沖刷和地震聯(lián)合作用對(duì)單柱復(fù)合筒基礎(chǔ)位移變形的影響*

張 權(quán)，張浦陽

沖刷和地震聯(lián)合作用對(duì)單柱復(fù)合筒基礎(chǔ)位移變形的影響*

張 權(quán)1，張浦陽2,?

（1. 上海勘測設(shè)計(jì)研究院有限公司，上海 200335；2. 天津大學(xué)，水利工程智能建設(shè)與運(yùn)維全國重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072）

為考察單柱復(fù)合筒抵御極端惡劣環(huán)境的能力，研究了單柱復(fù)合筒在正常使用極限狀態(tài)和地震工況下，海床沖刷1 m和3 m時(shí)結(jié)構(gòu)及土壤的位移變形情況，并根據(jù)現(xiàn)場實(shí)測值對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行檢驗(yàn)。結(jié)果表明，數(shù)值模擬的傾斜角度能涵蓋1 800 h內(nèi)現(xiàn)場出現(xiàn)的近99.3%的傾斜角度，數(shù)值模擬具有一定的參考價(jià)值。正常使用極限工況下沖刷對(duì)結(jié)構(gòu)和周圍土壤的影響較大，沖刷3 m的土壤沉降量是沖刷1 m的1.21倍。地震工況下結(jié)構(gòu)整體位移變形較大，位移變形為正常使用工況的1.3倍左右，沖刷對(duì)地震工況下結(jié)構(gòu)的變形影響較小。

單柱復(fù)合筒；地震；沖刷；海上風(fēng)電

0 引 言

目前世界范圍內(nèi)海上風(fēng)電發(fā)展迅速，2022年我國已超越英國成為世界上海上風(fēng)電裝機(jī)量最大的國家。為了完成我國“二氧化碳排放力爭于2030年前達(dá)到峰值，努力爭取2060年前實(shí)現(xiàn)碳中和”[1]的目標(biāo)，發(fā)展風(fēng)電、光伏等新能源是降低電力行業(yè)碳排放的任務(wù)之一[2]。

近岸風(fēng)機(jī)大多采用樁基礎(chǔ)或筒基礎(chǔ)，在設(shè)計(jì)過程中，需要考慮到各種極端情況的荷載組合。在復(fù)雜的海洋環(huán)境當(dāng)中，水流受到基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的阻礙會(huì)改變流動(dòng)方向，侵蝕海床，產(chǎn)生沖刷坑，沖刷現(xiàn)象改變結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性[3]，影響基礎(chǔ)的側(cè)向位移和承載力[4]。STROESCU等[5]比較了沖刷對(duì)單樁和筒型基礎(chǔ)的影響，發(fā)現(xiàn)筒型基礎(chǔ)比單樁基礎(chǔ)抗沖刷能力好，因此單柱復(fù)合筒將筒基礎(chǔ)設(shè)置在外圍起到抗沖刷的作用。丁紅巖等[6]研究了單柱復(fù)合筒負(fù)壓下沉?xí)r筒壁兩側(cè)及筒端土體的滲流特性和超孔隙水壓力的分布，推導(dǎo)出理論公式并通過實(shí)際工程進(jìn)行了驗(yàn)證。于通順等[7]通過建立風(fēng)機(jī)塔筒?復(fù)合筒基礎(chǔ)?沖刷地基的耦合動(dòng)力分析模型，模擬單樁復(fù)合吸力筒在粉砂質(zhì)海床的單向流作用下的地基沖刷特性，并對(duì)數(shù)值模型結(jié)果進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)沖刷會(huì)降低風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)的自振頻率，提高復(fù)合筒基運(yùn)行速度，影響結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。朱洵等[8]對(duì)江蘇如東海上風(fēng)電進(jìn)行現(xiàn)場試驗(yàn)，研究了粉砂粉土和黏土層中單柱復(fù)合筒壁內(nèi)外側(cè)側(cè)壓力系數(shù)、筒體負(fù)壓排水等關(guān)鍵參數(shù)的演化規(guī)律。不少學(xué)者針對(duì)地震工況下筒基礎(chǔ)的承載力展開了研究。OLALO等[9]通過離心機(jī)試驗(yàn)，分析了三種不同長徑比的筒基礎(chǔ)受地震引起的土壤液化的影響，發(fā)現(xiàn)筒越高，基礎(chǔ)的傾斜程度和歸一化沉降程度越低。劉佳等[10]研究在五種不同地震工況下復(fù)合筒型基礎(chǔ)對(duì)地基土體液化的影響，發(fā)現(xiàn)復(fù)合筒分艙板形成筒內(nèi)部較為復(fù)雜的結(jié)構(gòu)為土體提供了更為優(yōu)化的受力分布，大大降低了局部液化的風(fēng)險(xiǎn)。張浦陽等[11]提出的抗液化剪應(yīng)力法，對(duì)地震荷載作用下的筒型基礎(chǔ)土體液化情況進(jìn)行計(jì)算判別，發(fā)現(xiàn)在地震荷載作用下施加在筒型基礎(chǔ)內(nèi)部和下部土體的豎向靜力荷載對(duì)筒內(nèi)土體抗液化能力有顯著的提高作用，在周圍土體大面積液化后筒型基礎(chǔ)仍可繼續(xù)承載。

