固有周期下阻尼板对半潜式平台阻尼的影响

基于AQWA的半潜平台动力响应分析[林海花，彭贵胜][大连船舶重工集团设计研究所有限公司][ 摘要 ] 利用ANSYS公司的水动力分析软件AQWA对我公司生产设计的服务支持半潜平台BT3500-1在极端海况下的动力响应进行了计算分析，并应用随机性设计波参数确定法确定了平台各典型波浪工况的设计波参数和最大典型波浪载荷。

首先利用ANSYS经典界面得到AQWA的输入面元文件，编辑该文件，采用势流理论和波浪的辐射/衍射理论，计算在多个不同入射角波浪作用下的平台六个自由度上运动响应和特征载荷响应函数。

后计算不同浪向、周期的波浪在不同相位对平台的载荷，从中选取不利的情况作为设计波进行平台的有限元强度分析。

分析结果表明：AQWA软件能够快速而准确地得到半潜平台所遭受的流体载荷以及对其运动响应进行预报；平台运动响应和波浪周期有密切的关系，并且都有各自最敏感的周期范围；升沉运动是半潜平台三个平移自由度中位移最大的运动，横摇是半潜平台三个转动自由度中转角最大的运动；根据AQWA动力响应结果可方便地得到平台的设计波参数。

[ 关键词]AQWA 半潜平台动力响应设计波Dynamic Analysis of Semi-Platform Based on AQWA[Lin Haihua, Peng Guisheng][Dalian Shipbuilding Industry Engineering and Research Institute Co., Ltd.][ Abstract ] Dynamic response analysis for the BT3500-1 tender support vessel under survival condition is done using AQWA software of ANSYS. And the design waves are also confirmed usingstochastic method. First, the input file to AQWA was been obtained in ANSYS classic.Second, the motion of six freedoms and the characteristic wave loads of different directionswere obtained using potential and radiation/diffraction theory in AQWA. Based on thesedynamic analysis results, the design waves were obtained and can be used to furtheranalysis for the structural strength. It is can be shown that AQWA can offer a rapid andaccurate analysis for the hydrodynamic response of the semi-platform；the motion responsehas close relationship with the wave period; the heave motion is the biggest in the threetransform freedoms, the roll motion is the biggest in the three rotation freedoms; designwaves can be selected from the worst results of different wave height, wave period andwave phase obtained from AQWA for further strength analysis.[ Keyword ] AQWA Semi-platform Dynamic response design wave.1 前言半潜式服务支持平台长期固定在某海域作业，在遇到恶劣海况时不能规避，因而在结构设计阶段必须要考虑其在生命期内可能要遭遇的极限海况，其生存条件必须按百年一遇的恶劣海况[1]来考虑。

Truss Spar平台海上湿拖水动力性能模型实验研究*刘琳，肖龙飞，杨立军（上海交通大学海洋工程国家重点实验室，上海 200240）摘要：Spar平台作为新一代顺应式深海浮式平台在海洋资源开发方面的应用越来越广泛，湿拖与扶正是Spar平台最典型的海上安装作业过程。

通过Truss Spar平台湿拖过程水动力性能的模型实验，研究分析湿拖状态下Spar平台的运动性能以及垂荡板上典型位置处的相对波浪升高，为工程实践和进一步的理论与数值分析提供参考依据。

关键词：Truss Spar平台；湿拖；水动力性能；模型实验Spar 平台作为一种顺应式海洋平台已经广泛应用于海洋资源开发。

2001年世界上第一座桁架立柱式平台（Truss Spar）在墨西哥湾安装成功，近些年来越来越多的Truss Spar用于海洋石油开采。

国内外已经开展了很多关于Spar平台在位总体性能的研究，涉及在位运动响应、涡激运动等多个方向。

Hong et al.[1]对传统型Spar平台在波浪频率接近平台垂荡固有频率时的运动响应和系泊载荷进行了研究。

Zhang et al.[2]提出了一种新型的Spar平台概念，并对其进行了数值和实验研究。

Tim et al.[3]通过模型实验分析了雷诺数对Truss Spar平台涡激运动的影响。

李彬彬[4]、陈鹏耀[5]等也对Truss Spar平台进行了研究。

由于Spar平台没有自航能力，所以需要将其从建造地移至作业位置。

湿拖是目前工程上常用的一种方法。

在湿拖过程中，平台通常是水平拖到安装水域的，平台的主体像船一样在波浪中运动。

而在湿拖过程中垂荡板上的水动压力比作业过程中的极限条件下的受力还要大，所以这也是垂荡板设计中重要的控制因素。

另外，平台在湿拖过程中的六自由度运动也是湿拖过程中需要关注的性能，平台六自由度的运动对湿拖的安全性有很大的影响。

Wang et al.[6] 以及Lu et al. [7]对在湿拖状态下Truss Spar平台的强度和疲劳进行了分析，并且通过求解时域水动力模型对平台在湿拖过程中的运动和所受载荷进行了计算。

