海上桁架式风机基础过渡段拓扑优化方法

2019-09-02

中国海洋平台 2019年4期

(1.中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司，浙江杭州 311100； 2.浙江大学建筑工程学院，浙江杭州 310058； 3.中船黄埔文冲船舶有限公司，广东广州 510715)

0 引言

随着世界经济发展对能源需求的增加以及环境压力的日益增大，开发利用清洁的可再生能源成为世界各国关注的焦点。近年来，在各种可再生能源中，风力发电发展迅速，已成为继水力发电之后技术较成熟、较具规模化开发和商业化发展前景的可再生能源。风力发电产业是按照“陆上风电-近海风电-远海风电”的方向发展的[1]。其中，陆上风电技术已十分成熟，近年来得到了蓬勃发展。但是，随着陆上风电产业推进，其存在的如占用土地、产生噪声等问题逐渐凸显，成为阻碍陆上风电产业发展的瓶颈。与之相比，刚刚起步的海上风电规避了陆上风电的上述问题，将成为未来世界风能发展的方向和制高点[2]。

海上风电的发展方向大致由近海到远海、由浅水到深水。针对不同水深条件已开发出不同类型的风机基础结构型式，包括重力式、高桩承台式、单桩式、单桩牵索塔式、三脚架式、桁架式、门架式和浮式等[3]。目前，海上风电开发主要集中于浅水区域，适用于浅水的各种风机基础结构型式得到了广泛应用。浮式风机基础主要适用于深水海域，未来有广阔的发展前景，但暂时还处于研究阶段，尚没有实际工程投产运行[4]。作为由浅水迈向深水的重要一步，20～50 m中等水深海域是当下海上风电发展的主要方向。海上风能资源丰富，但基础结构投资巨大，这就要求每座风电结构具有尽可能大的单机装机容量。目前，装机容量在4～5 MW的海上风电机组技术已十分成熟，并得到了大规模应用，更大装机容量的机组也在不断开发之中[5]。

图1 桁架式风机基础结构

对于位于20～50 m中等水深海域、装机容量在4～5 MW的海上风电结构，桁架式基础是现阶段较为适宜且使用较多的基础结构型式。桁架式风机基础结构主要由3部分组成：过渡段、空间钢桁架结构和桩基础，如图1所示。其中，过渡段是基础环顶至甲板或等效于甲板的水平层之间的部分，连接了上部风机塔筒与下部基础结构。桁架式基础上部塔筒与下部桁架结构型式差异较大，过渡段是将上部风机荷载重分配并向下传递至基础结构的关键部分。过渡段结构对风机载荷重分配和向下传递的能力直接决定了桁架式风机基础的结构性能，而过渡段拓扑形式是影响其结构功能的主要因素。本文对已有桁架式基础结构过渡段拓扑形式进行整理和分析，提出过渡段拓扑形式的设计和优化方法，为相近条件下桁架式风机基础过渡段的设计提供参考。

图2 Thorton Bank海上风电场斜撑式过渡段

1 常见的过渡段拓扑形式

调研国内外已建成投产的桁架式风电结构可知，常见的过渡段拓扑形式主要有斜撑式、十字箱型梁式、板状复合斜撑式和锥台式等，这些过渡段拓扑形式已在一些海上风电场得到广泛应用[6]。

图3 Beatrice海上风电场斜撑式过渡段

图4 Nordsee Ost海上风电场十字箱型梁式过渡段

图5 Wikinger海上风电场板状复合斜撑式过渡段

(1) 斜撑式过渡段。斜撑式过渡段一般由主筒体、加强环、甲板斜撑和甲板等组成。上部塔筒在基础环顶位置与主筒体通过法兰连接，主筒体通过甲板与下部桁架结构的主腿相连。为了有效传递载荷并保证过渡段结构安全，由甲板上各桁架腿连接位置向上伸出斜撑，支撑在主筒体基础环顶处。斜撑与甲板连接位置设置垫板，与主筒体连接位置设置外加强环。外加强环一方面可以增大主筒体与甲板斜撑之间的焊接面积，另一方面能够有效释放应变能，避免基础环顶连接位置出现较大的应力集中现象。斜撑式过渡段在Alpha Ventus、Beatrice、Ormonde和Thorton Bank等海上风电场大量使用，各风电场风电结构过渡段型式大致相同，只有一些细节存在差异。在Thorton Bank海上风电场使用的斜撑式过渡段结构型式如图2所示，其甲板斜撑截面被加工成长轴垂直的椭圆，以增大焊接面积。过渡段甲板为板梁组合结构，甲板中心位置梁格设置为径向、环向组合形式，边缘位置梁格设置为纵向、横向组合形式。大量应用于Alpha Ventus、Beatrice和Ormonde海上风电场的斜撑式过渡段结构型式如图3所示。这种斜撑式过渡段与前述结构略有不同，其甲板斜撑的直径由甲板到基础环顶逐渐变大，进一步增大了斜撑在基础环顶处的焊接面积。我国桂山海上风电场预计建设66座风电结构，同样采用斜撑式过渡段，该风机基础过渡段的结构型式与Thorton Bank风电场基础结构过渡段十分相近，都是通过4根甲板斜撑连接基础环顶与甲板，但桂山项目风电结构甲板斜撑的斜度更小。

