩粘性阻尼系數隨之增大。由此可得，在一定范圍內增大S，能增加垂蕩板垂蕩阻尼性能。當垂蕩板邊鋒延伸S為0.6m時，垂蕩粘性阻尼系數增大近10%，阻尼性能增加效果較為明顯。從圖表數據來看，隨著S的增大，基礎橫搖粘性阻尼系數總體也呈增大趨勢。由此可得，在一定范圍內增大S，能增加垂蕩板橫搖阻尼性能。但是相比于垂蕩運動方向的阻尼變化值，橫搖運動方向的增阻效果并不十分明顯。2.2垂蕩板高度為了研究垂蕩板高度變化對浮式風機基礎平臺運動阻尼系數的影響，把原模型及模型方案1、4、5的計算結果進行分析。各模型無因次阻尼系數計算結果見表6，垂蕩板高度H變化時風機基礎垂蕩阻尼的變化趨勢見圖8，基礎橫搖阻尼的變化趨勢表6垂蕩板高度變化時風機基礎阻尼的影響Tab.6Dampingimpactfromheightofheave-plate模型及運動無因次垂蕩阻尼系數增長率/%無因次橫搖阻尼系數增長率/%00×106原模型模型1模型4模型5圖8垂蕩板高度變化對基礎垂蕩阻尼的影響Fig.8Dampingvariationofheavemotionfromtheheightofheave-plate由圖表數據可知，隨著垂蕩板高度H的增大，基礎垂蕩方向的水動力粘性阻尼系數隨之增大。由此可得，在一定范圍內增大垂蕩板高度，能增加垂蕩板的垂蕩阻尼性能。當垂蕩板高度為0.7m時，阻尼增大7%。從圖表數據來看，隨著垂蕩板高度H的增大，粘性阻尼系數總體呈增大趨勢。由此可得，在一定第3期陳嘉豪，等：漂浮式海上風機平臺阻尼結構設計與研究23粘性阻尼力矩系數/(N·s·m·rad?1)2.520.50×109原模型模型1模型4模型5圖9垂蕩板高變化時基礎橫搖阻尼的影響Fig.9Dampingvariationofrollmotionfromtheheightofheave-plate范圍內增大垂蕩板高度，能增加垂蕩板橫搖阻尼性能，但增長效果小于5%。2.3垂蕩板圓盤直徑為了研究垂蕩板圓盤直徑變化對垂蕩阻尼系數的影響，把原模型及模型方案1、6、7的計算結果進行分析。各模型無因次阻尼系數計算結果見表7，圓盤直徑D變化時風機基礎垂蕩阻尼的變化趨勢見圖10?；A橫搖阻尼的變化趨勢見圖11。表7圓盤直徑變化時風機基礎垂蕩阻尼的變化Tab.7Dampingimpactfromthediameterofheave-plate模型及運動無因次垂蕩阻尼系數增長率/%無因次橫搖阻尼系數增長率/%00粘性阻尼系數/(N·s·m?1)42原模型模型1模型6模型7圖10垂蕩板圓盤直徑對基礎垂蕩阻尼的影響Fig.10Dampingvariationofheavemotionfromthediameterofheave-plate從圖表數據來看，隨著圓盤直徑D的增大，浮式基礎垂蕩運動的粘性阻尼系數隨之增大。由此可粘性阻尼力矩系數/(N·s·m·rad32.520.50×109原模型模型1模型6模型7圖11垂蕩板圓盤直徑對基礎橫搖阻尼的變化Fig.11Dampingvariationofrollmotionfromthediameterofheave-plate得，在一定范圍內增大圓盤直徑，能增加垂蕩板的垂蕩阻尼性能，并且隨著圓盤直徑增加呈非線性增長趨勢，增阻效果明顯，圓盤直徑增加2m（相比從圖表數據來看，隨著圓盤直徑D的增大，浮式基礎橫搖運動的粘性阻尼系數增大。由此可得，在測試范圍內增大圓盤直徑，能增加垂蕩板的橫搖阻尼性能。圓盤直徑增加2m（相比于原模型增加8.77%）時，基礎橫搖方向的運動阻尼增加值可達17.32%，增阻效果較為顯著。對比前述的結果，相對其他參數而言，增加垂蕩板直徑D，垂蕩板阻尼增長效果最為顯著，其次是增加邊鋒延伸長度，而增加垂蕩板高度所帶來的基礎運動阻尼增加值十分有限。2.4總體影響對比根據之前模型計算結果分析，調整垂蕩板的尺寸，進一步提高垂蕩板的阻尼性能。調整優(yōu)化后垂蕩板的尺寸為：直徑24.8m、高0.7m、邊鋒延伸0.6m的垂蕩板。按照調整后垂蕩板的尺寸，計算浮式基礎的垂蕩及橫搖阻尼性能。將計算結果與原模型進行對比，可以看出優(yōu)化后阻尼性能得到了理想的提升，具體阻尼系數增長情況如表8所示。優(yōu)化后，該浮式風機平臺的阻尼提升25%以上。2.5泄渦分析相關研究表明［12］阻尼產生的根本原因是結構運動泄渦時對動能的耗散。對于風機基礎結構來說，其在運動過程中產生、脫落的漩渦越多，能量耗散越大，阻尼性能也就越好。如圖12中，紅色部分表示較大的正漩渦，黃24南方能源建設第8卷表8優(yōu)化后模型阻尼性能對比Tab.8Dampingcomparisonbetweentheoriginalmodelandoptimizedmodel模型及運動無因次阻尼系數阻尼系數增長率/%有量綱無量綱—— 色部分表示較小的正漩渦，深藍色部分表示較大的負漩渦，淺藍色部分表示較小的負漩渦。隨著外伸邊鋒的增大，運動產生漩渦的范圍會擴大，產生的漩渦量會增多，從而耗散更多能量，使得模型結構阻尼增加。YYvoricity/s?1Contour11.787e+001.575e+001.364e+001.152e+009.407e?017.292e?015.178e?013.063e?019.479e?02?1.167e?01?3.282e?01?5.397e?01?7.511e?01?9.626e?01?1.174e+00?1.386e+00?1.597e+00?1.809e+00?2.020e+00020.00040.0010.00030.000圖12浮式風機平臺垂向運動渦量圖Fig.12Vorticitycontoursofthefoundationofthefloatingoffshorewindturbineinheave3新型阻尼結構性能根據上述阻尼結構尺寸敏感性分析和泄渦原理分析，為了得到阻尼性能更好的垂蕩板形式，設計了一種“梅花形”的垂蕩板。