海上风电单柱复合筒型基础复合加载条件下的承载特性.pdf

第 12 卷 第 2 期 新 能 源 进 展 Vol.12 No.2 2024 年 4 月 ADVANCES IN NEW AND RENEWABLE ENERGY Apr.2024 *收稿日期：2023-10-10 修订日期：2023-11-14 基金项目：国家自然科学基金面上项目（52171274）通信作者：张浦阳，E-mail：Zpy_ 引用本文：张浦阳,郭文俊.海上风电单柱复合筒型基础复合加载条件下的承载特性J.新能源进展,2024,12(2):124-132.Citation：ZHANG Puyang,GUO Wenjun.Load-bearing characteristics of offshore wind power single column composite bucket foundation under composite loading conditionsJ.Advances in new and renewable energy,2024,12(2):124-132.文章编号：2095-560X（2024）02-0124-09 海上风电单柱复合筒型基础复合加载条件下的承载特性*张浦阳，郭文俊（天津大学，水利工程智能建设与运维全国重点实验室，天津 300072）摘 要：为研究新型海上风电单柱复合筒型基础在二维复合加载条件下的承载特性，利用有限元模型计算，首先得到模型在一维荷载空间下的极限承载力，随后通过施加不同的竖向荷载，得到在 V-H、V-M、V-H-M 荷载空间下的承载能力包络图，并分析不同二维荷载工况下的单柱复合筒型基础各位置处的土压力分布情况以及筒体底部等效塑性应变区的变化情况。结果表明：对于单柱复合筒型基础，在一定范围内，竖向荷载（0 0.15 倍竖向极限承载力）的存在能够增大结构的水平及弯矩承载力；在 V-H 与 V-M 荷载空间中，基础各位置处的土压力变化、土体等效塑性应变变化具有一定的相似性，可互相对映参考；基础所承受的最大土压力位置与基础受力倾倒方向一致；随着竖向荷载的增加，结构达到极限承载力时，基础底部土体等效塑性应变区的范围与深度相应扩大。关键词：单柱复合筒型基础；二维复合加载条件；承载能力包络图；土压力分布；土体等效塑性应变区 中图分类号：TK513.5 文献标志码：A DOI：10.3969/j.issn.2095-560X.2024.02.002 Load-Bearing Characteristics of Offshore Wind Power Single Column Composite Bucket Foundation Under Composite Loading Conditions ZHANG Puyang,GUO Wenjun(State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Intelligent Construction and Operation,Tianjin University,Tianjin 300072,China)Abstract:To study the bearing characteristics of a new type of offshore wind power single column composite bucket foundation under two-dimensional composite loading conditions,a finite element model is used to calculate the ultimate bearing capacity of the model in one-dimensional load space.By applying different vertical loads,the two-dimensional bearing capacity envelope diagrams in V-H,V-M and V-H-M load spaces are obtained,and the distribution of soil pressure at various positions of the single column composite bucket foundation under different two-dimensional working conditions are analyzed,as well as the