《TCEC2019111海上风力发电机组筒型基础沉放安装技术规范》

中国电力企业联合会标准

编号：TCEC20191116

备案号：

海上风力发电机组筒型基础沉放安装

技术规范

CodeforInstallationofBucketFoundationsfor

OffshoreWindTurbines

2021-09初定稿

III

1范围

本文件规定海上风力发电机组筒型基础沉放安装准备、水中沉放、入土沉放与调平、沉

放安装后处理等技术要求。

本文件适用于海上风力发电机组筒型基础沉放安装。

2规范性引用文件

下列文件中的内容通过文中的规范性引用而构成本文件必不可少的条款。其中，注日期

的引用文件，仅该日期对应的版本适用于本文件；不注日期的引用文件，其最新版本（包括

所有的修改单）适用于本文件。

SYT7395-2017柱稳式平台圆柱壳结构稳定性设计

3术语和定义

下列术语和定义适用于本文件。

3.1筒型基础bucketfoundation

顶部封闭，底部开口的筒型结构型式，以筒壁嵌入地基中来抵抗风力发电机组荷载的基

础型式。

3.2顶盖bucketlid

顶盖为筒型基础顶端封闭结构，可为钢、钢筋混凝土或钢-混凝土组合结构。

3.3分舱板bulkhead

分舱板为筒型基础内的分隔板，可为钢、钢筋混凝土或钢-混凝土组合结构，将筒型基

础分成若干个独立的隔舱。

3.4过渡段transitionpiece

过渡段为筒型基础顶盖与风机塔筒连接结构，可为钢、钢筋混凝土或钢-混凝土组合结

构。

3.5水中沉放landing

筒型基础与运输船舶分离至筒型基础筒端着陆的过程。

3.6入土沉放penetration

筒型基础筒端着陆至顶盖接触泥面的过程。

3.7自重入土沉放self-weightpenetration

筒型基础筒端接触泥面至自重作用贯入土体最大深度的过程。

3.8压差入土沉放suction-assistedpenetration

通过筒内排气/排水形成内外压差实现筒型基础入土沉放至顶盖接触泥面的过程。

3.7筒型基础屈曲bucklingofbucket

筒型基础压差入土沉放过程中筒壁和分舱板的屈曲破坏。

1

3.8渗透破坏seepagefailure

筒型基础入土沉放过程中，渗流作用导致土体破坏或形成渗漏通道。

3.10筒型基础调平leveling

通过调整筒型基础或各舱压力，使基础水平度达到设计要求的过程。

4沉放安装准备

4.1施工前应对风机机位区域进行水深、水下地形测量。

4.2安装船舶抛锚进行初步定位，定位精度宜控制在1m以内。安装船舶可采用下沉定位桩

或坐底式定位平台进行精确定位。

4.3沉放前宜进行现场海洋环境观测。

4.4应进行筒型基础结构完整性和各类监测仪器设备完好性检查。

4.5应进行筒型基础结构各类封固措施解绑，使安装船舶与筒型基础分离。

5水中沉放

5.1筒型基础顶盖未入水前，应抽水充满顶盖框格空间，逐步放气使筒型基础均匀下沉，水

中横纵摇倾角宜控制小于2°。

5.2筒型基础顶盖入水后，应采用符合沉放作业扶正能力和作业半径的浮吊或其他辅助设备，

进行水中沉放；深水沉放应增加导向和扶正装置，水中横纵摇倾角宜控制小于3°。

5.3利用气浮和吊缆联合控制水中沉放时，应严格控制各阶段补气量，防止气弹和急速下沉

风险

5.4对于复杂海况下的水中沉放，宜通过数值模拟与模型试验进行校核验证。

6入土沉放与调平

6.1自重入土沉放阶段，宜采用吊缆和控制各舱舱压的方法使基础均匀下沉，法兰面倾角不

宜超过1°。

6.2自重入土深度宜满足顶盖没水条件，当不满足时应设置筒型基础舱内充水系统。

6.3压差入土沉放阶段，应根据入土不同深度的端阻力和侧摩阻力确定施加压差，阻力计算

见附录A。

6.4不同入土深度均应校核筒型基础屈曲和渗透破坏临界条件，屈曲计算见附录B，渗透破

坏临界压差见附录C。

6.5入土沉放过程宜监测基础顶法兰面倾斜度、筒内外压差、各分舱压差，宜实时精细调控

各分舱舱压，以控制入土沉放水平度。

6.6对于厚壁筒型基础，可增加机械或水力措施破土下沉。

6.7基础沉放完成后应测量基础顶法兰水平度，水平度宜小于2‰。

7沉放安装后处理

2

7.1沉放到设计要求深度后，宜继续维持压差不少于6小时。

7.2沉放未到设计要求深度时，可采用向筒内灌浆或灌砂的方式填充顶盖与土面间的空隙。

