海上吸力基础式风机结构动力响应研究

2023-10-26李书兆顾雨晨

石油工程建设 2023年5期

陈实，李书兆，邳帅，顾雨晨，王懿

1.中海油能源发展股份有限公司清洁能源分公司，天津 116026

2.中海油研究总院，北京 100028

3.中国石油大学（北京）安全与海洋工程学院，北京 102249

海上风机系统是一个受气动荷载、水动力荷载和控制荷载等多荷载作用的强耦合系统，相对于仅受风载的陆上风机而言，海洋环境和地质条件更为复杂。在服役期间，风、波浪及海流等环境荷载对海上风机系统的作用，对其结构的影响极大。因此利用风机结构动力响应分析来确保复杂环境条件下海上风机结构安全是海上风电机组稳定运行的关键环节。

对海上风机结构进行动力响应研究首先要解决动态环境荷载的时域仿真问题，风荷载、波浪荷载和海流荷载是风机结构相关研究最多也是最主要的部分。在对风机结构进行动力响应分析时，大多针对多种工况和荷载组合情况进行动力特性的分析研究。SCHWARTZ S 等[1]通过海洋环境荷载的疲劳荷载谱对海上风机塔架进行了频域分析和时域分析，将风机整体视为一个由叶片和塔架组成的多体动力系统，在风荷载作用下，风轮叶片挥舞振动与塔架的前后振动之间存在动力耦合效应。王明超等[2]对比了p-y 曲线法、m 法和接触单元法等多种桩土相互作用模型下的单桩式海上风机，在风、浪荷载单独作用和联合作用下正常工况的运动响应情况。张小玲等[3]根据Turkstra 准则将荷载进行叠加组合，研究对单桩风机结构最不利的荷载组合方式。沈玉光[4]对3 MW 筒型基础风机结构进行动力响应分析时，通过线性叠加法和Turkstra 准则构建了多个荷载组合，以此来分析比较结构的最大响应位移和应力。Turkstra 准则是美国国家标准A58推荐的多荷载组合方法，该方法基于不同类型的荷载不会同时达到最大值的假设，目的是通过考虑不同荷载的作用方式和方向，来确定一个适当的荷载组合，以保证结构在不同荷载情况下的安全性和可靠性。该方法组合形式较为充分，同时是ABS、DNV GL 等机构在海工设计计算中推荐的荷载组合方法[5-6]。由上述分析可知，现有对于海上风机的动力响应分析研究多采用近似或解耦模拟，该方法对于常规海上结构物具有一定的适用性，研究对象通常为海上单桩式风机基础，但对于动态耦合较复杂的海上风机结构显然是不够准确的[7]。

在海上风机建模方面，目前对于固定式海上风机结构的动力响应分析多采用分离式建模的分析方法[8-11]。虽然该分析方法仿真时间短，但在一定程度上忽略了多荷载耦合作用下风机上部结构和基础结构之间的耦合效应，且由于风机属于结构自身负有激励的海上结构物，所以对其进行动力响应分析不仅要考虑复杂海洋环境荷载的影响因素，还要合理地考虑风机运行工况下所产生的运行荷载[12-14]。

综上所述，本文在系统研究吸力基础式海上风机所受主要环境荷载的模拟及其计算方法基础上，提出一种综合考虑风机塔筒、单桩和基础结构的海上风机动力耦合分析方法。运用此方法针对吸力基础固定式海上风机结构进行了动力响应分析，研究其在多种荷载组合方式下的动力特性，并探究了对结构响应的最不利荷载组合情况，对固定式风机一体化设计具有重要的参考价值。

1 吸力基础风机模型建立

本文选取美国可再生能源国家实验室（National Renewable Energy Laboratory，NREL）开发的5MW基准风机模型，主要基本参数如表1所示。

表1 5 MW的NREL风机设计参数

采用ABAQUS 软件建立了考虑风机塔筒、单桩和吸力基础结构的有限元分析模型，如图1 所示，风机叶片和机舱简化为质量块加载在风机顶部。塔筒参数按照5 MW 的NREL 风机参数取值，单桩和吸力基础结构的详细参数见表2。塔筒、单桩和吸力基础全部选用Q345 钢，材料参数见表3。基于Mohr-Coulomb 土体本构模型建立吸力基础与土相互作用模拟模型。整体模型的网格划分单元类型均使用C3D8R实体单元。