changes in the equivalent plastic strain zone at the bottom of the bucket.The results indicate that for single column composite bucket foundations,within a certain range,the presence of vertical loads(0-0.15 vertical ultimate bearing capacity)can increase the horizontal and moment bearing capacity of the structure.In the V-H and V-M load spaces,the changes in soil pressure and equivalent plastic strain of the soil at various positions of the foundation have certain similarities and can be referenced to each other.The position of the maximum earth pressure borne by the foundation is consistent with the direction of the foundations force dumping.As the vertical load increases,the range and depth of the equivalent plastic strain zone of the soil at the bottom of the foundation correspondingly expand when the structure reaches its ultimate bearing capacity.Keywords:single column composite bucket foundation;two dimensional composite loading conditions;carrying capacity envelope diagram;soil pressure distribution;equivalent plastic strain zone of soil 0 引 言 海上风电筒型基础因具有施工快捷、承载力强的特点1得到了业主单位、施工设计单位的青睐，其结构设计也不断得到优化。近年来，随着海上风电深水化的趋势，基础结构的高度、所承受的荷载逐渐增加。三峡集团上海勘测设计研究院提出了一种新型全钢质的单柱复合筒型基础2，其整体结构可第 2 期 张浦阳等：海上风电单柱复合筒型基础复合加载条件下的承载特性 125 以概括为“筒体+连接件+单柱”的纯钢制结构。不同于传统筒型基础在结构过渡段采用混凝土材料，全钢质的单柱复合筒型基础刚度较大，同等条件下变形较小，抵御不利海况条件的能力加强，有利于上部风机的正常使用。另外其结构可在陆地上进行预安装，无需打桩及嵌岩施工，满足了水深浪大、基岩埋深浅、施工窗口期短等施工要求，提高了施工效率，降低了工程造价。在海工结构基础设计领域，鉴于基础结构所处海洋环境荷载的复杂性、施工的困难性，针对其承载力特性的研究已成为一项重要的课题。针对桩基础不能忽视的柔性变形，李元3研究了竖向与水平荷载共同作用下斜桩的变形情况，分析了剪力、弯矩等多种因素的影响；黄旋智4通过物理模型与数学模型相结合的方式，得到了柔性长桩和刚性短桩临界桩长的判别公式；ZHANG 等5研究了不同承载条件下的极限承载力与桩基径长比之间的关系。对于宽浅式筒型基础，丁红岩等6分析了海上临坡大直径宽浅式筒型基础在单一荷载作用下和复合荷载作用下的承载特性和基础变形等情况；汪嘉钰7研究了其在不排水条件下的单向和复合极限承载能力，并讨论了法向和切向接触条件对基础承载特性的影响；马鹏程8提出了筒土协同度的概念，分析了筒土部分协同对筒型基础承载力的影响。而对于多筒导管架基础，其研究也多围绕承载力包络面的建立、筒裙或筒间距等因素对承载能力极限和土压力的影响展开9-11，均取得了一定的成果。除此以外，关于海上风电基础新材料、新结构的研究也已经有了一定的进展，也展现了其特有的优势12-13，张权等14研究了单柱复合筒型基础在冲刷和地震联合作用下的变形情况，并将数值模拟结果与现场实测值进行了对比；刘俊峰等15通过现场原型试验的方法，对首批海上风电单柱复合筒型基础的沉放过程进行分析。