半潜式海上浮式风机气动阻尼特性研究陈嘉豪;胡志强【摘要】由于海上漂浮式风机具有较大的支撑平台运动,气动阻尼效应对海上漂浮式风机的运动响应带来了重要的影响,日渐受到相关国内外学者的关注.为了研究海上浮式风机的气动阻尼特性,本文推导了海上浮式风机气动阻尼力的数学模型,并借助模型实验和数值计算的方法,研究了半潜式海上浮式风机的气动阻尼特性及其作用规律.结果表明,浮式风机的风轮旋转时的气动阻尼比风轮非旋转状态时更加明显;在作业工况下,气动阻尼对半潜式浮式风机平台的纵荡、纵摇、机舱的运动有明显的抑制作用,且主要体现为对半潜式浮式风机的平台运动固有频率响应的抑制作用,对波频范围的平台运动作用甚微.其变化规律与风速大小、波浪载荷等有关,在风机的额定工况之前,气动阻尼通常与风速呈正相关关系,但是增长率有逐渐减小的趋势;在控制系统作用下,当入流风速接近或超过风机额定风速时,容易出现气动负阻尼现象,反而进一步强化浮式风机的运动响应,此时通过降低变桨距控制器的比例系数,即降低变桨距控制器的灵敏度,有助于增加海上浮式风机的气动阻尼效果,并且在一定程度上减缓负的气动阻尼的发生,改善海上浮式风机的运动响应.【期刊名称】《力学学报》【年(卷),期】2019(051)004【总页数】11页(P1255-1265)【关键词】海上浮式风机;气动阻尼;模型试验;数值计算;变桨距控制系统【作者】陈嘉豪;胡志强【作者单位】中国能源建设集团广东省电力设计研究院有限公司,广州 510663;上海交通大学海洋工程国家重点实验室,上海 200240;上海交通大学海洋工程国家重点实验室,上海 200240;纽卡斯尔大学工程学院,纽卡斯尔 NE17RU,英国【正文语种】中文【中图分类】TK83引言海上浮式风机最早由Heronemus[1]于20世纪70年代提出，即将传统的固定式风机安装在海上漂浮式平台上，并借此突破水深和海床的限制，开发丰富的海上风能资源.近十年来，随着海上风电商业化快速发展[2-4]，海上浮式风机技术逐渐受到国际学术界和工程界的重视，并相应开展了概念设计[5-7]、模型试验[8-11]和部分的商业化实践[12-15].相比于传统的固定式风机，海上浮式风机面对许多新的未知的工程挑战[16-17]，原固定式风机上较为成熟的技术也并不完全适用于海上浮式风机.因为相比于固定式风机，海上浮式风机的支撑平台是漂浮式的，并且通常只以锚链作为辅助定位,故其底部支撑平台运动幅度较传统的固定式海上风机要大得多，对顶部的风轮系统的气动效应带来了极大的影响.其中“气动阻尼”问题在海上浮式风机上显得更加突出和复杂[18-19]，同时也给对应的控制器设计带来了全新的挑战.在国际上，Karimirad等[20]通过数值计算发现海上浮式风机的气动阻尼力对其机舱纵荡运动有着显著的影响，并且气动阻尼效应在某些工况下甚至比水动力阻尼效应还明显，这一发现使得通常被忽略的气动阻尼问题受到了广泛的关注.Larsen等[21]发现传统的固定式风机的控制器并不完全适用于海上浮式风机，如果按照固定式风机的控制器参数，海上浮式风机的气动阻尼甚至会出现“负阻尼”效应.同样，Jonkman等[22]也对带控制系统的海上浮式风机在纵摇运动方向的气动阻尼进行了研究，发现气动阻尼在减缓浮式风机纵摇运动的作用，并发现“负阻尼”效应.Cheng等[23]则对垂直轴海上浮式风机做了数值计算，发现垂直轴海上浮式风机的气动阻尼对转子方位角并不敏感，但是对桨叶数比较敏感.在国内，对海上浮式风机的研究并不多，尤其在海上浮式风机气动阻尼方面.陈严等[24]对固定式水平轴风力机叶片稳态失速进行了气动阻尼分析，并探索了影响气动阻尼变化的关键参数；刘雄等[25]分析了固定式风力机在柔性叶片振动变形下的气动阻尼，发现挥舞倾角和摆振倾角分别对挥舞和摆振方向的气动阻尼造成了较大的影响，而振动变形对气动阻尼沿叶片的分布没有影响.近期，邓露等[26]借助美国可再生能源实验室的风机仿真软件FAST，对浮式风机的气动阻尼进行了数值计算，发现作业工况下的气动阻尼能有效地降低海上浮式风机纵荡和纵摇方向的RAOs的运动峰值. 当前，国内外对海上浮式风机的气动阻尼问题的研究并不完全充分，尤其是相关的实验数据较为缺乏.鉴于此，本文推导了海上浮式风机气动阻尼表达式，其有助于读者了解海上浮式风机气动阻尼形成机理；随后分别使用实验数据和数值计算结果研究了半潜式浮式风机气动阻尼在有/无控制器下的动力特性，以期为未来相关的工程设计与研究工作提供参考.1 海上浮式风机气动阻尼数学模型从微观层面上分析，风机的气动阻尼本质上来源于风机桨叶的气动载荷与入流风速之间的关系.例如，正常工况下，即图1标记的失速攻角之前(翼型上方发生较大的流动分离，导致上下翼面的压力差减小很多而使得翼型升力急剧下降时的翼型迎风角称为失速攻角)，塔架振动或者平台运动导致桨叶的迎风运动时，桨叶叶素的相对风速将增大，此时入流攻角也会相应地增大，而增加的入流攻角将使得叶素升力上升.在升力型桨叶中，升力的上升将导致桨叶气动推力的增大，而增大的气动推力将阻碍桨叶继续迎风运动，此为正的气动阻尼力.但是如果攻角过大而使得叶素处于失速攻角之后，相对风速增大而导致的入流攻角的增大反而会使得叶素的升力下降，从而导致气动推力的下降，等效于在原来的力系中增加了使风机继续迎风运动的作用力，从而可能导致“气动负阻尼”现象的出现[21]；另一方面，现代风机系统的变桨距控制器在额定工况时，需要根据实时的风速信息改变桨叶的桨距角，从而改变叶素的攻角，调节风机的气动推力和功率，故而也有可能对风机的气动阻尼力产生较大的影响.