漂浮風力發(fā)電系統(tǒng)的耦合動態(tài)建模

譯文學院：船舶與建筑工程學院專業(yè)：船舶與海洋工程學號：姓名：王振翔指導教師：江蘇科技大學2012年5月25日漂浮風力發(fā)電系統(tǒng)的耦合動態(tài)建模E.N.WaymanandP.D.SclavounosMassachusettsInstituteofTechnology摘要:本文提出了一種合作研究計劃，MIT和NREL已經(jīng)從事為水深10-200m的海上風力發(fā)電開發(fā)創(chuàng)新、經(jīng)濟的流動和系泊系統(tǒng)。在頻率范圍內(nèi)給出了漂浮風力發(fā)電系統(tǒng)的耦合結構,水動力和空氣動力的分析方法。通過再生能源實驗室用波浪載荷耦合空氣動力和結構動力代碼FAST[4]和麻省理工學院開發(fā)的回應仿真代碼WAMIT[15]，共同構成了這項分析。分析工具用來考慮風力發(fā)電和漂浮系統(tǒng)之間的耦合作用。這些工具包括塔和浮子上的負載的風渦輪轉子，風渦輪轉子產(chǎn)生的氣動阻尼，波體干擾產(chǎn)生的流體動力阻尼，和波干擾產(chǎn)生的流體動態(tài)力。在水深為10-200m的情況下，對兩個加上可再生能源實驗室5兆瓦海上基準風力發(fā)電機組的浮子的概念進行分析。選出這些概念來表示獲得穩(wěn)定的兩種不同方法，以致去分辨在運行和成本上的區(qū)別。對這些結構靜動態(tài)的分析能夠估計系統(tǒng)在一定頻率范圍下對波干擾的反應，系統(tǒng)的固有頻率，系統(tǒng)在各種風浪環(huán)境下每個自由度運行的標準偏差。本文探究了耦合風力發(fā)電和漂浮平臺的作用，水深的作用，風速影響系統(tǒng)性能的作用。也經(jīng)常對這兩個概念的經(jīng)濟可行性進行分析。關鍵成本部分包括浮標的材料和施工成本；系鏈的材料和安裝成本，系泊纜繩和錨固技術;運輸并在選定區(qū)域安裝系統(tǒng)的成本，和在平臺上裝配風力發(fā)電機的成本。用靜動態(tài)性能和徹底的更新費用來評估這兩個系統(tǒng)。兩個系統(tǒng)證明了合理的運動，預估成本為$1.4$1.8，不包括風力發(fā)電的成本，動力電子設備的成本，或是傳真的成本。簡介在美國的海岸大約有1TW未開發(fā)的富足風力資源。這些資源在水深超過30米離海岸5m-50m的地方能夠得到。在此深度下，目前在深扎海底的木樁上安裝風力發(fā)電機是經(jīng)濟可行的。在漂浮平臺上部署風力發(fā)電技術為在深海岸風能提供了可能的解決方案，并且有可能替代淺水區(qū)的木樁。以前J.E.Witheea],K.H.Lee⑻and⑼，andK.C.Tong點]的模擬研究表明漂浮的風力發(fā)電系統(tǒng)是一個很有可能實現(xiàn)的結果。盡管如此，風力發(fā)電和漂浮平臺的耦合只是在某種程度上已經(jīng)被發(fā)現(xiàn)，最理想的設計概念仍然還不知道，而在漂浮平臺上安裝風力發(fā)電機的技術成本過高。因此，本文有四個目的：（1）首先將耦合考慮到風力石油天然氣行業(yè)的正確代碼，并開發(fā)工具來模擬分析風力發(fā)電和漂浮平臺系統(tǒng)的耦合行為；（2）研究理解在各種風浪環(huán)境下這些系統(tǒng)的行為；（3）來確定最劃算的能夠解決深水問題的結構；（4）海上操作的時候能夠避免在平臺上安裝風力發(fā)電機。首先要測試機械的穩(wěn)定性，并且建議兩個能分離不同穩(wěn)性機制的結構。下一步去觀察耦合系統(tǒng)在各種風浪水深情況下的動態(tài)。