粉砂地基中复合筒型基础水平承载特性研究_李文轩.pdf

DOI:10.12170/20220426003李文轩，范开放，刘永刚，等.粉砂地基中复合筒型基础水平承载特性研究 J.水利水运工程学报，2023（2）：87-95.（LIWenxuan,FAN Kaifang,LIU Yonggang,et al.Horizontal bearing characteristics of composite bucket foundation of offshore windturbines in silty sandJ.Hydro-Science and Engineering,2023（2）:87-95.（in Chinese）粉砂地基中复合筒型基础水平承载特性研究李文轩1，范开放2，刘永刚1，朱 洵2(1.江苏道达风电设备科技有限公司，江苏 南通 226000；2.南京水利科学研究院，江苏 南京 210029)摘要:为揭示粉砂地基中海上风电筒型基础水平承载特性，采用有限元法进行数值建模，并利用离心模型试验结果进行对比验证。研究结果表明：荷载前侧筒壁纵向土压力呈拱形分布，荷载后侧筒壁纵向土压力呈三角形分布，垂直加载时侧筒壁纵向土压力接近静止土压力，且随着荷载的增加，纵向土压力非线性分布愈明显；筒壁径向土压力与 cos（为水平投影平面上计算点与基础中心连线与荷载方向的夹角）呈线性关系，随着荷载的增加，二者间亦逐渐呈非线性变化；随着荷载的增加，基础转动中心向上方和加载方向移动，达到极限承力时，转动中心的深度大致位于筒体底端附近；长径比不影响转动中心的运动规律，且长径比对转动中心竖向位置的影响远大于水平位置。研究结果可为基础结构的优化设计提供参考。关键词：复合筒型基础；粉砂地基；水平承载力；土压力；长径比中图分类号：TU433 文献标志码：A 文章编号：1009-640X(2023)02-0087-09 我国风能资源丰富，近海可开发和利用的风能储量较高，开发潜力巨大。近年来，结合我国近海风力资源秉赋和工程地质特点，一种方便建造施工、抗倾覆能力强、适合多种地基土质的新型海上风电复合筒型基础，广泛应用于沿海的风电开发1-2（图 1）。采用负压沉贯原理，复合筒型基础在自重和负压共同作用下，可下沉至泥面以下设计深度，因运输和安装方便，能大大减少海上风电基础的建造和施工成本，进而可以实现“生产-组装-安装”的一体化，具有较高的发展潜力。水平承载特性是筒型基础研究的关键问题3-4，已有众多学者对此开展研究，在数值分析5-12、模型试验13-18及理论分析19-22等方面均积累了宝贵经验。刘永刚等13通过大尺寸模型试验，对淤泥质黏土中筒型基础的水平承载特性进行研究，结果表明被动区土压力与荷载存在正相关性；蒋敏敏等14通过对黏土地基中箱筒型基础的离心模型试验，研究了基础的失稳破坏模式及承载力特征，并分析了土体强度、荷载作用高度的影响；蔡正银等15基于粉质黏土地基，研究了分舱板形式、高度和厚度对筒型基础承载力的影响，得出分舱板不会改变转角随荷载水平变化的趋势，但可以明显提高基础的承载力，并且转角越大，分舱板作用越明显的结论；Yan 等16通过室内模型试验对筒型基础竖向承载力及筒砂相互作用机理进行了研究，指出基础失稳以整体剪切破坏为主；朱斌等17通过离心模型试验，发现筒型基础达到极限承载力时其转动中心位置约在桶盖正下方 0.8h（h 为桶裙高度）附近；杨立功等20、蔡正银等21和李文轩等22分析了不同荷载水平、荷载作用高度及不同土质条件下筒型基础筒壁土压力的分布规律。上述研究虽然对筒型基础的受力机理和破坏模式进行了研究，但对荷载作用下基础转动特性研究较少，且缺乏基础长径比对其承载特性的影 收稿日期：2022-04-26基金项目：国家重点研发计划资助项目（2021YFB2600700）；国家自然科学基金资助项目(51879167)；中央级公益性科研院所基本科研业务费专项资金项目(Y321008)作者简介：李文轩（1989），男，河南商丘人，博士，主要从事土工数值分析、土与结构相互作用研究。E-mail： 通信作者：朱洵（E-mail：）第 2 期水利水运工程学报No.22023 年 4 月HYDRO-SCIENCE AND ENGINEERINGApr.2023响分析。本文针对粉砂地基中海上风电复合筒型基础，运用有限元数值分析方法，从基础等效塑性应变、基础筒壁及筒底土压力分布、基础转动中心 4 个方面，对单一风荷载下复合筒型基础响应特征进行综合分析，并就基础长径比对其水平承载特性影响进行分析，为筒型基础设计提供理论指导和依据。