0 引　言

21世纪以来，能源危机日益突出，传统能源的日渐枯竭，其中化石能源对环境污染程度也日渐加剧，使得人们开始寻找一种能替代传统化石能源且储备丰富的清洁能源。其中，风能作为空气流动所产生的动能，储量大，分布广，是人类解决生产和生活能源的一种可靠途径。风能利用主要分为陆上风能利用和海上风能利用，相比于陆上风电，海上风电具有不占用土地资源，资源稳定，无消纳等不可替代的优势，因此人们越来越多的将目光放在了海洋风能资源利用方面^{[1 − 2]}，经过多年的发展，目前海上风电正逐步从近海走向深远海。

常见的海上风电基础包括三脚架基础、筒型基础、单柱基础、重力式基础和导管架基础等^{[3 − 6]}，而以传统基础组成的海上风机基础中通常只设计一种锚结构，该锚结构往往只能约束风机系统在竖直方向的运动，并未考虑在水平方向上对风机系统约束。当面对恶劣的海洋环境时，风机系统因缺乏水平方向的强约束，可能会导致结构在风浪作用下发生歪斜，严重时甚至会导致结构发生倾覆。基于此，本文提出一种新型海上风电漂浮式结构，与常规漂浮式基础结构相比，该结构设计较为复杂，底部呈平面对称结构，采用六边形结构支撑上部塔筒和风机，结构稳性增加，能更好地适应一些极端海域条件。

国内对传统的基础通常采用干拖运输方式，我国干拖运输方式已成功应用于半潜式钻井平台、TLP平台、大型FPSO平台等大型海工结构，但干拖运输时需要配置大型的船舶和起重设备，因此干拖运输成本较高，施工工序复杂。本文提出的新型海上风电漂浮式结构自重较轻，尺度小，有一定的自浮稳性，若采用湿拖方式进行运输，可大幅降低施工成本和施工工序，缩短结构安装时间，美国的Windfloat、日本的福岛一期项目以及我国的三峡浮式项目均采用湿拖技术进行运输。然而，目前国内外的海上湿拖运输大多集中于重心低，稳性高的传统海洋平台，对重心较高的新型结构的湿拖研究较少^{[7 − 8]}。

丁红岩等^{[9 − 14]}在研究了复合筒型基础的垂荡、横摇、纵摇等水动力特性和结构在规则波中的运动响应的基础上，设计了一种风机运输船。通过数值模拟对多浮体组合结构的耦合运动进行了分析，并进一步分析研究了在拖航过程中对结构稳态产生影响的因素，包括气压、耐波性、风电机组浮态等。Zhang等^[15]针对一种10 MW的浮式海上风力机概念，建立了全耦合的拖曳系统模型，并研究了环境载荷、拖缆绳参数设置等因素对拖曳稳定性的影响。石丽娜等^[16]基于AQWA水动力软件，在考虑风浪流的耦合作用下，对拖船-拖缆-被拖船系统的拖航过程进行了全仿真模拟。王少强等^[17]建立了15 MW的半潜式海上风机整机拖航系统的耦合时域分析模型，研究缆绳刚度、拖航速度、波浪周期及波浪方向对结果水动力特性的影响。但从整体来看，对浮式风机包括新型漂浮式海上风机的拖航研究仍是较少，在施工中仍以传统海洋平台的相关规范为主要参考依据。但考虑到新型漂浮式结构重心较高，与传统海洋平台显著不同，其受风荷载影响更为明显；风机机舱配有精密仪器，对风机整体倾角、加速度等有着更为严格的要求，基于此，本文采用海工分析软件SESAM中的RIFLEX模块建立相关模型，考虑在风浪流的共同耦合作用下研究波浪高度、谱峰周期和谱峰因子等因素对新型海上风电漂浮式结构整体拖航过程中系统运动稳定性、结构运动响应和拖缆绳内力的影响，为其实际拖航过程中的运输安全性提供指导。

