偏航失效時海上風力機不同停機位置下響應特性

楊慶山，趙聰杰，黃國慶，周緒紅，顧水濤，蔣博聞

(重慶大學 土木工程學院，重慶 400044)

0 引言

當前我國海上風電行業(yè)方興未艾，逐步由近海向資源更豐富的深遠海發(fā)展，基礎形式也由淺海的單樁基礎向導管架基礎過渡。為完成我國2030年碳排放達到峰值、2060年實現(xiàn)碳中和的目標，未來海上風電將迎來不短于30年的發(fā)展高潮期。然而我國沿海地區(qū)臺風頻發(fā)，嚴重威脅著風力機的結構安全。2003年臺風“杜鵑”登陸廣東，造成紅海灣風電場9臺風力機葉片損毀，6臺風力機風向儀破壞，直接經(jīng)濟損失上千萬[1]。2006年超強臺風“桑美”襲擊浙江蒼南縣，造成27臺風力機故障，其中5座風力機塔倒塌，經(jīng)濟損失達7000萬[2]。2013年臺風“天兔”登陸廣東，再次造成紅海灣風電場8臺機組倒塌、11臺機組葉片折斷，經(jīng)濟損失巨大[3]。這幾起沿海陸上風力機事故調(diào)查表明，臺風所誘發(fā)的狂風、暴雨等惡劣環(huán)境易引起風力機電網(wǎng)中斷、控制系統(tǒng)故障、偏航系統(tǒng)失效，臺風帶來的極大氣動載荷是造成風力機葉片、塔筒等結構破壞的主要原因[4]。海上風力機因建成及運營年代相對較短，暫時未見到臺風引起風力機倒塌等重大事故的報道，但臺風環(huán)境下的海上風力機，除要遭受更大的強風，還要面對極端海浪的威脅，若發(fā)生偏航系統(tǒng)失效，其破壞甚至倒塌的風險更高，因此對海上風力機在臺風環(huán)境下的偏航失效時響應進行分析十分必要。

風力機所受載荷與風力機的狀態(tài)（風力機偏航角、葉片槳距角、葉片停機位置）以及風、浪的強度、方向有關。當臺風風速高于風力機切出風速時，風力機順槳停機。偏航系統(tǒng)正常時，風力機風輪可實現(xiàn)風力機實時對風并使葉片處于順槳狀態(tài)，此時風輪所受風載荷的大小與葉片的停機位置基本無關[5]，葉片的停機位置只對塔筒上風載荷分布及其響應造成一定程度的影響[6-7]。然而，當風力機偏航系統(tǒng)失效時，無法實現(xiàn)風力機實時對風，風輪受到的風載荷將顯著增大，結構破壞概率顯著增加。

目前風力機偏航失效時響應研究主要考慮風力機偏航角和葉片槳距角這兩個參數(shù)的影響[6，8-9]。相關研究表明，風力機結構各部分響應及整體穩(wěn)定性對偏航角和槳距角變化十分敏感。偏航角為0°時，葉片與塔筒的干涉作用最為明顯；偏航角為45°時，風力機體系的穩(wěn)定性能最為不利[9]。此外，通過對偏航失效時處于不同槳距角的風力機進行動力分析，發(fā)現(xiàn)當槳距角處于90°時，風力機在±90°偏航范圍內(nèi)的結構響應總體較小，有利于風力機結構安全[6，8]。

上述研究在考慮偏航失效時大多忽略了停機位置這一因素的影響。與正常狀態(tài)不同，當偏航系統(tǒng)失效時，風力機無法對風，處于不同停機位置時葉片的風攻角會隨風向改變而變化，且變化范圍較大，因此風力機所受氣動載荷及響應會受到顯著影響[10]。對比分析不同停機位置下風力機的響應結果，有利于優(yōu)化臺風期間的停機策略，因此開展偏航失效時導管架式海上風力機在不同停機位置下的響應分析十分必要。

本文以目前廣泛采用的5 MW導管架式海上風力機為研究對象，通過模擬隨機風浪場，利用風力機計算分析軟件FAST對偏航失效工況建立數(shù)值模型，對風力機停機時處于±90°偏航角范圍內(nèi)風力機的動力響應進行計算，對比了停機位置對葉片、塔筒及下部結構動力響應極值的影響。研究結論可為海上風力機應對臺風等極端環(huán)境的停機策略以及抗臺風設計提供一定的參考。