綜上，對(duì)于海上風(fēng)機(jī)筒型基礎(chǔ)，目前研究大多單獨(dú)圍繞地震或沖刷展開，較少有考慮沖刷的地震荷載基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)特性研究。為研究結(jié)合樁基礎(chǔ)和筒型基礎(chǔ)的單柱復(fù)合筒[12]抵抗極端惡劣環(huán)境荷載的能力并進(jìn)行安全評(píng)估，以上?？睖y設(shè)計(jì)研究院研發(fā)的三峽新能源陽江西沙扒單柱復(fù)合筒海上風(fēng)電項(xiàng)目為例進(jìn)行數(shù)值模擬研究，分別對(duì)其在沖刷、地震以及沖刷地震聯(lián)合三種危險(xiǎn)工況下的承載特性等進(jìn)行計(jì)算研究。

1 分析模型

1.1 工程原型

如圖1所示，項(xiàng)目位于廣東省陽江市陽西縣沙扒鎮(zhèn)附近海域，場址面積約36.6 km2，以其中兩處典型機(jī)位為研究對(duì)象，分析不同土壤環(huán)境不同工況下結(jié)構(gòu)變形、位移等的變化情況，評(píng)估結(jié)構(gòu)的安全性。

圖1 單柱復(fù)合筒基礎(chǔ)現(xiàn)場安裝示意圖

表1為典型機(jī)位計(jì)算選用土壤參數(shù)，分析時(shí)彈性模量取黏土5倍、砂土3倍的壓縮模量。其中壓縮模量取最大值和最小值的平均值，不排水抗剪強(qiáng)度取最小值。

表1 典型機(jī)位土壤參數(shù)

注：模型土體厚度50 m，無詳細(xì)參數(shù)土層均按最后一層選取。

1.2 有限元模型和荷載模型

1.2.1 單柱復(fù)合筒有限元模型

陽江西沙扒一期的5.5 MW風(fēng)機(jī)單柱復(fù)合筒基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)如圖2所示。單柱復(fù)合筒基礎(chǔ)筒徑為36 m，典型機(jī)位筒高為9.9 m。單柱復(fù)合筒由內(nèi)部分艙的筒型基礎(chǔ)、單柱及連接件構(gòu)成，筒壁厚25 mm，筒頂蓋厚20 mm。筒型基礎(chǔ)內(nèi)部分為七艙，其中中艙為圓形，直徑為10 m。單柱由上至下共分為三段：第一段為直徑7 m的圓柱，第二段為頂端直徑7 m、底端直徑10 m的錐體，第三段為直徑10 m的圓柱。風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)柱頂高程為 +18.0 m。

圖2 單柱復(fù)合筒基礎(chǔ)示意圖

本研究主要考察最危險(xiǎn)工況下結(jié)構(gòu)的承載特性，因此計(jì)算時(shí)將各工況下最大荷載施加在結(jié)構(gòu)的耦合點(diǎn)上。正常使用極限狀態(tài)下，風(fēng)荷載對(duì)上部高聳風(fēng)機(jī)的作用點(diǎn)為筒頂，距泥面45.2 m處，波浪對(duì)筒基的荷載作用在第三段筒，距泥面14.12 m處。地震工況下，水平地震荷載對(duì)上部高聳風(fēng)機(jī)的水平荷載作用于筒頂，距泥面45.2 m處，和正常使用極限位置相同，對(duì)筒基的水平荷載作用于泥面以上3.83 m處；豎向地震荷載對(duì)上部風(fēng)機(jī)作用點(diǎn)位于泥面以上41.5 m處，對(duì)筒基的作用點(diǎn)位于泥面以上3.83 m。

