朱 航，欧进萍

（1船舶工艺研究所，上海 200032；2哈尔滨工业大学 土木工程学院，哈尔滨 150090；3大连理工大学 土木水利学院，辽宁 大连 116023）

1 引 言

随着能源需求的增加与不可再生能源的消耗，可再生新能源的发展受到人们的日益重视。风能发电是可再生能源的利用中技术成熟、具开发条件的发电方式之一，有着非常广阔的发展前景。据欧洲风能协会报告预测:2020年时，全球风能发电将占发电总量的12%[1]。

目前，风力发电设备主要用于陆上和近海地区。与陆上风相比，海风有着风速高、静风期少、风速随高度变化小、不必限制噪音等诸多优点，可以大幅度地增加发电量和延长设备寿命。随着近海地区风力发电技术的成熟，如何利用深海地区的风力发电，已成为学者的研究热点。与陆上和近海地区的风机下体固定式结构不同的是，在深海地区，由于水深的增加，风机需安置于浮式平台上，以降低安装成本。

用于深海地区风力发电的浮式平台，常见的有三种结构形式，如图1所示。基于各自的结构特点，三者的设计概念也有很大不同，下面将分别对这几种结构形式进行介绍。

第一种平台（左一），为spar-buoy式平台，有着spar平台的结构特点，采用压载舱使得平台的浮心高于重心，以此保证结构的稳性，并配以锚泊系统以控制平台的水平位移。这种平台需要很深的吃水，按文献[2]介绍，该平台整体的吃水在120m左右。

第二种平台（左二），为TLP式平台，有着TLP的结构特点，平台的浮力大于重力，并通过张力腿系统固定于海底，以此保证结构的稳性及控制水平位移。在结构完好时，这种平台的力学性能合理，但是，由于这种平台无自我回复刚度，如果张力腿发生意外断裂,平台有极大的可能发生倾覆。因此，这种平台有着很大的安全隐患。

第三种平台（右一），为barge式平台，有着巨大的水线面积，以此保证平台的稳性，并配以锚泊系统以控制平台的水平位移。这种设计的理念是通过平台偏转时，两侧入水体积的变化所产生的浮力差来提供弯矩，但是，这种平台的水线处面积过于庞大，平台所受到的波浪力也因此很大，会对锚泊系统的性能有很大需求。因此，这个方法的经济性不好。

此外一些学者通过将风机平台联合固接于一起的方法[3-4]，增大各平台水线面到水线面形心的距离，以此增大平台的水线面二阶矩，达到增大平台稳性的目的。但是，由于叶片较长，为避免叶片的互相碰撞，各风机需间隔很远，将各风机平台刚接需要很高的成本，因此，这种方法的经济性也是不好的。

本文在借鉴以上几种平台形式的基础上，参考了Truss-spar平台的结构特点，设计了更适用于风机发电的Truss-spar-buoy浮式平台结构，下文将对这种平台的结构特点及运动性能进行说明。

图1 风机浮式平台常见结构形式Fig.1 Main structures of the floating wind turbine platforms

2 Truss-spar-buoy平台参数说明

2.1 风机参数

由于浮式平台结构为承载风机所用，首先对其上承载的风机参数进行说明。以NREL 5MW风机为例[5]，其详细参数如表1。

表1 NREL 5MW风机参数Tab.1 Parameters of the NREL 5MW wind turbine

2.2 设计理念

2.2.1 平台水下主体结构设计

从风力发电对浮式平台需求可知，适用于风力发电的浮式平台，需要有很好的稳性，即平台在风的作用下发生偏转时，平台会有自我回复能力。也就是说，对平台结构的改进，首先要使平台具有正的偏转静水回复刚度。平台的偏转静水回复刚度可表示为:

其中，γ为海水容重，LBG为浮心与重心的高差，V为平台的吃水体积，Iww为平台的水线面二阶面积矩。由前面分析可知，完全通过增大平台水线面二阶面积矩的方法是不经济的。对平台的改进方案，应从增大浮心与重心的高差，以及增大平台的吃水体积两方面考虑。

如欲控制平台的偏转角度极值的大小，仅依靠平台自身结构提供的偏转静水回复刚度是不够的，因为这意味着巨大的水下体积，这样会大幅地增加平台的建造成本。设计时，应在平台保持自身稳性的基础上，同时采用系泊系统来控制平台的偏转极值。