1 模型概念设计

本文以漂浮式风机为研究对象，针对某海域环境条件，设计了一种新型浮式平台结构，对其拖航特性进行研究，结构由浮式基础、塔筒和风机叶片3部分组成，整体结构三视图如图1所示。结构考虑风机塔筒后其总高为186.89 m，结构下部呈正六边形分布，六边形顶端与底端中心处皆为半径为7.5 m的浮球，底端中心处浮球上方28.87 m的连接处也设计为直径7.5 m的球体状，底部六边形端点的浮球之间通过直径5 m的钢制水平浮杆连接，连接处浮球与底部端点处浮球间通过直径3 m的钢制斜撑链接以增加结构稳定性。整个新型漂浮式结构均为刚性连接，基础总质量为6212.13 t，平台的结构参数见表1。

2 模型建立 2.1 水动力理论介绍 2.1.1 耦合运动方程

本文研究的新型漂浮式风机系统是一个由风机机组、塔筒和新型漂浮式基础结构组成的复杂多体系统，在拖航过程中，简化为该系统会受到波浪、海流等水动力荷载、风荷载以及拖缆绳施加于系统结构上的拖缆力，其运动方程可以表达为：

$ \left({\boldsymbol{M}}+{\Delta }{\boldsymbol{M}}\right)\overset{\cdot \cdot }{\boldsymbol{X}}+\int _{0}^{1}\boldsymbol{K}(t-\tau )\dot{x}{\mathrm{d}}\tau +{\boldsymbol{C}}x=\sum F 。$

(1)

式中：$ \boldsymbol{M} $为$ \Delta \boldsymbol{M} $分别为质量矩阵与附加质量矩阵；$ \boldsymbol{K} $为延迟函数矩阵；$ \boldsymbol{C} $为静水回复力矩矩阵；$ \sum F $为系统所受到的全部荷载，包括风荷载、流荷载、波浪荷载和拖缆力。

2.1.2 气动荷载

风荷载在计算中主要考虑风作用于风轮产生的气动荷载以及风作用于静水面上的浮式风机平台基础结构及塔筒的推力这两部分。在拖航过程中，考虑到塔筒部分受到的风荷载为系统受到的主要风荷载，根据CCS^[18]规范其计算表达式为：

$ {F}_{{w}}=0.613\sum \limits_{i=1}^{N}{C}_{{h}}{C}_{{s}}{S}_{i}U_{{}_{T,Z}}^{2}。$

(2)

式中：$ {C}_{\textit{h}} $为高度系数；$ {C}_{\textit{s}} $为形状系数；$ {S}_{i} $为第i个受风构件的正投影面积；$ {U}_{T,Z} $为在水面以上高度 z 位置处 T 时间段内的平均风速。

2.1.3 波浪荷载

考虑到实际的海洋波浪是随机的，对于在一定的时间及地点，波浪的出现和其大小，完全是任意的，为保证计算结果能更好地应用于实际工程中，本文在进行波浪荷载时引入JONSWAP随机波浪谱进行荷载计算。JONSWAP波浪谱是在英国、美国、荷兰和德国等国家联合进行的“联合北海波浪计划”中获得的随机波浪谱，其谱表示为：

$ S(\sigma ) = A{g}^{2}\frac{1}{{\sigma }^{5}}\exp \left[ - 1.25{\left(\frac{{\sigma }_{0}}{\sigma }\right)}^{4}\right]{\gamma }^{\exp \left( - {\left(\sigma /{\sigma }_{0} - 1\right)}^{2}/2{\beta }^{2}\right)}。$

(3)

式中：A为能量尺度参数；$ {\sigma }_{0} $为谱峰圆频率；$ \gamma $为谱峰因子，$ \gamma $=1～7，平均值为3.3；$ \beta $为峰形参数，其计算公式为：

$ \beta =\left\{\begin{aligned} & 0.07,\sigma \leqslant {\sigma }_{0}，\\ &0.09,\sigma \gt {\sigma }_{0}。\\ \end{aligned}\right. $

(4)

2.1.4 海流荷载

假设海流为沿水深变化的剪切流。海流对结构作用力的计算式为^[18]：

$ {F}_{C}=\frac{1}{2}{C}_{D}{\rho}_{W}{V}^{2}A。$

(5)

式中：$ {C}_{D} $为拖曳力系数；$ {\rho }_{{W}} $为海水密度；$ A $为结构在与流速垂直平面上的投影面积；$ V $为海流流速。

2.1.5 拖缆力

本文拖缆力采用SESAM软件中的RIFLEX模块建模，该模块应用有限元的方法求解非线性模型，基于细长杆理论假定拖缆绳为具有任意几何形状、均质的弹性体杆件，在施加环境荷载后可得到系泊缆的动力响应。