1 有限元数值模型及验证 1.11.1模型结构以江苏响水地区海上风电场的 3 MW 风机基础为研究对象，基础原型包括曲面过渡段、钢筋混凝土底板和下部钢筒 3 个部分。如图 2 所示，过渡段高 18.8 m，壁厚 0.6 m，钢筋混凝土结构；钢筋混凝土底板由6 根主梁、12 根次梁和底板 3 部分构成，总高 1.2 m，直径 30 m，其中主梁宽 1.2 m，次梁宽 0.6 m；下部钢筒为直径 30 m、高 12 m 的圆筒结构，由外筒壁、内分舱板、外分舱板 3 部分组成，均由薄钢板组成，其中外筒壁厚 25 mm，分舱板厚 15 mm。1.21.2数值分析模型采用有限元法建立粉砂地基中复合筒型基础的数值分析模型。过渡段和底板都是钢筋混凝土结构，视为弹性材料，取弹性模量为 28 GPa，泊松比为 0.167，密度为 2.45 g/cm3。结构采用实体单元模拟，单元格类型为 C3D8I（八节点三维非协调实体单元）；底部钢筒为薄板结构，在变形过程中挠度较小，符合薄板弯曲问题的基本假定，为简化计算，本文选用壳单元模似，同样视为弹性材料，弹性模量取为 210 GPa，泊松比为0.3，密度为 7.85 g/cm3。地基土默认采用均质粉砂层，基本物理指标如下：浮重度 9.3 kN/m3，有效内摩擦角 33.0，静止侧压力系数 0.45。根据杜杰等11研究，为了减小尺寸效应对地基变形的影响，地基土模型直径应不小于 5D（D 为筒体直径），深度应不小于 3L（L 为筒体高度）。土体的单元类型为 C3D8（八节点三维实体单元），应力应变关系采用“南水”弹塑性本构模型，模型参数如表 1 所示。图 1 复合筒型基础结构型式Fig.1 Structure style of composite bucket foundation 5 10030 000RD(b)俯视图7 500DH12 00018 8001 200CBA过渡段浪载荷外筒壁外筒壁钢筒分舱板(a)主视图内分舱板荷载方向外分舱板底板30 000 图 2 筒型基础示意（单位：mm）Fig.2 Schematic graph of foundation dimensions(unit:mm)88水 利 水 运 工 程 学 报2023 年 4 月网格划分采用筒体及周围土体网格较密、离筒体较远土体网格疏松的原则。地基模型底部采用全约束，侧面采用水平约束。过渡段与底板、底板与钢筒都采用绑定约束。下部钢筒、盖板与土体之间采用接触对模拟，接触关系为有限滑移接触，切向采用罚函数设定，法向采用硬接触。考虑到基础受力过程中钢筒和底板变形较小，而土体变形较大，将筒体和底板的接触面设为主面，将土体接触面设为从面，钢筒与砂土的摩擦系数设置为 0.25。有限元模型及网格划分如图 3 所示。1.31.3加载方式及破坏标准模型所受荷载种类主要包括风荷载、波浪荷载和竖向荷载。考虑到本模型未建立风机轮毂及塔筒等部件（图 2），首先在过渡段顶端中心建立荷载施加参考点 R，后将实际作用于风机轮毂的风荷载等效为两部分的组合，即水平荷载和对应 95 m（风机塔筒高度）弯矩荷载，荷载等级默认取为 12 级，每级 500 kN，并将风机塔筒对应的重力，以竖向荷载（8 050 kN）的方式施加到参考点上。另外，本文模拟取 50 年一遇的极限波浪荷载 7 920 kN，并在整个数值模拟过程中视为定值，作用在泥面以上 3.6 m 处的过渡段。由于复合筒型基础的破坏形式比较特殊，破坏条件一般以位移和转角为标准。本文采用风机厂商提供的基础结构允许最大倾角（0.75）为基础极限状态的判断标准2，计算的水平荷载为等效风荷载+波浪荷载、竖向荷载为风机塔筒重力、弯矩荷载为等效弯矩荷载。1.41.4数值模型验证为验证本文有限元模型和土体“南水”模型的合理性，以李文轩2开展的 3 MW 海上风机复合筒型基础离心模型试验作为校核依据。图 4 为离心模型试验和数值模拟荷载-转角结果的对比。由图 4 可见，两种方法的荷载-转角曲线具有相同的变化趋势，基础极限承载力误差为 7.2%，吻合精度较高，验证了本文数值模型和“南水”模型选择的合理性。2 复合筒型基础水平承载特性分析以筒身 H=12 m 为例，从基础等效塑性应变、基础筒壁及筒底土压力分布、基础转动中心 4 个方面，对单一风荷载下复合筒型基础响应特征进行综合分析。2.12.1不同风荷载下基础变形规律分析图 5 为不同风荷载下地基土体的变形矢量图。