尤其对于支撑平台存在更大的运动幅度的海上浮式风机而言，这种现象需要格外注意.图1 升力系数与入流攻角变化曲线(DU35A17[27])Fig.1 Curve of lift coefficient-attack of angle(DU35A17[27])以下将从叶素层面推导出海上浮式风机的气动阻尼解析式.先假定海上浮式风机平台固定，取风机桨叶上某一个叶素截面进行速度矢量分析，其相对入流风速同时受到环境风速、自身旋转等影响(如图2所示)，可简化为[20]式中，V0是环境风速；a是该叶素的轴向诱导系数；a0是该叶素的切向诱导系数；Ωr是风机旋转时的切向线速度；r是风机轮毂中心到叶素中心点的径向距离；TSR(r)代表风机桨叶r处的局部叶尖速比；Vr是桨叶的叶素单元的相对入流风速；α是该叶素的入流攻角，定义为相对入流风速与叶素弦长之间的夹角.图2中θ是叶素局部扭转角和桨距角之和，定义为桨叶旋转平面与叶素弦长之间的夹角；φ是风速最终的入流角，定义为相对入流风速与桨叶旋转平面的夹角.其中，因子 fr表示相对入流风速在桨叶r处同时受到轴向诱导系数、切向诱导系数、风机结构变形和转速等影响.图2 叶素的气动原理Fig.2 Aerodynamics of an airfoil section由于海上浮式风机较传统的固定式风机具有更大的平台摆动幅度和速度，故需要考虑这部分的影响，这也是本文的研究重点.假定平台从原来的位置(图3中虚线位置)移动到实线的位置时，叶素相对运动速度需改写为式中，L是桨叶叶素单元中心到平台参考点的距离;x1是平台纵荡运动距离;x5是平台的纵摇角度.假定平台运动速度较小，其运动速度的二阶以上的高阶项可以被忽略，则有根据图2，叶素dr受到的气动推力等于叶素受到的升力和阻力在垂直于桨叶旋转平面的合力，可表达为图3 平台运动的影响Fig.3 Influenc from motions of the platform整个风机叶轮受到的推力为所有桨叶上的各个叶素的气动推力之和，如下式中，i是风机的桨叶序号，三桨叶风机的上限为3；j是桨叶上的叶素序号，上限为N；dr是各个叶素的径向厚度.若单独研究海上浮式风机的纵荡运动带来的影响时，可将海上浮式风机视为一个单自由度系统，其动力学方程如下其中，M是系统总质量，m∞是水动力附加质量，DR水动力辐射阻尼系数，DV 是水动力黏性阻尼系数，RH是静水复原力系数，RM是锚链刚度系数，T是风机受到的气动推力之和，x1是平台纵荡位移.在此单自由度系统里，平台的纵荡位移等于风机风轮的纵向运动位移，那么风机风轮中心点(取轮毂)的相对风速即为式中，V0是轮毂处的环境入流风速；气动推力T可根据V0进行一阶泰勒展开，可表达为将式(8)代入式(6)，可得从中可看出，∂T/∂V0就是这个单自由度系统的气动阻尼.由于式(5)和式(8)相等，故可得到相似地，也可以得到海上浮式风机纵摇自由度的动力学方程和相应的气动阻尼表达式从式(10)和式(11)可以看出，气动推力正比于风速的平方，而气动阻尼正比于风速的一次方，这说明在风速不是特别大的时候，气动阻尼对海上浮式风机的作用可能会比较明显，但随着风速变大，气动推力的影响可能会远大于气动阻尼.海上浮式风机的气动阻尼力不仅会受到风速影响，还会受到其他复杂的因素影响，如气动诱导系数、推力系数、叶素翼型、平台运动的影响，甚至还可能会受到桨距角、气弹性和失速效应等的影响.2 试验与数值研究由上述数学模型分析可知，海上浮式风机的气动阻尼力较为复杂，且影响因素较多，故本文将分别以实验和数值手段来研究浮式风机气动阻尼在有无控制器下的动力特性.本文所取的实验来源于上海交通大学海洋工程国家重点实验室进行的 5MW OC4-DeepCwind半潜式海上浮式风机实验 (见图 4)，其主要参数如表1所示，关于该实验进一步的细节和参数可参考文献[28-30].本文数值计算所采用的模型依据上述的OC4-DeepCwind半潜式海上浮式风机设计标准，并依据上述试验模型的具体参数进行相关修正，详细的参数可参考文献[31].图4 水池模型实验Fig.4 Model experiment in a wind/wave basin表1 半潜式海上浮式风机模型主要参数(实尺度)Table 1 Main properties of the semi-submersible offshore floatin wind turbine basin model(full-scale)Item Properties rotor type upwind,3 blades rated wind&rotor speed11.4m/s,12.1r/min inherent frequency of the tower 1st:2.66rad/s，2nd:4.27rad/s water depth 200m mooring system 3 lines,catenary system’s mass 13628282kg system’s center of gravity −8.94m该半潜式海上浮式风机在不同工况下的纵摇衰减运动时历对比如图5所示(“parked”代表风机停机没有运转，“operation”代表风机旋转).