螺旋侧板对漂浮式风力机平台动态响应的影响

丁勤卫，　李　春,2，　王东华，　张　楠，　叶　舟,2

(1.上海理工大学 能源与动力工程学院，上海 200093;2.上海市动力工程多相流动与传热重点实验室，上海 200093)



螺旋侧板对漂浮式风力机平台动态响应的影响

丁勤卫1，李春1,2，王东华1，张楠1，叶舟1,2

(1.上海理工大学 能源与动力工程学院，上海 200093;2.上海市动力工程多相流动与传热重点实验室，上海 200093)

为探究螺旋侧板对漂浮式风力机Spar平台动态响应的影响，对Spar平台附加螺旋侧板，建立有无螺旋侧板的2种NREL 5 MW漂浮式风力机整机模型.根据辐射-绕射理论和有限元方法，结合正交设计法研究螺旋侧板及螺旋侧板片数、侧板高度和侧板螺距比对漂浮式风力机Spar平台在风、浪和流载荷作用下动态响应的影响.结果表明：螺旋侧板可明显抑制Spar平台的运动响应,但会增大平台所受的绕射力和F-K力；较优的螺旋侧板参数组合为侧板片数为2、侧板高度为15%D、侧板螺距比为5；侧板高度和侧板螺距比对Spar平台纵摇响应有显著影响，螺旋侧板高度和螺距比的交互作用及侧板片数对Spar平台纵摇响应有一定影响.

漂浮式风力机； Spar平台； 螺旋侧板； 正交设计

风能是一种清洁的永续能源，随着陆上风能的不断开发，未来风电场建设的必然趋势是“由陆向海、由浅向深、由固定基础向漂浮式平台”[1-2].目前，国内外普遍认可具有较好稳定性的漂浮式风力机平台有单柱式(Spar)平台、驳船式(Barge)平台和张力腿式(TLP)平台[3].

Spar平台因其具有结构简单、稳定性好及动态响应小等显著优点而被广泛应用于海洋工程[4]，但由于Spar平台主体为细长柱体，海流流经平台主体时会伴随有漩涡周期性的脱落，进而产生涡激力，涡激载荷会加剧平台的运动和系泊等的疲劳破坏.国内外相关学者已对Spar平台开展了大量的研究.孙丽萍等[5]通过数值模拟方法研究了螺旋侧板高度对海洋结构涡激振动的影响，发现螺旋侧板高度为0.25倍的平台主体直径时对涡激振动的抑制效果最明显.叶舟等[6]通过建立附加螺旋侧板的漂浮式风力机整机模型，利用有限元软件分析螺旋侧板和水深对漂浮式风力机动态响应的影响，结果表明螺旋侧板对平台的运动幅值起到明显的抑制作用，水深对平台的运动幅值影响非常显著.Dijk等[7-8]研究了Truss Spar在均匀流下的涡激运动响应特性，并在后续工作中开展了系泊系统对平台涡激运动的影响.Spar平台在多载荷作用下的海洋环境中的运动极其复杂，影响因素包括不同的平台结构形式、系泊系统的布置形式和复杂多变的海洋环境.国内外对Spar平台的研究多见于传统海上石油平台，较少见于漂浮式风力机，而风力机风轮旋转产生气动载荷以及气动载荷对水动力载荷的诱导作用不可忽略.

大量研究成果表明，螺旋侧板能够有效地抑制涡激运动，但螺旋侧板设计参数较多，不同的侧板参数组合对抑制涡激运动的效果不同.笔者通过三维建模软件实现对附有螺旋侧板的漂浮式风力机整机建模，通过水动力学软件并基于正交设计理论研究不同螺旋侧板参数组合对漂浮式风力机Spar平台动态响应的影响，得出较优的螺旋侧板参数组合，以期为漂浮式风力机Spar平台的优化设计提供参考.

1　漂浮式风力机模型

漂浮式风力机由3部分组成：风力机、平台和系泊.本文平台选择OC3-Hywind Spar Buoy[9]，风力机选择美国国家能源部可再生能源实验室(NREL)5 MW风力机[10].基于表1所示的OC3-Hywind Spar Buoy平台参数和表2所示的NREL 5 MW风力机参数建立漂浮式风力机整机模型，如图1所示.