2.2 模型建立及坐标系定义 2.2.1 模型建立

本文研究的新型漂浮式结构的实体模型在Genie中建立，并对其赋予湿表面属性同时以间距0.5 m对结构进行网格划分。导出结构的T1模型，随后在Hydrod模块中进行水动力参数计算，波浪入射角覆盖0～360°，步长取15°，波浪频率选取0.05～5 rad/s，步长间隔取为0.05 rad/s，将Hydrod模块中计算得到的水动力数据G1.SIF文件导入RIFLEX中，设置拖缆船和拖缆绳，考虑模型压载，新型漂浮式结构吃水为5.5 m。根据中国船级社《海上拖航指南》^[19]规定，风机拖航的最危险环境条件设置为波高5 m，波浪周期为7 s，考虑风、海流和波浪的联合作用，风速设置为20 m/s，流速为0.5 m/s。RIFLEX中模型建立图如图2所示，模型坐标系及波浪入射角设置如图3所示。

针对结构的拖航过程选择一条主拖船，拖航中主拖缆参数为：截面面积为0.015 m²，轴向刚度为3.3×10⁹ Pa。空气中重量为117.75 kg/m，由于本文主要研究在拖航过程中波浪高度、波浪周期和谱峰因子对新型浮式结构运动响应的影响，因此在建模中不考虑龙须缆，将拖缆整体处理为一根缆绳。

本文对湿拖初始状态的设置为：

1） 吃水设定。新型漂浮式结构可以在泥浮态和漂浮态间相互转化，在漂浮态时，浮力主要由结构内的多个浮球提供。考虑到风机荷载和压载重量，将其初始吃水设置为5.5 m。

2） Y型拖缆的类型与长度。参照实际工程中拖航作业情况，在SESAM中进行数值模拟时选择了气中悬挂悬链线拖缆（考虑拖缆绳自重），选择拖缆绳材质为钢缆，截面面积为0.015 m² 。为了确保平台结构的拖航稳定性和耐波性，将缆线长度设置为180 m，Y型拖缆夹角为60°。

3） 拖缆点高度。为减小水流阻力对结构拖航的影响，将拖缆点对称分布设置在水面处。

4） 航速。根据GD 02-2012《海上拖航指南2011》^[17]规定，移动平台拖航时应有适宜的拖航速度，在静水中不小于4 kn，故本文将拖航船的航速设置为6 kn。

2.2.2 网格无关性分析

网格划分是进行数值模拟的关键一步，网格划分的质量将直接影响到计算时长和计算结果的准确性。网格划分的越精细，求解结果的精度就会越高，但这同时也意味着计算时间成本大幅增加，并且当网格划分达到一定精度后，对结果的影响较小。基于此，在工程应用中，应选择合适计算精度的网格，对于关键部位和关键节点处，可以进一步细化网格以提高计算精度。为探究本模型的网格无关解，建立2种不同网格尺寸（模型1的网格间距为0.8 m，模型2的网格间距为0.5 m）的数值模拟模型，对其进行对比分析，结果如图4所示。可知，2个模型的RAO计算结果基本重合，考虑到计算精度问题，最终选取的网格间距为0.5 m。

3 新型漂浮式结构水动力计算 3.1 新型漂浮式结构稳性

在计算结构的稳性时考虑结构的稳性参数和风荷载对结构静稳性的影响。在计算软件中设置新型漂浮式结构的受风面积为水面以上全部表面，3个方向的风力系数均为1，设置环境条件下的风荷载，通过分析面积比以便全面地评估结构在净水中抵抗自身倾覆和风作用的能力。

为验证该模型的稳性，根据GD 02-2012《海上拖航指南》^[19]中的完整稳性计算和校核准则，选取合适的拖航工况。得到的计算结果如图5所示。图中曲线为新型漂浮式结构的倾覆力矩和复原力矩，可知，叶片0°和90°的稳性计算结果的面积比均满足规范要求，复原力矩与横轴的第二交点超过规定的40°，同样满足规范要求。通过计算得知该新型漂浮式结构在拖航过程中具备了足够的稳定性能。