从该时历图可知，当风机停机时，其纵摇运动主要受到水动力阻尼的影响而发生衰减运动，而当风机旋转时，由式(1)可知，此时由于风机旋转角速度增加导致相对入流风速较大，并产生较大的气动阻尼力，并且明显地抑制了浮式风机的纵摇运动，产生较明显的运动衰减.图5 纵摇自由衰减对比Fig.5 Comparison of decay of pitch motion在正常作业下，海上浮式风机通常遭受风波联合作用.对比了实验的模型在受到不规则波浪(JONSWAP波谱，有义波高Hs=2m，谱峰周期Tp=8s，峰度因子r=3.3)，以及不同来流风速(0m/s,5m/s和11.4m/s)下的平台纵荡、平台纵摇和机舱纵荡运动响应功率谱密度，如图6所示.不同工况下的平均气动推力、平均纵荡和纵摇运动统计如表2所示.图6 模型实验中的运动响应功率谱密度Fig.6 Power spectral density of motion responses in the model experiment图6 模型实验中的运动响应功率谱密度(续)Fig.6 Power spectral density of motion responses in the model experiment(continued)表2 模型实验中的平均风速、平均转子推力、平均平台纵荡和平均平台纵摇统计Table 2 Statistics of mean wind speed,rotor thrust,surge and pitch motion in the model experimentWind speed/(m·s−1)Rotorthrust/kN Surge/m Pitch/(◦)9.4 345.31 1.019 1.567 12.8 960.67 2.59 4.19由表2可知，随着风速增大，风机平均气动推力也随着增大，导致海上浮式风机平均纵荡位移和平均纵摇角度变大；但图6表明有风工况下的风机固有频率响应功率谱密度的峰值比无风工况下的固有频率响应功率谱密度的峰值小得多，证明气动阻尼力明显地抑制了该半潜式海上浮式风机在共振频率点处的运动响应.另一方面，图6的波频运动没有明显的差异，表明气动阻尼力对波频运动没有明显的作用，而波频运动响应的微小差异更多来源于各工况下的平均气动推力的差异所导致的平均位移和锚链张力水平的差异所引起的.另外也发现，在额定风速之下时，气动阻尼与风速大小呈正相关，但气动阻尼的增长趋势却逐渐减弱.由于上述的实验模型缺乏控制系统，无法研究带有控制系统下的浮式风机的气动阻尼特性.故以下将采用数值计算方法对带有变桨控制器的海上浮式风机的气动阻尼做进一步探索.为了更好地观察海上浮式风机的气动阻尼特性及其变化规律，在以下计算时将程序中的水动力黏性阻尼力计算关闭，以此凸显各工况下的运动固有频率响应和控制参数调节所带来的气动阻尼的变化.采用的数值工具是自主开发的气动、水动力、结构、锚链、控制时域耦合的仿真程序DARwind，该程序利用叶素动量理论计算海上浮式风机的气动载荷，利用势流理论和莫里森方程计算海上浮式风机的水动力载荷，利用准静态悬链线模型计算锚泊系统约束力，利用凯恩方程构建系统的动力学控制方程，利用变桨距和发电机扭矩控制器调节转子转速和风能捕获效率.关于该程序更详细的原理和有效性验证可参考文献[31-32].当前程序计算时所采用的扭矩与变桨控制器，在额定风速以下时，调节发电机转速从而最大化风能捕获效率.变桨距控制器主要在风速超过额定工况之后，经桨距角调节，起到调节功率和避免超额的作用.发电机的扭矩控制器需要依据不同的风速或转速来进行相应的控制，如图7所示[33].图7 发电机扭矩控制Fig.7 Generator-torque controller图中区域 1风速小于切入风速，风能密度较低，故风机刹车，发电机扭矩保持TGen=0Nm.区域1-1/2～2-1/2.此时风速大于切入风速但小于额定风速，按照不同的转速，可将其划分为3个阶段，分别为1-1/2区、2区和2-1/2区.当处于区域1-1/2时，风机开始利用风能，发电机扭矩正比于风机转速以维持最佳功率系数的叶尖速比，此时有TGen=k1·(ω−ω1)；当风速进一步增大，转速也相应增大，此时进入区域2，风机发电机扭矩调整为正比于转速的二次方，有TGen=k2·ω2；当风速接近额定风速，发电机转速也接近额定转速时，此时进入区域2-1/2，发电机扭矩和转速重新调整为线性关系，作为额定工况和非额定工况之间的一个过渡区域，此时有:TGen=k2·（ω− ωsy）.区域3风速超过额定设计值，故不再通过扭矩调节功率，而采用变桨距角来调节功率，故此时保持恒定的扭矩.当前桨距角控制器采用基于PI(比例积分)算法的统一变桨控制，如下式中，KP=KP0/(1+ θ/θ0)，KI=1/(1+ θ/θ0),其中 KP和KI分别是桨距角控制器的比例项和积分项.具体数值需根据实时的桨距角来动态调整，推导过程可参考文献[33].带控制系统的5MW风机在额定风速(11m/s)工况下的标准发电机功率为5MW,转速为12.1r/min[34].程序计算的发电机功率、转速和桨距角如图8所示.总体上，计算结果与标准设计值吻合的比较好，表明程序的控制系统执行正常且符合要求. 