浮式風機之半潛式浮臺結構初設計優化

Abstract

浮式風機之半潛式浮臺結構初設計優化

Full text

中國造船暨輪機工程學刊第四十一卷第四期 民國一一一年十一月 163
Journal of Taiwan Society of Naval Architects and Marine Engineers, Vol.41, No.4, pp.163-175, 2022
浮式風機之半潛式浮臺結構初設計優化
徐一仁*1 雲在天* 馬開東* 黃政彰** 吳華桐* * 黃韻慈** * 周志明***
*國立臺灣大學 工程科學及海洋工程學系
**財團法人船舶暨海洋產業研發中心
*** 臺灣國際造船股份有限公司
關鍵詞：FOWT、半潛式浮式平臺、結構重量、船體穩度、TaidaFloat
摘 要
隨著風能開發商開始涉足深度超過 65 米的深海水域，浮體式離岸風電(floating offshore wind turbine，FOWT)逐
漸取代底部固定結構成為較佳方案。本文提出了用於承載 15MW 渦輪機的半潛式平臺設計。雖然半潛式浮式平臺起
源於石油和天然氣行業並已發展成熟，但用於承載浮式風機將會需要使用與原先截然不同的設計基礎和條件限制。
同時，與固定式風機相比，近期現有或仍於計劃中的浮式風機平臺多有過度使用鋼材以及尺寸過大之缺點。故本文
旨在優化半潛式平臺的結構，使其盡可能具有成本效益，同時滿足以下設計考慮：強度、靜水和動態條件下的船舶
穩定性、可建造性和可操作性、以及滿足各大船級協會的規範要求。通過文獻調查，收集和分析了現有半潛式項目
的數據。呈現排水量與鋼材重量的比值關係以顯示近期趨勢。最後介紹本研究的示範平臺 TaidaFloat，該平臺設計
用於承載 15MW 渦輪機。其應用的目標是水深從 65 米到 100 米，並考慮在臺灣海峽部署。該平臺針對臺灣本地的
建造限制和條件進行設計。其內部結構佈置已初步形成，並與近期項目比較，最後總結該設計優點及特色。
前 言
隨著風能開發商開始涉足深度大於 65 米的深
海水域，FOWT 開始成為優於固定式風機的首選
解決方案[1] [2]。在眾多浮動式平臺如半潛式
(semi-submersible，SEMI) 、柱狀浮筒式(SPAR)、
以及張力腿式(tension leg platform，TLP)，半潛式
浮臺擁有許多優點，目前在世界各個設計開發團
隊中，已有好幾個設計進入建造規劃的階段。
國立臺灣大學(NTU)、臺灣國際造船公司
(CSBC)、財團法人船舶中心(SOIC)的研究人員和
工程師們近期組成了一個共同設計團隊，研究團
隊進行了能夠承載 15MW 風力發電機的半潛式浮
臺設計。設計目的為能提供風電開發商，於臺灣
海峽中水深 60 米至 100 米的風場中規劃部署浮式
風機時，能夠以本土設計與建造的浮臺結構為首
選，除可彰顯本土的技術能量，亦能為開發商參
與風場競爭的方案加值。研究重點主要對於浮臺
1 責任作者 (ijenhsu@ntu.edu.tw)
尺寸其中幾個設計變量進行分析，譬如平臺長度
和柱直徑，以實現在平臺尺寸、鋼構重量、和浮
臺穩度之間取得最佳化。研究團隊蒐集有世界各
國超過九個計劃[3-8]的數據，製作了一個圖表(如
表1所示)，包含從概念到示範項目 3.6 到 15 MW
的半潛式浮式風機，其中部分已經達到預商業化
的階段。
特別值得一提的是 WindFloat 浮臺，以半潛式
浮臺首次實現了商業規模風場的建造、安裝與運
轉，且承載了 9.5 MW的大型風機。其浮臺具有相
對較低的船體重量，並利用阻尼板提高運動穩定
性，是工業界裡浮動式風機設計的一個標竿。美
國緬因州大學最初設計了一個搭載 5 MW 風機的
浮臺，但隨著風機尺寸逐年上升的趨勢，最近退
役的福島新風是迄今尺寸和排水量都最大的一座
平臺。
臺灣於去年(2021)由財團法人船舶中心發展
了本土的第一款浮臺設計，命名為德塔浮臺(Del-

164 I.-J. Hsu, Glib Ivanov, K.-T. Ma, Z.-Z. Huang, H.-T. Wu, Y.-T. Huang and Mike Chou
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重新設計了一款搭載 15 MW 風機的浮臺。日本剛
表1 浮式風機半潛式平台主要項目數據
發電量, MW
3.6 6.2 7.0 8.4 9.5 9.5 12.0 15.0 15.0
項
目
項目名稱 Tetra
Spar 扶搖號 Fukushima
Simpuu
Wind-
Float
Atlantic
WindFloat
Kincardine
Groix &
Belle-Ile
DeltaFloat Volturn US
臺大平台
(TaidaFloat)
設計公司 Stiesdal COSCO
FOWC Principal
Power
Principal
Power
EOLFI SOIC DeepCwind
NTU
浮台型式
SS
-
semi
Spar/SS SS Off SS Off SS Off SS Off SS Cen-
ter SS Off SS Center SS Off
發展狀況 Demo Demo Demo Comm Comm Demo Paper Paper Paper
尺
寸
(m)
長 56.5 71.0 75.0 60.6 60.6 70.0 81.8 90.1 82.5
寬 67.0 80.0 149.9 70.0 70.0 85.0 72.5 102.1 96.5
乾弦 16 14 15 10 14 20 15 15 15
吃水 14 18 17 20 16 15 20 20 20
主柱高 30.0 32.0 32.0 30.0 30.0 35.0 35.0 35.0 35.0
主柱直徑 4.3 13.0 14.0 12.0 12.0 11.0 12.5 10.0 20.0
重
量
排水量 Δ, t 5036 15600 26000 8000 9600 11500 19403 17839 24025
鋼構重, t 706 4800 5500 2500 3000 3000 3832 7136 4805
風機重, t 435 1700 1700 800 800 1000 1302 2254 2300
鋼構重/Δ 0.14 0.31 0.21 0.31 0.31 0.26 0.20 0.40 0.20
Δ /風機重 12 9 15 10 12 12 15 8 10
*表格說明： 作者評估 資料來源評估
圖1 不同半潛式浮台的重量分布