這兩個平臺概念是麻省理工學院/國家再生能源實驗室提出的SDB和TLP。通過高水線面積修復來獲得恢復力矩，因此在漂浮和安裝的過程中使用安裝好的風力發(fā)電是很穩(wěn)定的。SDB的系泊系統(tǒng)最初能保證平臺協(xié)調(diào)，并不會有利于系統(tǒng)在俯仰和側滾的穩(wěn)定性。另外，TLP通過張力腿漂泊系統(tǒng)取得最初的重建在漂浮和用發(fā)電機安裝的時候，有足夠的水性和慣性來提供穩(wěn)性。下面的段落通過詳述靜態(tài)設計和靜動態(tài)分析來概括這個過程。稍后將給出并討論這個作為結果的結構和他們各自的靜動態(tài)特性，然后再討論極端的波情況。最后，初步的經(jīng)濟分析總結會預測每個結構的成本。結論概括了每個機構的關鍵并討論他們的可行性。系統(tǒng)坐標及其運行模式耦合的風力發(fā)電和漂浮平臺系統(tǒng)的假設，是基于承受嚴格波體互動理論的標準運行模式。模型1-3是3葉逆風5-MW；它的性能是通過操作機器和概念研究來猜測得到的。主要性質詳見表1。轉子旋轉方向逆風操控可變速率，總變矩轉子直徑/槳轂直徑126m/3m槳轂高度90m最大旋轉角/發(fā)電機轉速12.1rpm/1173.7rpm最大槳葉梢速80m/s懸垂/傾斜軸/旋翼參數(shù)5m/5°/-2.5°旋轉質量110000kg貨艙質量240000kg塔臺質量347460kg表15-MW風力發(fā)電機再生能源實驗室5-MW海岸風力發(fā)電機再生能源實驗室在5中給出了這種模型的詳細信息及工作原理。選用5MW的功率是因為它在性價比的深海風力發(fā)電中是功率最小的。把系統(tǒng)分析為4種風速，通過風力發(fā)電的操作譜來描述耦合系統(tǒng)在各種風速下的運行情況。九米每秒的風速代表了動力曲線中的區(qū)域二。在這種風速下，渦輪發(fā)電機幾乎用了一半的額定功率。它的額定功率表示成每秒12.2m，最先達到了其額定功率值。在風力發(fā)電機使螺旋槳順流交距來維持額定功率時，15m/s代表風速超過了額定風速;每秒25m是切出速度,或者是發(fā)電機操作時的最高風速。綜合研究方法這個研究目的是增進漂浮風力發(fā)電系統(tǒng)的可行性。它的目標是研究耦合風力發(fā)電和動態(tài)漂浮系統(tǒng)的漂浮結構，探討氣候狀況的影響，和確定最低成本的漂浮結構去支持能展示良好操作性能的風力發(fā)電機。避免不確定性和給海上漂浮平臺增加發(fā)電機的成本，這項研究尋求給這樣的結構下定義，這些結構允許把風力發(fā)電安裝在海岸平臺上或是船塢中并且可以拖動到已經(jīng)設置好的地點進行安裝。為了達到這樣的目的，這項研究首先測試了為結構提供恢復力的機器。在此背景下，進行一個靜態(tài)設計過程來提供兩個成本較低的結構體，并且能夠保證提供足夠的恢復力使系統(tǒng)運行流暢，安裝的時候可以讓系統(tǒng)獲得穩(wěn)定的操作點。當估測不同風速下的操作點時，這些結構就傳遞靜態(tài)分析。然后，當估測出動態(tài)內(nèi)容時，系統(tǒng)和不變的操作狀態(tài)傳遞了動態(tài)分析語句，內(nèi)容包括系統(tǒng)的RAOs,固有頻率，和在各種風速海況下的標準運行偏差。表2概述了一般的過程：STATC□E3IGNPHcmlEiigDes-gnE3TATFCAMMfSISOoerathnJoirrDYNAMCANALYSISDesIgTS'DpaiTlcPerTannansERESULTSEVALUATEDSteadySuaeOperationS^-temRAOsStandardguizborofGystemMotons卜伽turalF旳身“研究方法麻省理工學院/再生能源實驗室SDB和TLP旳靜態(tài)設計設計方法耦合風力發(fā)電漂浮平臺系統(tǒng)的靜態(tài)性能是帶動漂浮平臺設計的最初規(guī)范。