在控制系统下，海上浮式风机遭受不规则波浪(Hs=6m,Tp=10s,r=2.87)和不同风速(0m/s,5m/s,8m/s和11.4m/s)的联合作用下，其运动响应功率谱如图9所示.图9 数值计算的运动响应Fig.9 Motion responses in the simulations图9 数值计算的运动响应(续)Fig.9 Motion responses in thesimulations(continued)从中发现，在额定风速之前，随着风速的增大，气动阻尼对运动的抑制越明显，并且主要对运动的固有频率响应起明显的作用，对波频运动的抑制作用不明显；且影响程度的增长率有逐渐变缓的趋势，这和前面没有控制器的实验数据是相似的.而当风速达到或者超过额定风速时，数值结果表明在控制器的作用下，气动阻尼的抑制效应随着风速增加而降低.Jonkman等[22]通过数值计算风机在控制系统下的纵摇运动，发现了类似的现象.将海上浮式风机受到的气动推力对风速进行一阶求导，得到近似的气动阻尼力，绘制如图10所示.图10表明，海上浮式风机的气动阻尼力刚开始时随着风速增大而增大，但是其增长率逐渐降低，当风速到达一定程度之后时，气动阻尼随着风速增大而减小，在额定风速之后，甚至发生了“负阻尼”效应.图10 控制系统下的气动阻尼与风速关系[22]Fig.10 Relationship of aerodynamic damping and wind speed with active controller由上述可知，当风速到达或超过额定风速时，海上浮式风机平台的频繁运动会导致桨叶的相对风速相应的变化，进而引起气动载荷和功率的波动，为了维持稳定的功率，变桨距控制器会因此频繁地执行变桨距调节，这种调节会使得海上浮式风机在迎风运动时减小风轮的气动载荷，在背风运动时增大风轮的气动载荷，导致海上浮式风机的气动阻尼减弱甚至发生“负阻尼”的现象.其对海上浮式风机正常运行和结构安全产生了重大的影响.探索改变桨距角控制器的比例系数Kp，从而减慢变桨距控制器的反应执行的灵敏度，观察其是否能在额定工况下改善海上浮式风机的气动阻尼.本文在不规则波浪(JONSWAP谱，有义波高Hs=7.1m,谱峰周期Tp=12s,峰度因子r=2.2)和额定风速11.4m/s下，分别设置式(14)中的KP0系数分别为0.01,0.006,0.001,0.0005.并得到以下的结果.从图11可知，随着控制器的Kp系数减小，即控制器的灵敏度相比于固定式风机降低时，变桨距控制器受浮式平台运动影响的时历变化也会变缓(见图11(a)).纵摇和纵荡运动的时历波动幅度降低(见图11(b)和图11(c))，其运动的功率谱响应峰值也下降 (见图 11(d)和图 11(e)),表明降低 Kp系数可以提升海上浮式风机的气动阻尼，改善其动力响应特性.故海上浮式风机的控制器，尤其是控制参数有别于传统的固定式风机，将海上固定式风机的控制器不做改变的用在海上浮式风机上是不适合的.这对于海上浮式风机变桨距控制系统的设计具有重要的指导意义.图11 不同Kp系数下的系统响应Fig.11 Dynamic responses with different Kp图11 不同Kp系数下的系统响应(续)Fig.11 Dynamic responses with different Kp(continued)3 结论本文推导了海上浮式风机的气动阻尼解析式，并且从实验和数值计算两个方面，分别探索了半潜式海上浮式风机在有/无控制系统下的气动阻尼特性，为进一步的实验研究和控制系统开发提供了重要的参考，结论如下：(1)海上浮式风机气动阻尼主要受到风速、风机转速、翼型特性、控制系统和平台运动的综合影响；(2)海上浮式风机气动阻尼在作业工况下，能有效地抑制风机系统纵荡和纵摇运动的固有频率响应，但是对波频运动响应的抑制作用甚小；(3)在额定工况之前，气动阻尼通常与风速呈正相关，但是增长率有逐渐变小的趋势；(4)超过额定工况之后，海上浮式风机的气动阻尼在变桨距控制器的作用下，有可能出现“负阻尼”现象.此时减小控制器的比例系数，即降低变桨距控制器的灵敏度，有助于提升气动阻尼，并改善海上浮式风机的运动响应.参考文献【相关文献】1 Heronemus WE.Pollution-free energy from the offshore winds//The 8th Annual Conference and Exposition,Marine Technology Society,Washington DC,11-130 September,19722李晔,王本龙,詹世革.“2018流固耦合力学在船舶与海洋新能源中的应用研究领域科学家论坛”学术综述.力学学报,2019,51(1):292-297(Li Ye,Wang Benlong,Zhan Shige.Review of the 2018 symposium on application of fluid-structur interaction in naval architecture and offshore renewable 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四川省注册结构工程师第九注册期（2022-2024年）培训4班考试复习题西南交通大学土木工程学院必修课部分一、单选题1.隔震支座的极限水平变位应大于（）和（）二者的较大值。

