海上風電單樁復合筒型基礎樁筒共同承載機制研究

劉 潤，李寶仁,，練繼建，丁紅巖

海上風電單樁復合筒型基礎樁筒共同承載機制研究

劉 潤1，李寶仁1,2，練繼建1，丁紅巖1

(1. 天津大學水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072；2. 天津市勘察院，天津 300191)

海上風電單樁復合筒型基礎(PBCF)可同時具有樁基礎和筒型基礎的承載優(yōu)勢，荷載在基樁與基礎筒間的傳遞是樁筒協同承載的關鍵．運用數值分析方法，以3,MW海上風機為研究對象，分析了單樁復合筒型基礎結構的樁筒結構尺寸與入土深度對地基承載力及變形的影響．分析結果表明，在上部荷載作用下，基樁承擔了豎向荷載和大部分彎矩，而基礎筒分擔了由于樁身變位傳遞的水平向荷載和部分彎矩，基礎結構整體具有較好的協同承載模式；合理設計基礎筒與基樁的直徑比能有效控制荷載分擔和基礎的水平變位，減小沉降差；正交試驗結果表明，影響基礎水平變位及差異沉降的因素按敏感度排序依次為：基礎筒直徑＞基樁直徑＞筒裙長度＞基樁樁長．

單樁復合筒型基礎；協同承載；極限承載能力；數值模擬；正交試驗設計

風能作為一種清潔的可再生能源，越來越受到世界各國的重視．由于發(fā)展海上風電不占用陸上土地，而且海上風能資源豐富，適宜于大規(guī)模開發(fā)，因而海上風電已成為未來風電發(fā)展的必然趨勢．歐洲是世界發(fā)展海上風力發(fā)電的先驅，擁有先進的核心技術，海上風電場正朝著大規(guī)模、深水化、離岸化方向發(fā)展．我國擁有十分豐富的近海風能資源，可開發(fā)風能資源估計在10×108,kW以上，其中海上風電資源占7.5×108,kW，具有很大的商業(yè)化、規(guī)?；l(fā)展的潛力[1]，東部沿海特別是江蘇等沿海灘涂及近海具有開發(fā)風電的良好條件．但我國海上風電產業(yè)還處于準備和探索階段，如果能夠充分利用這些資源，將會有效緩解我國東部電力供應緊張的現狀．

海上風機載荷特性不同于岸上風機和常規(guī)海上結構，作用載荷十分復雜．海上風機整體結構高，承受更大的風載荷，具有更多的動態(tài)響應和非線性響應．海上風電場的基礎結構形式有不同的劃分方法，綜合考慮結構的外形特征和材料性能以及施工安裝方式等因素可分為：單樁基礎、三腳架式基礎、導管架基礎、重力式基礎、負壓筒基和浮動式基礎結構等[2-4]．

風電結構荷載特點導致基礎結構將承擔較大的偏心荷載，從而產生不易控制的差異沉降，擬設計提出單樁復合筒型基礎(pile-bucket composite foundation，PBCF)形式[5]，同時發(fā)揮樁基礎能有效控制豎向變形與筒型基礎能有效控制水平向變形的優(yōu)勢．在海上風電中，豎向荷載相對兩者而言較小，故對于PBCF，擬研究樁-筒水平荷載與彎矩荷載的分擔特性，并對比分析不同基樁直徑與基礎筒直徑比下的荷載-位移(P-S)曲線，與單樁基礎和寬淺式筒型基礎[6]進行對比，建立起新型PBCF的優(yōu)化設計方法．