設計耦合系統(tǒng)來驗證在其安裝階段靜態(tài)系統(tǒng)的不變性，是關于其應對任何波浪所做出的振動。而且，系統(tǒng)必須在拖曳的時候獲得一個確定的靜態(tài)平衡等級。系統(tǒng)在靜態(tài)操作中所處的位置是由外在施加的力和系統(tǒng)恢復力的屬性決定的。通過三種一般的機制獲得恢復力:水線面的運動，壓載力在系統(tǒng)重心和浮心間產(chǎn)生垂直間距，還有系泊系統(tǒng)。這些機器充當了漂浮結構的分類。從概念上講，這三種恢復機制可以由三種極端機構概括:水線面的運動，重心和浮心間的垂向間距，系泊系統(tǒng)。這些重建的方法和典型的結構見表3灰色部分：本文測試了極端情況下結構的性能及最實用的表象特征。最近，麻省理工學院和國家再生能源實驗室通過水線面運動和系泊系統(tǒng)，初步恢復了SDB和TLP的研究。這些結構構見圖3中紅色部分。沒有在這里提出極端的壓載情況，是因為初步考慮到結構類型，它表明吃水需要有足夠的慣性恢復力去彌補其結構在任何實際船塢和碼頭存在的不可行性。接下來的部分概述了靜態(tài)過程來滿足麻省理工學院和國家再生能源實驗室SDB和TLP提出的技術規(guī)范。麻省理工學院和國家再生能源實驗室SDB的靜態(tài)設計麻省理工學院和國家再生能源實驗室的SDB是為了展示水線面獲得恢復力的方法。盡管如此，機構也要維持一定的壓載來獲得合理的吃水。因此，麻省理工學院和國家再生能源實驗室的SDB通過水線面和壓載的最佳混合來獲得恢復力。靜態(tài)設計和分析階段正在初步進行，參考［3］和［11］中的原理，確定好麻省理工學院和國家再生能源實驗室的SDB的型號和形狀，能夠在解纜操作中提供足夠的穩(wěn)性。一旦系泊，系泊纜繩就只提發(fā)揮定位作用了。因此，麻省理工學院和國家再生能源實驗室的SDB系統(tǒng)應該能夠在涌浪中保持平衡。并且需要合理的論證在無附加系泊纜繩恢復力的全面運作模型情況下，其他所有運動的靜動態(tài)性能，平臺幾何的問題決定了最優(yōu)尺寸和形狀，它把耦合漂浮風力發(fā)電系統(tǒng)的靜態(tài)不變螺距限制在了指定界限值的螺旋角內(nèi)了。系統(tǒng)必須在操作中所承受的最大風速載荷情況下，維持一個不變的合理螺旋角，系統(tǒng)承受的俯仰力矩和系統(tǒng)螺距的恢復性能決定了不變螺距，見下面的等式：55F是由風力發(fā)電機上的風力載荷產(chǎn)生的關于起始坐標系的俯仰力矩，F(xiàn)用5F 表示，這里表示力矩。見下面等式：ThrustF二FZ5 ThrustHub在麻省理工學院和國家再生能源實驗室的SDB的情況下，通過流體靜力學（水線面力矩和浮心的位置）和慣量（壓載和質心的位置）。圓柱體和圓柱表面的靜力學和慣性縱搖系數(shù)表示如下：R4C55H&1-FBZB-MiigZG+Pg兀丁F和Z表示浮力和浮心，M是系統(tǒng)的總質心，Z是重心，p是海水密度，RB B 11 G是圓柱半徑。可以推算出，縱搖超過10度風力發(fā)電機就會失效。因此，在本文中極限縱搖值取10度。最大的風力載荷取800000牛，穩(wěn)態(tài)推力為每秒11.2m并且作用在風力發(fā)電機的輪轂上，Z等于91.5米。