在荷载和转角较小时，复合筒型基础内部土体受钢筒的 DL(b)筒型基础(a)俯视图 图 3 复合筒型基础有限元模型Fig.3 Finite element model of composite bucket foundation 5 00010 00015 00020 00000.51.01.52.02.53.0离心试验结果数值模拟结果倾角/()水平荷载/kN 图 4 复合筒型基础离心模型试验结果与数值分析结果对比Fig.4 Comparison of the centrifugal test results and numericalcalculation results 表 1 土质参数Tab.1 Parameters of soilc/kPa/RfKnKur/kPacdndRd433.00.855179.10.66358.20.008 50.785 40.809注：表中c为黏聚力；为摩擦角；Rf为破坏比；K和n为模型参数，通过三轴试验数据拟合得到；Kur为回弹体积模量；cd为围压，为标准大气压强时最大收缩体应变；nd为收缩体应变随围压增加的幂次；Rd为发生最大收缩时的偏应力和极限偏应力之比。第 2 期李文轩，等：粉砂地基中复合筒型基础水平承载特性研究89约束作用，与筒型基础成为整体一起发生转动和平移。随着荷载的增大，基础的转动现象愈发明显，可以明显发现存在随荷载变化而变化的转动中心。等效塑性应变可以度量材料的塑性累积变形，能够较好地反映地基土体的变形状态，图 6 为不同风荷载下地基土体的等效塑性应变云图。为方便对比，图 6 采用相同比例的图例。由图 6 可以看出，荷载前侧的筒底土体首先产生塑性变形，随着荷载的增大，地基土体的塑性变形区域逐渐发展，塑性区由荷载前侧筒底土体逐渐向地基表面、筒底土体及分隔舱内土体扩展。总体来看，塑性变形区主要分为 4 个部分：第 1 部分以筒底前侧角点为中心，分别向筒内和筒外扩张，以筒内扩张为主，说明基础在变形过程中，前侧分舱底部承担了较大的荷载；第 2 部分以荷载前侧钢筒顶部角点为中心，随着荷载增加基本呈扇形逐步扩张，逐渐与底部的塑性区汇合；第 3 部分出现在荷载后侧筒壁附近，这一部分筒体主要受被动土压力作用，因此在荷载较小时，基本没有塑性应变，但随着筒体倾角的加大，荷载后侧的钢筒开始向左上方位移，这一部分的塑性区与筒壁位移方向一致，向左上方逐步扩展。此外，当基础倾斜时，底板后侧向上发生位移，筒内土体逐渐产生受拉塑性变形，产生第 4 部分塑性变形区。2.22.2基础筒壁土压力分布特征如图 7 所示，选取与加载方向呈 0、90和 180的 3 个分析点，对不同荷载下各分析点位的纵向土压力随深度的变化进行汇总。A 侧在水平荷载方向前侧，土压力相比静止土压力有所增加，大致呈拱形分布。随着荷载的增加，筒体上部的土压力有所增加，筒体底部的土压力反而有所减小。B 侧与加载方向垂直，在水平荷载作用下，筒体主要发生水平位移和转动，故 B 侧的筒体与土体基本没有相对的法向位移，水平荷载对该侧的土压力分布影响较小，因此土压力与静止土压力的计算值基本一致。C 侧在水平荷载方向的后侧，随着荷载的增加，筒壁上部的土压力有所减小，并且局部已经与土体脱离，土压力为零，而下部的土压力有所增加，因为基础在水平荷载下发生转动时，筒壁上部基础结构背离土+9.000e 01+8.250e 01+7.500e 01+6.750e 01+6.000e 01+5.250e 01+4.500e 01+3.750e 01+3.000e 01+2.250e 01+1.500e 01+7.500e 02+0.000e+00U/m+9.000e 01+8.250e 01+7.500e 01+6.750e 01+6.000e 01+5.250e 01+4.500e 01+3.750e 01+3.000e 01+2.250e 01+1.500e 01+7.500e 02+0.000e+00U/m+9.000e 01+8.250e 01+7.500e 01+6.750e 01+6.000e 01+5.250e 01+4.500e 01+3.750e 01+3.000e 01+2.250e 01+1.500e 01+7.500e 02+0.000e+00U/m(a)风荷载 1 000 kN(b)风荷载 2 000 kN(c)风荷载 4 000 kN 图 5 地基土体变形矢量Fig.5 Deformation vector diagram of foundation soil +4.245e 02+3.884e 02+3.523e 02+3.162e 02+2.801e 