該垂蕩板模型從優(yōu)化后的模型變形而來，邊鋒寬度、板高及圓盤直徑各參數都保持不變，在減小垂蕩板圓盤面積的同時增加了垂蕩板圓盤的周長。網格劃分方法與之前模型相同，均采用“體網格+面網格”的方式。模型網格總數為459萬個。垂蕩板整體模型見圖13所示，模型強迫運動時歷曲線見圖14所示，阻尼性能計算結果對比見表9。在其他參數不變的情況下，“梅花形”垂蕩板垂蕩運動阻尼性能最佳，其垂蕩阻尼系數較原始模圖13“梅花形”整體模型示意圖Fig.13Schematicdiagramofthewholemodelofcinquofoil×10×107543210?1?2?3?4?50510152025時間/s圖14模型強迫垂蕩運動時歷曲線Fig.14Schematicdiagramofthewholemodelofcinquefoil表9“梅花形”垂蕩板阻尼性能計算結果Tab.9Calculationresultsofdampingperformanceof"quincunx-shaped"heave-plate模型及運動無因次阻尼系數阻尼系數增長率/%原模型垂蕩 優(yōu)化后模型垂蕩本文選取10MW半潛型浮式風機，利用計算流體力學的方法研究外立柱垂蕩板結構幾何尺寸變化對基礎運動粘性阻尼的影響。數值計算結果表明，本文優(yōu)化參數后的垂蕩板能夠明顯地增加基礎的附加質量與附加轉動慣量，增加結構的阻尼，耗散運動能量，改善結構運動性能；帶邊鋒的垂蕩板的阻尼性能與圓盤直徑、邊鋒延伸寬度、垂蕩板高等參數均有關。一般來說，在一定范圍內增大圓盤直徑、邊鋒延伸寬度、垂蕩板高，均會增加系統(tǒng)的附加質量和垂蕩、橫搖粘性阻尼系數。第3期陳嘉豪，等：漂浮式海上風機平臺阻尼結構設計與研究25從總體情況來看，對阻尼性能影響最大的因素是垂蕩板圓盤直徑，尤其是對于橫搖運動來說阻尼效果更明顯。其次，增加邊鋒延伸寬度對增加垂蕩阻尼性能也比較有利，而加大垂蕩板的高度也可增大阻尼，但是增加緩慢。因此，增大阻尼三種措施按照有效性排序為：直徑加大、邊鋒延伸、高度加大。本文優(yōu)化方案中，直徑24.8m、高0.7m、邊鋒延伸0.6m的阻尼結構，該阻尼結構無量綱阻尼系數為：垂蕩阻尼系數為20.14%，較原結構增大無量綱阻尼系數14.9%；搖擺阻尼系數12.30%，較原結構增大無量綱阻尼系數19.1%。本文設計的“梅花型”垂蕩板結構相比原阻尼結構有效提升36.98%的垂蕩阻尼。但是，在實際的設計過程中，垂蕩板的設計尺寸和形式需要進一步結合考慮結構的強度、施工運輸可行性以及經濟性。參考文獻：［1］GWEC.GLOBALWINDREPORT2018［R］.Brussels：GWEC，2019.［2］JEONSH，CHOYU，SEOMW，etal.Dynamicresponseof floatingsubstructureofspar-typeoffshorewindturbinewithcatenarymooringcables［J］.OceanEngineering，2013，72（72356-364.［3］陳嘉豪，裴愛國，馬兆榮，等.海上漂浮式風機關鍵技術研究CHENJH，PEIAG，MAZR，etal.Areviewofthekeytechnologiesforfloatingoffshorewindturbines［J］.Southern［4］SKAAREB，HANSONTD，YTTERVIKR，etal.Dynamic responseandcontrolofthehywinddemofloatingwindturbine［C］//EWEA.ProceedingsofEuropeWindEnergyConfer?ence，Brussels，Belgium，2011.Belgium：EWEA，2011：43.［5］AUBAULTA，CERMELLIC，LAHIJANIANA，etal.Windfloatcontraption：fromconceptiontoreproduction［C］//Ocean，OffshoreandArcticEngineeringDivision：theAmeri?can.Proceedingsofthe31stInternationalConferenceonOff?shoreMechanicsandArcticEngineering，RiodeJaneiro，Bra?zil，2012.RiodeJaneiro：OMAE，2012：847-853.［6］BEYERF，CHOISNETT，KRETSCHMERM，etal.Cou?pledMBS-CFDsimulationoftheIDEOLfloatingoffshorewindturbinefoundationcomparedtowavetankmodeltestdata［C］//ISOPE.ProceedingsofISOPE.25thInternationalOceanandPolarEngineeringConference，Kona，BigIsland，HI，USA，Jun.21-26，2015.Kona：ISOPE，2015：367-374.［7］EuropeanTechnology&InnovationPlatformonWindEnergy.Strategicresearchandinnovation