通過解決恢復系數(shù)限制10度縱搖來找Hub到必要的系數(shù)，等式如下所示：FC=—5=4.2x108[N—m]55辛G5通過調(diào)整平臺的吃水和半徑，往圓柱內(nèi)傾注混凝土增加壓載來得到足夠的恢復力系數(shù)。麻省理工學院和國家再生能源實驗室SDB的最終規(guī)模和性能已經(jīng)在表2中列出。圓柱半徑18m圓柱高度6.5m混凝土壓艙塊高度1.65m鋼板厚度0.01m實際吃水5m甲板間隙1.5m鋼重量218metricton混凝土重量4299metricton發(fā)電機重量218metricton總重量5210metricton浮心重量5210metricton儲備浮力0kg重心4.25m浮心-2.5m表2麻省理工學院/再生能源實驗室SDB性質麻省理工學院和國家再生能源實驗室TLP的靜態(tài)設計

麻省理工學院和國家再生能源實驗室的TLP旨在展示一種結構，它能夠通過張力腿系泊系統(tǒng)獲取恢復力。在這個穩(wěn)性過大的系統(tǒng)中得到的結果，與麻省理工學院和國家再生能源實驗室的SDB相關，通過錨索來施加可觀的力。靜態(tài)設計過程沿著［16］的主線進行并利用［3］和［11］的原理，最后決定錨索的張力和TLP的規(guī)模?？v搖的恢復力系數(shù)由錨鏈提供，如下所示：55Tethers—2 Tethers55Tethers—2 Tethers"LTethers(R)2+FTethers（EA） 是彈性模數(shù)乘以錨鏈的軸截面面積，L是錨鏈的原長，R是圓Tethers Tethers柱半徑（或是到錨鏈導纜孔的徑向距離），F(xiàn)是錨鏈產(chǎn)生的總力，T是圓柱Tethers吃水（或者是到錨鏈導纜孔的垂直距離）。等式表明了恢復力和錨鏈彈性剛度之間的關系。本文考慮了剛性構件的運動情況，因此在本文范圍內(nèi)的彈性運動模數(shù)，和錨鏈的剛性都取無窮。假設使錨鏈的縱搖恢復力趨向無窮。剛性防止了任何在縱搖、橫搖方向上的運動，因此喘振、橫蕩、首搖限制了平臺的運動。系泊系統(tǒng)設計的必須能夠充分的限制這些模型的運動。張力腿系泊系統(tǒng)也必須提供所有錨鏈足夠合適的張力。作用在X正方向的不變風力，增加錨鏈3的張力，減少錨鏈1的張力來保持力和力矩的平衡。最初選定的錨鏈張力必須保證迎風纜繩的張力不會超過最大許用張力，并且背風纜繩的張力不小于最小許用張力。傳統(tǒng)TLP有一個缺點，它沒有系泊系統(tǒng)并且恢復性能較差，使它自身不能垂直漂浮。這種特性就需要在安裝平臺和拉緊錨鏈之后，才能把風力發(fā)電機安裝在漂浮平臺上。為了避免把風力發(fā)電機安裝在海上，選定漂浮平臺的型大小和形狀必須在拖曳和安裝的時候給結構提供足夠的恢復力。結構內(nèi)部的壓載水在這過程中也提供了部分的恢復力。一旦系統(tǒng)到達了其安裝地點，就用錨鏈固定住，并拉伸錨鏈排放壓載水。排放壓載水的過程需要結構內(nèi)部的壓載水來提供等量的總張力。系統(tǒng)的錨鏈張力一定要滿足三個需求：（1）錨鏈一定要在工作中提供足夠的恢復力來限制穩(wěn)態(tài)偏置；（2）迎風錨鏈的張力必須不能超過最大許用張力，背風錨鏈的張力必須時刻不能低于最小許用張力；（3）在安裝過程中，錨鏈產(chǎn)生的總力必須和穩(wěn)定系統(tǒng)的壓載水的重量相匹配。操作方案詳見圖4：