1 基礎水平向承載機制研究

1.1 計算模型及參數選取

本文設計的PBCF有限元模型如圖1所示．本文的研究基于通用的有限元軟件ABAQUS[7]進行．參照實際情況及以往的研究經驗[8-11]，分別建立鋼管樁單樁基礎、鋼質寬淺式筒型基礎與PBCF模型及模型荷載加載方式，見圖2．基樁總長L＝30,m，筒頂面以上基樁長l＝10,m，外徑d＝2.5,m，壁厚tp＝40,mm，基樁直徑及壁厚沿樁長不變．基礎筒模型筒裙長度Lr＝1.95,m，頂蓋厚tbs＝50,mm，基礎筒總長Lb＝2,m，外徑D＝10,m，壁厚tb＝100,mm，基礎筒直徑及壁厚沿筒長不變．PBCF模型中的基樁上部長度與單樁基礎相同．PBCF中的基樁與基礎筒接觸部分通過相關工藝處理，增加了基樁與基礎筒接觸部分的摩擦，摩擦系數取0.3．土體容重為20,kN/m3，彈性模量為30,MPa，泊松比為0.28，內摩擦角為30°；鋼材密度為7,850,kg/m3，彈性模量為2.1×105,MPa，屈服應力為448,MPa．

圖1 PBCF有限元模型Fig.1 FE model of PBCF

計算中，土體和基礎均采用六面體八節(jié)點減縮積分格式的三維實體單元建立有限元模型．單樁基礎及筒型基礎鋼材均采用彈性本構模型．地基土體采用Mohr-Coulomb彈塑性本構模型．

圖2 不同基礎的有限元模型Fig.2 FE models of different foundations

1.2 3種基礎形式的P-S曲線

基礎的水平向極限承載力[12]可采用P-S曲線法確定，在數值分析中運用位移控制方法，分別在單樁基礎、筒型基礎與PBCF中基樁的頂面施加水平位移荷載，從而獲得P-S曲線．鑒于目前對PBCF達到極限狀態(tài)的破壞模式鮮見報道，基于塑性極限分析原理，水平極限位移一般在砂土中進行水平承載力試驗，達到極限荷載時的水平位移往往超過建筑物的容許水平位移，通常通過等效塑性變形條件來確定極限荷載，所以本文借鑒基礎等效塑性破壞云圖輔助判斷基礎是否達到極限荷載破壞狀態(tài)．圖3給出了單樁基礎、筒型基礎與PBCF的P-S曲線．

圖3 3種基礎的P-S曲線Fig.3 P-S curves of three kinds of foundations

由圖3可知，當地表處水平位移S為-87.6,mm時，筒型基礎的水平位移-荷載曲線出現明顯拐點，此位置對應的水平力荷載作為筒型基礎的水平極限承載力，即P＝5,274.8,kN；根據P-S曲線及單樁基礎的等效塑性應變云圖(見圖4(a))可以判斷，當地表處水平位移S為-157,mm時，單樁基礎在樁底形成半圓形破壞區(qū)域，樁頂一側與地基土接觸區(qū)域也產生較大的剪切破壞，從而導致樁體外側與土體分離，此時的水平力荷載作為單樁基礎的水平極限承載力，即P＝1,448.9,kN；應用與分析單樁基礎相似的方法可以得出，地表處水平位移S為-90.1,mm時，PBCF的等效塑性應變云圖中，基礎筒兩側和基樁樁身均有很明顯的塑性貫通破壞區(qū)域，此時的水平荷載即PBCF的水平極限承載力為P＝5,912.1,kN．

水平荷載作用下3種基礎的有限元計算模型等效塑性應變云圖如圖4所示．圖4中，當基礎達到水平極限荷載時，單樁基礎在樁底形成半圓形破壞區(qū)域，樁頂背向施力一側與地基土接觸區(qū)域也產生較大的剪切破壞，樁的上下端部所受到的力相對集中且較大；筒型基礎在筒頂背向施力一側與地基土接觸區(qū)域產生較大的塑性貫通破壞，筒型基礎對周圍土體所產生的擾動范圍較大；PBCF中由于筒型基礎的約束作用，使得基樁的受力及塑性變形區(qū)域與單樁基礎存在較大差異，基礎筒部分的受力及變形狀態(tài)與筒型基礎相似．

由以上分析可知，PBCF充分發(fā)揮了筒型基礎抵抗水平向變形的優(yōu)勢，有效控制了單樁產生的過大水平變形．P-S曲線及等效塑性應變云圖表明，PBCF的水平極限承載力明顯大于筒型基礎與單樁基礎，且地表處的水平位移明顯減小．

圖4 水平荷載作用下3種基礎有限元計算模型的等效塑性應變云圖Fig.4Equivalent plastic strain nephogram of FE model of three kinds of foundations under horizontal load