02+2.440e 02+2.079e 02+1.718e 02+1.357e 02+9.959e 03+6.349e 03+2.738e 038.720e 04等效塑性应变(平均:75%)+4.245e 02+3.881e 02+3.517e 02+3.153e 02+2.789e 02+2.425e 02+2.061e 02+1.697e 02+1.333e 02+9.694e 03+6.054e 03+2.414e 031.226e 03等效塑性应变(平均:75%)+4.245e 02+3.881e 02+3.517e 02+3.153e 02+2.789e 02+2.425e 02+2.061e 02+1.697e 02+1.333e 02+9.693e 03+6.054e 03+2.414e 031.226e 03等效塑性应变(平均:75%)(a)风荷载 1 000 kN(b)风荷载 2 000 kN(c)风荷载 4 000 kN1122124333 图 6 地基土体等效塑性应变Fig.6 Equivalent plastic strain of foundation soil 90水 利 水 运 工 程 学 报2023 年 4 月体运动，但底部朝向土体运动，局部反而承受的是准被动土压力作用。整体来看，土压力的分布大致呈三角形分布，仅在筒壁底部的土压力会有较大增长。以分析点夹角 的余弦值为横坐标，提取地基 2、4、6、8 和 10 m 埋深处的径向土压力，如图 8 所示。由图 8 可见，在水平风荷载较低时，浅层的径向土压力与 cos 有较好的线性关系，但随着荷载的增加，二者线性关联程度有所降低，且出现了筒体深度较大处的筒壁土压力小于筒深高度较小处筒壁土压力的现象，如风荷载为 4 500 kN 时，当 cos 大于 0.1 时，深度 10 m 处的土压力比深度 2 m 处的土压力还要小。上述现象的产生，是因为筒型基础主要发生转动破坏，土压力的发展与筒体产生的位移密切相关，在被动侧转动中心以下，筒壁土压力逐渐向主动状态转变，因此土压力的最大值并非筒体高度最大处，而是在拱形分布最凸出的部位。以深度 10 m 为例，随着荷载的增加，沿筒壁径向分布的土压力发生变动，前侧筒壁下半部分靠近外侧土体，土压力向被动状态转变，后侧筒壁下半部分偏离外侧土体，土压力向主动状态转变。2.32.3基础筒底沉降及土压力分布特征以水平风荷载施加前的模型变形及受力为参考背景（图 9 和 10），导出并汇总沿加载方向直径处的各点沉降值及土压力。由图 9 可见，分舱板是影响筒底土体位移的重要因素。筒型基础的位移曲线大致可分为 3 段，随着荷载的施加，荷载前侧的土体位移开始增加，荷载后侧的土体位移开始减小，不同荷载的位移曲线与初始位移曲线均存在 1 个交点，并且交点位置也有向荷载方向移动的趋势。随着荷载的增加，中部曲线渐渐由拱形形态转化为线性形态，并且与后舱的位移曲线整体呈线性分布，而荷载前侧舱位的位移曲线仍然与中部差异较大。由图 10 可见，砂土地基基底压力同样被分舱板分隔成了 3 个部分，在自重条件下，各舱的基底压强均呈拱形分布。随着水平荷载的施加，荷载前侧土体的压强开始增加，荷载后侧的基底压力开始减小，而且与初始基底压强分布存在 1 个交点，这个交点也向荷载方向移动。此外，各个隔舱内靠近分舱板的位置也存在一定的应力突变。24681012010 20 30 40 50 60 70 80o纵向土压力/kPa(a)A 侧深度/m风荷载 500 kN风荷载 1 500 kN风荷载 3 000 kN风荷载 4 500 kNC加载方向24681012010 20 30 40 50 60 70 80o纵向土压力/kPa(b)B 侧深度/m风荷载 500 kN风荷载 1 500 kN风荷载 3 000 kN风荷载 4 500 kN静止土压力B加载方向24681012010 20 30 40 50 60 70 80o纵向土压力/kPa(c)C 侧深度/m风荷载 500 kN风荷载 1 500 kN风荷载 3 000 kN风荷载 4 500 kNC加载方向 图 7 复合筒型基础筒壁竖向土压力分布Fig.7 Vertical earth pressure distribution on the side wall of composite bucket foundation 1.00.60.20.20.61.0020406080100ooo径向土压力/kPacos(a)风荷载 500 kN2 m4 m6 m8 