圖4圖4TLP操作方案在穩(wěn)態(tài)情況下，平臺會在運動中達到穩(wěn)態(tài)排水量。在這排水量之下，錨鏈會在垂直方向形成一個夾角，用0表示，見圖4。錨鏈一定要有足夠的張力提供恢復力把角度限制在5度，防止系統(tǒng)承受過高的非線性恢復力和排水量。在喘振中由錨鏈引起的恢復力與錨鏈張力和長度相關，見如下等式：CiiCii二TethersTethers恢復力通過如下等式造成了穩(wěn)態(tài)排水量:FThrustC11C11C11限制系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)恢復力來達到。這個張力必須也要滿足第二個需求：線張力。在操作情況下，通過解決力與力矩的平衡來。如圖4所示，通過4來給錨鏈標記數(shù)字1靜態(tài)時導纜孔和錨鏈1的錨與X軸的正向，錨鏈2,Y軸的正向，錨鏈3,X軸的負向，錨鏈4,與Y軸的負向對齊。假設風一直沿著X的方向傳播，錨鏈3一直是逆風錨，錨鏈1一直是順風錨。力在垂直方向上的平衡需要浮力加上機構產(chǎn)生的額外浮力。系統(tǒng)重量必須等于錨張力向下部分的力。下面的等式表達了力的平衡，0代表了錨鏈在垂直方向上形成的角度。FB+Pg^R2(—-Lether )-M11g二COS0E FTi

使用小角度近似法cose約等于1,sine約等于e,這個等式化簡見下等式:fb—mng=工FTi4個錨鏈每隔90度環(huán)繞安置在結構周圍,把總張力分成4份得到平均錨張力。因為錨鏈2和錨鏈4不受作用在結構上慣性矩作用的影響，假定他們的張力等于平均張力。F=F=F=F+Pg^R2(Aether一AetherC0S)—M11gT2 T4 Tave 4cos9再一次調(diào)用小角度近似法:F=F=F二Fb_MiigT2T4Tave關聯(lián)的錨鏈是錨鏈1和錨鏈3,它們各自都有崩潰或超過最大許用張力的危險。為了平衡作用在系統(tǒng)上的慣性力矩，錨鏈3的張力等于F加上一個額外的張T,ave力AF。為了維持垂直方向上的受力平衡，錨鏈1等于F 減去AF。下面給出T，ave的方程表示慣性力矩的平衡。F5=Ft3Rcos9-Ft1Rcos9=(FTave+AF)Rcos9-(FTave-AF)Rcos9調(diào)用小角度近似法，方程可以化簡為下面等式：F5-FT3R-FT1R二(FTave+AF)R-(Fave-AF)R最初選定的線張力必須要防止每個錨鏈的張力值趨于零或是超過最大許用張力。最終需要錨鏈的張力必須等于在拖曳和安裝時用于壓載穩(wěn)定系統(tǒng)的水的重量。在操作過程中錨鏈拖曳產(chǎn)生的推力是最小的時候，希望系統(tǒng)能承受最大的力為250000N。在拖曳和安裝的時候，不會去使用錨鏈，因此在操作過程中，作用在結構上的風力一定要小于任何的風力載荷。因此，最小推力作為風力載荷的上界。在拖曳和安裝過程中，需要系統(tǒng)有足夠的靜水力和慣性恢復力來把穩(wěn)態(tài)縱搖限制為10度。選定的界限必須保證系統(tǒng)在安裝過程中一直保持垂直狀態(tài)，并且允許安裝人員可以再穩(wěn)性要求范圍內(nèi)拖動系統(tǒng)。為了執(zhí)行這個要求，下列等式可以得到在拖曳過程中所需的最小靜水力和慣性系數(shù)：55H55H&1min5=1.3xl08[N-m]E5通過調(diào)整圓柱高度和半徑和水泥壓載的水平得到這個恢復力。以上列出的都要達到TLP的大小、形狀和錨鏈張力的要求。10.成本分析基于麻省理工學院和國家再生能源實驗室的SDB和TLP做出一項成本分析，來推斷漂浮結構，系泊系統(tǒng)，及每次設計所關聯(lián)的安裝過程的總成本。這里的成本預測不包括風力發(fā)電，電子電力設備，或是運輸系統(tǒng)。做了幾個關于施工和安裝過程，勞動力、物資和設備的成本的假設。這些假設源于水產(chǎn)業(yè)中生產(chǎn)商、咨詢商、承包商提供的信息。