1.3 不同樁筒直徑比下水平荷載的分擔

為了研究PBCF中基樁和基礎筒共同承擔水平荷載的機制，在數值模擬中，分別取基樁直徑d＝3.5～5.0,m、基礎筒直徑D＝12～30,m進行組合計算.本文中風機基礎所施加的荷載均取自華銳風電公司SL3000型風力發(fā)電機組塔筒底部所承受的極限荷載，故以下模型所施加的荷載全部施加于基礎結構頂部．在基樁頂施加水平荷載1,500,kN，研究各個模型中基樁與基礎筒對水平荷載的分擔情況．

圖5(a)～(d)給出了典型不同直徑組合的PBCF結構應力云圖．由圖5(a)和5(b)可以看出，當基樁直徑一定時，增加基礎筒直徑可以有效降低復合結構的最大應力. 由圖5(b)和5(d)可以看出，當基礎筒直徑一定時，增加基樁直徑可以使整體結構的應力分布更為均勻．

圖5 水平荷載作用下PBCF應力云圖Fig.5 MISES stress nephogram of PBCF under horizontal load

PBCF不同樁筒直徑比d/D下水平荷載的分擔情況如圖6所示．

圖6 不同樁筒直徑比下水平荷載的分擔情況Fig.6 Horizontal load distribution under different diameter ratios of pile and bucket

式中：KFP為基樁水平力分擔比；FP為基樁所承擔的水平向合力，MN；FB為基礎筒所承擔的水平向合力，MN．

由圖6可以看出，PBCF中，當d/D≤0.2時，d/D的變化對基樁水平力分擔比的影響較??；d/D＞0.2時，對于不同的基樁直徑，基樁水平力分擔比KFP隨d/D的增加呈指數衰減．

1.4 不同筒樁直徑比下的水平變形規(guī)律

圖7(a)～(d)給出了不同直徑組合的PBCF地基變形矢量云圖．由圖7(a)、7(b)可以看出，當基樁直徑一定、基礎筒直徑較小時，變形主要集中在基樁樁身上側，下部變形較??；增加基礎筒直徑可以使地基的變形更加均勻，變形最大值減小，充分發(fā)揮基礎筒對于水平變形的約束作用．由圖7(b)、7(d)可以看出，當基礎筒直徑一定時，增加基樁直徑可以減小地基變形，并使得地基變形更加均勻．增加基礎筒直徑對減小基礎的水平向變形更為有效．

水平荷載作用時單PBCF在基樁頂面的水平變形情況如圖8所示．

圖7 水平荷載作用下PBCF位移矢量云圖Fig.7Displacement vector nephogram of PBCF under horizontal load

圖8 水平荷載作用時不同筒直徑下PBCF的水平變形Fig.8Horizontal deformation of PBCF for different bucket diameters under horizontal load

由圖8可以看出，在PBCF結構中，增加基樁直徑d與基礎筒直徑D都可以減小地表處基礎的水平變形，當基礎筒直徑超過22,m后，直徑的增加對整個基礎水平變形的影響減弱．當基樁直徑小于2,m時，增加基礎筒直徑對控制位移更為有效．

筒樁直徑比與基樁自由段傾斜率的關系如圖9所示．

式中：ε 為筒頂面以上基樁自由段傾斜率；S為基樁頂端水平向變形，m；H為地表處水平向變形，m；l為基樁自由段長度，m．

由圖9可以看出，D/d＜10且d＞2.0,m時，ε值相對較小，變化幅值小于0.3%，表明筒樁直徑比對樁身的傾斜程度影響不明顯；而D/d＞10且d＜2.0,m時，ε值隨著D/d的增大逐漸減小．

圖9 筒樁直徑比與基樁自由段傾斜率的關系Fig.9 Relationship between diameter ratio of bucket and pile and inclination rate of pile

2 基礎抗彎承載機制

2.1 3種基礎的M-θ曲線

采用位移控制方法，分別在單樁基礎、筒型基礎與PBCF中基樁的頂面施加轉角位移荷載，從而獲得M-θ曲線，并通過M-θ曲線法得出基礎的抗彎極限承載力．圖10給出了單樁基礎、筒型基礎與PBCF的M-θ曲線．彎矩荷載作用下3種基礎結構的有限元計算模型等效塑性應變云圖如圖11所示．