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taFloat)，平臺能夠搭載 10-12 MW 的風機，為臺
灣離岸風電產業加深本土化的發展建立了第一個
里程碑。中國大陸這兩年設計並建造兩艘平臺，
分別由兩個不同的設計單位完成，亦不謀而合的
選擇半潛式，其中扶搖號即搭載 6.2 MW的風機，
這些平臺都採用了相似的三柱式設計。在世界各
國眾多的設計之中，聲稱消耗最少量鋼材的項目
是挪威的 Tetra Spar，但該項目並不是純半潛式浮
臺，而是帶有一三角環載重的結構，可以歸類為
SPAR的一種變化型，該項目目前係進行至示範階
段，若能成功長期運轉，會提供一個非傳統方式
的平臺，能減少建造所需的鋼材重量。
綜觀世界各地的浮臺外型設計，可發現目前
對於搭載浮式風機的浮臺尚未發展出最適合的外
型。一個是浮式風機近年才開始發展，且示範風
機計畫所費不貲，各設計多數未能證明自己的設
計性能。
再者，各地環境條件以及當地產業能量不同
對於設計上就會有所不同。在發展固定式風機時
就已發生歐洲環境所使用規範對於台灣環境不一
定適用之問題。表中有些設計將風機放置在浮臺
的中心，但起重機和浮臺中心的距離較高，也就
是力臂會增長，尤其是在面對 15 MW接近 2000 噸
上下的風機時，會使得安裝地需要具有極高起重
能力的起重機，嚴重限制組裝浮臺時的便利性，
此設計在臺灣幾乎可說是不可能實行的。
又或者臺灣不像北歐有自然峽谷所改建的深
港，目前有可能承擔風機吊裝之任務的港口為臺
中港，但臺中港的水深約八米，若是在設計之初
並無考量此類問題，便很難在臺灣製造，大幅增
加拖運成本。同樣，若能在當地製造浮臺，也能
減少拖運成本，那在設計之初也需要考量到造船
廠的限制，當然各國設計也並非全無參考價值，
對於搭載相似瓦數風機之浮臺，可從尺寸驗證本
研究計算之數據是否正確。而各種半潛式船體設
計的重量分佈如圖 1 所示，也可看出隨著風機的
瓦數上升，鋼構重和排水量的比值卻有下降的趨
勢，這正是本文需要研究並致力於優化之目標。
表2 假定安裝風機之規格 [3]
名稱 IEA 15 MW
轉子方向及配置 Upwind, 3 Blades
轉子直徑 (m) 240
機鼻(hub)高度 150
葉片質量 (t) 65.25
塔柱質量 (t) 1,263
風機機艙轉子總成質量(rotor
nacelle assembly, RNA) (t)
991
故本論文將把各國設計去蕪存菁，並考量當
地狀況，提出下列設計。
設計基 礎
共同設計團隊進行了半年的工作，完成了初
步 設 計 ， 浮 臺 暫 時 命 名 為 「 臺 大浮 臺 」 (Taid-
aFloat)，設計過程分析了各項尺寸參數對於該浮
臺結構之影響，設計基礎及考量因素包含：
 浮臺必須支撐 15 MW 風機。該風機的規格列
於表 2 [3]。
 為符合本地船廠之乾船塢寬度，浮臺寬度必
須小於 85 米，如圖 2 所示。
 按照船級協會的規範，浮臺的定傾高度(meta-
centric height，GM)必須大於 1.0 米。
 風機在運行時，浮臺的角度須保持在 10 度以
下，以確保風機的發電效率維持一定水準，
而滿足大部分開發商之需求。
 吃水深度不應小於 20 米，以確保浮橋(pon-
toon) 在水下能深於波浪作用影響區。
 乾舷必須不小於 15 米，以減少水平橫樑(bra-
cing)遭波浪拍打或甲板覆浪之機率。
 浮臺自然週期(natural period)需在 20 秒以上，
以避開臺灣海峽主要的波浪週期，減小共振
造成的疲勞損傷。
共同設計團隊以 SOIC 最近設計的 12MW 浮
臺DeltaFloat 作為設計參考的起點。參考 Delta-
Float 具有以下尺寸和特色：
 立柱直徑 ≈ 13 米
 平臺長度 ≈ 80 米
 浮筒高度 = 5 米
 方型截面積之水平橫樑
而臺大平臺與 DeltaFloat 外型類似，選擇立
體三角形為主結構，在浮橋的角落有三個圓柱，
風機將會由三個柱之一承載，該柱稱為主柱，而
未放置風機的稱為外柱。該設計最早見於由 Rod-
圖2 浮臺於乾船塢建造示意圖

