海上風電場基礎結構設計綜述

黃維平，李兵兵

(1.中國海洋大學山東省海洋工程重點試驗室，山東青島 266100;2.撫礦工學院，遼寧撫順 113008)

海上風電場基礎結構設計綜述

黃維平1，李兵兵2

(1.中國海洋大學山東省海洋工程重點試驗室，山東青島 266100;2.撫礦工學院，遼寧撫順 113008)

針對我國海上風電場開發建設的現狀和發展趨勢，結合海上風電場基礎結構設計研發現狀和存在的問題，探討海上風電場基礎結構設計的關鍵問題——設計理念、設計方法和設計標準等，分析海上風電場基礎結構的結構、荷載和服役特點，分析海上風電場基礎結構與水工結構和海洋石油平臺設計的異同。并根據海上風電和海洋石油的行業特點，分析API規范和DNV規范對于海上風電場基礎結構設計的適用性，闡述了海上風電場基礎結構設計的特殊性、荷載取值和參考標準等問題。基于我國海洋工程技術發展水平和海上風電產業的發展趨勢，提出發展適合我國國情的海上風電場基礎結構型式及設計，指出我國海上風電產業發展應注意和避免發生的問題。

海上風電;基礎結構;風力發電;結構設計

目前世界海上風電主要集中在歐洲，占全球總裝機量的99%。自1991年丹麥第一座海上風電場建成到2000年的十年中，僅完成了31.45 MW的海上風電裝機容量。隨著海上風電整機技術及風電場建設技術的逐步成熟，從2000年到2008年，歐洲海上風電裝機容量年復合增長率達到37.1%。從歐洲的8個國家已有規劃來看，到2015年年歐洲海上風電裝機容量將15 000 MW，未來五年歐洲海上風電將進入大規模發展期。

雖然我國陸上風電場已開始大規模運行，但目前尚缺乏海上風電大規模運行的經驗，且海上風電場建設成本及運行成本與陸上風電差別較大。海上風電場建設期成本中的基礎建設、并網接線等費用在總投資成本中所占份額要高于陸上風電場;營運期維修費用和折舊費用占營運成本比例遠高于陸上風電場。根據國外多個海上風電場投資的統計數據顯示，海上風電場投資成本一般在1 700～2 000歐元/kW之間(陸上風電場投資成本在1 000歐元/kW左右)。由于丹麥海上風電場建設起步較早，積累了較多的經驗，在技術和安裝設備方面也相對比較成熟，所以，他們的建設成本比平均水平略低，而英國的兩個風電場的平均單位千瓦成本則高達2 722歐元和4 100歐元。

因此，發電成本是海上風電發展的瓶頸，研究表明，按照目前的技術水平和20年設計壽命計算，海上風電的發電成本約合人民幣0.42元/kWh。而影響海上風電成本的主要因素是基礎結構成本(包括制造、安裝和維護)。目前，海上風電場的總投資中，基礎結構占15% ～25%，而陸上風電場僅為5% ～10%［1-2］。因此，發展低成本的海上風電基礎結構是降低海上風電成本的一個主要途徑。

隨著東海大橋海上風電場投入運行，我國的海上風電產業開始了大規模的商業化開發建設。目前，國內所有沿海省份和相關的能源企業都在緊鑼密鼓地進行海上風電場的規劃和開發準備。但是，我國的海上風電場基礎建設的技術水平和施工能力不能滿足海上風電場開發建設的需要。由于缺乏經驗和行業壁壘等技術和經濟的因素，我國海上風電場基礎結構設計研發的進展并不是一帆風順的。與海上風力發電機組等相關產業的發展相比，基礎建設的發展不能滿足海上風電廠發展的需要。目前，中國船級社已經開展了海上風電場建設的安全認證工作，標志著我國海上風電場的建設步入了專業化管理的軌道。為此，這里對海上風電場基礎結構設計的理念、方法和標準進行分析和闡述，以促進我國海上風電產業的健康發展。

1 設計理念

1.1 海上風電場基礎結構的特點

海上風電場基礎結構的結構形式和作用與淺海石油開發的采油平臺相同，都是為生產設備營造一個“陸地”環境，而且風力發電機組和采油樹也都是占地較小(與碼頭的堆場相比)的單體設備，因此，海上風電場基礎結構與淺海采油平臺具有很多相似的特點。如獨立矗立于水中的小型單體結構，沒有棧橋或其它方式與陸地連接。盡管人類首次嘗試開發海洋石油時，曾采用棧橋方式從陸地向海中延伸，但隨著離岸距離而主要是投資成本的增加，這種平臺形式很快就被獨立的平臺所替代。因此，除了海洋環境之外，海上風電場基礎結構與水工結構是完全不同的。