图1 吸力基础模型及加载方式

表2 单桩-吸力基础结构参数

表3 Q345钢材材料参数

在动力分析步中，通过设置200 s 的时间步长对结构进行动力响应分析；定义相应的边界条件和荷载设置，将塔筒结构进行分段处理以施加风荷载，水动力荷载作用于单桩结构上，其中对于波浪荷载的施加应考虑波高，将荷载作用区域进行相应的扩展。根据材料参数对风机结构和土体赋予相应的材料属性。

2 海上风机整体耦合分析方法

2.1 多荷载作用下海上风机结构耦合分析方法

在海洋环境中，固定式风机主要受气动荷载和水动力荷载作用，且通过海底土层的反力支撑整个结构物。在这个过程中空气动力与水动力同时作用在结构上，使得结构产生加速度和速度，引起位移与应力的变化，结构的运动反过来又影响外部环境荷载的计算，这是一个空气动力、水动力和结构动力之间的强耦合过程。因此，海上风机结构的动力响应模型是一个空气动力-水动力-非线性土体-弹性体耦合的模型，其气动荷载与水动力荷载联合作用下风机结构的耦合运动方程如式（1）所示。

上述动力方程包含的环境荷载具有很强的随机性，且基础与土相互作用对于风机结构动力响应具有显著影响，因此本文将基于ABAQUS 的动力隐式分析方法，采用直接积分法进行动力方程的求解，建立具有可行性的海上风机结构动力响应耦合分析方法。

2.2 海上风机载荷计算及模型建立

本文对水深为50 m 的阳江海域进行研究，取表4所示的风机运行工况与极端工况参数作为后续模拟的基础参数。

表4 海况环境参数

2.2.1 随机风荷载计算

风荷载主要指由气流运动作用在结构上的动压力，现实中风对于风机结构的作用是一个随机变量，主要包含风机顶部叶片风荷载和塔架上风荷载。

1）风机顶部气动荷载计算。风机顶部叶片结构复杂，相关研究中通常采用经典叶素-动量理论进行风机顶部气动荷载计算。通过查阅5 MW 风机设备相关设计手册《Definition of a 5-MW Reference Wind Turbine for Offshore System Development》[10]可知，在平均风速超过风机额定风速时，机舱中的变桨距系统会调节叶片桨距角，对输出转矩和功率进行控制，使顶部结构减小受力，在平均风速达到极端风况时，风机进入停机空转阶段，对结构起到保护作用。

因此在不同风况下，风机顶部受载可总结为：

式中：T运行顶部为风机运行工况下的顶部所受荷载，N；F风荷载（额定）为风机受到的额定风载荷，N；F运行荷载为风机运行时产生的荷载，N；T极端顶部为风机在极端工况下的顶部所受荷载，N；F风荷载（极端）为风机在极端工况下受到的风荷载，N。

本文的相关研究以5 MW 的NREL 基准风机为例，基于稳态风和脉动风的模拟方法，结合叶素-动量理论，对其进行气动荷载计算，计算结果如图2所示。

图2 风荷载计算

2）风机塔筒风荷载计算。根据NB/T 10105—2018《海上风电场工程风电机组基础设计规范》[11]中的设计要求，在对风机塔筒进行风荷载计算时，考虑到塔筒结构的高耸特性，需将其沿高度方向分段进行风荷载计算，在对结构进行力学分析时，塔筒风荷载的施加为将每段的风荷载进行叠加。

作用在风机塔筒上的风荷载其计算公式如式（4）所示。

式中：Ft为作用在风机塔筒上的风荷载，N；ρ 为空气密度，kg/m³，取1.226；CD为拖曳力系数，塔筒为圆柱截面，取0.47；A 为迎风面积，m2；v(t)为风速，m/s；t为风荷载作用时间，s。

将高度为87.6 m 的塔筒结构由下至上分为9 段进行处理，其中第9 段塔筒为80～87.6 m，取每段中点处的高度为风荷载时程计算的水平高度，分别为5、15、25、35、45、55、65、75、83.8 m。

2.2.2 非线性波浪荷载计算

波浪的周期、波高等因素关系着结构的动力响应，本文采用谐波叠加法描述波浪的非线性特征，再结合Morison 方程对其进行波浪荷载的时域性计算。

对于桩结构的波浪荷载计算采用工程上典型的Morison 方程，结合上述研究所得的波浪运动时程曲线，即可得到作用在塔筒上的波浪荷载时程曲线。作用在单位长度塔筒上的波浪力表达式如式（5）所示。