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Optimizing the preliminary design of semi-submersible hulls for floating offshore wind turbines
dier 和 Cermelli 所提出的浮臺「WindFloat」 [9]
[10] ，此二位專家開創並成熟了三柱偏心半潛式
平臺之設計。
相對於石油產業使用的四立柱的海洋產油平
臺，這種三個立柱的配置已經成為離岸風電業界
最典型的設計安排，以往油氣產業多使用四立柱
為結構主體，是因為油氣產業在探勘(drilling)以
及開採(production)時都需要較高的穩定性，再加
上浮臺上隨時會有工作人員操作儀器，故選擇在
穩度以及結構強度上較優的四立柱，但在風電產
業，浮台上除維修檢測時並不會有人員駐守，安
全性的考量較低，對穩度要求較小，故多選擇三
立柱，可以大量減少鋼鐵材料需求，成本較低。
但偏心半潛式浮臺會因為風機額外的重量使得整
體重心偏移，再加上三角形的整體重心會更靠近
兩根外柱(圖3)，也就是說主柱與浮臺重心的距離
更大。故為了平衡平臺，外柱都必須具有與風機
相等重量的壓載。
但是，與傳統的三根相同直徑的柱子設計不
同，TaidaFloat 將主柱的直徑增加，使作用在主柱
上的浮力增加，如圖 4 所示。這種設計會有以下
幾點優點：大直徑能剛好提供了支撐風機重量的
浮力，因此外柱內部不需要大量的額外海水壓載
來平衡主柱，降低重心，也提高動態的穩定性，
同時也代表可以使所有柱中的水位相似，進而允
許將泵浦放置在每個柱中的相同高度。此外，減
小外柱直徑也有助於減輕船體重量。再者，主柱
頂部(甲板)也可以擁有較大的面積和空間，讓操
作人員在運維過程中提供更好的工作條件。
以船舶 穩 度 決定最佳尺 寸
圖 5 顯示了本文使用的參考坐標系和每個組
件名稱，下述的所有值都是相對於該坐標系的。
而原點位於平臺底面和三角浮橋的質心處。
當採用三角浮橋和三柱設計時，船舶的穩定
性主要會受兩個尺寸變量影響：(1)平臺長度和(2)
柱直徑。值得注意的是，對於三角形平臺，總容
器長度會小於總寬度，如圖 2所示。
於是根據前章節參考 DeltaFloat 所設定之平臺
特色，將浮臺長度設定為 75-85 米，柱徑設為 13-
17 米(如圖 6所示)，並對這 25 組尺寸組合進行穩
度，也就是 GM 的初估，首先
GM KB BM KG   (1)
其中，KG、KB 代表重心及浮心與船底(keel)的距
離，而 BM 則代表穩定中心半徑(metacentric rad-
ius)。而 KB 可藉由計算水下體積中心得到
1
2 2 2
p p p
c c p
T H T H H
KB V V V
v
 
 

  
 
  (2)
在初估階段，鋼材會以固定厚度 40 公厘來計
算，由於吃水是固定的，對於浮臺的重量估算誤
差會由壓載調整配合，且實際上水深越深處板厚
應是越厚，故真實重心高度只會比估計地更低，
對於初始穩度的估計並不會過於高估。
圖3 浮臺重心與壓載對俯仰之力臂
圖4 因應設計理念的尺寸變動

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當決定了固定厚度，結構的重心便可以根據
計算表面積來決定
1
2 2 2
c p p
c b
s b c p
H H H
H H
KG A A A
A

 

  
 
  (3)
其中 A為結構總表面積， x
A為x部件的表面積，
x
H為x部件的高度。
當計算完浮臺重量後，便可以決定壓載的重
量，壓載主要分為位於浮橋內的永久壓載以及柱
內的剩餘壓載(remaining ballast)，其中永久壓載可
藉由浮橋的總體積計算而成，而剩下的即是剩餘
壓載
hotel
remaining ballast
b
p w
W W
V

  
  (4)
其中， b
W為壓載重量，

為排水量， w

為海水密
圖5 浮臺座標系統及部件名稱
圖6 藉由改變浮臺長度以及柱直徑產生 25 種不
同的尺寸組合
度。當計算完壓載的重量後，便可以計算壓載的
重心高度
column ballast 2
remaining ballast 1
2
2
4
p
w
KG H
D D
 
  


 
 
 
(5)
其中 D為外柱直徑，
D
為主柱直徑。
接著可以藉由各部件以及上述之壓載的重量
和重心來計算整體的重心位置


total
column ballast
1
2
remaining ballast
p
p w
H
KG FM V
KG

  

 
(6)
total
FM 代表表 3中一次矩的總和。
最後一步需要計算 BM，需先計算該結構在水
線面的截面積二次矩
 
4 2
2
4 2 2
distance between column and - axis
i i
i
D D
I
x

   
  
   
   

(7)
I代表面積二次矩(second moment of area)，i代表
各個柱。
表3 浮臺與各部件估算之重量、重心位置及一
次矩
項目 質量 (t)
重心 (m)
一次矩 (tm)
浮臺
(估算值) 5,128 7 35,896
RNA
991
185
183,335
塔柱 1,263 110 138,930
轉接段 100 35 3,500
繫泊系統
618 0 0
泵浦 150 10 1,500
總和 8,250
363,161
圖7 IEA 15 MW風機之發電功率及推力曲線圖
[11]