表1　OC3-Hywind Spar Buoy平台参数

表2　风力机参数

Spar平台主体为有一定吃水深度的细长浮筒，周身附连3根悬链线缆索并通过三脚架连接，俯视图中相邻缆索夹角为120°.

图1　风力机模型及系泊系统

参照海上石油平台的研究经验，在Spar平台柱身附加螺旋侧板再次进行建模，为方便对比，附加螺旋侧板的Spar平台相关参数应与正常Spar平台取值相同.图2为附加螺旋侧板的Spar平台实体建模图，为更清晰地显示螺旋侧板，此处省略了系泊系统以及上风力机部分.

图2　附有螺旋侧板的平台

2　载荷模型

环境载荷是指直接(风、浪、流、冰和地震等)或者间接(锚泊力、系泊力和运动惯性力等)由环境作用引起的载荷.漂浮式风力机所受的环境载荷主要源自风、浪、流和地震等[11].为简化计算又不失一般性，仅考虑风、浪和流载荷作用.

2.1风载荷

漂浮式风力机风载荷主要包括风轮和塔架所受的风推力及其对风力机产生的倾覆力矩.漂浮式风力机气动载荷Fw包括2部分：

(1)

风力机风轮气动力计算方法主要分为叶素动量理论、二维势流方法和CFD方法3大类，叶素动量理论简单有效，故采用该方法计算风轮气动力，风轮所受推力Fblade为：

(2)

塔架所受风推力Ftower为：

(3)

风力机所受倾覆力矩为：

(4)

式中：CT为轴向推力系数；A1为风力机正常运行时风轮扫略过的面积；A2为塔架和风轮叶片在来流风方向的正投影面积；At为塔架在来流风方向的正投影面积；Vh(t)为海平面上塔架高度为h时的瞬时风速；ρa为空气密度；Hhub为风力机轮毂高度；t为时间.

2.2波浪载荷

海洋工程波浪载荷计算所使用的Morison方程是依据结构物的存在对入射波场没有显著影响这一基本假定建立的，当海洋结构物的特征长度大于0.2倍的波长时，绕射问题就会发生.笔者采用辐射-绕射理论求解浮体所受波浪载荷，在波浪作用下，定义流场中的速度势为：

(5)

势函数φ被认为来自以下贡献：6个自由度上的辐射波浪势、入射波浪势和绕射波浪势.故势函数φ可进一步表示为：

(6)

式中：φI为入射波浪势；φD为绕射波浪势；φj为浮体在第j个自由度上的运动引起的辐射波浪势；xj为浮体单位波幅下在第j个自由度上的位移；ω为入射波浪的圆频率.

根据线性化的伯努利方程,由速度势求出一阶线性水压力梯度：

(7)

式中：P为压力梯度；ρ为海水密度.

由水压力分布，将水压力在浮体湿表面上积分便可求出波浪载荷.最后通过叠加不同波幅、波长和波向的规则波可得到不规则波中的结果.

规则波中的水动力问题通常可以分成以下2个问题来处理：

(1) 浮体以波激频率作刚体强迫振荡时的辐射力.

浮体本身作6自由度刚体强迫振荡时会产生辐射波.辐射波对结构物的作用即为辐射力，包括附加质量力和辐射阻尼力.附加质量力为浮体在流体中加速运动带动周围流体加速运动时流体的惯性对浮体的反作用力,由附加质量系数表征.辐射阻尼力为浮体在流体中运动时受到的阻尼力，由辐射阻尼系数表征.

由浮体的强迫振荡而产生的辐射力可由下式表示：

(8)

将速度势表示为实部和虚部的和,则有：

(9)

其中，

(10)

(2) 规则入射波对固定结构的作用.

