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2018年5月24日，国家能源局发布《关于2018年度风电建设管理有关要求的通知》，以及附件《风电项目竞争配置指导方案(试行)》，意味着通过竞争达到“平价”上网将是未来的趋势。政策一方面在努力消除非技术成本，另一方面对开发商和设备制造商提出更高的要求。
欧洲包括荷兰、德国已经在Hollandse Kust Zuid I & II、OWP West、Borkum Riffgrund West 2等海上项目，以及美国Vineyard海上项目，都已开展竞价招标，“零”补贴通过竞标配置和确定电价的海上风电发展时代已经到来。
在竞价上网的指引下，技术创新和技术优化成为降低开发成本的有效利器。按目前开发水平，目前对于整个海上风电场建设成本(1.5～1.7万元/kW)比陆上风电建设成本(0.8～1.0万元/kW)高出很多，这是由于海上风电的其他成本(如基础、安装和运维等)比陆上风电高，如图1所示，海上支撑结构采购及安装费用占项目总成本的28%，而风机成本占总成本的比例相比陆上风电显著降低(陆上58%，海上32%)，如果能降低塔架和基础的成本，将显著降低海上风电的平准化度电成本(Levelized Cost of Energy，缩写为LCoE)。
国际上MHI Vestas与Ramboll已经合作海上风电一体化设计工具SMART Foundation Loads，并应用于海上风电项目前期招标和中标后设计，旨在消除结构设计冗余，降低塔架基础结构重量和成本。国内风机厂商，比如金风科技，基于云平台已搭建控制、载荷、塔架基础一体化平台iDO，并与国内设计院开展一体化设计合作，且已在实际海上工程项目中应用，这样通过技术创新，打通行业内的一些隐形壁垒，有效降低海上风电开发成本。
海上风电经过20多年的发展，业内参与者都努力将“风机-塔架-基础”一体化设计的概念贯穿到设计整个过程[1,2,3]。IEA通过OC3、OC4、OC5[4,5]一系列的研究项目，希望通过对比各种海上风机设计分析工具，不断完善海上风机整机的设计分析平台；欧盟资助的Upwind项目正积极研究在支撑结构设计阶段采用各种降载概念，比如采用小水线面以设计减小水动力的降载方法，以降低作用在支撑结构上的动态载荷，克服不同机位带来的影响，实现系统最优和具有成本竞争力的设计方案；丹麦的Ramboll在实施过程中通过与风机制造商进行联合设计，用交互迭代设计的方式完成基础设计，与丹麦技术大学(DTU)和国家可再生能源中心合作，通过考虑海上风机整机系统的动力学行为，研究海上风机支撑结构一体化优化设计的方法；DNV GL提出了FORCE(For Reduced of Cost of Energy)[6]海上风机基础一体化设计理念，主要包括整体设计和放宽频率约束两个方面。整体设计是指对“风机-塔架-基础”整体进行全面耦合的数值建模，侧重在风机制造和支撑结构的设计之间有更好的衔接。放宽频率是指采用一体化设计方法既可以放宽固有频率的设计范围，也可以使基础结构既有更高的刚度，利于降低成本。研究成果显示，通过将海上风电机组和基础作为整体一体化设计，使海上风电LCoE至少降低12%。
在国内海上风电工程设计实践中，一般采用塔底为分界面进行分布迭代设计(Sequentially Iterated Approach，缩写为SIA)，如图2所示。参与方针对各自负责的塔架和基础分别进行设计与优化迭代，取得了一定成效。但从一体化设计角度寻找整体支撑结构的全局最优解，还有较大拓展空间。
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在实际工程项目中，由于水文、地质的复杂性，往往需要调整整机频率以优化载荷和结构，这需要对塔架、基础结构以及地基刚度进行统一调整，在目前传统的SIA方法中，载荷迭代设计流程考虑了风、浪、流、冰和地震等环境参数计算整机载荷，基础设计时除直接采用塔底载荷，一般会考虑再次施加风、浪、流、冰和地震等载荷，使得结构设计重量高于真正的实际需求重量。
为避免以上传统的SIA方法的局限性，本文提出如图3所示的基于数字化云平台iDO的一体化设计方法，其中主要包括一体化建模、一体化载荷分析、一体化结构校核，具体将塔架和基础作为一个整体，考虑风载荷和波浪载荷耦合作用，对基础结构进行强度、疲劳校核。
Figure 3. Integrated design offshore(iDO)