圖10 3種基礎的M-θ 曲線Fig.10 M-θ curves of three kinds of foundations

由圖10和圖11可知，筒型基礎的M-θ曲線存在明顯拐點，即此時基礎筒轉角位移θ＝0.013,rad，對應的彎矩荷載作為筒型基礎的抗彎極限承載力，即M＝8.5,MN·m；單樁基礎M-θ曲線拐點對應的轉角位移θ＝0.021,rad，在樁底及樁頂一側形成較大的剪切破壞區(qū)域，此時的彎矩荷載作為單樁基礎的抗彎極限承載力，即M＝33.6,MN·m；PBCF的M-θ曲線為緩變型曲線，當基礎轉角θ＝0.016,rad時，基礎筒底部兩側和基樁樁身上下端部均有明顯的塑性貫通破壞區(qū)域，此時的彎矩荷載即PBCF的抗彎極限承載力為M＝134.1,MN·m．

在極限彎矩荷載作用下，3種基礎的地基中表現出不同的塑性應變特征．對于單樁基礎，在樁的頂部和底部受力集中，樁底土體中形成半圓形破壞區(qū)域，樁頂背向施力一側的地基土中產生了較大的剪切破壞區(qū)；對于筒型基礎，背向施力一端底部受力較大且對周圍土體所產生的擾動范圍較廣，在筒頂背向施力一側地基中產生較大的塑性貫通破壞區(qū)；對于PBCF，由于樁筒的共同作用，達到了共同抵抗彎矩荷載的效果，表現為單樁基礎與筒型基礎地基中的塑性應變集中區(qū)域減小，變形發(fā)生了重新分布．

圖11 彎矩荷載作用下3種基礎有限元計算模型的等效塑性應變云圖Fig.11Equivalent plastic strain nephogram of FE model of three kinds of foundations under moment load

因此，PBCF達到了海上風電高聳結構對抗傾覆及沉降差異的要求，地表處結構的傾斜率與筒型基礎相近，遠低于單樁基礎，且抗彎極限承載力顯著提高. 2.2 不同樁筒直徑比下彎矩荷載的分擔

為了研究PBCF中基樁和基礎筒共同承擔水平荷載的機制，在數值模擬中，分別取基樁直徑d為1～5,m、基礎筒直徑D為12～30,m進行組合計算，在基樁頂施加彎矩120,MN·m，研究各個模型中基樁與基礎筒對彎矩的分擔情況．

圖12(a)～(d)給出了不同直徑組合的PBCF結構應力云圖．從圖12中可以看出，增加基樁直徑d及基礎筒直徑D可以使整體結構的應力分布更為均勻．

圖12 彎矩荷載作用下PBCF應力云圖Fig.12 MISES stress nephogram of PBCF under moment load

PBCF不同樁筒直徑比下彎矩的分擔情況如圖13所示．

式中：KMP為基樁彎矩分擔比；MP為基樁所承擔的彎矩，MN·m；MB為基礎筒所承擔的彎矩，MN·m.

PBCF結構中，在基礎筒直徑D一定的情況下，隨著基樁直徑d的增加，基樁所承擔的彎矩逐漸增大；隨著基礎筒直徑D的增加，基樁所承擔的彎矩逐漸減??；基樁彎矩分擔比KMP隨著d/D的增加而增大，即基樁所承擔的彎矩增大．d/D在0.1～0.4以內時，基樁彎矩分擔比值較為穩(wěn)定，均在97%～99%之間．由此可以確定，當d/D在一定范圍內，更改基樁直徑或基礎筒直徑對單樁復合筒型基礎中彎矩的分擔影響不明顯．

圖13 不同樁筒直徑比下彎矩荷載的分擔情況Fig.13Moment load distribution under different diameter ratios of pile and bucket