下面借鉴truss-spar平台的结构特点，设计出满足这种要求的Truss-spar-buoy浮式平台结构,该结构通过靠近水线处的浮箱提供浮力，并通过水下深度较大的重箱提供压载，二者之间通过桁架结构连接，并设置垂荡板结构以减小平台的垂荡响应。

2.2.2 水线面积

为了减小波浪对结构的作用，大多数的风力发电浮式平台，其水线面处面积都很小，仅满足结构承重要求（barge平台除外）。但是，这样设计的平台，会造成运输和安装过程的很多不便。为了施工上的方便，本文设计的新型平台，其水线面处的面积将大于风机底面面积，运输时可分为两段:第一段为风机结构，第二段则为除风机外的其余结构。在安装时，将第二段通过锚泊系统固定于水底后，第一段吊装插入第一段固定即可。

2.3 尺寸参数

图2为Truss-spar-buoy平台风机之下结构的示意图。表2为相应的尺寸参数。这些参数可以根据不同的海况或需求而调整。

表2 Truss-spar-buoy平台尺寸参数Tab.2 Parameters of the Truss-spar-buoy platform

图2 Truss-spar-buoy平台水下结构示意图Fig.2 Truss-spar-buoy platform

图3 锚链水平投影示意图Fig.3 Mooring line system

2.4 锚泊系统

平台的锚泊系统由12根锚链组成，每3根为一组，均匀地分布于平台四周，相邻的两组中心线夹角为45°，同组相邻锚链的夹角为3°，其水平投影图如图3所示。锚泊系统的详细参数如表3，该参数将用于200m水深的海况条件，锚缆与平台的连接点设置于水线面下，高程-10m的位置，同样，这些参数也可以根据不同的海况或需求而调整。

表3 锚链参数Tab.3 Parameters of the mooring line

3 风机对平台的影响

3.1 风机转轮与塔架的水平风力对比

风机对结构的影响，可分为转轮和塔身的水平风力，以及二者对平台所造成的弯矩。其中，塔身的水平风力Ftower，其计算方法为:

其中，H为转轮中心距水面高度，Fwind,h为塔身上高度h处的风载荷，ρ为空气密度，Ah为塔身上高度h处风的作用面积，vh为塔身上高度h处的风速，Cd为风力系数[6]。

对于转轮的水平风力，由于变桨距技术[7]的存在，当风速超过其临界值时，风机叶片的角度会发生变化，以达到降低风载荷，并保护风机的目的，这说明当风速超过临界值时，Cd的值会逐渐减小。此外，对于不同的风机而言，其风力系数的变化规律也并不一致。

图4 风机转轮与塔架的水平风力对比Fig.4 Comparison between the rotor and hub wind loads

文献[5]给出了NREL 5MW风机转轮的水平风力。将根据（2）式计算所得的塔架的水平风力与风机转轮的水平风力进行对比，其结果如图4所示。对比结果表明:在不考虑遮蔽效应的情况下，风机转轮的水平风力值远大于塔架的水平风力。因此，下面的计算中将忽略塔架的水平风力，以及它所造成的弯矩。

图4的结果同样表明，转轮的水平风力极值出现于风速为11.5m/s时，此时对应的水平风力值为0.81MN。出于安全考虑，风机对浮体的影响，将按转轮的水平风力极值，作为定常力作用于控制室位置，即有:

这样，风对平台的弯矩极值Mwind可以表达为:

其中，hc和hg分别为转轮中心与平台整体的重心高度。

3.2 波浪载荷与风载荷的比较

本段对平台风和浪载荷对比，包括水平力极值，以及会造成平台纵摇或横摇响应的弯矩极值的对比。载荷计算过程中，设定水平风力及风弯矩为定常力，而波浪对平台作用的数值模拟中波浪谱选为Jonswap谱，并取时域结果中3h时长内波浪载荷的极值作用比较所用载荷。表4为不同重现期时平台的风、浪载荷极值的对比结果。计算表明，水平风力极值不到水平波浪力极值的5%，可以忽略不计，但是风弯矩的极值可占波浪弯矩极值的11%以上，需要得到足够的重视。

表4 平台风和浪载荷极值比较Tab.4 Comparison between platform wind loads and wave force

4 平台运动响应的数值计算

根据前文所列参数，采用aqwa5.7A软件，采用时域方法计算了平台在10年重现期、自存海况和风浪联合作用下的运动响应，计算过程中不考虑海流对平台的影响。数值计算过程中平台的运动方程及求解方法可参考文献[8]。