（A ）A 支座有效直径的0.55倍、支座橡胶总厚度3倍B 支座有效直径的0.55倍、支座橡胶总厚度2倍C 支座有效直径的0.45倍、支座橡胶总厚度2倍D 支座有效直径的0.45倍、支座橡胶总厚度3倍2.对于钢筋混凝土框架-抗震墙结构，隔震层以下地面以上结构在罕遇地震作用下的层间位移角限值为（A）。

A 1/200B 1/250C 1/150D 1/1003.砌体结构隔震后体系的水平方向基本周期，不应大于（B）。

A 水平方向特征周期值的2倍B 水平方向特征周期值的5倍C 水平方向特征周期和扭转方向特征周期两者中的较大值D 水平方向特征周期值4.丙类建筑的橡胶隔震支座的平均压力限值为（C）MPa。

A 5B 10C 15D 205.在支座直径、材料等相同的条件下，橡胶隔震支座中下列哪个支座的侧向刚度最大（C）。

A 纯橡胶支座B 天然橡胶支座C 铅芯橡胶支座D 高阻尼橡胶支座6.对于多层隔震建筑，水平向减震系数为按（A）所得的。

A 弹性计算、隔震与非隔震各层间剪力的最大比值B 弹性计算、隔震与非隔震各层间位移的最大比值C 塑性计算、隔震与非隔震各层间剪力的最大比值D 弹塑性计算、隔震与非隔震各层间位移的最大比值7.隔震层以上结构的总水平地震作用不得低于非隔震结构在（A）度设防时的总水平地震作用，并应进行抗震验算。