2.3 不同直徑比下的水平變形規(guī)律

圖14(a)～(d)給出了典型不同直徑組合的PBCF位移矢量云圖．

圖14 PBCF位移矢量云圖Fig.14Displacement vector nephogram of PBCF under moment load

由圖14可知，由于海上風電基礎受到巨大的彎矩作用，在基礎下部土體中形成了明顯的球形旋轉破壞面．這一現象與竺存宏[13]、Zhang等[14]、劉潤等[15]關于筒型基礎筒體轉動中心處于基礎底面以下假設的試驗結果和數值分析結論相符，即當筒體長徑比控制在一定范圍內時，轉動中心應位于地表與基底之間的某點上．由圖14(a)、(b)可以看出，球形旋轉破壞面旋轉中心位于筒頂面以下基樁上部土體中，當增加基礎筒直徑時，旋轉中心上移．由圖14(b)、(d)可以看出，在基礎筒直徑相同時，增大基樁直徑，基礎結構整體剛度變大，球形旋轉破壞面旋轉中心明顯向施力反方向一側移動，并且使得地基土體的變形分布更加均勻．

彎矩荷載作用時PBCF在地表的水平變形情況如圖15所示．

由圖15可知，當D＜22,m時，基樁直徑d為2.5,m、3.5,m的PBCF在地表處的水平變形隨筒徑的增加明顯減小；當D≥22,m時，不同基樁直徑的復合結構在地表處的水平變形趨于穩(wěn)定；可以看出，對基樁直徑較小的PBCF結構，基礎筒直徑的變化對地表處的水平變形影響較大．

圖15 彎矩荷載作用時不同筒直徑下PBCF的水平變形Fig.15 Horizontal deformation of PBCF for different bucket diameters under moment load

不同筒樁直徑比與基樁自由段傾斜率的關系曲線如圖16所示．由圖16可以看出，D/d在3～6之間且基樁直徑較大時，ε 值較小且穩(wěn)定，表明當基樁直徑d一定時，基礎筒直徑D的變化對樁身的傾斜程度影響不明顯；而基樁直徑較小，D/d在一定范圍內時，ε 值隨D/d的增大逐漸減小，且變化較大．

圖16 彎矩荷載作用下筒樁直徑比與基樁自由段傾斜率的關系Fig.16 Relationship between diameter ratio of bucket and pile and inclination rate of pile under moment load

3 樁長與筒長對基礎水平變位的影響

Andersen等[16]和陳福全等[17]根據模型試驗一致認為，埋深是地基上筒型基礎結構的一個主要設計參數．在PBCF中，基樁埋深和基礎筒埋深毫無疑問也是研究樁筒傳力機制的必要因素，故以基樁直徑d＝3.5,m、上部基樁樁長l＝10,m、基礎筒直徑D＝20,m為基礎條件，分別研究基樁樁長L＝30～70,m，即基樁入土深度Lpr＝20～60,m和基礎筒入土深度(即筒裙長度)Lr＝2～6,m的情況．采用位移控制方法，分別對PBCF基樁樁頂施加100,MN·m的彎矩進行分析，得到不同筒裙長度時PBCF在地表處的水平變形，如圖17所示．

圖17 不同筒裙長度時PBCF的水平變形Fig.17Horizontal deformation of PBCF for different bucket lengths

由圖17可以看出，隨Lr的增加，PBCF在地表處的水平變位減小，當Lr＞5,m時，基礎的水平變位趨于穩(wěn)定．基樁入土深度與Lr相比較，對PBCF在地表處的水平變位影響較?。cAndersen等[16]和陳福全等[17]根據模型試驗得出增大埋深能提高筒型基礎結構抗水平傾覆能力的結論一致．

4 對各影響因素的正交試驗分析

正交試驗設計是利用正交表來安排與分析多因素試驗的一種設計方法．它是從試驗因素的全部組合中，挑選部分有代表性的組合進行試驗，通過對這部分試驗結果的分析了解全面試驗的情況，找出最優(yōu)的組合[18-19]．

對于海上風電的PBCF形式，將基樁樁長L、基樁直徑d、基礎筒直徑D、筒裙長度Lr等主要參數的變化進行對比分析，以控制基礎結構在地表處的水平變形及差異沉降量為目標，得出以上各個設計參數對地基承載力的影響程度，從而指導設計．對此，制作正交試驗設計與結果的數據分析如表1所示．