m10 m加载方向1.00.60.20.20.61.0020406080100径向土压力/kPacos(b)风荷载 1 500 kN2 m4 m6 m8 m10 m加载方向1.00.60.20.20.61.0020406080100径向土压力/kPacos(c)风荷载 4 500 kN2 m4 m6 m8 m10 m加载方向 图 8 复合筒型基础筒壁径向土压力分布Fig.8 Radial earth pressure distribution on the side wall of composite bucket foundation 第 2 期李文轩，等：粉砂地基中复合筒型基础水平承载特性研究91 2.42.4基础转动中心分析由复合筒型基础变形及受力特性分析可知，基础的运动模式以转动为主，转动中心是分析复合筒型基础受荷响应特征的关键要素。图 11 显示了基础在不同荷载水平下转动中心位置的变动轨迹。图 11 中每个标记点代表不同的荷载。复合筒型基础转动中心随荷载的增加从左下向右上移动。当荷载较小时（风荷载小于 1 500 kN），转动中心位于钢筒外部，以竖直方向的变动为主，水平方向的变动较小；当荷载水平大于 1 500 kN 后，转动中心在竖直方向上的位置变动逐渐减缓，而在水平方向的位置变动逐渐增大；当荷载水平大于2 500 kN 后，筒体转动中心的位置变动以水平方向为主。当风荷载达到极限荷载（即基础转角达到 0.75）时，转动中心在水平方向上移至筒型基础中心线左侧 1.94 m，在竖直方向上移至筒底端以上 1.07 m。转动中心的位置变化历程表明，在水平荷载作用下，复合筒型基础除了发生倾斜外，还存在着明显的水平平动。3 长径比对水平承载特性影响分析为对比不同长径比（L/D）对复合筒型基础水平承载特性的影响，分别建立直径 D 为 30 m，筒高 L 为 9、15、18 m 的有限元模型并进行模拟计算。各模型的曲面过渡段和钢筋混凝土底板结构均保持相同。3.13.1长径比对基础水平承载力的影响图 12（a）显示了复合筒型基础在不同长径比条件下的倾角与风荷载的变化关系。可见，保持筒型基础直径不变，增大长径比可以显著提高筒型基础的抗倾覆能力，复合筒型基础的抗倾覆能力也有显著提高，这是因为筒体高度的增加会使基础与土体的接触面积增大，不仅增加了钢筒外部受到的约束土压力，还增加了钢筒内部与土体的摩阻力，这些都有利于提高基础的抗倾覆能力。将不同长径比的筒型基础极限承载力进行汇总，图 12（b）给出了极限荷载（Hult）和设计荷载（H0）的比值（Hult/H0）与长径比的关系，通过无量纲处理，其关系曲线可以用二次曲线来拟合，如下式所述：Hult/H0=15.97(L/D)25.38L/D+3.01(1)15105051015250200150100500分舱板分舱板+土压力/kPa风荷载 500 kN风荷载 1 500 kN风荷载 3 000 kN风荷载 4 500 kN自重水平位置/mo加载方向 图 10 复合筒型基础筒底土压力分布Fig.10 Earth pressure distribution at the bottom of compositebucket foundation 64201413121110筒底界荷载每级增加 500 kN水平位置/m深度/m极限荷载分舱板 图 11 基础转动中心变动轨迹Fig.11 Movement of the rotation center of the foundation 15105051015140120100806040200分舱板+沉降量/mm风荷载 500 kN风荷载 1 500 kN风荷载 3 000 kN风荷载 4 500 kN自重水平位置/mo加载方向分舱板 图 9 复合筒型基础筒底沉降量分布Fig.9 Settlement distribution at the bottom of compositebucket foundation 92水 利 水 运 工 程 学 报2023 年 4 月 3.23.2长径比对基础转动中心的影响图 13（a）显示了不同长径比条件下，基础转动中心在不同荷载下的位置变化规律。不同长径比筒型基础的转动中心变化轨迹形状近似，说明长径比不改变转动中心的运动趋势。随着长径比的增加，转动中心随荷载变化的间距越小，说明长径比越大，基础的平动作用越不明显，转动中心越集中。另外，极限荷载作用下转动中心（图 13（a）中红点）的水平坐标均为负值，说明转动中心都在筒体基础的左侧；竖直方向上，除L/D=0.3 的筒型基础以外，其他基础在极限荷载下的转动中心均位于基础内部。