但目前关于海上风电单柱复合筒型基础承载特性的研究仍相对较少。故本文将采用有限元数值模拟的方式，分析单柱复合筒型基础在复合加载条件下的承载特性，为今后相关基础结构的设计提供参考。1 有限元模型 1.1 计算模型 采用 ABAQUS 有限元软件建立了如图 1 所示的单柱复合筒型基础，结构整体采用壳体单元进行建模，可简要分为上部变截面单柱、下部筒体与中部连接件三部分。在网格划分时，土体部分采用C3D8R 三维实体单元网格，基础模型部分采用 S4R三维壳体单元网格，整体网格数为 112 695。（a）基础模型 （b）整体模型 （c）网格模型 图 1 有限元计算模型 Fig.1 Finite element model基础模型定义为理想弹塑性模型，钢材的弹性模量 E=206 GPa，泊松比 =0.3，屈服强度 fy=345 MPa。其中，上部变截面单柱在变截面处做适当的加厚处理，高度 50 m；下部筒体直径 40 m，筒裙高度 14 m；为增加筒的浮运稳定性及承载力，特别设置了 7 个分仓，包括中部 1 个圆管形分仓和周围6 个扇环形分仓。此外，为消除土体边界对结构承载能力的影响，模型土体采用直径 150 m、高 50 m 的圆柱形土体，底部采用全约束，侧壁施加水平约束，并在土体与基础相接处定义摩擦接触。相关土质参数见表 1。126 新 能 源 进 展 第 12 卷 表 1 土质参数 Table 1 Soil parameters 参数 数值 饱和容重/(kNm3)20 弹性模量/MPa 45 黏聚力 c/kPa 36 内摩擦角/()19.8 1.2 加载方案与取值方法 采用位移加载法，在模型最上部法兰处设定参考点，通过在该点施加指定大小、方向的位移/旋转角度的方式探究基础的极限承载特性。通常模型的极限承载力可以通过位移荷载曲线确定。若在位移荷载曲线上存在拐点和极值点，则第一个拐点和第一个极值点分别为基础进入塑性区和达到破坏的临界点，对应荷载即为地基临塑荷载和基础极限承载力11。但若不存在拐点和极值点，则可使用切线相交法来近似确定基础的极限承载力。数据分析时，利用切线相交法得到基础的极限承载力，需要在位移荷载曲线弹性阶段起点和塑形阶段终点两处分别作切线，二者交点的纵坐标定义为基础的极限承载力，如图 2 所示。同时为了更直观地反映基础的承载特性，对基础上的研究路径进行编号，如图 3 所示，分别设为 L1 L7 路径。荷载/MN水平位移/m弹性阶段塑性阶段切线交点 图 2 极限承载力确定方式 Fig.2 Determination method of ultimate bearing capacity 图 3 路径编号 Fig.3 Path number 2 一维荷载空间承载特性 2.1 水平荷载极限承载力 依照上述说明的加载方案，采用位移加载法，对模型法兰处参考点施加一固定大小的水平位移，在水平位移下的荷载曲线如图 4。图中可见，采用切线相交法得到的水平荷载极限承载力为 23.6 MN。0.00.51.01.52.02.53.05101520253035水平荷载/MN水平位移/m 图 4 模型水平位移荷载曲线 Fig.4 Model horizontal displacement-load curve 2.2 竖向荷载极限承载力 采用同样的加载方法，对模型法兰处参考点施加一固定大小的竖向位移，在竖向位移下的荷载曲线如图 5 所示。由图可知，采用切线相交法得到的竖向荷载极限承载力为 196.0 MN。图 5 模型竖向位移荷载曲线 Fig.5 Model vertical displacement-load curve 2.3 弯矩荷载极限承载力 采用同样的加载方法，对模型法兰处参考点施加一固定大小的旋转角度，在一定水平位移下的荷载曲线如图 6 所示。由图 6 可知，采用切线相交法得到的模型绕 y 轴弯矩荷载极限承载力为1 464 MNm。第 2 期 张浦阳等：海上风电单柱复合筒型基础复合加载条件下的承载特性 127 图 6 模型水平位移弯矩荷载曲线 Fig.6 Model horizontal displacement-moment load curve 2.4 网格收敛性计算结果 在进一步分析前还需进行网格收敛性验算，通过划分不同的网格数量，对比计算结果的差异大小，用以排除因网格划分不当对结果所带来的影响。全文使用的模型网格数为 112 695 个，通过调整网格大小，构建了网格数分别为 77 207 和 180 983的两个模型。利用同样方式，计算这两个模型的水平荷载极限承载力，如表 2 所示，可见其结果与原网格模型结果误差不大，网格收敛性较好。