由于風力發電機組是支撐在高聳的塔架上的，且風力發電機組的重量和體積遠遠小于石油生產設備，因此，與淺海石油平臺相比，海上風電場基礎結構所需提供的“陸地”(甲板)面積更小。因此，國外海上風電場基礎結構的發展就是直接借鑒了海洋石油平臺的概念，如重力式基礎結構(圖1(a))的概念來源于重力式海洋石油平臺(圖1(b));三角架結構(圖2(a))來源于邊際油田的簡易石油平臺(圖2(b));導管架結構(圖3(a))則是典型的固定式海洋石油平臺(圖3(b));三種浮式海上風電場基礎結構(圖4)也完全是借鑒深水浮式海洋石油平臺的半潛式、張力腿和Spar平臺(圖5)。

圖1 重力式結構Fig.1 Gravity structure

圖2 三樁結構Fig.2 Tri-pile structure

圖3 導管架結構Fig.3 Jacket structure

基于上述分析可知，海上風電場基礎結構的功能和服役特點與海洋石油平臺相似，而與水工結構相差較大。在風機運轉荷載和海洋環境荷載的組合作用下，海上風電場基礎結構的振動是主要的荷載響應形式。在滿足結構功能要求(風力發電機正常工作)的條件下，海上風電場基礎結構的強度不是主要的失效控制指標，基礎結構的主要失效形式是疲勞破壞。因此，疲勞壽命是海上風電場基礎結構設計的控制參數。而疲勞問題在水工結構(包括水工鋼結構)的設計中是次要因素甚至是可以忽略的因素。

圖4 浮式海上風電場基礎結構Fig.4 Floating structures for offshore wind farm

圖5 浮式海洋平臺Fig.5 Floating structure for oil＆ gas exploration

1.2 海上風電場基礎結構的荷載

海上風電場基礎結構的荷載包括風荷載和海洋環境荷載，其中的風荷載不同于建筑結構的風荷載，其靜力作用對基礎結構設計的影響遠遠小于動力作用。動力作用包括兩部分——風機運轉荷載和水面上結構的空氣動力荷載，這些荷載通過塔架與基礎結構的連接傳遞到基礎結構上。因此，海上風電場基礎結構的風荷載與海洋石油平臺的風荷載是不盡相同的。

圖6 風輪機荷載示意Fig.6 Loads of wind turbine

風輪機運轉荷載是由風和風機葉片相互作用產生的，如圖6所示。基礎結構的性質對海上風電機組結構系統的動力特性有較大的影響。計算風機運轉荷載時，基礎結構模型作為系統氣動彈性模型的一部分是非常重要的，它不僅影響基礎結構的設計荷載，而且影響系統其它組成部分的設計荷載［3］。極端響應是海上風電機組基礎結構設計的一個重要變量，它包括葉片的拍向彎矩和基礎結構的傾覆力矩，極端響應的概率分布符合韋伯分布［4］。

作用在塔架上的風荷載也是主要的荷載形式之一，當風速低于切入風速和高于切出風速時，風荷載將全部作用在塔架上并傳遞給基礎結構，包括定常風速和脈動風速引起的拖曳力以及渦激作用力。

浪流荷載是直接作用在海上風電場基礎結構上的海洋環境荷載，除導管架結構外，其它形式的結構還應考慮海流引起的脈動拖曳力和渦激升力。當海流與風荷載同向時，海流的脈動拖曳力和渦激升力與風作用在塔架上脈動拖曳力和渦激升力將引起結構的耦合振動。波浪荷載是海上風電場基礎結構的主要海洋環境荷載，對于水深較淺的海上風電場，波浪荷載的計算多采用非線性波浪模型，采用線性波模型計算海上風電機組基礎結構流體動力荷載是不安全的。同時，還應考慮波浪破碎，結構的最大流體動力荷載出現在強非線性非破碎波條件下［5-6］。