表1中的d共3個水平值，第1、第2、第3水平值分別是3,m、4,m、5,m；依此類推，L的第1、第2、第3水平值分別是30,m、50,m、70,m，D的第1、第2、第3水平值分別是10,m、20,m、30,m，Lr的第1、第2、第3水平值分別是2,m、4,m、6,m．K1表示在d、L、D、Lr各因素分別在各自因素第1水平值尺寸時基礎在地表處水平向位移S的總和，如d的第1個水平值即d＝3,m時所對應的K1為155.5＋20.8＋7.8＝184.1,mm；依此類推，L、D、Lr每個因素的第1個水平值即L＝30,m、D＝10,m、Lr＝2,m時所對應的K1為169.7,mm、187.0,mm、175.8,mm；仿照K1的計算的方法得出d、L、D、Lr每個因素的第2個水平值，即d＝4,m、L＝50,m、D＝20,m、Lr＝4,m時所對應的K2為28.2,mm、49.8,mm、40.2,mm、38.5,mm；d、L、D、Lr每個因素的第3個水平值，即d＝5,m、L＝70,m、D＝30,m、Lr＝6,m時所對應的K3為37.8,mm、30.6,mm、22.9,mm、35.9,mm．k1表示d、L、D、Lr各因素分別在各自因素第1水平值尺寸時基礎在地表處水平位移S的平均值，因d、L、D、Lr均有3個水平值，故以d的第1個水平值即d＝3,m時所對應的k1為例，即k1＝K1/3＝184.1/3＝61.4,mm；依此類推，L、D、Lr每個因素的第1個水平值即L＝30,m、D＝10,m、Lr＝2,m時所對應的k1為56.6,mm、62.3,mm、58.6,mm；仿照k1的計算的方法可得出d、L、D、Lr每個因素的第2個水平值即d＝4,m、L＝50,m、D＝20,m、Lr＝4,m，第3個水平值即d＝5,m、L＝70,m、D＝30,m、Lr＝6時所對應的k2及k3值．參照上述方法可以得出d、L、D、Lr各因素分別在各自3個水平值尺寸下基礎在地表處差異沉降量δ的總和E1、E2、E3及差異沉降量δ變化的平均值e1、e2、e3．

用同一因素各水平值下平均值的極差R(極差＝平均位移變化的最大值-平均位移變化的最小值)來反映各因素的水平變動對試驗結果即位移變化量影響的程度，表1中RS、Rδ分別為地表處水平位移S和差異沉降量δ平均值的極差．極差大就表示該因素的水平變動對試驗結果的影響大，反之則影響?。畬Ρ?中極差RS和極差Rδ的值進行比較可知，影響PBCF水平向位移和差異沉降量因素的主次順序依次都是基礎筒直徑D、基樁直徑d、筒裙長度Lr、基樁樁長L．

表1 正交試驗設計與結果Tab.1 Design and results of orthogonal test

5 結 論

針對PBCF的樁筒傳力機制，應用ABAQUS通用有限元軟件進行計算分析．研究了水平荷載及彎矩荷載作用下PBCF的承載特性，得出的主要結論如下．

(1) 分別對單樁基礎、寬淺式筒型基礎與PBCF地基的P-S曲線及M-θ曲線進行分析可知，PBCF結構由于樁筒的共同作用，達到了共同抵抗水平力及彎矩的效果，并有效提高了基礎的水平極限承載力及抗彎極限承載力．

(2) 通過研究PBCF中基樁與基礎筒的荷載分擔機制可知，d/D＞0.2時，隨d/D的增加，基樁的水平力分擔比呈指數衰減而彎矩分擔比變化不明顯．

(3) 在水平力和彎矩荷載作用下，增加PBCF中基樁直徑和基礎筒直徑都可以減小地基變形并使應力分布更為均勻，其中增加基礎筒直徑對控制變形更為有效．

(4) 增加基樁和基礎筒的入土深度能提高PBCF抗傾覆能力，且隨著基礎入土深度的增加，地表處的水平變形有所減小．

(5) 新型復合單樁基礎主要設計參數的正交試驗表明，影響基礎結構水平向變位和差異沉降的因素按敏感度強弱排序依次為：基礎筒直徑D＞基樁直徑d＞筒裙長度Lr＞基樁樁長L．

［1］ 劉 琦，許移慶. 我國海上風電發(fā)展的若干問題初探[J]. 上海電力，2007(2)：144-148.