3.2 新型漂浮式结构频域水动力计算

频域水动力计算是分析海洋工程结构物在波浪中的的运动响应和所受载荷的核心方法，其核心为基于势流理论，通过频域求解得出结构物的各项水动力参数，尤其对于新型基础结构的设计阶段，可根据水动力参数的计算结果调整模型结构尺寸以使得基础的固有频率避开波浪能量集中的周期范围，防止结构与波浪产生共振。本文通过SESAM中的Hydrod模块进行频域水动力计算，根据文献[20]的建议选取临界阻尼的10%作为结构的粘性阻尼来修正计算结果。

漂浮式基础的幅值响应算子（RAOs）的定义为在单位波幅的规则波作用下，浮体对应的自由度的运动幅值，用来表征浮体在线性波浪作用下的运动响应特征。图6为设计的新型漂浮式风电基础结构在垂荡、纵摇和横摇3个自由度上的RAO曲线。可以看出：随着周期的增大，垂荡RAO经历一个先增加后减小再增大的趋势，在20 s之后逐渐趋于平缓。横摇RAO在不同波浪入射角下的变化趋势基本一致，随着周期的增加，横摇RAO呈现一个先增加后减小的趋势，在周期约为10.4 s时，结构的横摇RAO达到一个峰值，波浪入射角为90°时，对结构的横摇影响最大。纵摇RAO在不同波浪入射角下的变化趋势基本一致，随着周期的增加，纵摇RAO基本呈现一个先增加后减小的趋势，同样在周期约为10.4 s时，结构的纵摇RAO达到一个峰值，波浪入射角为0°时，对结构的纵摇影响最大。由结构的横摇RAO、纵摇RAO和垂荡RAO曲线可以看出，3个自由度的固有周期都能较好地避开波能集中的周期范围，并尽量避免结构与波浪发生共振的情况出现，结构设计较为合理。

3.3 新型漂浮式结构水动力计算 3.3.1 不同有义波高

为研究不同的波浪高度对拖航时新型漂浮式结构的水动力特性以及拖航缆内力的影响，并考虑到波高过大会导致拖航难以成功，因此设置了3种不同波高工况，如表2所示。

1）运动响应

图7为新型漂浮式结构在不同波浪工况下的横摇、纵摇和垂荡时程曲线。可知，结构的垂荡随着波高的增加而增大，但波高的变化引起的垂荡增幅较小，波高为5 m和波高为7 m时的平均值相差较小；在不同的波浪工况下，当波高为7 m时，结构的垂荡值最大，最大为0.44 m。结构的垂纵摇幅值受波高的影响较大，随着加载波高的增加，纵摇也随之显著增加。当波高为7 m时，结构响应对应的最大值为0.004°。结构的横摇运动同样随波高增加其增幅较小。

2）拖缆力计算结果

图8为新型漂浮式结构在不同波高工况下的拖缆力统计值。可以看出，随着波高的增加，拖缆力的初始峰值增加，这意味着波高越大，结构越需要更大的拖缆力来为结构的航行提供初始加速度。分析不同波浪高度下拖缆力的统计值，可以发现环境波高的增大使得拖缆力的最大值和最小值增加，标准值同样随着波高的增大而增加，拖缆力的波动增大，这是由于波高的增大使得新型浮式基础结构与水接触面积增大，在拖航过程中拖缆绳需增加提供给基础的拖缆力用以抵消水的阻力。当波高为7 m，拖缆绳内力最大值最大，为3379 t（1 t=9.8 kN）。海上实际拖航过程中，高波高会增加拖缆绳波动，叠加突然的高冲击荷载，会加速拖缆绳的疲劳损伤，更易发生断缆事故，严重影响拖航作业的正常进行。

3.3.2 不同谱峰周期

为研究波浪周期对新型漂浮式结构的运动响应的影响，设置了4种不同的波浪工况，如表3所示。

对新型漂浮式结构在不同谱峰周期下的横摇、纵摇和垂荡运动以及拖缆力进行研究，为确保计算结果的准确性，选取3600 s计算时程进行规律对比和分析。

1）运动响应

图9为新型漂浮式结构在不同周期波浪环境下的垂荡的位移时程曲线。可知，当波浪的入射角以及波浪高度相同时，随着波浪周期的增加，结构的垂荡、横摇也增加，是因为9 s接近结构的垂荡和横摇的固有周期，导致其运动响应增大。当周期增加时，结构的纵摇经历一个先减少后增加的趋势，是因为9 s接近结构的纵摇固有周期，这一计算结果也与RAO计算结果相吻合。由分析可知，在实际海域中，短周期波浪对结构的影响更大，但考虑到该结构的固有周期，在拖航时，应避免谱峰周期为9 s的波浪。