隨著海上風電技術的不斷進步，風機規格越來越大，水深越來越深，使得傳統固定式基礎結構的一階固有頻率降至0.25～0.35 Hz之間。而一些海浪譜，如瑞典Bockstigen海上風電場測量的海浪譜，其第二個譜峰頻率約為0.3 Hz，可能引起共振。因此，多頻率成分波浪譜的模擬對于海上風電機組基礎結構的設計顯得格外重要。線性波模型不能模擬第二個譜峰，必須采用非線性波模型［7-8］。

冰荷載是寒區海上風電場基礎結構的主要荷載之一，無論是靜強度還是疲勞強度，冰的作用都是不容忽視的。如果說此前的海洋平臺設計冰荷載僅僅考慮它的靜力作用是因為它的偶發性且冰期短，那么，近年來渤海灣的冰情已經改變了人們對海冰發生的周期性和持續性的認識，海冰已經由偶發變為頻發，且持續時間延長，可達1～2個月。因此，海冰荷載不僅是寒區海上風電場基礎結構強度設計的控制荷載，也是疲勞設計不可忽視的荷載之一。

地震荷載對于海上風電基礎結構的設計來說是一個次要荷載，一是它的罕遇性;二是它的持續時間短。因此，對基礎結構的強度和疲勞影響較小。在設防烈度較高的地區，可作為設計校核的荷載之一，而在低烈度地區，可不考慮地震荷載的作用。

1.3 海上風電場基礎結構的設計理念

由于海上風電場基礎結構及其荷載的特殊性，加之目前風力發電與其它經濟形能源之間的巨大投資差異，使得海上風電場基礎結構的設計理念與水工結構和海洋石油平臺均有較大的區別。海上風電場基礎結構設計理念在經濟性和安全性兩方面區別于海洋石油平臺，海上風電場的發電成本高于陸上風電場和火電廠的發電成本，因此，海上風電場的投資回報率遠遠低于海洋石油。但是，海上風電場發生事故的損失卻遠遠小于海洋石油，且發生事故后對環境和社會造成的不利影響遠遠小于海洋石油。因此，經濟性是海上風電場基礎結構設計的重要控制指標之一，是海上風電場基礎結構設計理念與海洋石油平臺設計理念的最大區別。

就結構的服役特點而言，海上風電場基礎結構設計理念與水工結構的設計理念完全不同。海上風電場基礎結構是小型單體結構，服役期受海洋環境動力荷載的作用將發生持續的振動，疲勞破壞是結構的主要失效形式，其強度指標在結構滿足服役剛度要求的前提下是自然滿足的。疲勞是海上風電場基礎結構設計的主要控制參數。而水工結構物屬于大體積的群體結構，如碼頭和水壩，它們甚至與陸地聯結成一體，在工作荷載作用下，結構的振動問題不突出，強度破壞是結構的主要失效形式。強度是水工結構物設計的控制參數，包括地震作用下的動強度，但地震作用的時間較短，不會引起疲勞問題。

2 設計方法

2.1 風機運行荷載的動力特性

風力發電機的風輪機分為水平軸和垂直軸兩種，而目前商業化的海上風電場主要采用水平軸風輪機。因此，以水平軸風機為例來闡述風機運轉荷載的動力特性。

風機運行的動力荷載主要是由風輪轉動和風機偏航以及葉片彎曲振動引起的塔頂荷載，風機偏航的角速度很小(Ω≈0.01)，遠遠低于結構的一階頻率。結構設計應考慮的主要是風輪轉動的荷載頻率。

目前大型風力發電機組的風輪多為三葉片式，其主要動力源的頻率為1P和3P。如風輪轉速為20 rpm，則1P=20/60=0.333 Hz、3P=3×20/60=1 Hz。因此，塔架和基礎結構系統的固有頻率應避開這兩個頻率，工程上一般要求控制在±10%左右，以免發生共振，如圖7所示［9］(圖中的Ω即為P)。而風機運行荷載的動力作用1P頻率能量最大，高次諧波的作用較小，圖8是某型號1.5 MW風機運行時的塔頂動荷載功率譜曲線，從圖中可以明顯看出，其主要能量集中在一階頻率。

大型風力發電機的支撐結構多為柔性塔架，其一階固有頻率一般比較接近風輪的激振頻率，高階固有頻率遠遠大于風輪激振頻率的值，不會發生高階共振。因此，海上風電場基礎結構設計應控制一階固有頻率避開風輪機激振頻率。