表 2 网格收敛性计算结果 Table 2 Grid convergence calculation results 名称 网格数 水平极限承载力/MN 误差/%模型 1 77 207 23.7 0.42 模型 2 180 983 23.4 0.85 原模型 112 695 23.6 3 二维荷载空间承载特性 为便于介绍，以下用 H 代表水平荷载，V 代表竖向荷载，Vult代表竖向极限承载力（vertical ultimate bearing capacity,Vult），M 代表弯矩荷载。故 V-H 荷载空间即为模型仅受竖向荷载+水平荷载的情况，V-M 荷载空间即为模型仅受竖向荷载+弯矩荷载的情况。在 V-H 和 V-M 荷载空间中，通过施加不同的竖向荷载 V-水平向位移或转角的加载方法9，可得到模型在不同竖向荷载条件下的极限承载力，进而可以整理获得模型的 V-H 和 V-M 破坏包络线。上文已知模型竖向荷载极限承载力为 196.0 MN，为尽可能使破坏包络线精确，现构建 21 种工况，各工况名称及所施加竖向荷载大小见表 2。表 3 V-H 和 V-M 组合荷载工况名称及竖向荷载大小 Table 3 V-H and V-M combined load case and vertical load 工况名称 竖线荷载/MN 工况名称 竖线荷载/MN HV0MV0 0.0（0.00 Vult）HV11MV11 107.8（0.55 Vult）HV1MV1 9.8（0.05 Vult）HV12MV12 117.6（0.60 Vult）HV2MV2 19.6（0.10 Vult）HV13MV13 127.4（0.65 Vult）HV3MV3 29.4（0.15 Vult）HV14MV14 137.2（0.70 Vult）HV4MV4 39.2（0.20 Vult）HV15MV15 147.0（0.75 Vult）HV5MV5 49.0（0.25 Vult）HV16MV16 156.8（0.80 Vult）HV6MV6 58.8（0.30 Vult）HV17MV17 166.6（0.85 Vult）HV7MV7 68.6（0.35 Vult）HV18MV18 176.4（0.90 Vult）HV8MV8 78.4（0.40 Vult）HV19MV19 186.2（0.95 Vult）HV9MV9 88.2（0.45 Vult）HV20MV20 196.0（1.00 Vult）HV10MV1098.0（0.50 Vult）3.1 V-H 荷载空间承载特性 利用上述方式，采用切线相交法依次得出 21 种工况下的水平极限承载力，构建 V-H 承载包络图，结果如图 7 所示。05010015020051015202530水平荷载/MN竖向荷载/MN 图 7 V-H 承载包络图 Fig.7 The carrying capacity envelopes under V-H load 由图 7 可知，随着竖向荷载的逐步增加，水平极限荷载呈现先增加后稳步降低的变化趋势，说明在一定范围内，竖向荷载（0 0.15 Vult）的存在能够提高基础的水平承载力。V-H 空间中，最大水平承载力较一维水平承载力增大了 10.64%。从直观上理解，可以认为是竖向荷载的存在增加了土体的密实度，提高了水平承载力；从土力学应力包络圆的角度，可以认为竖向荷载在初期作为小主应力，其增加使得土体破坏所需的大主应力也随之增加，而随着竖向荷载的继续增加，其转化为大主应力，水平荷载转化为小主应力，使水平极限承载力减小。128 新 能 源 进 展 第 12 卷 随着竖向荷载逐渐增加至竖向荷载极限承载力，不同于一般的 V-H 破坏包络图，其水平荷载力并未快速下降直至趋于 0，究其原因可以认为本次试验所选取的土体破坏确定标准切线相交法确定的是近似承载能力极限点，在该点土体并未完全破坏，结果趋于安全。为进一步分析在不同 V-H 荷载条件下筒体内外土压力的变化，选取上文所述的 L1 L7 路径，选取具有代表性的工况条件（HV1、HV5、HV10、HV15、HV20）分析各路径上的土压力，不同路径内外壁土压力随深度的变化趋势如图 8 所示。整体来看，从L1 L7 基础底部所受到的最大被动土压力呈现递减的趋势，但无论哪条路径，竖向荷载的增大均可以有效增大基础所受到的被动土压力，但对于基础所受主动土压力的影响则不明显，且因选取路径的不同会产生差异性。