A 6B 7C 8D 98.建筑结构的隔震层一般不设置在建筑物的（D）位置。

A 基础顶面B 地下室顶面C 结构中间层D 结构顶层9.橡胶支座耐久性能试验不包括以下哪个项目（D）。

A 老化性能B 徐变性能C 疲劳性能D 防火性能10.隔震结构夹层橡胶垫的典型轴压破坏形式表现为（B）A 保护层橡胶撕裂B 夹层钢板的断裂C 铅芯断裂D 上、下封板脱空11.隔震技术使用在以下哪类情况的建筑上时隔震效果最佳（B）A 坚硬场地上的高层建筑B 坚硬场地上的低层建筑C 柔软场地上的高层建筑D 柔软场地上的低层建筑12.在分析隔震层的隔震效果时，《建筑隔震设计标准》中采用的计算方法是（C）。

力学系统中的阻尼效应分析和控制方法在力学系统中，阻尼效应是一种常见的现象。

它指的是系统在受到外力作用后，由于摩擦或其他因素的存在，系统的振动逐渐减弱并最终停止。

阻尼效应对于力学系统的稳定性和性能有着重要的影响。

本文将对阻尼效应的分析和控制方法进行探讨。

首先，我们来分析阻尼效应的原因。

阻尼效应的产生主要有两个方面的原因：摩擦和能量耗散。

摩擦是指系统内部元件之间的相互作用力导致的能量损失，例如摩擦力、粘滞阻力等。

能量耗散是指系统内部能量的转化和损失，例如材料的内部摩擦、能量辐射等。

这些因素导致系统振动的能量逐渐减弱，使得系统最终停止振动。

接下来，我们来讨论阻尼效应对力学系统的影响。

阻尼效应可以改变系统的振动频率和振幅。

当阻尼较小时，系统的振动频率接近其固有频率，振幅较大。

而当阻尼增大时，系统的振动频率会发生偏移，振幅逐渐减小。

这是因为阻尼会引起能量的损失，从而导致系统的振动逐渐减弱。

因此，阻尼效应在力学系统的设计和控制中需要被充分考虑。

针对阻尼效应，我们可以采取一些控制方法来减小其对系统的影响。

一种常见的方法是增加系统的刚度。

通过增加系统的刚度，可以减小振动的幅度，从而降低阻尼效应的影响。

另一种方法是采用主动控制技术，例如利用反馈控制来抵消阻尼效应。

通过测量系统的振动状态，并根据测量结果对系统施加控制力，可以实现对系统振动的主动控制，从而减小阻尼效应的影响。

除了上述方法，还有一些其他的控制方法可以用于减小阻尼效应。

例如，可以采用材料的选择和设计来减小内部摩擦和能量耗散。

通过选择低摩擦系数的材料或采用特殊的材料结构，可以降低系统的摩擦损耗和能量损失。

此外，还可以利用动力学分析和优化方法来设计系统的结构和参数，以减小阻尼效应的影响。

总结起来，阻尼效应是力学系统中常见的现象，它对系统的稳定性和性能有着重要的影响。

在力学系统的设计和控制中，需要充分考虑阻尼效应，并采取适当的控制方法来减小其对系统的影响。

增加系统的刚度、采用主动控制技术、优化材料和结构等方法都可以用于减小阻尼效应。

半潜式支持平台的波浪力矩与力谱特性分析近年来，随着能源需求的不断增长和可再生能源的日益重要，海洋能源成为人们关注的热点领域之一。

半潜式支持平台被广泛应用于海洋能源开发中，其动力学特性对于平台的设计和运行至关重要。

本文将着重分析半潜式支持平台在波浪环境下的力矩与力谱特性。

首先，需要了解半潜式支持平台的基本原理。

半潜式支持平台是一种通过固定柱和浮力来实现半浮式和半沉式的结合形式。

它通常由支撑柱、承载平台和浮力体组成。

平台可以通过牵引、锚定或动力船舶来保持相对稳定的位置。

在波浪环境中，半潜式支持平台所受到的力矩主要包括：波浪力矩、风力矩、浮动力矩和浪涌力矩。

其中，波浪力矩是最主要的力矩之一，它由波浪作用于平台上各个截面面积所产生。

波浪力矩的大小与波浪高度、波浪周期以及平台几何形状等因素密切相关。

为了深入分析半潜式支持平台的波浪力矩与力谱特性，我们可以通过数值计算和实验测试相结合的方法进行研究。

数值计算可以使用计算流体力学（CFD）方法，通过数值模拟得到各个截面上的波浪力矩。

实验测试可以使用风洞试验或水池试验进行，通过模型比例缩放得到真实环境下的力矩数据。

在进行波浪力矩与力谱特性分析时，还需要考虑到平台的动力响应。

平台的动力响应可以通过自由度运动方程来描述，其中考虑到平台的质量、刚度和阻尼等因素。