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由於外柱較小，可判斷浮臺對於傾側的穩度
會較差，故這裡的距離是取用柱與 x軸之間的距
離，代表計算的是傾側的 BM 值，也就是
T
BM
，
若想計算俯仰的 BM 值(
L
BM
)，將距離替換成柱與
y軸之間的距離即可。
最後可得浮臺的
T
BM
為
T
I
BM
V


(8)
計算完 KG、KB 以及
T
BM
，即可使用方程式
3.1 得出
T
GM
值。
在運行中，風機的轉子會產生強大的推力，
由於力臂大(塔架高度和浮子高度的一部分)，故
該推力會在浮臺上引起相當大的扭矩。其中風速
與推力的關係圖如圖 7 所示。
這種風導致的傾覆力矩會對穩定性造成很大
的影響，但浮臺會通過浮力產生的扶正力矩
(restoring moment)與其抗衡。扶正力矩在傾斜初
期會隨著平臺傾斜角度越高而上升，故浮臺會持
續加大傾斜角度直到扶正力矩等於風導致的傾斜
力矩，此時達到的角度即是平臺的靜態傾斜角，
而該角度必須保持在 10° 以下，這在 DNVGL-RP-
0286 中有說明[12]。 該規範建議在運行負載情況
(例如 DLC 1.2、1.6)下塔頂的最大傾斜度平均值應
小於 10° 和 5°。故靜態橫傾角會由下列公式得出：
restoring moment
max.thrust =
RNA
GZ g
KG
 
 (9)
其中 GZ 為扶正力臂(restoring arm)。而 GZ 的計算
方法如下：
sin (in small angle)
T
GZ GM

 (10)
並結合式(9)與(10)可得出下列方程式
1
max.thrust
sin
max.heel angle
RNA
T
KG
GM g


 


 

 

(11)
該計算是針對圖 6 所示之各組尺寸組合，柱
外直徑從 13 到 17 m，浮臺長度從 75 到 85 m。在
計算中主柱直徑會依據外柱直徑的函數變動以滿
足浮力剛好能平衡風機重量的條件。橫向和縱向
之 GM 分別針對傾側和俯仰計算。如前述所說，
橫向 GM 會較小，因此較值得關注。但在任何情
況下，都遠遠超過 1.0 m 的最低要求。
如圖 8所示，GM 隨著浮臺長度和柱直徑的增
加而增加。如圖 9 所示，最大橫傾角同時減小。
顯然，更大的直徑和長度都會增加排水量和
鋼材的重量，如圖 10 和圖 11 所示。更大的柱直
徑和浮臺長度當然在穩度方面能更有效率地使用
鋼材。然而，直徑和浮臺長度會受到製造條件的
限制，所以設計目標是在柱直徑和平臺長度的組
合中最小化鋼重量。也就是在鋼材重量與穩定性
中找到適當的平衡。
根據圖 9，選擇五種尺寸組合進行進一步地
評估。這五個組合是與圖 9 中與可接受的角度面
(灰色)相交的直徑－長度組合。表 4 列出這五個選
項，即是在滿足穩定性要求下較輕的平臺。
在五種尺寸中，選項 5 的浮橋最大，但柱中
的壓載太少，若用於動態穩定控制時，會不足以
將浮臺壓回 0度角。選項 4 在其餘選項中表面積
最小，因此估算的材料成本最低，側面輪廓也最
小，從而減少波浪對浮臺的影響。最後，選擇選
項 4作為 TaidaFloat的初版，其船體形狀則如圖 12
所示。
浮臺之 運 動 響應
為確認平臺在波浪中之基本運動態特性，在
不考慮黏性阻尼效應下，本文以 OrcaFlex 計算平
臺在規則波中之運動反應，亦即單位規則波運動
反應(response amplitude operator，RAO)，入射波
波向選擇自 0度起每隔 30 度至 180 度，共 7個波
向；波浪週期則自 5 s 至60 s。
浮臺模型使用 3D 建模軟體 rhino 繪成，網格
考量到在計算 RAO 時浮臺可能面臨到的波長，將
網格大小限制於 2米上下，且長寬比(aspect ratio)
小於 5:1。將 diffraction solve type 設定為 full QTF
solution，能計算到主波與反射波的交互作用下產
生的力，包含 drift loads 及 time-varying quadratic
loads，在淺水環境下尤其重要。
圖13 至圖 15 分別為平臺在不同入射波波向
下平臺中心處之起伏(heave) 、橫 搖(roll)及 縱 搖
(pitch)之RAO。一般而言，阻尼之效應對於共振
點之反應有一定的抑制效果，但本研究目前尚未
考慮流體之黏性阻尼效應，故而可以預期在接近
自然週期時單位規則波反應會相當顯著，在圖 13
至圖 15 即可以很明顯地看到峰值反應，因此，在
計算週期解析度夠大的情況下，平臺之自然週期
亦可透過低阻尼之單位規則波反應之峰值對應週
期近似取得 。 可以確認三個自由度週期皆滿足本
研究設定不低於 20 秒運動自然週期之設計條件限
制。而圖 13 及圖 15 可看到有雙峰值的產生 ， 這

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圖8 GM 隨浮臺長度及柱直徑變化
圖9 最大靜傾角(傾側)隨浮臺長度及柱直徑變化
圖10 排水量隨浮臺長度及柱直徑變化
圖11 估算船殼重量隨浮臺長度及柱直徑變化
圖12 優化後 TaidaFloat 之3D 模型圖
圖13 TaidaFloat 之起伏 RAO
圖14 TaidaFloat 之橫搖 RAO
圖15 TaidaFloat 之縱搖 RAO