金风科技已经基于数字化云平台技术搭建了载荷-塔架-基础一体化设计平台iDO，通过账号登陆开展载荷计算，借助平台开展塔架基础一体化设计。
本文针对两个典型海上风电工程项目，采用基于数字化云平台iDO的一体化设计方法，与传统分步迭代法SIA进行对比分析。
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针对A、B两个风电场区，与塔架基础设计相关的海洋环境条件，包括海洋水文和工程地质进行分析。
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内容 风电场区 国家85高程/m 平均水平面MSL 0.2 极端高水位(50年一遇高潮位)WHWL 4.0 设计高潮位DHWL 3.0 设计低潮位DLWL -2.4 极端低水位(50年一遇低潮位)ELWL -3.9 Table 1.
Tide level parameter 表层 中层 底层 流速/(cm·s-1) 流向/(°) 流速/(cm·s-1) 流向/(°) 流速/(cm·s-1) 流向/(°) 81 282 75 290 63 88 Table 2.
Parameter of current 类型 最大Hmax/ m H1%/ m 平均周期T / s 50年一遇高水位 8.9 7.2 7.8 Table 3.
Parameter of wave 项目A工程区无活动性断裂分布，区域构造稳定性较好。场区处于浅海海域，海床面较平缓，无冲沟深槽、无孤立岩礁分布，场地稳定性较好。场区浅表层为淤泥混砂和松散～稍密状的粉细砂，抗冲刷能力差，风机设计以及载荷计算考虑了海床冲刷对桩基础的影响。
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类型 最大Hmax/ m H1%/ m 平均周期T / s 50年一遇高水位 8.5 6.5 8.6 Table 4.
Parameter of wave 内容 风电场区国家85高程/m 平均水平面MSL 0.2 极端高水位(50年一遇高潮位)WHWL 3.6 设计高潮位DHWL 2.1 设计低潮位DLWL -1.6 极端低水位(50年一遇低潮位)ELWL -2.8 Table 5.
Tide level parameter 洋流参数 正常状况 1年一遇 50年一遇 风生近表层流 0.2 0.5 0.7 次表面流 2.1 2.5 2.8 Table 6.
Parameter of currentm·s-1 项目B工程场区位于近海海域，海水涨潮时，风机位置易受海浪冲刷，基础设计时需进行防潮水冲刷设计。本场地不良地质作用不发育，场区水下地形整体较平缓，局部潮沟发育，场地存在软弱土，表层地基土易受潮流冲刷影响，属建筑抗震不利地段；风机基础易受到海浪冲刷，故本工程场地稳定性差，适宜性差，但采用桩基础及防潮水冲刷措施后可进行工程建设。
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项目A针对无过渡段的单桩基础进行对比分析。基础顶高程为12.0 m，泥面高程为-20 m；单桩将所承受波浪、海流载荷及风机载荷传递到海底。
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项目B针对无过渡段的单桩基础进行对比分析。基础顶高程为11.0 m，泥面高程为-17.5 m；单桩将所承受波浪、海流载荷及风机载荷传递到海底。
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《Support structures for wind turbines》(DNV-GL-ST 0126)[7]针对基础结构设计，给出了参考设计指标，比如桩体应出现至少1个反弯点(圆弧切线垂直)，泥面处水平位移不应超过L/500(L为桩体入土深度)等。
所有基础的沉降量需满足表7的条件，见《风电机组地基基础设计规定试行》(FD003—2007)[8]。
轮毂高度H /m 沉降允许值/mm 倾斜率允许值tanθ 高压缩性黏性土 低、中压缩性黏性土，砂土 H<60 300 100 0.006 60<H<80 200 100 0.005 80<H<100 150 100 0.004 H>100 100 100 0.003 Table 7.