漂浮風力發(fā)電系統(tǒng)用來部署在風力農(nóng)場中，由眾多的個體單元構成。因為麻省理工學院和國家再生能源實驗室的SDB和TLP可能用已經(jīng)安裝好的風力發(fā)電機部署完畢，所以每個單元會由船塢中的組裝流水線生產(chǎn)完成并且拖到安裝地點進行調(diào)試。平臺首先會在船塢中裝配。然后用船塢中的起重機把風力發(fā)電機安裝在平臺上。13.參考文獻Butterfield,S.,Musial,W.,Jonkman,J.,Sclavounos,P.,Wayman,E., “EngineeringChallengesforFloatingOffshoreWindTurbines,”CopenhagenOffshoreWind2005ConferenceandExpeditionProceedings, 25-28October2005,Copenhagen,Denmark(tobepublished).Eltaher,A.,Rajapaksa,Y.,Chang,K.“IndustryTrendsforDesignofAnchoringSystemsforTOC\o"1-5"\h\zDeepwaterOffshoreStructures,”O(jiān)ffshoreTechnologyConference, 2003.Faltinsen,O.M.SeaLoadsonShipsandOffshoreStructure,Cambridge,UK:CambridgeUniversityPress, 1999.Jonkman,J.M.,Buhl,M.L.,FASTUserGuide,Golden,CO:NationalRenewableEnergyLaboratory, 2005.Jonkman,J,Butterfield,S.,Musial,W.,andScott,G.,“Definitionofa5-MWReferenceWindTurbineforOffshoreSystemDevelopment,”NREL/TP-500-38060,Golden,CO:NationalRenewableEnergyLaboratory,January2006(tobepublished).Jonkman,J.M.,Sclavounos,P.D., “DevelopmentofFullyCoupledAeroelasticandHydrodynamicModelsforOffshoreWindTurbines”Proceedingsofthe44thAIAAAerospaceSciencesMeetingandExhibit9-12January2006,Reno,NV,WashingtonD.C.:AmericanInstituteofAeronauticsandAstronautics,January2006;NREL/CP-500-39066.Kim,S.,Sclavounos,P.D., “FullyCoupledResponseSimulationsofThemeOffshoreStructuresinTOC\o"1-5"\h\zWaterDepthsofupto10,000Feet,”ProceedingsoftheEleventhInternationalOffshoreandPolarEngineeringConference, 2001.Lee,K.H.,ResponsesofFloatingWindTurbinestoWindandWaveExcitation,MasterofScienceThesis,Ma