通过求解运动方程，可以得到平台的动态响应，从而进一步分析平台的稳定性和受力情况。

力谱特性是分析波浪力矩的重要方法之一。

力谱是指在一定频率范围内各个频率分量所占的能量比例。

在波浪环境下，波浪力矩的频率分布是不均匀的，通过计算力谱可以得到波浪力矩在各个频率分量上的能量分布情况。

通过分析力谱可以了解到波浪对于平台的主要力量作用频率范围，从而为平台的设计和运营提供重要参考。

在实际应用中，半潜式支持平台的波浪力矩与力谱特性分析对于平台的设计和运营至关重要。

通过准确分析波浪力矩的大小和频率分布，可以为平台结构的优化设计提供依据，从而提高平台的稳定性和抗风浪性能。

大角度下阻尼对单摆摆动周期的影响
秦鸣雷;肖一凡;杨海亮;刘海清;谢海芬
【期刊名称】《物理实验》
【年(卷),期】2012(032)005
【摘要】研究了在大角度下阻尼对单摆周期的影响,提出了每个周期值T与对应周期序数n的关系,总结出T与n间近似的线性变化规律;得到了连续摆动32个周期后,其角度变化△θ值与初始角度θ0的关系式.
【总页数】4页(P42-45)
【作者】秦鸣雷;肖一凡;杨海亮;刘海清;谢海芬
【作者单位】华东理工大学物理系,上海200237;华东理工大学物理系,上海200237;华东理工大学物理系,上海200237;华东理工大学物理系,上海200237;华东理工大学物理系,上海200237
【正文语种】中文
【中图分类】O322
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2.用微元法推导无阻尼单摆运动任意角度下的周期公式 [J], 许飞;谢海芬
3.泰达尔50-6型MRD阻尼器电流影响下的阻尼力特性试验分析 [J], 王勇智
4.冲击/周期载荷作用下分布式调谐质量阻尼器对响应控制的影响 [J], 宋吉祥;吴炜;严定帮;郭双喜;陈伟民
5.冲击/周期载荷作用下分布式调谐质量阻尼器对响应控制的影响 [J], 宋吉祥;吴炜;严定帮;郭双喜;陈伟民
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流体粘性对半潜式平台气隙量的影响研究王志东;庄丽帆;凌宏杰;戴挺;陈茂侨【摘要】为了探究半潜式平台在工作海况下气隙量的变化情况,该文基于势流理论和粘流理论开展了在不同有义波高、谱峰周期和浪向角下共计29个工况下的半潜式平台气隙量的数值预报.数值计算结果表明:粘、势流理论计算的气隙量随着影响因素的变化具有相同的变化趋势,但粘流理论计算的负气隙量普遍大于势流理论,且在平台下甲板边缘和立柱周围处负气隙分布差别较大.这是由于粘流理论在求解时综合考虑了入射波、绕射波、辐射波的波形叠加及波浪沿立柱的爬高效应,对半潜式平台的设计具有指导意义.【期刊名称】《中国海洋平台》【年(卷),期】2015(030)004【总页数】7页(P57-63)【关键词】半潜式平台;气隙;势流理论;粘流理论【作者】王志东;庄丽帆;凌宏杰;戴挺;陈茂侨【作者单位】江苏科技大学,江苏镇江212003;江苏科技大学,江苏镇江212003;江苏科技大学,江苏镇江212003;大连船舶重工集团设计研究所,辽宁大连116052;江苏科技大学,江苏镇江212003【正文语种】中文【中图分类】P75气隙规定为海洋平台下层甲板底部至波面间的垂直距离，平台初始气隙则定义为下层甲板至静水面的垂直距离。

平台气隙是研究浮式平台安全性能的重要因素，它是半潜平台设计过程中需要考虑的关键问题之一，因此，对气隙量进行比较准确的预报对于平台的设计有着重要的意义。

对于半潜式平台气隙问题的研究，在势流理论方面，Sweetman和Wimerstein 等[1～3]对平台气隙响应水池模型实验数据进行了整理和分析，提出了适用于平台初期设计和终期设计的预报方法。

Stansberg[4]等人利用势流软件WIMIT对半潜式平台周围的波高和气隙响应进行了数值模拟，发现线性方法过于低估了平台的相对波面升高，而二阶非线性方法在一些情况下能基本满足工程预报的要求。

Kazemi和Incecik[5,6]采用两种数值模型计算平台的气隙响应：第一种为完全线性的直接边界元方法，第二种为混合边界元方法。