1 風力機模型及工況設置

1.1 風力機模型

采用美國國家可再生能源實驗室（NREL）提供的5 MW海上風力機標準機型[11]，如圖1所示，葉片長61.5 m，葉輪直徑126 m。過渡段為高于海平面16 m的混凝土平臺，長寬高為 9.6m×9.6m×4m。下部支撐系統(tǒng)為導管架結構，所用鋼材材料與塔筒一致。另外，考慮到本文主要關注點在于停機位置及偏航角對風力機結構響應的影響，在建模時忽略樁土相互作用，將導管架底部與海床固接。表1和表2列出了該風力機及支撐結構的主要參數(shù)。

圖1 NREL 5 MW導管架式海上風力機模型Fig. 1 NREL 5 MW OC4-jacket supported OWT model

表1 5 MW導管架式海上風力機主要參數(shù)Table 1 Main properties of 5 MW OC4-jacket supported OWT

表2 風力機支撐系統(tǒng)模態(tài)及頻率信息Table 2 Mode and frequency information of the OWT support structure

1.2 工況設置

圖2為該5 MW導管架式海上風力機偏航失效狀態(tài)示意圖。風力機偏航系統(tǒng)失效后，因無法實現(xiàn)風力機實時對風，來流風向改變時會與風力機旋轉軸形成偏航角。本文通過固定風向、改變風力機機艙角度來實現(xiàn)不同偏航角工況，偏航角 θ范圍為?90°～90°、間隔15°，槳距角始終保持90°順槳狀態(tài)[8]。對于風力機停機方式，目前市場商用機型既有采用停擺策略也有采用空轉策略，兩種停機方式區(qū)別在于停機時是否限制風力機葉片的轉動?？紤]到三葉片風力機的對稱性，如圖3所示以葉片1的方位角為參照，設置停擺狀態(tài) β=0?、 β=90、 β=180?以及空轉狀態(tài)4種停機位置工況。

圖2 海上風力機偏航失效示意圖Fig. 2 Failure state of the yaw control system of OWTs

圖3 風力機葉片停機位置圖Fig. 3 Parking positions of the OWT blades

我國南海海域遼闊、風能資源豐富，本文研究風力機假定位于南海潿洲島附近海域?；谠摵Ｓ蚝Ｑ笳緦崪y數(shù)據(jù)，周道成[12]利用Gumbel-logistic模型考慮了風、浪之間的相關性，對年極值風速和有效波高的聯(lián)合分布進行統(tǒng)計分析，得到了不同重現(xiàn)期下極值風速與有效波高的組合。利用其研究結果，以該海域50年重現(xiàn)期下的風、浪強度作為各工況的環(huán)境載荷，其中10 m高度處風速為39.92 m/s，有效波高為10.47 m。風和浪均以最不利方向，即平行于導管架對角線方向[13]，作用于風力機結構。

2 氣動載荷與水動載荷計算

2.1 風場的模擬及氣動載荷計算

選用三維隨機脈動風場來計算風力機葉片及塔筒所受氣動載荷。順風向風速由平均風速和脈動風速疊加而成：。以風力機輪轂處為參考點，采用指數(shù)平均風剖面：

式中：Vhub為風力機輪轂高度處的平均風速；Hhub為輪轂高度，Hhub= 90 m；α為 風剖面指數(shù)，取α=0.11。

脈動風速通過國際電工技術委員會（IEC）規(guī)范[14]推薦的Kaimal譜求得：

式中：Sk(f)為 脈動風速功率譜密度；下標k為風向變量，可分別表示順風向u、 橫風向v及 豎向w； σk為脈動均方根；Lk為積分尺度參數(shù)。選用極端風速模型，σk和Lk取值如下：

考慮到風速的空間相關性，兩空間點風速互功率密度函數(shù)Sij(f)表示為：

式中：Sii(f)、Sjj(f)分 別為空間i,j兩點處的自功率譜密度函數(shù)； Coh(f,i,j) 分 別為空間i,j兩點處的空間相干函數(shù)，取IEC規(guī)范推薦表達式：