图6 Baltic 2海上风电场锥台式过渡段

(2) 十字箱型梁式过渡段。十字箱型梁式过渡段采用了与斜撑式过渡段不同的结构型式，用1个十字形箱型梁代替甲板、甲板斜撑和基础环顶加强环等结构。十字形箱型梁的四角与下部桁架腿相连，主筒体安装在箱型梁中心，贯穿箱型梁的上、下板面。十字箱型梁式过渡段在箱型梁上板面也安装有1个平台，但该平台仅用于人员活动，承载要求较低。Nordsee Ost海上风电场大规模使用了十字箱型梁式过渡段，如图4所示。

(3) 板状复合斜撑式过渡段。板状复合斜撑式过渡段采用复合式板状斜向支撑结构代替圆管型斜撑，这一支撑结构理念来源于大型导管架平台在海上进行驳船运输时采用的刀板式固支型式。主筒体在基础环顶处设置外加强环，外加强环与各箱型斜撑上板连接，共同构成过渡段支撑结构。Wikinger海上风电场计划建造70座风电结构，均采用板状复合斜撑式过渡段，如图5所示。

(4) 锥台式过渡段。锥台式过渡段的主体结构是锥台，锥台表面位置等效为基础环顶，在锥台表面安装甲板，主要用于布置吊机和人员活动，承载要求较低。Baltic 2海上风电场大量使用锥台式拓扑形式作为其风机基础过渡段的结构型式，如图6所示。与上述各风电场桁架式基础结构不同的是，Baltic 2海上风电场安装的桁架式基础是三腿桁架。调研国内外已投入使用的桁架式风机基础结构可知，桁架结构主要有三腿和四腿两种。其中，三腿桁架式基础应用较少，只在Baltic 2海上风电场大规模使用。该风电场水深为35～44 m，风机质量为243 t，装机功率为3.6 MW。与使用四腿桁架式风机基础结构的大部分风电场相比，Baltic 2风电场的装机功率较小，相应地，风机质量也相对较小。与四腿桁架式基础结构相比，三腿桁架式风机基础具有以下优点：

① 三角形在平面内的稳定性使三腿桁架式基础结构具有良好的抗扭性能。

② 桁架结构主腿数量的减少可降低用钢量，使结构具有更好的经济性。

然而，三腿桁架式结构具有非对称特征，会导致其使用条件存在以下瓶颈：

① 由于在不同方向上的抗倾覆能力具有显著差异，因此三腿桁架式结构仅能应用于装机功率较小的风电机组(不超过3.6 MW)，并且仅能应用于环境条件温和的工程海域。

② 其非对称性特征使其在不良工程地质条件下出现显著不均匀沉降的可能性远大于四腿结构。

③ 该类支撑结构通常需采用制作工艺要求较高的锥台式过渡段结构，进一步降低了现实应用的可行性。

因此，对于位于20～50 m中等水深海域、装机功率在4～5 MW的风电结构来说，三腿桁架式结构基本不具备适用性。据此，本文对过渡段拓扑形式的设计和优化均基于四腿桁架式风机基础结构。

2 过渡段拓扑形式设计

过渡段是连接风机塔筒与下部支撑结构的枢纽，是海上风电结构中的关键环节，可发挥重要作用。一方面，过渡段是上部风机和塔筒的基础，对约束风机和塔筒位移、控制固有频率有显著作用；另一方面，过渡段将上部风机载荷传递至下部基础结构，并通过桩基础传递至海底。过渡段拓扑形式应满足以下设计原则：

(1) 过渡段自身需具备足够的强度，以形成对上部风电模块的有效支撑与约束，其中局部构件的抗失效能力与关键位置的抗疲劳性能是需要重点考量的设计要素。

(2) 过渡段须具备较佳的载荷重新分配与传递能力，即过渡段须将上部风机模块传递下来的巨大水平载荷，在有限的空间内进行再次分配，并以轴向载荷的形式向下传递。

(3) 过渡段的设计通常是整体支撑结构设计的原点，即过渡段结构的整体规模将直接决定下部支撑结构的拓扑发展方向，因此在确定其拓扑形式时须充分考虑风电机组对结构整体的设计要求(通常主控因素为结构的整体动力特征要求)。