汇总极限荷载时转动中心坐标与长径比的关系，如图 13（b）所示。随着筒型基础长径比的增加，极限荷载时转动中心坐标以深度坐标变化为主，即长径比对转动中心竖向位置的影响远大于水平位置。转动中心坐标与基础长径比间呈线性关系，拟合公式如下：xr=1.5L/D2.20zr=21.3L/D+2.43(2)式中：xr为水平方向的坐标；zr为深度方向的坐标。4 结语通过数值分析研究了粉砂地基中复合筒型基础水平承载特性，并研究了基础长径比对其影响规律，得到以下主要结论：2 0004 0006 0008 00000.51.01.52.0倾角/()L/D=0.3L/D=0.4L/D=0.5L/D=0.6风荷载/kN(a)不同长径比筒型基础荷载-倾角曲线0.30.40.50.623456Hult/H0L/D(b)基础极限承载力随长径比的变化规律 图 12 不同长径比复合筒型基础承载力的对比Fig.12 Comparison of bearing capacity of composite bucket foundation with different L/D 86420220181614121086水平位置/m(a)不同长径比筒型基础转动中心轨迹深度/m荷载增加L/D=0.3L/D=0.4L/D=0.5L/D=0.60.250.350.450.550.65505101520坐标/mL/D(b)极限荷载下的转动中心位置 水平坐标 深度坐标 图 13 复合筒型基础转动中心对比Fig.13 Comparison of rotation center of composite bucket foundation with different L/D 第 2 期李文轩，等：粉砂地基中复合筒型基础水平承载特性研究93（1）在转动状态下，荷载前侧筒壁纵向土压力呈拱形分布，荷载后侧筒壁纵向土压力大致呈三角形分布，垂直加载侧筒壁纵向土压力则接近静止土压力；筒壁径向土压力与 cos 近似呈线性关系，随着荷载增加，二者之间逐渐呈非线性变化。（2）荷载较小时转动中心位于筒型基础外部、偏中轴线的荷载后侧；随着荷载的增加，转动中心向上和加载方向移动；在达到筒型基础承载力时，转动中心的深度大致位于筒体底端附近。（3）保持筒型基础直径不变，增大长径比可以显著提高筒型基础的抗倾覆能力；长径比不改变转动中心的运动趋势，且长径比对转动中心竖向位置的影响远大于水平位置。参考文献：ZHANG P Y,LIANG D S,DING H Y,et al.Floating state of a one-step integrated transportation vessel with two compositebucket foundations and offshore wind turbinesJ.Journal of Marine Science and Engineering,2019,7(8):263.1 李文轩.海上风电复合筒型基础水平承载特性研究D.南京:南京水利科学研究院,2018.（LI Wenxuan.Horizontalbearing characteristics of composite bucket foundation for offshore wind turbineD.Nanjing:Nanjing Hydraulic ResearchInstitute,2018.（in Chinese）2 Det Norske Veritas.Design of offshore wind turbine structures:DNV-OS-J101S.Norway:Computer Typesetting（FM+SGML）by det Norske Veritas,2007.3 国家能源局.海上风电场工程风电机组基础设计规范:NB/T 101052018S.北京:中国水利水电出版社,2018.（National Energy Bureau of the Peoples Republic of China.Code for design of wind turbine foundations for offshore windpower projects:NB/T 101052018S.Beijing:China Water Power 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