圖3為單柱復(fù)合筒基礎(chǔ)有限元模型示意圖。模型中土體采用Mohr-Coulomb本構(gòu)，筒土之間采用摩擦接觸，摩擦系數(shù)取0.3。

圖3 單柱復(fù)合筒基礎(chǔ)有限元模型示意圖：（a）整體結(jié)構(gòu)；（b）單柱復(fù)合筒

1.2.2 極端工況荷載模型

為驗(yàn)算極端工況下的地基承載力以及模型變形，模型計(jì)算工況的荷載作用依據(jù)《海上風(fēng)電場工程風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》（NB/T 10105-2018）[13]取值，采用表2所示的正常使用極限狀態(tài)下的荷載標(biāo)準(zhǔn)組合。

表2 正常使用極限狀態(tài)荷載標(biāo)準(zhǔn)組合

注：泥面彎矩557 MN?m。

1.2.3 地震荷載模型

本工程 Ⅲ 類場地50年超越概率10%的地震動(dòng)峰值加速度按0.125 g考慮，Ⅳ 類場地50年超越概率10%的地震動(dòng)峰值加速度按0.12 g考慮，對(duì)應(yīng)的地震基本烈度均為 Ⅶ 度。地震荷載采用承載能力極限狀態(tài)下的地震荷載組合，如表3所示。

表3 承載能力極限狀態(tài)地震荷載組合

2 數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果檢驗(yàn)

2.1 正常使用極限狀態(tài)基礎(chǔ)變形特性理論計(jì)算

和筒直徑相比，泥面沉降高差很小，因此可將沉降高差近似表達(dá)為旋轉(zhuǎn)角度對(duì)應(yīng)的弧度值：

整理可得：

將極端工況?變形驗(yàn)算荷載值（表2所示）施加于鋼管樁頂部，通過沉降量的變化進(jìn)行極端工況荷載下復(fù)合筒型基礎(chǔ)的變形驗(yàn)算分析。

圖4為基礎(chǔ)泥面處變形位移云圖，其中代表總位移，1、2、3分別代表、、方向位移。可以看出，泥面處基礎(chǔ)兩側(cè)沉降分別為 ?126.7 mm、+137.0 mm，總高差為263.7 mm，用泥面處沉降值計(jì)算單柱復(fù)合筒的傾斜程度為0.42°。

圖4 基礎(chǔ)泥面處變形位移云圖

單柱復(fù)合筒基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的整體位移以及各方向上的位移如圖5所示，在正常使用極限狀態(tài)下，單柱復(fù)合筒的位移最大處出現(xiàn)在筒頂，總位移為589.8 mm，方向上的位移為524.2 mm，方向的位移較小，后續(xù)計(jì)算中可忽略不計(jì)，豎向位移差為309.1 mm。

圖5 單柱復(fù)合筒整體變形圖：（a）總位移；（b）豎向位移；（c）X方向位移；（d）Y方向位移

2.2 現(xiàn)場實(shí)測情況

風(fēng)電場對(duì)典型風(fēng)機(jī)塔筒進(jìn)行吊裝后至風(fēng)機(jī)安全投入運(yùn)行前的動(dòng)態(tài)傾斜進(jìn)行監(jiān)測，將監(jiān)測數(shù)據(jù)通過無線傳輸方式實(shí)時(shí)發(fā)送并保存到升壓站及岸上集控中心服務(wù)器中。如圖6所示，在三臺(tái)風(fēng)機(jī)底層安裝了1個(gè)傾角儀、1個(gè)加速度計(jì)、1臺(tái)G01NET-3D（10通道）采集儀。

圖6 現(xiàn)場試驗(yàn)設(shè)備安裝及數(shù)據(jù)采集：（a）岸上集控中心監(jiān)測平臺(tái)；（b）升壓站無線接收設(shè)備安裝