2.1 甲板斜撑拓扑形式设计

第1节所述各种已应用于海上风电场的过渡段拓扑形式的主要区别在于甲板斜撑结构型式的不同。甲板斜撑是连接主筒体与甲板的主要构件，一般在甲板上由各主腿连接位置伸出，另一端焊接在塔筒基础环顶位置。在第1节讨论的各种过渡段拓扑形式中，斜撑式过渡段的甲板斜撑拓扑形式采用了简单撑杆构件，十字箱型梁式过渡段的甲板斜撑拓扑形式为箱型梁式，板状复合斜撑式过渡段的甲板斜撑拓扑形式为刀板式。

箱型梁式支撑构件用十字形箱型梁直接将各桁架腿与主筒体连接起来，同时发挥甲板和甲板斜撑的作用。箱型梁式甲板斜撑具有一项显著的优点，即可通过合理的板梁式结构设计充分吸收上部风机载荷的作用能量，同时还可最大程度保证塔筒高度，进而起到易于将结构整体自振频率控制在低频状态下的作用。目前已发现的该过渡段甲板斜撑型式多用于6 MW以上的超大型风电系统。然而，这一支撑模式并不具备有效的载荷传递性能，一旦在设计与建造中未发挥其应有的吸能性能，下部支撑结构将存在严重的隐患。这种拓扑形式在设计与建造中具有较高的精度要求。显然，对于20～50 m中等水深条件和4～5 MW风电系统规模而言，箱型梁式甲板斜撑并不适用。

刀板式支撑构件的设计源自海洋工程结构海上驳运时的固定刀板理念，即通过面积较大的刀形复合板材为主筒体提供支撑。这种支撑形式可有效地将风机荷载向下传递，并且通过刀板连接避免管节点疲劳问题。在海上风电系统中引入刀板支撑概念时，单片复合板材具有较大的尺度，将引发大跨度板的局部屈曲问题。这就要求在建造该类支撑板材时须采用高强度、高韧性的特种材料，从而使建造加工难度和成本大幅提升。据此，该类支撑结构与简单撑杆支撑相比，并不具备明显优势。

相较而言，简单撑杆支撑构件传力路径明确、合理，加工方便且成本可控。一些风电结构将过渡段甲板斜撑加工成变径撑杆，即与基础环顶连接一端直径较大，与甲板连接一端直径较小(一般与桁架腿直径相同)。斜撑变径后可增大构件的承载能力和与主筒体之间的焊接面积，从而减小基础环顶管节点处的应力。综合比较四腿桁架式风电结构过渡段常见甲板斜撑的拓扑形式，在20～50 m中等水深海域、4～5 MW装机功率条件下，建议使用简单撑杆作为甲板斜撑的拓扑形式。

2.2 过渡段与桁架结构连接形式设计

图7 水平撑杆连接过渡段与桁架结构

在上述各种常见的桁架式风电结构过渡段拓扑形式中，过渡段与桁架结构均通过甲板或等效于甲板的箱型梁连接。在已投产的桁架式风电结构中，还有使用水平撑杆连接过渡段与桁架结构的形式，如图7所示。

连接过渡段与桁架结构的甲板或水平撑杆是直接将上部风机荷载向下传递至基础结构的关键构件。连接构件拓扑形式的合理性是决定其能否有效发挥传力功能的重要因素。为对比甲板与水平撑杆这两种连接形式的结构性能，选取我国东海某海域四腿桁架式风电结构进行计算分析。该风机基础过渡段与桁架结构之间采用甲板连接形式，分别建立原结构和更换为水平撑杆连接形式基础结构的三维有限元模型，并在极限载荷条件下分析结构的应力分布情况，如图8所示。

图8 过渡段水平撑杆和甲板连接形式桁架式风机基础等效应力分布情况

由图8可知，采用水平撑杆连接形式的过渡段各斜撑和水平撑应力水平明显高于甲板连接形式的过渡段构件，这表明水平撑杆连接形式未形成对风机载荷的有效向下传递。在采用水平撑杆连接形式时，下部桁架结构的应力水平存在显著不均匀特征，而甲板结构则有效地重新分配了上部风机载荷，使下部结构的承载水平更合理。由此可见，过渡段与桁架结构之间采用甲板连接具有更优良的抗失效性能和载荷重新分配效果。