结构物固定不动时的入射波作用产生的波浪载荷称之为波浪激振力，包括Froude-Krylov力(简称F-K力)和绕射力2部分.F-K力由未被扰动的入射波浪产生的动态压力场在浮体表面积分得到，其与绕射力共同组成规则入射波作用下浮体的非黏性力.当浮体尺寸较小时，浮体上的波浪力只计算F-K力，而当浮体尺寸较大时，波浪力中还需计入绕射力加以修正.

规则入射波作用下的波浪激振力为：

(11)

式中：Fj为单位波幅下第j方向上的波浪激振力，包括F-K力和绕射力2部分.

2.3流载荷

海流流经Spar平台时会在其左右两侧交替性发生泻涡，每一对泻涡具有互相反向的升力，并共同构成一个垂直于流向的交变力，即涡激升力，作用在Spar平台主体上的升力为：

(12)

对于海洋工程结构物而言，泻涡的产生和泻放还会对柱体产生顺流方向的拖曳力，其计算式为：

(13)

式中：U为海流速度；CL和CD分别为升力系数和阻力系数；D为Spar平台直径；ωv为涡激频率.

3　系泊系统模型

Spar平台漂浮式风力机系泊系统采用悬链线模型，系泊产生的恢复力作用在导缆孔处，悬链线模型如图3所示.

当缆绳与海底接触时，其运动方程[12]为：

(15)

图3　悬链线模型

当缆绳被完全提起，即没有缆绳与海底接触时，悬链线方程为：

(16)

(17)

其中，LB=L-VF/w.

式中：xF、zF为导缆孔坐标；HF、VF为缆绳在导缆孔处的水平和竖直恢复力；CB为缆绳与海底的摩擦因数；EA为缆绳抗拉刚度；w为单位长度缆绳在水中所受的重力；L为缆绳未拉伸时的长度；LB为与海底接触缆绳的长度.

当已知系泊缆参数和导缆孔的位置坐标时，通过悬链线方程可以得到系泊缆在导缆孔处的水平和竖直恢复力，并通过计算得到缆绳恢复力矩.Jonkman的实验验证了此模型的准确性[13].

4　运动方程及响应自由度

根据牛顿第二定律，Spar平台在风、浪和流载荷作用下的运动方程为：

(18)

(19)

Spar平台在外界载荷作用下6自由度上的运动包括沿x轴、y轴和z轴的平动及绕各轴的转动.平动包括纵荡、横荡和垂荡，其大小由长度单位表示,转动包括横摇、纵摇和首摇，其强弱由角度单位表示.Spar平台在6自由度上的运动如图4所示.

图4　Spar平台在6自由度上的运动

Spar平台在波浪作用下的响应是不规则的随机过程.随机波浪可视为无数个振幅不等、频率不等、初相位随机并沿与x轴成不同角度方向传播的简单余弦波的叠加.利用迭加原理，采用谱分析方法得到结构响应的各种统计值.波浪作用下Spar平台的响应可表示为下式：

(20)

式中：Sy(ω)为响应谱；H(ω)为频率响应函数(RAO)，即幅值响应算子；Sx(ω)为波能谱密度函数.

由此可见，RAO为波浪激励到船体或浮体运动的传递函数，表征单位波幅的特征响应.

5　计算工况与处理步骤

环境参数设定如下：(1) 波浪谱为P-M谱，有义波高为6 m，波浪周期为8.5 s；(2) 风速谱选择Ochi & Shin谱，风速为11.4 m/s，参考点为轮毂中心；(3) 海流速度为1.2 m/s；(4) 风、浪、流均垂直入射风力机风轮迎风面方向的最恶劣情况；(5) 对系泊系统进行适当简化，忽略系泊系统阻力.

由于风、浪、流均为-180°入射，因此主要分析纵荡、垂荡和纵摇响应.为保证不规则波和湍流风满足统计特性，仿真时间为2 000 s，时间步长为0.02 s，共计105个工况点参数.