Liu Qi，Xu Yiqing. Some problems on offshore wind power development in China[J]. Shanghai Electric Power，2007(2)：144-148(in Chinese).

［2］ 黃維平，李兵兵. 海上風電場基礎結構設計綜述[J].海洋工程，2012，30(2)：150-156.

Huang Weiping，Li Bingbing. Reviews and comments on the design for offshore wind structures[J]. The Ocean Engineering，2012，30(2)：150-156(in Chinese).

［3］ DNV-OS-J101 Design of Offshore Wind Turbine Struc-tures[S]. Det Norske Veritas，2004.

［4］ 尚景宏，羅 銳，張 亮. 海上風電基礎結構選型與施工工藝[J]. 應用科技，2009，36(9)：6-10.

Shang Jinghong，Luo Rui，Zhang Liang. Foundation structure selection and construction process for offshore wind turbines[J]. Applied Science and Technology，2009，36(9)：6-10(in Chinese).

［5］ 天津大學. 一種海上風電機組地基組合基礎：中國，201110324026.8[P]. 2012-05-09.

Tianjin University. Combination Base of Wind Power Generator Set Foundation on Sea：CN，201110324026. 8[P]. 2012-05-09(in Chinese).

［6］ 天津大學. 一種大尺度頂蓋承載式淺基礎構件及其自我加固方法：中國，201010564219. 6[P]. 2011-06-29.

Tianjin University. Large-Size Head Cover Loaded Type Shallow Foundation Component and Self-Strengthening Method Thereoy：CN，201010564219.6[P]. 2011-06-29(in Chinese).

［7］ Hibbitt，Karlson and Sorrenson(HKS). ABAQUS User’s Manual 6. 3[M]. Pawtucket，RI，USA，2002.

［8］ Zhang Puyang，Xiong Kangping，Ding Hongyan，et al. Anti-liquefaction characteristics of composite bucket foundations for offshore wind turbines[J]. Journal of Renewable and Sustainable Energy，AIP，2014，6(5)，053102.

［9］ 李華鑾. 水平荷載作用下軟土地基上桶形基礎承載力分析[J]. 土工基礎，2011，25(2)：65-68. Li Hualuan. Analysis on bearing capacity of bucket foundation in soft soil ground under horizontal load[J]. Soil Engineering and Foundation，2011，25(2)：65-68(in Chinese).

［10］ 劉 潤，董 偉，閆澍旺. 應用反分析方法確定用于打樁分析的土性參數[J]. 中國港灣建設，2005，139(5)：10-12.

Liu Run，Dong Wei，Yan Shuwang. Soil properties for pile driving analysis determined by back-analysis method[J]. China Harbour Engineering，2005，139(5)：10-12(in Chinese).

［11］ 閆澍旺，周宏杰，劉 潤，等. 海工結構物樁基礎豎向穩(wěn)定性的可靠度分析[J]. 海洋工程，2004，22(1)：19-24.

Yan Shuwang，Zhou Hongjie，Liu Run，et al. Reliability analysis on vertical stability of pile foundations of ocean structures[J]. The Ocean Engineering，2004，22(1)：19-24(in Chinese)．

［12］ 武 科，欒茂田，范慶來，等. 灘海桶形基礎破壞機制及極限承載力分析研究[J]. 巖土工程學報，2008，30(3)：394-398.

Wu Ke，Luan Maotian，Fan Qinglai，et al. Failure mechanism and ultimate bearing capacity of bucket foundation in shallow water[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2008，30(3)：394-398(in Chinese)．

［13］ 竺存宏. 使用極限狀態(tài)大圓筒土壓力計算方法[J]. 巖土工程學報，2002，24(3)：313-318.

Zhu Cunhong. Computation of earth pressure on large diameter cylinder under service ultimate state [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2002，24(3)：313-318(in Chinese).