2.2 海洋環境荷載的動力特性

海洋環境荷載包括風、浪、流、冰和地震。風荷載除對風機的作用引起風輪機掃風面積上的阻力荷載和風機運行荷載外，還有一部分是作用在塔架上引起順風向的拖曳力和垂直于風向的渦激升力。由于風的脈動分量遠遠小于定常分量，因此，拖曳力的動力部分中脈動風的貢獻較小，一般忽略不計。而最新研究表明，由于渦旋泄放產業的脈動拖曳力對于細長圓柱體是不容忽視的［10］。因此，風荷載的動力特性包括順風向的脈動拖曳力，其頻率隨風速和渦激振動形態變化。在非鎖定區，脈動拖曳力和渦激升力的頻率與風速的關系符合修正的Strouhal公式［11］;在鎖定區，渦激升力的頻率與風速的關系符合修正的Strouhal公式，而脈動拖曳力的頻率是渦激升力的兩倍［10］。

波浪荷載是一個具有多頻率成分的隨機荷載，通常以有義波高和峰值周期來表示。波浪譜主要有JONSWAP譜和P-M譜，我國的渤海灣也采用文氏譜。JONSWAP譜是規范推薦的設計波浪譜，應用較為普遍。流荷載的動力效應與風相同，主要是由渦旋泄放引起的。由于基礎結構與塔架的結構形式不同，因此，除單樁結構外，其它基礎結構的渦激振動問題不突出，設計時可以不予考慮。冰荷載的動力特性與冰速和冰的強度等因素有關，還與結構形式有關。如果基礎結構采用了抗冰設計，那么，冰荷載的動力特性將發生很大變化。地震荷載的動力特性取決于海上風電場所在海域的海床土性質，通常采用地震響應譜進行設計。

圖7 水平軸風機振動頻響關系Fig.7 Frequency response of vertical axes wind turbine

圖8 風機運行的荷載功率譜Fig.8 Spectrum of wind turbine run

海底沖刷也是海上風電場基礎結構設計必須考慮的問題之一，對于常規的重力式結構，沖刷是致命的，因此，常規的重力式結構不能應用于具有沖刷現象的海域。而對于具有防沖刷設計的重力式結構［12-14］和筒型基礎，沖刷也是重要的設計荷載之一。對于樁基結構，沖刷將導致結構的剛度降低，使結構的動力特性發生變化，因此，設計時必須考慮沖刷效應。

2.3 海上風電場基礎結構的設計方法

海洋工程結構的設計方法主要有工作應力法(WSD)和荷載抗力系數法(LRFD)，美國石油學會的API規范推崇工作應力法，如API RP 2A，而挪威船級社的DNV規范則傾向于使用荷載抗力系數法，如DNV OS C101。中國船級社的CCS規范采用API的規范體系，因此，以工作應力法為基礎。目前國內的海洋工程結構設計采用的是工作應力法，參考規范為CCS規范“淺海固定平臺規范”和API規范“海上固定平臺規劃、設計和建造的推薦做法工作應力法”API RP 2A。2004年，DNV發布了海上風電場基礎結構設計規范(DNVOS-J101)，這是國內外第一部海上風電場基礎結構設計規范。

工作應力法不區分荷載類型和內力性質，采用統一的荷載系數或安全系數來計算荷載效應和許用應力。而荷載抗力系數法則根據不同類型荷載的不確定性大小選擇荷載系數，并分別計算出不同性質內力的抗力，最后組合得到結構的抗力。由于海上風電是上世紀九十年代發展起來的一個新興產業，傳統的海洋工程狹義地指海洋石油工程。所以，海洋工程結構是以海洋平臺為代表的，其設計方法主要是API規范推薦的工作應力法。

海洋工程結構設計目前仍采用極限狀態設計，包括服役極限狀態(SLS)設計、極端極限狀態(ULS)設計、事故極限狀態(ALS)設計和疲勞極限狀態(FLS)設計。前三種極限狀態均屬于強度設計，工作應力法的強度設計以結構的等效應力作為設計依據，采用許用應力作為設計標準。

海洋工程結構的疲勞設計主要有S-N曲線法和斷裂力學方法，由于斷裂力學方法是在結構具有初始裂紋的條件下，以計算裂紋擴展至斷裂所需的時間作為設計依據的，而初始裂紋的估計完全依賴于人的經驗，因此，斷裂力學方法受人為因素的影響較大。結構的疲勞壽命主要取決于裂紋的萌生過程而不是裂紋的擴展速度。因為裂紋的擴展過程是短暫的，所以目前海洋工程結構的疲勞設計仍主要采用S-N曲線法。S-N曲線法是一種基于試驗的經驗方法，它采用疲勞損傷線性累計的假設，疲勞損傷率的計算和選擇合適的疲勞曲線是疲勞設計的關鍵。