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是由於浮臺的不對稱性，也就是設計中主柱與側
柱的重量大小不同所產生，故可在兩種頻率上看
到共振的現象。
對於三葉風力發電機而言，對應於轉子轉速
之1倍(1P)以及 3倍(3P)週期為風機本身主要的激
振週期，也是浮臺在設計時需規避的特殊震動週
期，需再後續進行更進一步地確認。
設計內部結構最終目標是達到成本與結構強
度的平衡，並保持製造的可行性。而結構重量也
就是鋼材重量將會是平臺最主要的成本，應盡可
能地減少。根據經驗，增加肋骨(frame)的間距會
增加材料成本，但會降低人工成本。若以極端利
用該原則以節省勞動力成本，將會以不使用或使
用最少的加強材的殼結構為主。
考量到市場鋼材價格，自 2020 年以來，由於
市場需求突然激增，鋼材價格上漲，但預計隨著
這股盲目的需求下降後，鋼材價格將會下降。因
此，框架間距的選擇以及是否採用殼式結構會取
決於製造國的經濟因素。對於臺灣來說，人工成
本和材料成本都為適中且平衡的，因此框架間距
較大的框架結構較為合適。
在本初步設計初期，採用不添加加強材的均
勻板厚 40公厘來估算船體鋼材的初始重量為 5,128
噸。但實際上，內部支撐結構的佈置對於浮式平
臺非常重要。浮式平臺加強材佈置主要按照
DNVGL-ST-0119[13] 設計規範進行，並細分為三
個單獨處理的部分。
 浮橋：浮橋結構在建造時較類似於駁船，大
部分時間都裝滿了壓載。
 柱：主柱主要承載風機的重量，主柱內部會
由較小的同心圓柱連接風機的塔架以支撐其
重量。為了承受水下壓力、風、波浪和流動
的負荷，並減少屈曲效應，環形加強材的安
裝間距為 2 到 2.5 米。
 水平橫樑：水平橫樑的目的是使平臺在結構
上更加堅固。它還用於連接三個柱的通道甲
板，以便於操作和維護。由於都在海平面以
上，結構可以較為簡單。
圖16 至圖 18 為不同高度的俯視剖面圖，圖
19 為主柱縱剖面圖，以及浮式平臺內部結構的 3D
模型。
TaidaFloat 的重量已根據表 5 所示的以下安排
進行計算。最新佈置的總重量為 4805 噸(只包含
鋼材重)。它的排水量/鋼重量比為 0.20 ， 與 SOIC
DeltaFloat 一致。該比率在之後可用於類似設計的
初步重量估計。
表4 五種可行尺寸組合選項之數據
選項 1 2 3 4 5
浮臺長度(m) 75 77.5
80 82.5
85
外柱直徑 (m) 16 15 14.5
14 13
主柱直徑 (m) 21.5
20.5
20.5
20 19.5
排水量 (kt) 25.9
24.7
24.9
24.0
23.8
傾側角度 (deg) 8.9 9.4 9.0 8.8 9.8
俯仰角度 (deg) 6.2 6.1 5.5 5.2 5.1
柱壓載質量 (t) 3540
2784
2423
1904
1041
柱壓載高度 (m) 5.7 4.5 3.9 3.1 1.7
壓載平衡後
傾側角度 (deg) −8.9
−4.8
−3.1
−1.1
1.9
壓載平衡後
俯仰角度 (deg) −8.2
−7.3
−6.8
−6.2
−5.5
圖16 TaidaFloat 浮橋橫剖面上視圖(4 米高)
圖17 TaidaFloat 水平橫樑剖面上視圖(31 米高)
圖18 浮橋內構安排示意圖