0100200300400500-14-12-10-8-6-4-20埋深/m土压力/kPaHV1-内壁HV1-外壁HV5-内壁HV5-外壁HV10-内壁HV10-外壁HV15-内壁HV15-外壁HV20-内壁HV20-外壁(a)L1 路径0100200300400500-14-12-10-8-6-4-20(b)埋深/m土压力/kPaHV1-内壁HV1-外壁HV5-内壁HV5-外壁HV10-内壁HV10-外壁HV15-内壁HV15-外壁HV20-内壁HV20-外壁L2 路径0100200300400500-14-12-10-8-6-4-20(c)埋深/m土压力/kPaHV1-内壁 HV1-外壁HV5-内壁 HV5-外壁HV10-内壁HV10-外壁HV15-内壁HV15-外壁HV20-内壁HV20-外壁L3 路径 0100200300400500-14-12-10-8-6-4-20(d)埋深/m土压力/kPaL4 路径HV1-内壁 HV1-外壁HV5-内壁 HV5-外壁HV10-内壁HV10-外壁HV15-内壁HV15-外壁HV20-内壁HV20-外壁0100200300400500-14-12-10-8-6-4-20(e)埋深/m土压力/kPaL5 路径HV1-内壁 HV1-外壁HV5-内壁 HV5-外壁HV10-内壁HV10-外壁HV15-内壁HV15-外壁HV20-内壁HV20-外壁0100200300400500-14-12-10-8-6-4-20(f)埋深/m土压力/kPaHV1-内壁HV1-外壁HV5-内壁HV5-外壁HV10-内壁HV10-外壁HV15-内壁HV15-外壁HV20-内壁HV20-外壁L6 路径 0100200300400500-14-12-10-8-6-4-20(g)埋深/m土压力/kPaL7 路径HV1-内壁 HV1-外壁HV5-内壁 HV5-外壁HV10-内壁HV10-外壁HV15-内壁HV15-外壁HV20-内壁HV20-外壁 图 8 V-H 荷载下各路径土压力 Fig.8 Every path soil pressure under V-H load 将 7 条路径分类分析，以 L4 为分界线，L1 L3展示了与基础运动方向（与水平荷载同向）一致的筒裙正向一侧的土压力分布情况，而 L5 L7 则展示了筒裙负向一侧的土压力分布情况。由图可知，在 L1 L3 路径中，从泥面开始，随着埋深的增加，土体的被动土压力首先由筒体外壁承担，后由筒体内壁承担。这是由于在荷载施加到基础后，结构发生变形，筒裙发生旋转。以内外壁土压力相等点为分界点，该点即为该路径的旋转中心，该点处的土压力为静止土压力，该点以上为结构挤压外土，该点以下为结构挤压内土。对比各工况，竖向荷载的增加可以明显增加基础底部的被动土压第 2 期 张浦阳等：海上风电单柱复合筒型基础复合加载条件下的承载特性 129 力，但也会略微降低其所受到的主动土压力，甚至趋近于 0。考虑到基础的运动方向和所受竖向荷载的因素，基础所受到的最大被动土压力为 HV20 工况下，位于 L1 路径的底端位置的被动土压力，为464.0 kPa。不同于 L1 L3 路径，在 L4 及之后的路径中，不再出现明显的内外壁土压力相等点，说明这些路径的旋转中心并不在这些路径上。出现上述情况的原因是由于基础整体有同水平荷载同方向的运动趋势，因此基础整体的旋转中心实际上也应是偏向于水平荷载方向，因此在 L4 及以后的路径中，旋转中心已不在路径之上。在 L5 L7 路径中，其被动土压力随埋深、竖向荷载的变化仍较为规律，但观察其主动土压力的变化则仍缺乏一定的规律性。图 9 选取了部分有代表性工况下的土体等效塑性应变云图。（a）HV1 （b）HV5 （c）HV10 （d）HV15 （e）HV20 图 9 V-H 荷载部分工况下土体等效塑性应变云图 Fig.9 Equivalent plastic strain cloud map of soil under certain V-H load working conditions由图 9 可知，随着竖向荷载的变化，土体的等效塑性应变云图也呈现一定的规律性。随着竖向荷载的逐步增大，土体的破坏区域逐渐由基础倾倒的正向一侧土体扩散至整个环形区域，且土体等效塑性应变数值有明显增大，在 HV15 和 HV20 工况中，因其竖向荷载较大且土体为均质土，在正视图中土体已经形成了较为标准的剪切破坏。3.2 V-M 荷载空间承载特性 利用同样方式，采用切线相交法依次得出 21 种工况下的弯矩荷载承载力，构建 V-M 承载包络图，如图 10。由图可知，类似于上文提到的 V-H 破坏包络图，随着竖向荷载的逐步增加，极限弯矩荷载呈现先增加后稳步降低的变化趋势，说明在一定范围内，竖向荷载（0 0.15 Vult）的存在同样能够提高基础的弯矩承载力。