3 設計標準

3.1 環境荷載設計標準

環境荷載及其組合工況是海洋工程結構設計的重要標準之一，而組合形式取決于結構的屬性。對于海上風電場基礎結構和海洋石油平臺，由于它們所屬的行業不同，其投資風險和利潤、事故損失和社會危害性均有較大區別。因此，設計荷載及組合工況應采用不同的標準。例如，海洋石油的淺水和深水開發裝備所采用的極端荷載重現期分別為50年(海洋平臺的服役壽命一般為15年，規范規定極端荷載的重現期不小于2～3倍的服役壽命［15］)和100年［16］。對于不同環境荷載要素的設計工況，不同規范給出了不同的設計標準。對于海洋石油平臺，API規范建議:當某一環境要素(風、浪、流)取50年一遇(固定式平臺)或100年一遇(浮式平臺)時，其它則取與該環境要素50年/100年一遇相應的重現期的值。由于通常得不到與某一環境要素50年/100年重現期相應的重現期的值，目前的做法是所有環境要素取相同重現期的值。DNV規范則建議當某一環境要素取極端荷載每年的超越概率為1%時，其它則取10%［17］，即一個要素的重現期取100年，其它取10年。

由于傳統的海洋工程是以海洋石油開發為服務對象的，因此，我國的海洋工程主要采用API規范體系，而API規范并沒有關于海上風電場基礎結構的相關設計標準。我國的海洋工程界采用相同重現期的環境荷載要素組合作為極端極限狀態的荷載設計標準。海上風電場基礎結構采用這樣的標準設計顯然是不合理的，因為，海上風電的成本是決定性因素，且它的失效損失和對環境和社會造成的影響都遠遠小于海洋石油，DNV的海上風電場基礎結構設計標準將極端極限狀態的荷載重現期及其組合工況確定為一個環境要素取50年而其它要素取5年［18］，遠遠低于DNV規范的海洋石油平臺設計標準。

3.2 荷載/安全系數設計標準

荷載系數和安全系數是海洋工程結構設計的另一項重要標準，它的選取主要取決于結構的安全性、材料性能的不確定性、結構失效的危害性和結構檢查修復的難易程度。對于淺海石油平臺，DNV規范推薦的極端極限狀態荷載系數是根據荷載的性質取值的，如永久荷載和變功能荷載的荷載系數取1.3時，環境荷載取0.7;而永久荷載和變功能荷載取1.0時，環境荷載取1.3［17］。DNV規范推薦的安全系數是根據荷載的類別取值的，如功能荷載的荷載利用系數為0.6，即安全系數為1.67，而最大環境荷載組合加功能荷載工況的荷載利用系數可取0.8，則安全系數為1.25［19］。DNV規范推薦的疲勞安全系數根據桿件的位置取1～3［17］。API規范推薦的結構(不包括樁的鋼結構部分)安全系數為1.67～2，疲勞安全系數大于等于2［15］。對于海上風電場基礎結構，DNV規范推薦的極端極限狀態荷載系數為1.25，而疲勞設計采用了1.0～1.25的材料系數放大了應力循環幅，累計損傷不再乘安全系數，因此，相當于最大的安全系數為1.25，遠遠小于海洋石油平臺的最大疲勞安全系數。

由此可見，我國海上風電場基礎結構的設計標準不應采用海洋石油平臺的設計標準，應結合我國的具體情況，參考相關的國內外標準進行合理的設計，在兼顧經濟性和安全性的基礎上，實現海上風電基礎結構的低成本設計。

4 結語

海上風電場基礎結構設計的成敗關系到我國海上風電產業能否持續穩定和健康的發展，不論是現有結構的設計，還是發展新的結構形式，都必須立足于降低成本，這是發展海上風電產業的唯一出路。今后應該把設計理念調整到海上風電的設計理念，研究并發展適合我國國情的海上風電基礎結構設計標準，使我國的海上風電產業走上良性發展的軌道，并快速穩步地發展。

［1］Martin J unginger，Andre Faaij，Wim C Turkenburg.海上風電場降低成本前景分析［J］.上海電力，2007(4):429-437.