Journal of Taiwan Society of Naval Architects and Marine Engineers, Vol.41, No.4, 2022 171
圖19 主柱內構安排示意圖
從經濟成本的角度來看，一個重要的指標是
排水量與風機重量的比值。 在表 1 所示的各種設
計中，實際安裝項目的比例在 9.0 和 15.0 之間變
化。 在設計新平臺時，此範圍可用作參考。據估
算，TaidaFloat 的比率為 10.6，同樣符合該範圍。
另一個重要指標則是排水量與船體重量的比
值，或是鋼材重量在不包含風機(塔架和 RNA)的
情況下佔船舶排水量的百分比。設計目標是盡可
能減少鋼材的使用，並通過使用可免費取得且幾
乎沒有成本的海水壓載物來獲得所需的排水量。
對於 TaidaFloat，該指標估計為 0.2，相對來說明
顯優於其他設計。
結構應 力 分 析
在內構佈置完成後，最希望確定的就是該結
構是否能有足夠的強度面對不同的環境條件。故
在設計初期會使有有限元素分析軟體對結構進行
應力分析。本文利用 FEMAP/Nastran 進行有限元
素分析(finite element analysis)，主 要係以板 元素
(plate)及梁元素(beam)進行建模，如圖 20 所示，
建模後結構元素數為 30552，節點數為 18408。並
依照滿載情況，也就是工作吃水下的靜態水壓以
及自重對結構施加壓力，邊界條件將三個柱與浮
橋相接處的外側，也就是導纜器預計擺放的位置
設為固定點 ， 再以板米西斯應力(Plate von Mises
表5 TaidaFloat 內構尺寸表(公厘)
主柱(同心圓內筒)
板厚 60
肋骨間距 2000
縱向隔艙壁厚度 40
環狀肋骨 2000×40
主柱/外柱
板厚 30
肋骨間距 2500
縱向防撓材 L 300×12/100×17
環狀肋骨 1000×300×30
浮橋
板厚 25
肋骨/縱向防撓材間距
2500/1000
縱向防撓材 L 300×13/90×17
肋板及肋骨 800×12
水平橫樑
板厚 12
縱向防撓材 L 150×90×12
stress)以及樑最小合成應力(beam min. combined st-
ress)對結構進行分析。
其結果如圖 21、22、23 所示，從位移圖能看
出水壓對浮橋造成的壓力在沒有隔艙壁的位置會
有較大的位移產生。而在最重要的應力部分，板
元素的應力主要集中在浮橋三個內側角，包含柱
與浮橋之連接處，也是預期應力集中的地方，圖
中黃色部分為應力值超過鋼材降伏應力之元素。
而樑元素則有較多部分超過降伏應力，主要是位
於浮橋矩形截面積的轉角處，這些都是在後續細
部設計中需要加強的位置，主要能以增加加強材
尺寸或是調整鋼板厚度來進行加強。
此處只簡單以工作吃水下的靜水壓當作受力
情況。實際上，浮臺在海上更大的挑戰是在面臨
風波流時綜合應力下，結構能否維持良好的服役
狀態以及良 好的發 電效率 ，這在 ABS Guide for
Building and Classing Floating Offshore Wind Tur-
bines [14]中Design load conditions 有提到，其中又
分為 Design load cases 以及 Survive load cases，前
者為一般運作環境下可能遇到的受力條件，後者
只要觀察浮臺在遭受極端環境條件下定位系統還
能否保持功用並存活下來。而其中浮臺遭受非規
則波下的受力情況，可能需要仰賴船級協會所提
供的設計工具，會在下一章節介紹。

172 I.-J. Hsu, Glib Ivanov, K.-T. Ma, Z.-Z. Huang, H.-T. Wu, Y.-T. Huang and Mike Chou
Optimizing the preliminary design of semi-submersible hulls for floating offshore wind turbines
圖20 有限元素模型，紅點為固定點
圖21 浮橋鋼板之位移分佈 (2 米高)
圖22 板元素應力分佈，黃色部分為應力超過鋼
材降伏點之位置
圖23 樑元素應力分佈，黃色部分為應力超過鋼
材降伏點之位置
環境條 件 及 船級協會規 範
接續前一章節所述，當我們在考量浮臺結構
是否能滿足抵禦風浪流等外力時，會仰賴公正的
第三方也就是船級協會來提供認證，而船級協會
之規範中各種 Design load cases (DLC)就是代表各
種風浪流條件，舉例 ABS 規範中 DLC6.1 即是當
浮臺面臨五十年一遇之臺風環境下，風機被迫鎖
機停止運作之情況。而測試這些 DLC 正是完成初
設計後的下一步設計流程。由於本文設計之浮臺
主要目標是開發適合臺灣海峽的浮臺。可取得的
最佳海洋氣象數據是由新竹附近的海上浮標收集
而來。收集浮標從 1997 年到 2018 年11 年間累積
的數據，並將其與美國國家海洋暨大氣總署(Na-
tional Oceanic and Atmospheric Administration ，
NOAA) 提供的數據進行回歸分析，得到進一步的
確認，最後總結出本設計項目會面臨的海洋氣象
條件。表 6 列出 95% 信賴度的風、浪和海流的海
洋氣象標準。考慮到臺灣海峽是颱風易發地區，
根據 IEC-61400 T 級規範[15][16]需使用在 150m 高
度(轉子高度)處取得之規範。因此，應使用 57.0
m/s 而不是 53.47 m/s 為標準。
為了使浮臺的設計滿足公認標準之一。需要
多方參考船級規則，例如前一章節提及的 ABS
Guide for Building and Classing Floating Offshore
Wind Turbines [14][17]。該指南及來自其他船級協
會的類似指南，能對永久選址的 FOWT 在設計、
建造、安裝和調查各方面都提供相對應的標準。
主要涉及三個主要領域：浮臺結構、定位系統以
及機械裝置、設備和系統。
不同的船級協會[13, 18-19]也有發布類似規
範，如 DNVGL OU-0512 “Floating offshore wind
turbine installations”，Bureau Veritas NI 572 DT R-
02 E “Classification and Certification of Floating Of-
表6臺灣海峽中浮式風機可行處之風浪流條件
風/浪/流
(95%信賴度) 1年 10 年 50 年
風速
(m/s)
37.97 47.44 53.47(57.0)
示性波高
(m)
5.94 10.11 12.72
波浪週期
(s)
8.89 10.77 11.80
流速
(m/s)
1.39 1.50 1.59