Allowance of ground deformation
2.1 海洋环境条件
2.1.1 项目A场区海洋环境条件
2.1.2 项目B场区海洋环境条件
2.2 支撑结构参数
2.2.1 项目A支撑结构参数
2.2.2 项目B支撑结构参数
2.3 基础设计要求
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目前，海上风机基础结构设计广泛采用抗力荷载设计法(荷载系数抗力法)。载荷分项系数的取值各个规范有差异。IEC 61400[9]对不同工况定义的载荷系数在1.10～1.35范围内，港口工程规范[10]给出的环境载荷在1.35～1.50范围，如表8所示。
设计方法 载荷计算 ULS FLS 风机载荷 波浪载荷 风机载荷 波浪载荷 风机载荷 波浪载荷 分步迭代法 塔底极限载荷 设计波法计算 1.35～1.50 1.35～1.50 单独计算 单独计算 一体化设计法 一体化耦合计算 1.10～1.35(IEC) 一体化耦合计算 Table 8.
Differences between iDO and SIA 一体化设计方法和分步迭代法的差异分析：
1)加载方式：一体化设计整体考虑风浪耦合作用进行一体化载荷计算，所得载荷直接应用于结构设计校核；分布迭代法在一体化载荷的基础上，通常还按照港工规范叠加浪流载荷。
2)安全衡准：一体化方法按照IEC海上风机设计规范，将基础与塔架统一设计，取相同的安全系数和安全衡准条件；分步迭代法采用《港口工程结构可靠性设计统一标准》或其他相近设计规范，安全系数偏大(达到1.5)。
3)极限分析：两种方法在以上载荷组合下，通常均采用API RP 2A-WSD[11]和钢结构设计规范进行极限分析，基础结构受到轴向压力和弯矩的联合作用。静强度UC值采用的计算公式为：
((1)) ((2)) 式中：Fa为允许的轴向压应力；Fb为允许的弯曲应力。
4)疲劳分析：一体化设计方法采用一体化载荷计算得到的耦合载荷进行结构疲劳分析；而分布迭代法通常采用风载荷浪载损伤线性叠加，基础结构疲劳寿命计算按照规范DNV-GL-RP- C203[12]，选择考虑阴极保护的S-N曲线C1。
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从表9可以看出，泥面处的水平位移和转角，iDO方法都要明显小于SIA方法，下降的比例分别为36.2%和32.8%。同样从图4，图5中也可以看出，沿桩身的剪力和弯矩，iDO法比SIA法小32%～71%。
Figure 4. Shear forces at different level of project A
Figure 5. Bending moments at different level of project A
方法 水平位移/最大位移 转角/最大转角 SIA 1.000 1.000 iDO 0.638 0.676 Table 9.
Horizontal displacement and tilt at mudline of project A 在UC值对比方面，水面处杆件UC值iDO法要比SIA法小32.6%，泥面处杆件UC值iDO法比SIA法小32.4%，如表10所示。
方法 UC值/最大UC值 水面处 泥面处 SIA 0.855 1.000 iDO 0.576 0.676 Table 10.