式中：a為相干衰減參數(shù)，取a=12；r為空間兩點距離；LC為 相干尺度參數(shù)，取LC=340.2。圖4為模擬生成的輪轂高度處順風向風速樣本時程及其功率譜，與目標譜擬合良好。

圖4 輪轂高度處順風向風速時程及功率譜Fig. 4 Time history and PSD of the alongwind wind speed at the hub height

對于處于停機狀態(tài)的風力機，葉素上受到的升力FL與 阻力FD由垂直于葉片長度方向的風速UR和升力系數(shù)CL(α)與 阻力系數(shù)CD(α)確定：

式中：ρ為空氣密度；c為葉素弦長；CL(α)、CD(α)分別為升、阻力系數(shù)，其為攻角α的函數(shù)，取值可參考文獻[11]中的5 MW風力機翼型信息表。

同理塔筒單位長度上的氣動力由下式得到：

式中：d(z) 為 塔筒直徑；CTD(z)為塔筒截面阻力系數(shù)；CTL(z)為 塔筒截面升力系數(shù)；Uz為垂直于塔筒高度方向風速。

2.2 波浪場模擬及氣水動載荷計算

采用目前國內(nèi)外廣泛使用的JONSWAP譜模擬波浪場，此海浪譜由“聯(lián)合北海波浪計劃（The Joint North Sea Wave Project）”提出。IEC規(guī)范所推薦該譜的形式如下：

式中：Hs為 有效波高；Tp為譜峰周期，Tp=1/fp；γ為譜峰升高因子；σ為峰形系數(shù)。γ 和 σ 表達式如下：

此外，以往的工程實踐中，?；贏iry線性波理論來求解波浪運動方程，模擬生成不規(guī)則海浪。然而Marino等[15]的研究表明，采用線性波理論計算波浪載荷會低估風力機的極端響應，并不適用于中等程度以上海況。尤其對于風力機停機工況，氣動阻尼僅為運行狀態(tài)的十分之一，海浪的非線性成分對風力機響應的影響更為顯著。因此為了更真實地模擬導管架所處的有限水深范圍內(nèi)的波浪場，本文采用二階非線性不規(guī)則波浪模型[16]來求解水質點的運動狀態(tài)。圖5為模擬生成的海浪波高樣本時程及其功率譜，與目標譜擬合良好。

圖5 海浪波高時程及功率譜Fig. 5 Time history and PSD of the wave height

對于構件直徑D與波長L之比小于0.2的導管架結構，波浪載荷采用Morison方程[17]計算。考慮到固-液相互作用及導管架構件的空間傾斜，作用在構件單位長度上的波浪力f為：

式中：f=fxi+fyj+fzk； ρw為海水密度；U為垂直于構件軸線方向的水質點相對速度矢量，U=e×(u×e)（其中e為構件的單位方向矢量，u為水質點相對于構件運動的速度矢量）；CD為拖曳力系數(shù)，取CD=1；CM為慣性力系數(shù)，取CM=2。

3 動力響應計算及結果分析

涉及風力機結構設計的參數(shù)包括葉根彎矩、風輪力矩、塔筒彎矩以及導管架基礎各響應量等，其極值是影響風力機結構設計的關鍵參數(shù)。對4種停機位置下?90°～90°偏航范圍內(nèi)（13個偏航角度）共52種工況進行數(shù)值計算，每種工況計算6個30 min樣本時程，取各工況下樣本時程極值的均值作為響應統(tǒng)計量，研究其在偏航失效狀態(tài)下的變化規(guī)律。

3.1 葉根彎矩

圖6為偏航失效時不同停機位置下風力機葉根彎矩極值。通過對比分析，得出偏航失效時偏航角度及停機位置對風力機葉片響應的影響：1）發(fā)生偏航失效后，葉片的葉根彎矩驟增，其值最高可達正常狀態(tài)下（ θ=0?）的6倍，極大地增加了葉片折斷的概率，可見偏航系統(tǒng)在極端環(huán)境下穩(wěn)定運行的重要性。2）葉片的停機位置對結果影響顯著。對于單個葉片來說，處于豎直狀態(tài)的葉片（圖6a、圖6c葉片1）所受葉根彎矩最大；處于水平狀態(tài)的葉片（圖6b葉片1）所受葉根彎矩最小，且偏航角改變基本不影響其葉根彎矩。在整個偏航范圍內(nèi)，從三個葉片整體受力來看，當葉片方位角處于0°時，對風力機葉片最為不利；當葉片方位角處于90°或空轉狀態(tài)時，風力機葉片受力相對較小，應對偏航失效狀況較為有利。