根據(jù)現(xiàn)場傳來的數(shù)據(jù)，得到1 800 h內(nèi)單柱復(fù)合筒頂部的傾斜角度曲線，如圖7所示。圖中直線為理論計(jì)算出的單柱復(fù)合筒最大傾斜角度0.42°，曲線為實(shí)際工況下單柱復(fù)合筒的最大傾斜角度實(shí)測值，其中最大傾斜角度為0.531°，并且1 800 h中有12 h的傾斜角度超過0.42°，可以看出理論計(jì)算結(jié)果能涵蓋99.3%的實(shí)測數(shù)據(jù)，超過0.42° 的部分集中在0 h和750 h兩個(gè)時(shí)間點(diǎn)附近，傾斜度分別超過理論計(jì)算值的7.1%和26.3%，持續(xù)時(shí)間分別為4 h和6 h，超過理論計(jì)算值的部分持續(xù)時(shí)間短，對(duì)結(jié)構(gòu)的承載能力影響不大。根據(jù)以上數(shù)據(jù)，可以看出實(shí)際工程中會(huì)偶爾出現(xiàn)超過理論計(jì)算結(jié)果的情況，但出現(xiàn)的大部分傾斜角度包含在理論計(jì)算結(jié)果之內(nèi)，本研究的理論計(jì)算結(jié)果較為可靠，各工況下的理論計(jì)算結(jié)果對(duì)現(xiàn)實(shí)具有一定參考價(jià)值。

圖7 筒頂水平位移變化圖

3 危險(xiǎn)工況下單柱復(fù)合筒基礎(chǔ)變形特性

3.1 沖刷對(duì)結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)變形特性的影響

單柱復(fù)合筒在海洋中安裝完成后，周圍海床受到水流的沖擊摩擦，會(huì)形成片狀沖刷或者溝狀沖刷，相應(yīng)地降低單柱復(fù)合筒埋深，影響結(jié)構(gòu)承載力，為了充分評(píng)估單柱復(fù)合筒承載能力，需要考慮沖刷工況。針對(duì)典型機(jī)位的表層河床沖刷進(jìn)行變形驗(yàn)算，對(duì)1 m和3 m河床全部被沖刷后的單柱復(fù)合筒結(jié)構(gòu)承載進(jìn)行數(shù)值模擬，以找到表層沖刷后結(jié)構(gòu)的承載變化規(guī)律，檢驗(yàn)結(jié)構(gòu)抵抗沖刷工況的能力。

將極端工況?變形驗(yàn)算荷載值施加于鋼管樁頂部，通過沉降量的變化進(jìn)行極端工況荷載下復(fù)合筒型基礎(chǔ)的變形驗(yàn)算分析。

圖8為沖刷1 m和3 m處的泥面處變形位移云圖?？梢钥闯觯瑳_刷1 m時(shí)泥面處基礎(chǔ)兩側(cè)沉降分別為 ?132.0 mm、+143.9 mm，總高差為275.9 mm，傾斜度為0.44°。沖刷3 m時(shí)泥面處基礎(chǔ)兩側(cè)沉降分別為 ?156.0 mm、+177.8 mm，總高差為333.8 mm，傾斜度為0.53°。沖刷3 m工況下，受載側(cè)下沉量比沖刷1 m時(shí)的工況低24 mm，背載側(cè)上升量比沖刷1 m時(shí)高33.9 mm，總體比沖刷1 m時(shí)的變形高57.9 mm，可知沖刷3 m的土壤沉降量是沖刷1 m的1.21倍，且對(duì)背載側(cè)土體上升影響較大。

圖8 泥面處變形位移云圖：（a）沖刷1 m；（b）沖刷3 m

圖9和圖10為正常使用極限狀態(tài)下沖刷1 m和沖刷3 m時(shí)基礎(chǔ)筒頂?shù)目偽灰坪退椒较蛏系奈灰啤_刷1 m時(shí)總位移為544.7 mm，水平方向上的位移為543.1 mm；沖刷3 m時(shí)，筒頂總位移為635.0 mm，水平方向上的位移為632.4 mm?？梢钥闯鰶_刷3 m的筒頂水平位移是沖刷1 m的1.16倍，土壤的豎向沉降變化比結(jié)構(gòu)水平位移明顯。

圖9 沖刷1 m時(shí)基礎(chǔ)整體位移云圖：（a）總位移；（b）X方向位移

圖10 沖刷3 m基礎(chǔ)整體位移云圖：（a）總位移；（b）X方向位移

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，在正常使用極限狀態(tài)下沖刷對(duì)土壤沉降變形變化的影響比對(duì)結(jié)構(gòu)本身位移變化的要大，因此產(chǎn)生沖刷時(shí)海床的承載力會(huì)迅速下降，在實(shí)際工程中需要時(shí)刻關(guān)注海床的沖刷情況。