UC/Max(UC) at waterline and mudline of project A 以上在ULS工况下，通过对比结构变形和内力发现，iDO比SIA结果均偏小，主要是由于SIA中浪流载荷存在一定冗余。
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对A项目基础焊缝的疲劳损伤进行对比。分布迭代法采用风载荷疲劳和波浪谱疲劳损伤线性相加，一体化方法考虑风浪耦合载荷进行计算。结果如下图6所示。结果显示，分布迭代法计算的损伤比一体化方法计算的损伤大34%～47%。
Figure 6. Fatigue damages of project A
造成iDO疲劳损伤比SIA偏小的主要原因是由于iDO直接采用风浪动力耦合载荷，考虑两种不同激励的在每个时刻的相位和幅值差异；而SIA采用直接叠加风浪两种激励造成的损伤，结果偏保守。
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针对项目A，通过一体化设计，降低了塔架基础设计载荷，有效降低塔架基础重量，满足了业主对塔架基础优化的预期。
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本文针对项目B的单桩基础结构，采用一体化设计方法和分步迭代法，对支撑结构的极限工况下的静强度分析和疲劳工况下的损伤进行了计算对比。
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在ULS工况下，对项目B的单桩基础结构不同高程处，结构的位移、转角进行对比如表11所示。
方法 水平位移/最大位移 转角/最大转角 SIA 1.000 1.000 iDO 0.991 0.976 Table 11.
Horizontal displacement and tilt at mudline of project B 从表11中对比看出，项目B泥面处的水平位移和转角，iDO方法结果较SIA方法小1%～2%。同样从表12至表13中可以看出，沿桩身方向的剪力和弯矩，iDO法比SIA法小10%～30%。
方法 项目B不同位置弯矩/最大弯矩 泥面处 水面处 基础项 SIA 1.000 0.761 0.670 iDO 0.675 0.523 0.451 Table 12.
Bending moments at different level of project B 方法 项目B不同位置剪力/最大剪力 泥面处 水面处 基础项 SIA 1.000 0.559 0.399 iDO 0.829 0.497 0.269 Table 13.
Shear forces at different level of project B 针对ULS工况，通过对比杆件最大UC值对比发现，采用iDO方法要比SIA方法小10%～19%，如表14所示。
方法 UC值/最大UC值 水面处 泥面处 SIA 0.983 1.000 iDO 0.800 0.900 Table 14.
UC/Max(UC) at waterline and mudline of project B 以上在ULS工况下，通过对比结构变形和内力发现，iDO比SIA结果均偏小，主要是由于SIA中浪流载荷存在一定冗余。
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在FLS工况下，对项目B的单桩基础，分别采用一体化设计方法和分步迭代方法，对结构每个节点的疲劳损伤进行了疲劳损伤计算对比，如图7所示。
Figure 7. Fatigue damages of project B
FLS工况下，应用一体化方法以考虑风浪联合作用，比分步迭代法计算结构的疲劳损伤小3%～28%。造成iDO疲劳损伤比SIA偏小的主要原因是由于iDO直接采用风浪动力耦合载荷，考虑两种不同激励的在每个时刻的相位和幅值差异；而SIA采用直接叠加风浪两种激励造成的损伤，结果偏保守。
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针对项目B，通过一体化设计，优化载荷设计，显著降低了设计载荷，满足了业主对塔架基础优化的预期。
3.1 项目A一体化结果对比分析
3.1.1 ULS工况结果对比
3.1.2 FLS工况结果对比
3.1.3 一体化设计效果
3.2 项目B一体化结果对比
3.2.1 ULS工况结果对比
3.2.2 FLS工况结果对比
3.2.3 一体化设计效果
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通过一体化设计考虑风浪耦合载荷作用，避免载荷冗余，能显著降低塔架基础结构在极限和疲劳工况下的安全衡准指标，可有效地优化结构尺寸，降低海上风电支撑结构的重量。
本文提出海上风电机组塔架基础一体化设计方法，并基于该方法搭建了数字化载荷门户平台iDO，通过实际海上工程项目的应用，有效降低了塔架基础的重量，达到了业主的预期。
随着国际海上风电电价竞标上网项目的实施，以及国内海上风电竞价上网指导方案的出台，通过技术创新及技术优化持续降低海上风电度电成本将成为未来发展方向。
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