2.3 甲板板梁拓扑形式设计

经过第2.2节的分析与讨论，将甲板结构确定为过渡段与桁架结构之间的连接形式。在已有的海上桁架式风电结构中，甲板结构有两种常见的板梁拓扑形式：一种是常规的矩形梁格，另一种是辐射状梁格。为对比两种板梁拓扑形式的结构性能，仍对第2.2节选取的桁架式风电结构进行计算分析。该结构实际使用的板梁拓扑形式为辐射状梁格，另外建立使用矩形梁格的有限元模型，分别在极限荷载条件下分析各构件的受力情况。

在甲板板梁结构中，连接4根主腿的甲板梁是主梁。同时，辐射状梁格中两条对角线方向的甲板梁直接连接主筒体与桁架腿，对主筒体的变形控制和载荷传递发挥关键作用，也是甲板结构的主梁。其他辐射状梁格未与桁架腿直接连接，是甲板结构中的次梁，次梁尺寸与主梁相比稍小。另外，梁格中超出4根桁架腿范围的外伸部分不发挥载荷传递作用，也属于板梁结构中的次要构件。对于矩形梁格结构，按照主梁、次梁交替布置的方式构建甲板板梁拓扑形式。

经过极限载荷作用下的静力分析，两种甲板结构有限元模型各梁应力UC值分布云图如图9所示[7]。由图9可知，与矩形梁格相比，辐射状梁格各梁应力UC值分布更合理，可见辐射状梁格的传力机制更优，能够更有效地传递风机塔筒载荷，且该板梁拓扑形式设计质量更小。据此，建议使用辐射状梁格作为甲板板梁拓扑形式。

图9 辐射状梁格与矩形梁格甲板梁应力UC值分布情况

3 过渡段拓扑形式优化

通过第2.3节的分析和讨论，针对位于20～50 m水深海域和4～5 MW装机功率的桁架式风电结构过渡段，建议采用斜撑式拓扑形式，过渡段与桁架结构通过甲板连接，甲板板梁使用辐射状梁格形式。为了得到最优的过渡段拓扑形式，还需对过渡段结构进行拓扑优化设计。在优化设计中，确定过渡段结构型式的拓扑参数包括：甲板斜撑表观倾角和桁架腿甲板处间距。基于对已有海上风电结构的调研和相关工程经验，过渡段拓扑形式的设计应满足以下限制条件：

(1) 桁架腿甲板处间距Ld应介于主筒体直径Dt的2～3倍之间。

2Dt≤Ld≤3Dt

(1)

(2) 过渡段高度Ht即基础环顶至甲板的高度，一般设置在主筒体直径的1～2倍之间。

Dt≤Ht≤2Dt

(2)

图10 过渡段局部结构模型

图11 各组风机载荷下过渡段无量纲刚度随斜撑表观倾角变化

在过渡段拓扑参数中，甲板斜撑表观倾角直接影响过渡段结构刚度，是拓扑优化过程中的重要设计参数。在基础环顶位置和过渡段高度的限制下，确定了甲板斜撑表观倾角，另一拓扑参数桁架腿甲板处间距也可以随之确定。因此，建立过渡段局部结构有限元模型进行数值分析，从而确定甲板斜撑表观倾角的建议取值范围。

过渡段局部结构模型如图10所示，模型包括过渡段主筒体、甲板斜撑、甲板和桁架腿顶部。其中，甲板设为刚性板，各桁架腿下部设置为铰支约束。在基础环顶位置分别施加不同级别的风机载荷，计算在不同甲板斜撑表观倾角下过渡段结构的无量纲刚度k：

(3)

式中：F为基础环顶处风机剪力；M为基础环顶处风机弯矩；Dx为基础环顶处水平位移。无量纲刚度k反映过渡段结构抵抗水平载荷作用的支撑性能。

为了尽可能全面地刻画过渡段拓扑形式对支撑性能的影响，在分析中设定14种风机载荷情况，包括与不同装机功率对应的横向载荷与垂向载荷的组合，具体情况如表1所示。图11给出在表1中的14组风机载荷作用下，过渡段无量纲刚度k随斜撑表观倾角的变化情况。可以看到，随着风机载荷的变化，无量纲刚度k的最优区间也随之变化，即过渡段最佳拓扑形式也相应改变。

表1 不同装机功率风电系统对应的横向、垂向风机载荷

图12 最优甲板斜撑表观倾角随风机载荷变化曲面

根据上述变化趋势，可将无量纲刚度的平稳段划定为最优倾角范围。根据设计和工程经验，为保证风电结构满足风机厂商提出的频率要求，桁架式风机基础应尽量设计为细长型构型。在最优斜撑表观倾角范围内，可选取上限值作为最优甲板斜撑表观倾角。据此，可得到上述各级载荷所对应的最优甲板斜撑表观倾角，如图12所示。根据桁架式基础设计安装风电机组的载荷条件，即可从图12曲面中选取最优的甲板斜撑表观倾角。