2）拖缆力计算结果

图10为新型漂浮式基础结构拖缆力时程曲线和内力统计值。可以看出，拖航过程的初始阶段，拖缆力会达到一个小峰值，为模型提供了一个初始加速度，该峰值会随着波浪周期的增加而增大。可见随着波浪周期的增加，其标准差也逐渐增加，该结构拖航过程的稳定性也逐渐变差，当波浪周期为3 s时，系泊力最大值为1003.4 t（1 t=9.8 kN），当波浪周期为9 s时，系泊力最大值为3371.5 t。推测拖缆力增加随着波浪周期的增加是因为波浪周期为9 s接近结构的固有周期，结构共振效应增强。但在实际拖航过程中，环境因素复杂，短周期波浪对结构的影响不可忽视，应尽量避开短周期波浪。

3.3.3 不同谱峰因子

大量的使用经验表明，JONSWAP谱与实际海况最为符合，逐渐得到了广泛的应用。为研究新型漂浮式基础结构在JONSWAP谱随机波中的拖航特性，选取2个不同的谱峰因子γ，分别为1.8和3.3，进行数值模拟计算，工况设计具体见表4。

1）运动响应

图11为不同谱峰因子下结构的垂荡、横摇及纵摇时程曲线与统计值。可知，当谱峰因子为3.3时，结构的垂荡在0 m附近小范围波动，而谱峰因子为1.8时，结构的垂荡运动响应波动较大。当谱峰因子变化时，垂荡平均值相差较小。对比不同谱峰因子下结构的横摇运动响应变化，发现二者的最大横摇角相接近，当谱峰因子为1.8时，最大横摇角为0.00016，当谱峰因子为3.3时，最大横摇角为0.00013°，二者的平均值接近。在HIBSWAP谱随即波中拖航时，改变谱峰因子的大小，结构的横摇也有所变化，当谱峰因子为3.3时，结构横摇角在0°附近小范围波动，当谱峰因子为1.8时，结构在横摇方向上的运动响应幅度有所增大，二者的平均值接近，γ为1.8时结构的运动响应的标准差大于γ选取3.3时结构在拖航过程中的运动响应的标准差。

2）拖缆力计算结果

图12为新型漂浮式结构在不同谱峰因子下的系缆力统计值，谱峰因子用于量化波浪谱的尖锐程度，γ越大，波浪能量越集中在主频率附近。可以看出，在谱峰因子为1.8和3.3时，二者的峰值结果相差较小，平均值会随着谱峰因子的增大而有所增加，在谱峰因子为1.8时，最大值为1411 t（1 t=9.8 kN），当谱峰因子为3.3时，拖缆力最大值为1003 t，推测出现该种原因为当γ=1.8 时，波浪谱可能覆盖更宽的频带，偶然包含拖缆系统的固有频率，引发显著共振，导致拖缆绳瞬时峰值张力较高

4 结　语

1）波高影响着结构在拖航过程中的运动响应和拖缆力特性。随着波高的增加，结构的垂荡、横摇、纵摇以及拖缆绳内力都有所增加，但影响程度有所不同，对垂荡和纵摇影响较小，对横摇影响较大；拖缆力在不同波高下均值变化较小，但最大值会随着波高的增加而增大，因此在拖航过程中应尽量避免大波浪，以免引起拖缆绳的断裂。

2）周期对结构运动响应的影响主要表现在短周期波会明显增大结构的运动响应。当波浪周期为10.4 s时会接近结构的固有周期，使得结构的整体运动响应会有一个明显增加，因此在拖航时应避免谱峰周期接近10.4 s的波浪。

3）将结构置于不同谱峰因子的JONSWAP谱不规则波中进行拖航，发现JONSWAP谱中的谱峰因子对结构拖航性能影响较小。不过为了结果的准确性，推荐在计算时，谱峰因子依然选取为3.3。

综上所述，本文的研究为优化新型漂浮式结构的拖航提供了重要依据，在实际工程中，应该根据具体的海洋环境条件，指定科学的拖航策略，以保证结构的顺利运输和安装。