V-M 空间中，最大弯矩承载力较 05010015020030060090012001500弯矩/(MNm)竖向荷载/MN 图 10 V-M 承载包络图 Fig.10 The carrying capacity envelopes under V-M load 130 新 能 源 进 展 第 12 卷 一维弯矩承载力增大了 3.35%。同样，由于所选用土参以及切线相交法的使用，在选取的近似土体承载能力极限点，土体并未完全破坏，这导致了在 V-M包络图中弯矩并未随竖向荷载的增加逐步下降至 0。为进一步分析在不同 V-M 荷载条件下筒体内外土压力的变化，选取上文所述的 L1 L7 路径，选取具有代表性的工况条件（MV1、MV5、MV10、MV15、MV20）分析各路径上的土压力，结果如图 11 所示。0100200300400500-14-12-10-8-6-4-20埋深/m土压力/kPa(a)L1 路径MV1-内壁 MV1-外壁MV5-内壁 MV5-外壁MV10-内壁MV10-外壁MV15-内壁MV15-外壁MV20-内壁MV20-外壁0100200300400500-14-12-10-8-6-4-20(b)埋深/m土压力/kPaMV1-内壁MV1-外壁MV5-内壁MV5-外壁MV10-内壁MV10-外壁MV15-内壁MV15-外壁MV20-内壁MV20-外壁L2 路径0100200300400500-14-12-10-8-6-4-20(c)埋深/m土压力/kPaMV1-内壁MV1-外壁MV5-内壁MV5-外壁MV10-内壁MV10-外壁MV15-内壁MV15-外壁MV20-内壁MV20-外壁L3 路径 0100200300400500-14-12-10-8-6-4-20(d)埋深/m土压力/kPaMV1-内壁MV1-外壁MV5-内壁MV5-外壁MV10-内壁MV10-外壁MV15-内壁MV15-外壁MV20-内壁MV20-外壁L4 路径0100200300400500-14-12-10-8-6-4-20(e)埋深/m土压力/kPaMV1-内壁MV1-外壁MV5-内壁MV5-外壁MV10-内壁MV10-外壁MV15-内壁MV15-外壁MV20-内壁MV20-外壁L5 路径0100200300400500-14-12-10-8-6-4-20(f)埋深/m土压力/kPaMV1-内壁MV1-外壁MV5-内壁MV5-外壁MV10-内壁MV10-外壁MV15-内壁MV15-外壁MV20-内壁MV20-外壁L6 路径 0100200300400500-14-12-10-8-6-4-20(g)埋深/m土压力/kPaMV1-内壁MV1-外壁MV5-内壁MV5-外壁MV10-内壁MV10-外壁MV15-内壁MV15-外壁MV20-内壁MV20-外壁L7 路径 图 11 V-M 荷载下各路径土压力 Fig.11 Every path soil pressure under V-M load 图 11 展示了在所选工况下，不同路径内外壁土压力随深度的变化趋势。整体来看，其结果类似于V-H 荷载工况下的土压力变化趋势：（1）竖向荷载的增大均可以有效增大基础底部所受到的被动土压力；（2）仅有在 L1 L3 路径上，路径旋转中心（内外壁土压力相等点）位于路径之内；（3）从基础正向侧路径（L1）观察至基础负向侧路径（L7），基础底部的最大被动土压力数值呈现递减趋势。基础所受到的最大被动土压力为 MV20 工况下，位于 L1路径的底端位置的被动土压力为 485.4 kPa。图 12 为部分有代表性工况下的土体等效塑性应变云图。由图可知，与 V-H 工况下相似，随着竖向荷载的变化，土体的等效塑性应变云图也呈现一定的规律性。随着竖向荷载的逐步增大，土体的等效塑性应变区域逐渐扩散，深度逐渐加深，且土体等效塑性应变数值有明显增大。同样的，在 MV15和 MV20 工况中，土体已经形成了较为标准的剪切破坏。第 2 期 张浦阳等：海上风电单柱复合筒型基础复合加载条件下的承载特性 131 （a）MV1 （b）MV5 （c）MV10 （d）MV15 （e）MV20 图 12 V-M 荷载部分工况下土体等效塑性应变云图 Fig.12 Equivalent plastic strain cloud map of soil under certain V-M load working conditions 3.3 一维与二维荷载空间承载特性分析 图 13 描述了一维各极限承载力条件下具有代表性的筒体表面路径（L1、L4、L7）土压力变化。一维荷载条件可视为“特殊的二维荷载条件”，例如“水平荷载极限承载力条件”即为“HV0 工况”。