3.2 地震對(duì)基礎(chǔ)變形特性的影響

地震工況下結(jié)構(gòu)整體最大位移、水平位移和豎向位移如圖11所示，結(jié)構(gòu)整體最大位移和水平位移分別為710.5 mm和707.1 mm，豎向兩側(cè)沉降量分別為 ?160.5 mm和 +187.3 mm，沉降高差為347.8 mm，傾斜度為0.55°。地震工況下，筒頂?shù)乃轿灰票日Ｊ褂脴O限狀態(tài)多189.2 mm，是其1.35倍；沉降量比正常使用極限狀態(tài)高84.1 mm，是其1.31倍，地震荷載對(duì)結(jié)構(gòu)引發(fā)的變形整體較大，對(duì)各項(xiàng)位移變形的變化影響較為均勻。

圖11 地震工況整體結(jié)構(gòu)位移云圖：（a）總位移；（b）X方向位移；（c）豎向位移

3.3 沖刷和地震聯(lián)合作用對(duì)基礎(chǔ)變形特性的影響

為驗(yàn)證單柱復(fù)合筒在極端惡劣情況下的變形情況，先針對(duì)典型機(jī)位地震荷載下沖刷1 m和3 m的工況進(jìn)行計(jì)算，將極端工況?變形驗(yàn)算荷載值（表2）施加于結(jié)構(gòu)之上，通過沉降量變化對(duì)地震工況荷載下單柱復(fù)合筒基礎(chǔ)進(jìn)行變形驗(yàn)算分析。

圖12為地震工況下沖刷1 m和3 m的泥面處變形位移云圖?？梢钥闯?，地震工況下沖刷1 m的泥面基礎(chǔ)兩側(cè)沉降分別為 ?162.6 mm和 +189.2 mm，沉降高差為351.8 mm，傾斜度為0.56°。地震時(shí)沖刷3 m的泥面基礎(chǔ)兩側(cè)沉降為 ?170.7 mm和 +197.0 mm，沉降高差為367.7 mm，傾斜度為0.59°。地震沖刷3 m工況下，受載側(cè)下沉量比沖刷1 m時(shí)的工況低8.1 mm，背載側(cè)上升量比沖刷1 m時(shí)高7.8 mm，總體比沖刷1 m的變形高15.9 mm，可以看出沖刷3 m的泥面沉降量是沖刷1 m的1.05倍，且受載側(cè)土體下降高度受影響較大，和無地震情況相反。

圖12 地震及沖刷工況泥面處變形位移云圖：（a）沖刷1 m；（b）沖刷3 m

如圖13和圖14所示為地震工況下沖刷1 m和沖刷3 m的單柱復(fù)合筒的位移云圖，最大總位移和最大水平方向位移都出現(xiàn)在筒頂處。其中沖刷1 m的最大總位移為725.9 mm，水平方向上的位移為722.1 mm。沖刷3 m的總位移為741.8 mm，水平方向上的位移為738.1 mm。可以看出沖刷3 m的筒頂水平位移是沖刷1 m的1.02倍。和正常使用極限工況比，地震工況下結(jié)構(gòu)變形整體較大，但沖刷深度對(duì)結(jié)構(gòu)的影響不大。

圖13 地震工況沖刷1 m基礎(chǔ)變形云圖：（a）總位移；（b）X方向位移

圖14 地震工況沖刷3 m基礎(chǔ)變形云圖：（a）總位移；（b）X方向位移

3.4 小 結(jié)

為直觀地表示結(jié)構(gòu)承載變形特性，圖15和表4列出了所述工況的沉降量及筒頂位移變形。可以看出，荷載越大，沖刷深度越深，結(jié)構(gòu)偏離原始位置越多，情況越危險(xiǎn)，安裝一定時(shí)間后要隨時(shí)注意基礎(chǔ)的沖刷深度，及時(shí)做出加固措施，保證結(jié)構(gòu)的安全穩(wěn)定。并且隨著工況的改變，各類變形的變化趨勢基本相同，可用其中一種變形值估算其他位置的位移數(shù)值模擬結(jié)果，降低計(jì)算成本。

4 結(jié) 論

針對(duì)陽江單柱復(fù)合筒典型機(jī)位開展了結(jié)構(gòu)承載特性研究，通過數(shù)值模擬的方法研究了正常使用極限狀態(tài)和地震工況下，不沖刷以及表層1 m和3 m河床完全被沖刷情況下結(jié)構(gòu)的位移變形情況，較為全面地考慮了結(jié)構(gòu)在位時(shí)可能遇到的危險(xiǎn)情況，并進(jìn)行數(shù)值模擬，得到以下結(jié)論：