主要处理步骤如下：

(1) 根据NREL 5 MW风力机参数和OC3-Hywind Spar Buoy平台参数对漂浮式风力机进行整机建模和网格划分；

(2) 利用有限元软件Ansys水动力学模块分别进行频域和时域计算，得到Spar平台RAO及各波浪力成分随波浪频率的变化趋势及上述各参数的时历曲线.风轮旋转产生的气动载荷以及圆柱绕流产生的涡激载荷由Ansys提供的外部力/力矩接口导入.

气动载荷：求解无风工况下Spar平台的运动响应，将其运动速度转化为风轮处的风速脉动项，与来流风风速叠加作为轮毂处的相对风速，采用叶素动量理论及其修正求解风载荷，将计算得到的时域风载荷编辑成外力/力矩文件添加到Spar平台上.叶小嵘[14]验证了该耦合模型的有效性.

涡激载荷：采用计算流体力学软件Fluent模拟海流作用下水面以下部分Spar平台的涡激载荷.采用k-ε湍流模型进行求解，因来流速度较小且不涉及传热等情况，将来流视为不可压缩，采用基于压力求解器，压力-速度耦合采用Simple算法.流域入口边界类型为速度入口，出口条件设为压力出口，压强为静水压强，Spar平台表面设为固壁无滑移条件.经网格无关性验证后，确定Spar平台计算域网格如图5所示.模型网格数约150万，采用非结构网格，对近壁面及尾流区进行加密处理.

(a) 计算域网格

(b) 附有螺旋侧板的Spar平台表面网格

图5计算域网格划分

Fig.5Grid division of the calculation domain

将时域涡激载荷编辑成外力/力矩文件添加到Spar平台上.该耦合模型虽然不能进行实时耦合分析，但此方法快速简单，能较大程度上反映涡激载荷对Spar平台动态响应的影响.

(3) 建立对Spar平台附加螺旋侧板时的风力机整机模型，重复以上步骤得出新的计算结果.

(4) 数据处理，生成变化曲线，对比有、无螺旋侧板对动态响应的影响.

6　结果分析

6.1频域动态响应特性

主要对比分析正常Spar平台与附加螺旋侧板的Spar平台的RAO、F-K力和绕射力随波浪频率的变化及其峰值范围.

Spar平台RAO随波浪频率的变化如图6所示.由图6可知，无论是否附加螺旋侧板，其在纵荡、垂荡和纵摇方向响应均集中在低频波浪阶段，这主要是因为Spar平台为大尺度结构，固有周期较高，易与低频波段波浪发生共振；螺旋侧板显著降低了Spar平台在垂荡、纵摇方向的RAO，对纵荡方向RAO抑制不明显.

(a) 纵荡

(b) 垂荡

(c) 纵摇

垂荡RAO峰值频率约为0.2 rad/s，纵摇RAO峰值频率约为0.4 rad/s，螺旋侧板的存在没有改变RAO随波浪频率的变化趋势及峰值频率，主要是因为螺旋侧板仅通过改变流场来达到改变Spar平台附加质量和附加阻尼的效果，并没有改变Spar平台的固有周期，因此其RAO随波浪频率的变化趋势不会改变.

平台所受F-K力和绕射力随波浪频率的变化如图7和图8所示.由图7和图8可知，与正常Spar平台相比，附加螺旋侧板后，平台所受F-K力和绕射力增大，螺旋侧板没有改变波浪力随波浪频率的变化趋势.F-K力与绕射力之所以增大，主要是因为平台附加螺旋侧板之后平台湿表面面积增大，F-K力和绕射力的产生是由于动态压力场的压力作用，故波浪力会增大，因此也在一定程度上验证了计算结果的准确性.由计算所得的频域RAO可推测，附加螺旋侧板后波浪力的增大对平台运动的影响远小于附加螺旋侧板后流场的破坏对平台运动的影响.

(a) 纵荡

(b) 垂荡

(c) 纵摇

(a) 纵荡

(b) 垂荡

(c) 纵摇

6.2螺旋侧板最优组合

由计算结果的频域分析可知，附加螺旋侧板对Spar平台的动态响应起到了很好的优化作用，不同的螺旋侧板参数对优化Spar平台动态响应有不同的效果，因此探究螺旋侧板参数的优化组合对漂浮式风力机Spar平台具有非常重要的意义.但螺旋侧板的设计参数较多,主要包括侧板片数、侧板螺距比、侧板高度和侧板覆盖率，且各参数之间存在交互作用，若全面模拟，规模会十分庞大，在实际中难以实施.