式中：dF 为波浪载荷，N；ρ 为流体密度，kg/m3；D 为结构直径，m；CM为惯性力系数；vx为波浪速度，m/s；z为塔筒高度，m。

将单位长度为n 的波浪力沿桩长度方向积分，计算总的波浪力，见式（6）。

式中：F为总的波浪力，N。

基于Morison公式和模拟的随机波高时程曲线，以5 MW 海上风机为例，得到波浪荷载时程曲线，以极端工况为例，如图3所示。

图3 波浪荷载计算

2.2.3 海流荷载计算

海流荷载计算结果见图4。海流力的大小与流速与水深的变化直接相关，工程上针对无实测数据的情况下，通常以ABS 与DNV 推荐使用的公式计算海流流速[15]，即：

图4 流荷载计算

式中：vh为距海底面h 处海流的流速，m/s；vt0为海面表层的潮流速度，m/s；vm0为海面表层的风海流速度，m/s；h 为流质点距海底面的计算深度，m；H 为目标海域水深，m；ε 为风流系数，0.024≤ε≤0.05；V为海面10 min内平均风速，m/s。

3 风浪流荷载耦合作用下结构动力响应分析

3.1 线性叠加法

本文选取的第一种多荷载作用组合方式为线性叠加法，其在时域上将风浪流荷载进行线性组合，将叠加后的环境荷载直接作用到结构上，不考虑其他特殊情况。线性叠加法组合形式见式（11）。

式中：F线(t)、F风(t)、F浪(t)和F流(t)分别表示线性叠加荷载、风荷载、浪荷载和流荷载，N。

风浪流荷载线性组合作用下风机结构响应情况如图5所示。

图5 基于线性叠加法的风浪流荷载耦合作用下风机动力响应情况

综上所述，从以风浪流荷载线性叠加进行动力响应分析所输出的塔筒顶部位移和吸力基础顶部位移时程曲线来看，可以判断出风机结构在极端工况下的运动响应更为剧烈。为进一步对该结论进行验证，同时分析多荷载耦合作用下风机结构的受力情况，结合吸力基础结构受力主要集中在桩体的顶部与肋板的连接处，并且吸力基础顶部也有明显的承力特性，针对这两个关键结构的最大受力部位进行分析研究。桩体和吸力基础最大应力部位的应力时程曲线如图6 所示。

图6 风机结构关键部位最大应力时程曲线

通过基于传统理论的线性叠加法在风浪流荷载联合作用下风机结构的动力响应分析可知，极端工况下环境荷载对风机结构影响极大，结构的动力特性也更具有研究代表性，因此在后续采用Turkstra 准则进行荷载组合时，选取最有代表性的响应情况更剧烈的极端工况进行进一步的分析研究。

3.2 Turkstra准则

本文选取的第二种多荷载作用组合方式为国际上普遍采用的Turkstra 组合方法，Turkstra 建议轮流地以一个荷载效应在[0，T]的极值与其余荷载效应的瞬时值组合。故本节所计算的荷载组合为表5的组合工况。

表5 组合工况

分别通过上述6 种常见的不同极端荷载组合方式，对海上风机结构进行动力响应分析，同上文所述，本节依旧以塔筒顶部位移、吸力桶顶部位移时程曲线以及桩体和吸力基础最大应力部位的应力时程曲线作为主要分析因素，通过有限元模拟，计算所得结果如图7所示。

图7 基于Turkstra准则的风浪流荷载耦合作用下风机动力响应情况

各组合下风机结构动力响应分析结果表明，以组合5 对风机结构在分析时间内的运动幅度影响最显著。因此选取组合5 作为Turkstra 准则组合下的代表组合，将其与上节中通过线性叠加法计算的极端工况结果进行对比。极端工况下的线性叠加法与Turkstra 准则的对比分析如图8 所示，可以观察到，采用线性叠加法所获得的结构响应特性与组合5 作用下的计算结果相似度较高，从结构的位移响应和应力情况可以判断，组合5 的荷载作用对风机结构动力响应的影响更大，并且Turkstra 准则结果更加保守，因此通过上述分析，以外部激励对风机结构的位移和应力响应的极值、幅度的影响，以及以结构所表现出的动力特性作为依据，可以确定组合5（风、流荷载为极限工况）为具有研究代表性的最不利荷载组合方式。在风机设计和选址时，应尽可能避免这些荷载的组合情况。