（1）正常使用極限狀態(tài)下，單柱復(fù)合筒傾斜角度的數(shù)值模擬結(jié)果為0.42°，相同工況的現(xiàn)場實(shí)測值最大為0.531°，涵蓋1 800 h內(nèi)現(xiàn)場出現(xiàn)的99.3%的情況，超過0.42° 的部分集中在0 h和750 h左右，且持續(xù)時(shí)間分別為4 h和6 h，超過理論計(jì)算值的部分持續(xù)時(shí)間短。

（2）正常使用極限狀態(tài)的單柱復(fù)合筒豎向位移最大處為589.8 mm，泥面兩側(cè)沉降高差為263.7 mm，筒體傾斜角度為0.42°。沖刷1 m時(shí)，泥面兩側(cè)沉降高差為275.9 mm，結(jié)構(gòu)最大總位移為544.7 mm，傾斜角度為0.44°；沖刷3 m時(shí)，泥面兩側(cè)沉降高差為333.8 mm，結(jié)構(gòu)最大總位移為635.0 mm，傾斜角度為0.53°。因此整體來看泥面變形比結(jié)構(gòu)位移小，但沖刷對(duì)土壤變形變化的影響比對(duì)結(jié)構(gòu)本身的影響要大，沖刷3 m的土壤沉降量是沖刷1 m的1.21倍，結(jié)構(gòu)位移變形是沖刷1 m的1.16倍，發(fā)生沖刷時(shí)海床的承載力會(huì)迅速下降，實(shí)際工程中需要時(shí)刻關(guān)注海床的沖刷情況，采取一定的防沖刷措施。

（3）和正常工況及正常沖刷工況相比，地震荷載對(duì)結(jié)構(gòu)引發(fā)的變形較大，結(jié)構(gòu)整體位移最大為710.5 mm，泥面沉降高差為347.8 mm，傾斜角度為0.55°，水平位移和沉降量均達(dá)到正常使用極限狀態(tài)的1.3倍左右。但沖刷深度1 m和3 m時(shí)施加地震荷載的結(jié)構(gòu)最大位移數(shù)值模擬結(jié)果分別為725.9 mm和741.8 mm，泥面兩側(cè)沉降高差351.8 mm和367.7 mm，結(jié)構(gòu)傾斜角度為0.56° 和0.59°，地震時(shí)沖刷深度增大2 m對(duì)結(jié)構(gòu)的位移變形影響不大。

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Effect of Combined Action of Scouring and Earthquake on the Displacement Deformation of Single-Column Composite Bucket Foundation

ZHANG Quan1, ZHANG Puyang2,?

(1. Shanghai Investigation, Design & Research Institute Co. Ltd., Shanghai 200335, China;2.State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Intelligent Construction and Operation, Tianjin University, Tianjin 300072, China)

In order to study the ability of single-column composite bucket foundation to withstand extremely harsh environments, this paper establishes the numerical simulation and field test to study the displacement deformation of structure and soil under the serviceability limit state and earthquake conditions, when the seabed scouring depth is 1 m and 3 m. The results show that the tilt angle of numerical simulation can cover nearly 99.3% of the inclination angle in the field within 1 800 h, which provides that numerical simulation can be referenced. Under serviceability limit states, scouring greatly influences the structure and surrounding soil, which the soil settlement amount of 3 m is 1.21 times that of 1 m. Under earthquake conditions, the overall displacement deformation of the structure is large, and the displacement deformation is about 1.3 times that of the normal use condition, and the scouring has little effect on the deformation of the structure under this condition.

single-column composite bucket; earthquake; scouring; offshore wind power

2095-560X（2023）06-0548-08

TK83

A

10.3969/j.issn.2095-560X.2023.06.009

2023-01-31

2023-02-22

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（52171274）

張浦陽，E-mail：zpy_td@163.com

張權(quán), 張浦陽. 沖刷和地震聯(lián)合作用對(duì)單柱復(fù)合筒基礎(chǔ)位移變形的影響[J]. 新能源進(jìn)展, 2023, 11(6): 548-555.

： ZHANG Quan, ZHANG Puyang. Effect of combined action of scouring and earthquake on the displacement deformation of single-column composite bucket foundation[J]. Advances in new and renewable energy, 2023, 11(6): 548-555.

張 權(quán)（1980-），男，高級(jí)工程師，主要從事風(fēng)力發(fā)電設(shè)計(jì)研究。

張浦陽（1978-），男，博士，副教授，主要從事建筑科學(xué)與工程技術(shù)、新能源海上風(fēng)電技術(shù)研究。