由图可以看出，一维条件下的土压力与二维条件下的土压力之间具有明显的相似性，在二维条件下，随着竖向荷载的逐渐减小，土压力曲线的变化趋势会逐渐接近一维土压力曲线，这样可以反向验证二维土压力数据的真实性。0100200300400500-14-12-10-8-6-4-20路径 L1-内壁路径 L2-外壁路径 L4-内壁路径 L4-外壁路径 L7-内壁路径 L7-外壁(a)埋深/m土压力/kPa水平荷载极限承载力条件0100200300400500-14-12-10-8-6-4-20竖向荷载极限承载力条件埋深/m土压力/kPa(b)路径L1-内壁路径L1-外壁路径L4-内壁路径L4-外壁路径L7-内壁路径L7-外壁0100200300400500-14-12-10-8-6-4-20弯矩荷载极限承载力条件埋深/m土压力/kPa(c)路径L1-内壁路径L1-外壁路径L4-内壁路径L4-外壁路径L7-内壁路径L7-外壁 图 13 一维各路径土压力 Fig.13 One-dimensional soil pressure along various paths 4 三维荷载空间承载特性 将模型二维空间承载特性推广到三维空间，分析模型的复合承载能力。利用类似于 V-H、V-M 空间的计算方式，在三维荷载空间中，通过施加不同的水平荷载 H、竖向荷载 V 以及一定转角的加载方法，可得到模型在不同水平荷载+竖向荷载条件下的弯矩极限承载力，进而可整理获得模型在 V-H-M荷载作用下的破坏包络面，如图 14 所示。图中可见，整体上，随着水平及竖向荷载的增加，基础所能承受的极限弯矩荷载呈现逐步减小的趋势。但在小范围内，一定程度的竖向荷载（约为 0.1 Vult）却可以提高基础的弯矩承载力，这同二维承载特性中的分析相一致。此外，在模型所受水平/竖向荷载从 0 增132 新 能 源 进 展 第 12 卷 加到各自在一维情况下的极限承载力的过程中，模型因水平荷载的加大带来的弯矩承载能力的降低更为明显，说明在同等比例下，水平荷载对模型弯矩承载能力的影响更为明显。图 14 V-H-M 荷载作用下基础破坏包络面：（a）三维包络面图；（b）等值线图 Fig.14 Envelope surface of foundation failure under V-H-M load:(a)3D envelope surface diagram;(b)contour map 5 结 论 利用有限元的方法，针对新型海上风电单柱复合筒型基础在复合加载条件（V-H、V-M）下的承载特性进行了分析，得到以下结论，为今后相关工程设计与进一步的研究提供理论参考：（1）对于单柱复合筒型基础，在一定范围内，竖向荷载（0 0.15 Vult）的存在能够增大结构的水平及弯矩承载力。（2）在 V-H-M 三维荷载空间中，在水平荷载与竖向荷载同比例的条件下，水平荷载对模型弯矩承载能力的影响更为明显。（3）在 V-H 与 V-M 荷载空间中，基础各位置处的土压力变化、土体等效塑性应变变化，具有一定的相似性，可互相对映参考。（4）随着竖向荷载增加，结构达到极限承载力时，基础底部土体等效塑性应变区的范围与深度会有相应扩大。实际工程设计中，应考虑到基础底部土体等效塑性应变区的范围与深度，防止危险发生。参考文献：1 张浦阳,黄宣旭.海上风电吸力式筒型基础应用研究J.南方能源建设,2018,5(4):1-11.DOI:10.16516/j.gedi.issn2095-8676.2018.04.001.2 刘俊峰,倪道俊,校建东,等.海上风电单柱复合筒型基础沉放过程分析J.太阳能学报,2023,44(03):239-243.DOI:10.19912/j.0254-0096.tynxb.2022-0305.3 李元.竖向荷载与水平荷载共同作用下斜桩的承载变形性状研究D.西安:西安建筑科技大学,2018.DOI:10.7666/d.D01574236.4 黄旋智.海上风电大直径单桩基础水平向承载特性研究D.天津:天津大学,2019.DOI:10.27356/ki.gtjdu.2019.003347.5 ZHANG X L,LIU J X,HAN Y,et al.A framework for evaluating the bearing capacity of offshore wind power foundation under complex loadingsJ.Applied ocean research,2018,80:66-78.6 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