［2］黃維平，劉建軍，趙戰華.海上風電基礎結構研究現狀及發展趨勢［J］.海洋工程，2009，27(2):130-134.

［3］Rubak R，Petersen J T.Monopile as part of aeroelastic wind turbine simulation code［C］//Proceedings of the Offshore Wind Energy Conference.2005.

［4］Cheng P W，van Kuik G A M，van Bussel G J W，et al.Bayesian analysis applied to statistical uncertainties of extreme response distributions of offshore wind turbines［J］.Wind Engineering，2002，26(3):157-169.

［5］Liang Q H，Zang J，Borthwick A G L，et al.Numerical simulation of non-linear wave interaction with an offshore wind turbine foundation［C］//Proceedings of the Seventh 2006 ISOPE Pacific/Asia Offshore Mechanics Symposium.2006:231-236.

［6］Henderson A R，Zaaijer M B.Hydrodynamic loading on offshore wind turbines［C］//Proceedings of the International Offshore and Polar Engineering Conference.2004:142-149.

［7］Trumars J M V，Tarp-Johansen N J，Krogh T.The effect of wave modelling on offshore wind turbine fatigue loads［C］//Proceedings of the Offshore Wind Energy Conference.2005.

［8］Veldkamp H F，van Der Tempel J.Influence of wave modelling on the prediction of fatigue for offshore wind turbines［J］.Wind Energy，2005，8(1):49-65.

［9］劉萬琨，張志英，李銀鳳，等.風能與風力發電技術［M］.北京:化學工業出版社，2007.

［10］祖 楠，黃維平.考慮流固耦合時的海底管道懸跨段非線性動力分析［J］.中國海洋大學學報，2006，36(1):168-172.

［11］黃維平，曹 靜，張恩勇，等.大柔性圓柱體兩自由度渦激振動試驗研究［J］.力學學報，2011，43(2):436-439.

［12］黃維平，趙戰華.一種重力式海上風電機組基礎結構的被動型防沖刷底座，中國:ZL200910136581.0［P］.2010年10月13日.

［13］黃維平，趙戰華.重力式海上風電機組的基礎結構，中國:ZL200920270921.4［P］.2009年12月2日.

［14］黃維平，趙戰華.一種鋼-混凝土組合重力式海上風電機組基礎結構，中國:ZL200910136582.5［P］.2011年4月13日.

［15］API RP 2A，Recommended Practice for Planning，Designing and Constructing Fixed Offshore Platform-Working Stress Design［S］.2002.

［16］API RP 2FPS，Recommended Practice for Planning，Designing and Constructing Floating Production Systems［S］.2001.

［17］DNV-OS-C101，Design of Offshore Steel Structures，General(LRFD Method)［S］.2009.

［18］DNV-OS-J101，Design of Offshore Wind Turbine Structures［S］.2004.

［19］DNV-OS-C201，Structurai Design of Offshore Units(WSD)［S］.2008.

Reviews and comments on the design for offshore wind structures

HUANG Wei-ping1，LI Bing-bing2
(1.Shandong Key Laboratory of Offshore Engineering，Ocean University of China，Qingdao 266100，China;2.Fushun Colliery Institute，Fushun 113008，China)

Based on the state-of-the-art and trends of the offshore wind farm development as well as the problems in the design and R＆D for the offshore wind structure in domestic offshore industry，some key aspects such as concept，method and criterion for the design of offshore wind structures are discussed.The traits of the structure，load and serving of offshore wind structures are analyzed.The differences in the design of offshore wind structures from those of hydraulic structures and offshore oil＆ gas structures are emphasized.Furthermore，which of the two standards of DNV-OS-J101 and API RP 2A that should be referred to for the design of offshore wind structures is recommended based on the differences between offshore wind power industry and offshore oil＆ gas industry，and then the traits，loads and reference standards for the design of offshore wind structures are presented.Finally，the offshore wind structures suitable for domestic coastal conditions and their design problems are proposed.Some problems which should be paid more attention to and have to be avoided in developing offshore wind farms are highlighted.

offshore wind generation;support structure;wind energy generating;structure design

P751;TK89

A

1005-9865(2012)02-0150-07

2011-04-27

國家自然科學基金資助項目(51079136，51179179)

黃維平(1954－)，男，浙江人，教授，主要從事海洋工程結構設計研發。E-mail:wphuang@ouc.edu.cn