Journal of Taiwan Society of Naval Architects and Marine Engineers, Vol.41, No.4, 2022 173
fshore Wind Turbines”，以及 ClassNK 於2012 年出
版的 FOWT 規範 “Guidelines for Floating Offshore
Wind Turbine Structures”。值得注意的是，與船舶
規範不同，船級協會對浮臺的規範多會側重於穩
定性，因為穩定性不佳是過往浮臺故障的主要緣
故之一。
另外，船級協會還有提供相關設計工具可用
於提高工作效率和完整性。其中一種是海上結構
評估程式 (Offshore Structure Assessment Program,
OSAP)，該軟體可以幫助設計人員更輕鬆地檢查
他們的新設計是否符合 ABS 的規範要求。OSAP
與商業分析軟件連結良好，可導入其它軟件生成
之模型或數據，並生成設計荷載狀況，最後導出
直觀的指標顯示該設計是否符合規範。目前研究
團隊將會有系統地運用設計工具，以提高下一階
段的工作效率。
結 論
本文總結能夠承載 15MW 風力發電機的半潛
式浮臺(臺大浮臺)的初步設計過程和結果。該浮
臺的設計目的為能在風電開發商於臺灣海峽中水
深 60 米至 100 米的風場中著手部署浮式風電時，
成為其浮臺結構的首選。
本文由國立臺灣大學、SOIC、CSBC 的研究
人員和工程師組成設計團隊共同撰寫而成。主要
對於浮臺尺寸其中兩個設計變量，平臺長度和柱
直徑，以實現在平臺尺寸(或鋼構重量)和浮臺穩
度兩者之間取得最佳的平衡點。
最終的初設計是一個帶有環形浮橋的 3 柱半
潛式浮臺，能夠承載約 2300 噸的 15MW 風機，並
實現了下述幾個設計重點：
(1) 通過安排三個柱的合理位置和尺寸大小來增
加面積慣性矩及在環形浮橋內使用永久壓載
來壓低整體重心。浮臺具有很高的穩定性，
即使在柱內幫浦未運送壓載水時也能保持較
小的縱傾／橫傾角。
(2) 浮臺形狀採用傳統的環形浮橋上加立柱的布
置方式，這在石油和天然氣行業已經經過了
幾十年的驗證。環形浮橋與水平橫樑一起，
使整個浮臺外殼平滑且堅固。該設計最大限
度地減少複雜支撐， 或柱周圍阻尼平板在浮
臺服役多年後疲勞開裂的可能性。
(3) 將主柱直徑增加，使得額外的浮力可以用來
支撐風機的重量。相較於三柱直徑相同，外
柱不需要額外的壓載來平衡風機的重量。所
有柱都保持相同的壓載，該壓載僅用於在運
作階段控制縱傾／橫傾角度保持接近 0度。
由於外柱沒有大量壓載物，降低了重心，也
提高了穩定性。
(4) 寬大的浮橋可以提高阻尼，減少了浮臺的運
動，如起伏。浮筒內的永久壓載可以平衡內
外壓力並增加穩定性，且壓載水的質量也有
助於減少浮臺運動。
(5) 主柱頂(甲板)和三個水平橫樑提供了寬敞的
空間。使得後續操作和維護的過程中能有更
好的工作環境。
(6) 初步有限元素分析顯示。浮臺在工作吃水時
承受靜態水壓及自重的受力下，最大應力處
會出現在柱的根部、浮橋三個內側角以及浮
橋矩形截面積的轉角處，仍需更多的加強材
輔助。
根據本文提出的結構初步設計，該項目將在
下一階段面臨若干挑戰。其中之一是繫泊設計，
31 系統是否能夠承受 50 年颱風的最大設計條件
仍有待驗證。利用該設計在 OrcaFlex 進行的初步
分析表示，可能會需要一個 32 的繫泊系統去抵
抗臺灣海峽劇烈的風浪。
另一個挑戰是鋼材的重量控制。大量減輕鋼
材重量可能不是一件容易的事，因為內部構造仍
是遵循船級協會規範中設定的設計公式。在下一
階段如何通過有限元素分析實現高效的浮臺結構
設計還有待觀察。如何將浮式離岸風機的材料和
建造成本降低至與淺水區的固定式風機相比仍具
有經濟競爭力的程度還是一個挑戰。
致 謝
本研究需感謝幾位同事的寶貴投入和審閱意
見，包括國立臺灣大學的趙修武教授和江茂雄教
授、SOIC 的謝明蒲博士和周顯光博士、ABS 的林
彥豪博士與吳杰芳博士(已退休)。最重要的是，
感謝教育部的玉山學者計畫，以及臺灣科技部、
能源局、經濟部的研究計劃提供經費資助。