图5 平台垂荡响应RAO的数值结果Fig.5 Heave motion RAO of the platform

图6 平台纵摇响应RAO的数值结果Fig.6 Pitch motion RAO of the platform

4.1 平台运动响应的频域结果

首先通过频域方法对平台的运动响应进行研究。考虑平台的对称性，只针对平台的垂荡和纵摇响应RAO进行分析，计算结果如图5和图6所示。计算结果表明，平台垂荡响应的共振频率段在0.2～0.35rad/s，纵摇响应的共振频率段在0.25～0.35rad/s，二者都避开了南海波浪的主要频率段。这表明，设计的平台在中国南海海域有着很好的耐波性能。

4.2 平台的运动响应的时域计算

下面计算平台在10年重现期自存海况、风浪联合作用下的时域响应，以得到对平台运动性能更全面的认识。考虑平台的对称性，只对风浪同向、入射角均为180°时的海况进行模拟，计算结果如下文。

图7～9分别是平台的纵荡、垂荡和纵摇运动响应时程曲线。计算结果表明，平台的纵荡响应最大位移在15m左右，垂荡响应最大位移在4m左右，这两个位移都很小，不会影响电力的输送。但是，平台的纵摇响应极值在33°左右，这个角度可能偏大，必要的话，可以通过增加平台的水下体积（即增大浮箱即压载体积）的方法，进一步减小平台的纵摇响应。但这个改造方案同时也会增加平台的建造成本。

图7 平台纵荡响应时程曲线Fig.7 Surge motion response of the platform in time domain

图8 平台垂荡响应时程曲线Fig.8 Heave motion response of the platform in time domain

图9 平台纵摇响应时程曲线Fig.9 Pitch motion response of the platform in time domain

图10 点O的水平运动响应时程曲线Fig.10 Horizontal motion response of Point O in time domain

在得到平台各自由度运动响应之后，平台上各点的运动响应也可以随之得出。图10为水线面的平台上，与平台固接的点O(0,0,0)的运动响应。计算结果表明，水线面上点的水平位移其最大值可达到30m，这说明在平台30m范围之内，不宜有其余海洋结构物存在，以避免撞击对平台所造成的破坏。

5 结 论

本文参考truss-spar平台，设计了适用于承载风机的Truss-spar-buoy浮式平台结构。通过对该平台结构的研究，得到结论如下:

（1）Truss-spar-buoy平台的吃水为85m，这表示该平台可以用于一些水深较浅的区域，这样可以降低电力的输运成本。

（2）在安装NREL 5MW风机后，对该平台的风、浪载荷极值进行了对比。对比结果表明，水平风力极值不到水平波浪力极值的5%，而风弯矩的极值可达到波浪弯矩极值的11%以上。

（3）在中国南海10年重现期自存海况，风浪联合作用下，该平台的纵荡、垂荡和纵摇响应极值分别为15m、4m和33°。这表明平台的位移很小，不会对电力输送造成不利影响，但是偏转较大。如欲降低平台的偏转响应，可进一步增大平台水下结构的体积，但是这样会增加平台的建造成本。

（4）平台水线面上点的水平位移极值可达30m，在这个范围内不宜有其余海洋结构物的存在，以避免撞击对平台的破坏。

[1]赵洪杰,马春宁.风力发电的发展状况与发展趋势[J].水利科技与经济，2006,12（9）:619-622.

[2]Karimirad M.Dynamic response of floating wind turbine[J].Mechanical Engineering,2010,17(2):146-456.

[3]Pham Van Phuc,Takeshi Ishihara.A study on the dynamic response of a semi-submersible floating offshore wind turbine system Part 2:numerical simulation[C]//.ICWE12.Cairns,Australia,2007:959-966.

[4]Takeshi Ishihara,Pham Van Phuc.A study on the dynamic response of a semi-submersible floating offshore wind turbine system Part 1:A water tank test[C]//.ICWE12.Cairns,Australia,2007:2511-2518.

[5]Jonkman J,Butterfield S,Musial W,Scott G.Definition of a 5-MW reference wind turbine for offshore system development[R].NREL/TP-500-38060,National Renewable Energy Laboratory,2009.

[6]中国船级社.海上移动平台入级与建造规范[M].北京:人民交通出版社，2005.

[7]林勇刚.大型风力机变桨距控制技术研究[D].杭州:浙江大学,2005.

[8]李玉成，滕 斌.波浪对海上建筑物的作用[M].北京:海洋出版社，2002.