正交设计[15]是一种合理安排并科学分析各试验因素的有效数理统计方法，借助“正交表”可从众多的试验条件中选出若干代表性较强的试验条件，科学安排试验，然后对试验结果进行综合比较、统计分析，探求各因素水平的最佳组合，从而得到较优试验方案.笔者采用正交设计方法来研究螺旋侧板的参数优选问题.

(1) 侧板覆盖率.Frank等[16]认为螺旋侧板的覆盖率越大，抑制涡激运动的效果越好，故本文中螺旋侧板覆盖率均为100%.

(2) 侧板片数.Baarholm等[17]指出，3片螺旋侧板与4片螺旋侧板对涡激运动的抑制效果区别不大，但较2片效果好，故螺旋侧板片数选择1片、2片和3片.

(3) 侧板高度.目前Spar平台常用的螺旋侧板高度一般为5%D～15%D(D为Spar平台直径).根据经验，螺旋侧板高度过低，抑制涡激运动的效果会较差，螺旋侧板高度过高又增加结构的强度要求.故螺旋侧板高度在5%D～15%D之间选取小、中、大3个水平，既覆盖了常用范围，又拉开了档次，分别为5%D、10%D和15%D.

(4) 侧板螺距比.林海花[18]的研究表明，螺旋侧板螺距比等于5时,抑制涡激运动的效果最好，螺旋侧板螺距比大于5时对涡激运动的抑制效果变差.故本文中螺距比选取3个水平，分别为3、5和7.

各参数的各水平如表3所示,其中A代表螺旋侧板片数，B代表螺旋侧板高度，C代表螺旋侧板螺距比.

表3　参数水平表

正交表的选择是正交设计的首要问题，通常情况下，可采用下列方式来选择正交表.

(1) 笔者研究的是3参数3水平试验，同时考虑螺旋侧板参数之间的交互作用,故正交表列数至少为10列，即A、B和C 3个参数各1列，A×B、A×C和B×C各2列，且至少留一列误差列.

(2) A、B和C 3个参数3水平的自由度共6个，A×B、A×C和B×C 3个交互作用的自由度共12个，考虑到误差自由度，则总自由度不少于20.因此，满足笔者研究要求的最小正交表为L27(313).按照正交表L27(313)，表头设计如表4所示.

表4　表头设计

根据设定的环境参数，重复进行27个算例的计算.因纵摇运动响应的大小将直接反映Spar平台倾覆程度的大小，故此处只对纵摇运动进行统计，计算结果见表5.

6.2.1极差分析结果

采用极差分析方法来判断螺旋侧板片数、侧板螺距比和侧板高度各参数及其交互作用对Spar平台时域纵摇RAO的影响，极差分析结果见表6.表6中Kj为对应列第j水平的试验结果之和，R为对应列参数或其交互作用的极差.根据R值判断各参数及其交互作用对Spar平台时域纵摇RAO的影响程度.

由极差排序结果可知，交互作用取极差大的列来排，侧板高度与侧板螺距比对Spar平台时域纵摇RAO的抑制效果最明显.为更直观显示，以参数水平为横坐标，纵摇RAO的平均值为纵坐标，得出螺旋侧板片数、侧板高度和侧板螺距比与时域纵摇RAO的关系，如图9所示.

图9　纵摇RAO与参数水平的关系

Fig.9Relationship between the RAO in pitch degree and the parameter level

由图9可知，侧板片数为2、侧板高度为15%D、侧板螺距比为5时，Spar平台时域纵摇RAO最小，在所设定的参数范围内，该设计参数组合较优.

表5　计算结果

6.2.2方差分析结果

极差分析方法无法将侧板参数改变导致的数据波动与误差导致的数据波动区分开来，以致无法估计试验误差的作用大小，因此进一步采用方差分析方法对27次算例结果进行分析.