174 I.-J. Hsu, Glib Ivanov, K.-T. Ma, Z.-Z. Huang, H.-T. Wu, Y.-T. Huang and Mike Chou
Optimizing the preliminary design of semi-submersible hulls for floating offshore wind turbines
參考文 獻
1. Ma K., Y. Wu, S. Stolen, L. Bello, M. van der Horst
and Y. Luo, “Mooring Designs for Floating Offshore
Wind Turbines Leveraging Experience from the Oil &
Gas Industry”, 40th Proc. Int. Conf. Offshore Mech.
Arct. Eng. - OMAE, OMAE 2021-60739 (2021).
2. Ma, K., Y. Luo, C. Kwan and Y. Wu, “Mooring System
Engineering for Offshore Structures,” GPP, Elsevier,
ISBN: 9780128185513, eBook ISBN: 9780128-
185520 (2019).
3. Christopher Allen, A. Viselli, H. Dagher, A. Goupee, E.
Gaertner, N. Abbas, M. Hall and G. Barter, “Definition
of the UMaine VolturnUS-S Reference Platform Devel-
oped for the IEA Wind 15-Megawatt Offshore Refer-
ence Wind Turbine. Golden,” CO: NREL, NREL/TP-
5000-76773.
4. The Environmental Authority of the General Council
for the Environment and Sustainable Development
(France), “Deliberate opinion of the Environmental Au-
thority on the floating wind turbines of Groix and Belle-
Île (In French),” electronic copy at: http://www.cge-
dd.developpement-durable.gouv.fr/IMG/pdf/180530_-
parc_eolien_flottant_groix_belle-ile_56_-_delibere_c-
le2f4191-1.pdf, Paris (2018).
5. Borg M., M. Walkusch Jensen, S. Urquhart, M.T. An-
dersen, J.B. Thomsen and H. Stiesdal, “Technical Def-
inition of the TetraSpar Demonstrator Floating Wind
Turbine Foundation,” Energies, Vol.13, electronic
copy at: https://doi.org/10.3390/en13184911 (2020).
6. Makoto Ohta, M. Komatsu, H. Ito and H. Kumamoto,
“Development of a V-shaped Semi-submersible Float-
ing Structure for 7MW Offshore Wind Turbine”, Pro-
ceedings of the International Symposium on Marine
and Offshore Renewable Energy Oct 28-30, 2013, To-
kyo, Japan. electronic copy at: http://www.fukushima-
forward.jp/reference/pdf/study043.pdf, (2013).
7. Taiwan Great Daily, “Refreshing China's floating wind
power generation record! Shipyard launches a floating
wind power platform (In Chinese),” December (2021).
electronic copy at: https://twgreatdaily.com/5079579-
49_155167-sh.html (2021).
8. Adnan Durakovic, “Final Kincardine Floating Wind
Platform Leaves Spain.” OffshoreWIND.biz May,
2021, electronic copy at: https://www.offshorewin-
d.biz/2021/05/10/final-kincardine-floating-wind-plat-
form-leaves-spain/ (2021).
9. Roddier, D., C. Cermelli and A. Weinstein. “WindFloat:
a floating foundation for offshore wind turbines−part I:
design basis and qualification process”, 28th Interna-
tional Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engi-
neering, ASME, pp. 845-853 (2009).
10. Aubault, A., C. Cermelli, A. Lahijanian, A. Lum, A.
Peiffer and D. Roddier, “WindFloat contraption: From
conception to reproduction”, In ASME 2012, 31st Inter-
national Conference on Ocean, Offshore and Arctic En-
gineering, pp. 847-853 (2012).
11. Henrik Bredmose, “Definition of the IEA 15 MW wind
turbine and its use in COREWIND,” April 2020 Elec-
tronic copy at: https://corewind.eu/wp-conte-nt/up-
loads/files/presentations/Definition-of-the-15-M-W-
wind-turbine.pdf (2020).
12. DNVGL, DNVGL-RP-0286. “Coupled analysis of
floating wind turbines” (2019).
13. DNVGL, DNVGL-ST-0119. “Floating Wind Turbine
Structures” (2018).
14. ABS, “Guide for Building and Classing Floating Off-
shore Wind Turbines”, American Bureau of Shipping
(2020).
15. IEC 61400-1, Edition 3.1, 2014-04, Wind turbines−Part
1: Design requirements.
16. IEC 61400-3, Edition 1.0, 2009-02, Wind turbines−Part
3: Design requirements for offshore wind turbines.
17. ABS, “Guidance Notes on Global Performance Analy-
sis for Floating Offshore Wind Turbine” (2020).
18. Bureau Veritas, NI-572-R02-E, “Classification and
Certification of Floating Offshore Wind Turbines”
(2015).
19. Class NK, “Guidelines for Offshore Floating Wind Tur-
bine Structures”, (2012).

Journal of Taiwan Society of Naval Architects and Marine Engineers, Vol.41, No.4, 2022 175
OPTIMIZING THE PRELIMINARY DESIGN OF SEMI-SUBMERSIBLE
HULLS FOR FLOATING OFFSHORE WIND TURBINES
I.-J. Hsu* Glib Ivanov* K.-T. Ma* Z.-Z. Huang** H.-T. Wu** Y.-T. Huang*** Mike Chou***
* Department of Engineering Science and Ocean Engineering, National Taiwan University
** Ship & Ocean Industries R&D Center (SOIC)
*** CSBC Corporation Kaohsiung Taiwan
Keywords: Hull Form, Underwater Vehicles, Hydrodynamic Coefficients, Maneuvering Characteristics
ABSTRACT
As wind energy developers begin to venture into deep-sea waters exceeding 65 meters, floating offshore wind turbines
(FOWT) are gradually replacing bottom-fixed structures as a better solution. This paper proposes a semi-submersible
platform design for carrying a 15 MW turbine. Although semi-submersible floating platforms originated from the oil and
gas industry and have matured, their use for carrying floating wind turbines will require different design foundations and
constraints. Furthermore, compared to fixed wind turbines, existing or planned floating wind turbine platforms have the
drawbacks of excessive steel usage and oversized dimensions. Therefore, this paper aims to optimize the structure of the
semi-submersible platform to make it as cost-effective as possible, while meeting the following design considerations:
strength, ship stability under static and dynamic conditions, constructability, operability, and compliance with major clas-
sification societies' rule requirements. Through literature review, data from existing semi-submersible projects were col-
lected and analyzed. The ratio between displacement and steel weight was presented to show recent trends. Finally, the
demonstration platform, TaidaFloat, designed for carrying a 15 MW turbine, was introduced. Its application targets water
depths from 65 meters to 100 meters and considers deployment in the Taiwan Strait. The platform was designed based on
local construction limitations and conditions in Taiwan. Its internal structural arrangement has been preliminarily com-
pleted, and the advantages and features of the design were summarized.
(Manuscript received Nov. 15, 2022,
Accepted for publication Jan. 31, 2023)