圖6 偏航失效時不同停機位置下葉根彎矩極值Fig. 6 Maximum bending moment of the blade root under different parking positions with yaw control system failure

另外，可發(fā)現(xiàn)當偏航角處于±30°左右時，葉根彎矩的響應結果有明顯突變（如圖6a中葉片1在30°偏航角下的葉根彎矩響應極值等）。選取葉片三分之二處的NACA64翼型段，輸出其在30°偏航角工況下的葉片攻角時程（圖7），可見攻角在10°～40°范圍附近波動。結合5 MW風力機葉片翼型的升力系數(shù)（圖8），可知其攻角范圍處于NACA64翼型升力系數(shù)失速段，因 ??CL/?α過大導致葉片出現(xiàn)負的氣動阻尼，由此造成葉片氣彈失穩(wěn)，從而引起葉根彎矩值突變。

圖7 葉片1的NACA64翼型的攻角時程Fig. 7 Time history of the attack angle for the NACA64 airfoil of blade 1

圖8 5 MW風力機葉片各翼型升力系數(shù)Fig. 8 Lift coefficients of different blade airfoils of the 5 MW OWT

3.2 風輪力矩

圖9 為偏航失效時不同停機位置下風力機風輪俯仰力矩和偏航力矩極值?？梢钥闯?，葉片停機位置對風力機風輪所受的俯仰力矩影響顯著：當葉片處于0°、180°方位角和空轉狀態(tài)時，其俯仰力矩在0°偏航角附近異號，且幅值波動較大；當葉片處于90°方位角時，其俯仰力矩在整個偏航范圍內(nèi)幅值較小，更有利于輪轂安全。此外，當葉片處于90°、180°方位角和空轉狀態(tài)時，偏航力矩在0°偏航角附近異號，對于采用無源抗臺風策略的風力機來說，有利于風輪在偏航力矩下回轉到順槳位置附近，可有效降低風輪載荷。

圖9 偏航失效時不同停機位置下風輪俯仰力矩和偏航力矩極值Fig. 9 Maximum values of the pitch and yaw moments of the OWT rotor under different parking positions with yaw control system failure

3.3 塔底彎矩

塔筒彎矩是風力機設計的關鍵控制參數(shù)。圖10為偏航失效時不同停機位置下風力機塔底彎矩極值，可以發(fā)現(xiàn)：1）對于順風向塔底彎矩，其值在偏航正常（ θ=0?） 時最小，且隨偏航角 θ絕對值增大而增大，最高可達正常值的2.4倍，可見偏航系統(tǒng)失效對塔筒響應影響很大。2）對于橫風向塔底彎矩，其值隨著偏航角 θ絕對值增大呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，在偏航角θ=±90?時達到最小值。3）葉片停機位置對順風向響應的影響：當偏航角在±45°范圍內(nèi)時，影響較??；超過這一范圍后，葉片停機位置對響應結果影響顯著（0°方位角最大，90°方位角與空轉次之，180°方位角最?。?。葉片停機位置對橫風向的響應影響則剛好相反：當偏航角較小時，停機位置的響應結果差異較大；當偏航角超過±60°范圍后，停機位置對響應結果的影響較小。4）對于風力機塔底總彎矩，其值在偏航角處于?60?～?90?或 60?～90?時達到最大；在整個偏航范圍內(nèi)，采用空轉或者葉片方位角處于90°停機位置的停擺策略時，風力機塔底總彎矩相對較小，應對偏航故障狀態(tài)最為有利。

圖10 偏航失效時不同停機位置下風力機塔底彎矩極值Fig. 10 Maximum bending moment of the tower base under different parking positions with yaw control system failure