27次试验的纵摇RAO值之和H为128.23°，平均值E为4.75°，计算修正项H2/27为609，总偏差平方和ST为11.4，其自由度fT为26.同时应该注意，总偏差平方和反映了计算数据的总波动情况.

各参数偏差平方和S、均方V和F值可按式(21)、式(22)和式(23)计算：

(21)

V=S/f

(22)

(23)

式中：Kij为第j列参数第i个水平所对应的计算结果数据之和；m为第j列因素的水平数；r为第j列因素每个水平出现的次数；F为各参数均方与误差项均方的比值；Se为误差偏差平方和；fe为误差自由度.

侧板高度、侧板片数和侧板螺距比之中的单个因素的自由度为2，考虑参数之间的交互作用时，每种交互作用的自由度为4.

各参数偏差平方和、均方差和F值计算结果见表7.因A×B、A×C均方差小于误差项，因此在数据分析中将A×B和A×C反映交互作用的2项归于误差项.

通过方差分析方法获得的各参数及其交互作用的F值可知，螺旋侧板高度和侧板螺距比对Spar平台时域纵摇RAO有高度显著影响，与极差分析方法的结论完全一致.侧板高度和侧板螺距比的交互作用以及侧板片数对纵摇RAO有一定的影响.

表6　极差分析结果

表7　均方差分析结果

7　结　论

(1) 螺旋侧板可明显降低Spar平台在垂荡、纵摇方向的运动响应及增大Spar平台所受F-K力和绕射力，但螺旋侧板不能改变Spar平台运动响应及所受波浪力随波浪频率变化的趋势.

(2) 侧板片数为2、侧板高度为15%D、侧板螺距比为5时为较优的螺旋侧板参数组合，在该参数组合下，Spar平台纵摇运动可得到较好的抑制.

(3) 通过极差分析方法和方差分析方法可知，螺旋侧板高度和螺距比对漂浮式风力机Spar平台的纵摇响应有显著影响，螺旋侧板高度和螺距比的交互作用及侧板片数对纵摇响应有一定影响.

[1]PANTALEO A, PELLERANO A, RUGGIERO F,etal. Feasibility study of offshore wind farms: an application to Puglia region[J]. Soler Energy, 2005, 79(5): 321-331.

[2]丁勤卫，李春，周国龙，等. 陆海风力机动态响应对比[J]. 动力工程学报，2016，36(1)：65-73.

DING Qinwei, LI Chun, ZHOU Guolong,etal. Comparison of dynamic response between stationary and floating wind turbines[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2016, 36(1): 65-73.

[3]刘强，杨科，黄宸武，等. 漂浮式风力机动态响应特性研究[J].工程热物理学报，2013,34(7)：56-62.

LIU Qiang, YANG Ke, HUANG Chenwu,etal. Study on the dynamic response of floating wind turbines[J]. Journal of Engineering Thermophysics,2013, 34(7):56-62.

[4]TONG K C, QUARTON D C, STANDING R. Float-a floating offshore wind turbine system in wind energy conversion [C]// Proceeding of the BWEA Wind Energy Conference. York, England: Proceeding of the BWEA Wind Energy Conference, 1993: 407-413.

[5]孙丽萍，王亚非，吴梓鑫. 螺旋侧板的高度对VIV影响的CFD分析[J]. 船舶工程，2015，37(1)：90-94.

SUN Liping, WANG Yafei, WU Zixin. CFD Analysis on effectiveness of height to helical strakes in suppressing VIV[J]. Ship Engineering, 2015,37(1):90-94.

[6]叶舟，成欣，周国龙，等. 螺旋侧板和水深对浮式风机动态响应的影响[J]. 计算力学学报，2016，36(1)：51-58.

YE Zhou, CHENG Xin, ZHOU Guolong,etal. The influence of helical strakes and water depth on dynamic responses of floating offshore wind turbines[J]. Chinese Journal of Computional Mechanics, 2016,36(1):51-58.