［14］ Zhang Puyang，Ding Hongyan，Le Conghuan. Installation and removal records of field trials for two mooring dolphin platforms with three suction caissons[J]. Journal of Waterway，Port，Coastal，and Ocean Engineering，ASCE，2013，139(6)：502-517.

［15］ 劉 潤，陳廣思，劉禹臣，等. 海上風電大直徑寬淺式筒型基礎抗彎特性分析[J]. 天津大學學報：自然科學與工程技術版，2013，46(5)：393-400.

Liu Run，Chen Guangsi，Liu Yuchen，et al. The analysis of resisting moment behavior of large diameter and shallow buried bucket foundation for offshore wind turbine[J]. Journal of Tianjin University：Science and Technology，2013，46(5)：393-400(in Chinese).

［16］ Andersen K H，Murff J D，Randolph M F，et al. Suction anchors for deepwater applications[C]// Frontiers in Offshore Geotechnics. Perth，Australia，2005：1-30.

［17］ 陳福全，龔曉南，竺存宏. 大直徑圓筒碼頭結構土壓力性狀模型試驗[J]. 巖土工程學報，2002，24(1)：72-75.

Chen Fuquan，Gong Xiaonan，Zhu Cunhong. Analysis of the model test of cylindrical wharf structure with large diameter[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2002，24(1)：72-75(in Chinese).

［18］ 彭海濱. 正交試驗設計與數據分析方法[J]. 計量與測試技術，2009，36(12)：39-42.

Peng Haibin. Orthogonal trial design and data analysis methods[J]. Metrology & Measurement Technique，2009，36(12)：39-42(in Chinese)．

［19］ 陳建江，鐘毅芳，肖人彬. 基于正交試驗的穩(wěn)健優(yōu)化設計方法及其工程應用[J]. 中國機械工程，2004，15(4)：283-286.

Chen Jianjiang，ZhongYifang，Xiao Renbin. Design method of robust optimization based on orthogonal tests and its application[J]. China Mechanical Engineering，2004，15(4)：283-286(in Chinese)．

(責任編輯：樊素英)

Bearing Characteristics of Pile-Bucket Composite Foundation for Offshore Wind Turbine

Liu Run1，Li Baoren1，2，Lian Jijian1，Ding Hongyan1
(1. State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Simulation and Safety，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Tianjin Institute of Geotechnical Investigation and Surveying，Tianjin 300191，China)

Pile-bucket composite foundation(PBCF)for offshore wind turbine has the bearing superiorities of both pipe foundation and bucket foundation. The load transmitting between the pile and bucket is the important issue of the pile-bucket composite foundation. Numerical simulation method is applied to analyzing the coupled bearing mechanism of this type foundation for a 3,MW offshore wind turbine. The foundation structure design parameters and the foundation buried depth were investigated in defining the bearing capacity and deformation of the pile-bucket composite foundation. The analyzing results show that the pile bears almost all of the vertical load and most of the moment induced by upper structure，while the bucket takes the horizontal load and part of moment due to the pile displacement. As a coupled bearing mechanism，the pile-bucket foundation has a reasonable load transfer mode. The reasonable diameter ratio of bucket and pile can effectively control the load distribution and the horizontal displacement，as well as reduce the different settlement of the foundation. The result of orthogonal test shows that the sensitivity order of the design parameters to the foundation horizontal displacement and different settlement is：bucket diameter＞pile diameter＞bucket length＞pile length.

pile-bucket composite foundation(PBCF)；coupled bearing；ultimate bearing capacity；numerical simulation；orthogonal test design

TU43

A

0493-2137(2015)05-0429-09

10.11784/tdxbz201309112

2013-09-30；

2013-11-20.

國家自然科學基金創(chuàng)新研究群體科學基金資助項目(51321065)；國家國際科技合作專項資助項目(2012DFA70490)；教育部新世紀優(yōu)秀人才支持計劃資助項目(NCET-11-0370).

劉 潤（1974— ），女，博士，教授.

劉 潤，liurun@tju.edu.cn.

時間：2013-12-31. 網絡出版地址：http://www.cnki.net/kcms/doi/10.11784/tdxbz201309112.html.