3.4 下部結構響應

對于傳統(tǒng)的導管架式海上油氣平臺等海工結構物，其上部結構受風模式較為固定，且主要由海浪載荷控制。而海上風力機作為一種利用風能的捕風機構，其風載荷的大小與風力機的狀態(tài)密切相關。對于導管架式海上風力機，其導管架基礎不僅承受下部海浪的作用，而且還受到風力機上部結構所傳遞的復雜風載荷。選取偏航正常（ θ=0?） 及偏航失效（ θ=90?）兩種狀態(tài)下導管架的響應結果進行比較，表3給出了風、浪及其聯(lián)合作用下導管架基礎平臺中心點位移及基底剪力、彎矩極值，可以看出：1）對于平臺位移和基底彎矩，因風載荷作用力臂更長，故風載荷的貢獻要大于浪載荷；風浪聯(lián)合作用下、風力機偏航系統(tǒng)正常時，因風、浪載荷的隨機性，平臺位移和基底彎矩極值要低于風、浪單獨作用極值之和，且此時葉片的停機位置對結果影響較??；但若偏航系統(tǒng)失效，順風向風載荷變大，平臺位移和基底彎矩分別增至正常狀態(tài)的1.82和1.65倍，此時葉片停機位置對結果影響較為明顯。2）對于基底剪力，浪載荷的貢獻略高于風載荷；與平臺位移類似，風浪聯(lián)合作用下、偏航系統(tǒng)正常時，葉片的停機位置對結果影響較?。坏羝较到y(tǒng)失效，葉片停機位置對結果影響較為明顯，剪力值可增至正常狀態(tài)的1.24倍。

表3 導管架基礎平臺位移及基底響應極值Table 3 Maximum values of the platform displacement and base response of the jacket

導管架基礎多為群樁結構，在傾覆力矩的作用下，上風側樁基礎將承受較大的上拔力。圖11為偏航正常與失效狀態(tài)時不同停機位置下，導管架各支撐腿根部所受軸力和剪力極值。對于軸力，支撐腿1以受拉為主，其余各支撐腿以受壓為主。由于受到傾覆力矩作用，支撐腿1和支撐腿3所受的軸力要遠大于支撐腿2、支撐腿4，且偏航失效時其軸力顯著增加，支撐腿1所受拉力可增至正常狀態(tài)的1.91倍，支撐腿3所受壓力可增至正常狀態(tài)的1.51倍，對基礎安全造成嚴重威脅。對于剪力，各導管架支撐腿差別不大，停機位置、偏航狀態(tài)對其結果影響相對較小。

圖11 不同停機位置下導管架支撐腿底部軸力與剪力極值Fig. 11 Maximum axial and shear forces at the bottom of the jacket leg under different parking positions

4 結論

針對海上風力機臺風環(huán)境下偏航失效的極端工況，通過模擬隨機風、浪，對±90°偏航范圍內(nèi)處于不同停機位置的導管架式海上風力機進行動力響應計算，分析了風力機葉片、塔筒及下部結構響應隨偏航角的變化規(guī)律以及停機位置對響應結果的影響。研究結果表明：

1）風力機結構各部分響應對偏航角的變化十分敏感。偏航系統(tǒng)失效時，風力機結構各部分響應驟增，部分偏航角下甚至會出現(xiàn)氣彈失穩(wěn)現(xiàn)象，大大增加了風力機結構的破壞概率。當偏航角處于?90?～?60?或 60?～90?附近時，風力機塔筒所受響應值最大，在海上風力機抗臺風設計中應引起足夠注意。

2）停機位置對于風力機葉片、風輪及塔筒的響應影響顯著。在整個偏航范圍內(nèi)，采用空轉策略或者葉片方位角處于90°停機位置的停擺策略時，風力機結構各部分響應值相對較小，應對偏航故障狀態(tài)最為有利。

3）不同于傳統(tǒng)受海浪載荷控制的導管架石油平臺等海工結構，導管架式海上風力機受風、浪載荷的聯(lián)合控制。對于導管架基礎平臺位移及基底彎矩，風載荷的貢獻要大于浪載荷。當風力機偏航系統(tǒng)失效時，會大大增加導管架基礎管樁受到的拉拔力。因此在設計時應充分考慮極端環(huán)境下風力機上部結構可能出現(xiàn)的偏航故障對其造成的影響。