[7]van DIJK R, MAGEE A, PERRYMAN S,etal. Model test experience on vortex induced vibrations of truss spars[C]// Offshore Technology Conference. Houston, USA:Offshore Technology Conference, 2003.

[8]van DIJK R, FOURCHY P, VOOGT A,etal. The effect of mooring system and sheared currents on vortex induced motions of truss Spars[C]//Proceedings of the 22nd International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering. Cancun, Mexico: American Society of Mechanical Engineers, 2003:285-292.

[9]JONKMAN J M, MATHA D. A quantitative comparison of the response of three floating platforms [C]//European Offshore Wind 2009 Conference and Exhibition.Stockholm, Sweden:NREL，2009.

[10]ROBERSTON A N, JONKMAN J M. Loads analysis of several offshore floating wind turbine concepts [C]//International Society of Offshore and Polar Engineers 2011 Conference. Hawaii, USA: NREL，2011.

[11]唐友刚.海洋工程结构动力学[M].天津：天津大学出版社，2008：14-15.

[12]JONKMAN J M, BUHL M L. Development and verification of a fully coupled simulator for offshore wind turbines[C]//45th AIAA Aerospace Sciences Meeting and Exhibit. Reno, NV, USA: NREL，2007: 28-53．

[13]JONKMAN J M．Dynamics of offshore floating wind turbines-model development and verification[J]．Wind Energy，2009，12(5)：459-492．

[14]叶小嵘.海上浮式风力机系统环境载荷及耦合运动性能研究[D].哈尔滨：哈尔滨工程大学，2012.

[15]茆诗松，周纪芗，陈颖.试验设计[M].北京：中国统计出版社，2005：117-200.

[16]FRANK W R, TOGNARELLI M A, SLOCUM S T,etal. Flow-induced vibration of along, flexible, straked cylinder in uniform and linearly sheared currents[C]//Offshore Technology Conference.Houston, Texas, USA: Offshore Technology Conference, 2004.

[17]BAARHOLM R, LIE H. Systematic parametric investigation of the efficiency of helical strakes[C]//Deep Offshore Technology Conference (DOT'05). Vitoria, Brazil: Deep Offshore Technology Conference, 2005.

[18]林海花.隔水管涡激动力响应及疲劳损伤可靠性分析[D].大连：大连理工大学，2008.

Effects of Helical Strake on Dynamic Response of the Platform for Floating Wind Turbines

DINGQinwei1,LIChun1,2,WANGDonghua1,ZHANGNan1,YEZhou1,2

(1. School of Energy and Power Engineering, University of Shanghai for Science and Technology,Shanghai 200093, China; 2. Shanghai Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transfer in Power Engineering, Shanghai 200093, China)

To study the effects of helical strake on dynamic response of Spar platform for floating wind turbines, numerical models were set up for two NREL 5 MW floating wind turbines with and without helical strakes on the Spar platform, so as to analyze the influence of following factors on the dynamic response of the Spar platform under the action of wind, wave and current load, such as the number, height and pitch ratio of the strake, based on the wave radiation-diffraction theory and finite element method by orthogonal design. Results show that helical strakes could obviously inhibit the dynamic response of Spar platform, but significantly increase the F-K force and diffraction force on the platform; optimum parameter combination for the piece number, height and pitch ratio of shakes is found to be 2, 15%Dand 5; both the height and pitch ratio of helical strakes as well as their interaction have significant effects on the pitch response of the platform.

floating wind turbine; Spar platform; helical strake; orthogonal design

2015-08-31

2015-10-13

国家自然科学基金资助项目(E51176129)；上海市教育委员会科研创新(重点)资助项目(13ZZ120,13YZ066)；教育部高等学校博士学科点专项科研基金(博导)资助项目(20123120110008)

丁勤卫(1990-)，男，山东济宁人，硕士研究生，研究方向为风力发电.

李春(通信作者)，男，教授，博导，电话(Tel.):18301928952; E-mail：Lichunusst@163.com.

1674-7607(2016)08-0629-09

TK83

A学科分类号：480.60