7.3可采用筒端下压力注浆等方式进一步提高整体安全性。

3

附录A下沉阻力的计算方法

A.1筒型基础下沉阻力可通过公式（A.1）计算：

（）

QQsideQtipAsidesidefsAtiptipquA.1

式中：侧壁面积，包括筒壁、分舱板及加强肋板侧面积；

Aside—

考虑渗流、减阻环等因素的无量纲系数，可取，建议根据试验及理

side—0.5~1

论方法综合确定；

单位侧摩阻力；

fs—

端面积，包括筒壁、分舱板及加强肋板端部面积；

Atip—

考虑渗流、减阻环等因素的无量纲系数，可取，建议根据试验及理论

tip—0.5~1

方法综合确定；

单位端阻力。

qu—

单位侧摩阻力和单位端阻力可用强度参数方法和静力触探方法计算。

（1）强度参数方法

黏性土中深度为z的单位侧摩阻力计算可通过公式（A.2）计算：

（）（）

fsz=suA.2

式中：—无量纲化系数；

su—土的不排水抗剪强度。

系数可通过公式（A.3）求得，

=0.50.5，1.0

（A.3）

=0.50.25，1.0

式中：≤1.0，

s

u（A.4）

p0(z)

式中：深度处有效上覆土压力。

p0(z)—z

对于欠固结土，α通常取1.0。

无黏性土中的单位侧摩阻力可采用公式（A.5）计算。

4

fszKp0ztan（A.5）

式中：K—横向土压力系数，可取0.8~1；

—筒土界面摩擦角。

黏土中单位端阻力可使用公式（A.6）计算。

quNcsup'0（A.6）

无黏性土中单位端阻力可使用公式按公式（A.7）计算端阻力：

quqDNqtN（A.7）

式中：承载力系数，由基地下土的值确定（图）；

Nq,N—φA.1

基底平面处的超载，，取决于基地面以上土体的值与（筒

qD—qDT0DTφL/t

壁入土深度/壁厚）的值（见表A.2）；

t—壁厚。

图A.1Nq、Nγ与φ关系曲线

5

表衰减系数值

A.1T

αT

D/B

φ=25°φ=30°φ=35°φ=40°

50.730.770.810.85

100.610.670.710.79

200.470.570.670.75

300.370.500.630.73

500.270.410.590.70

700.220.390.570.69

（2）静力触探方法：

使用静力触探实测值计算下沉过程单位阻力如公式（A.8）所示：

（）

fskf(z)qc(z)A.8

式中：侧摩阻力经验系数，可按表取值；

kf(z)—A.1

静力触探端阻。

qc(z)—

（）

qukpqcA.9

式中：端阻力经验系数，可按表取值。

kp—A.2

表A.2CPT法经验系数值

建议值上限值

土质

kpkfkpkf

黏性土0.40.030.60.05

无黏性土0.30.0010.60.003

6

附录B临界压差计算公式

B.1筒型基础在无黏性土中压差入土沉放时，筒内外压差要小于无黏性土发生渗透破坏

的临界压差值。在无经验算法或试验观测值时，可采用公式（B.1）确定渗透破坏临界压差。

0.75

L（）

Scrit=1.32'DB.1

D

式中：Scrit—临界压差；

'—土体有效容重；

D—筒型基础直径；

L—筒壁入土深度。

B.2筒型基础在黏性土地基中压差入土沉放时，为防止内部发生过大的土塞隆起，允许

负压应满足公式（B.2）。

LBav

ua=Ncsu,tipAinsidesu,D/Ain（B.2）

式中：系数，此处L；

Nc—Nc=6.21+0.34arctan

D

LB倍的筒端处不排水抗剪强度；

su,tip—2/3

筒型基础内部侧表面积，包括筒壁内侧、内部分舱板及加强肋版侧面积；

Ainside—

—无量纲化系数，同公式（A.2）；

av筒壁入土深度范围内平均不排水抗剪强度；

su,D—

筒型基础内部截面积（内部压差施加面积）。

Ain—

B.3对于成层土地基可通过试验方法确定土体渗透破坏的临界压差。

7

附录C筒壁屈曲临界压差计算

筒型基础负压下沉阶段，筒体受轴向力和内外压差复合荷载共同作用，参考SYT

7395-2017《柱稳式平台圆柱壳结构稳定性设计》，筒壁屈曲临界压差可简化为圆柱壳，按如

下方式计算，带分舱板或加劲肋的筒型基础，宜通过考虑初始缺陷的有限元屈曲分析与试验

综合确定。

C.1荷载计算

NP/2R

（C.1）

NpR（C.2）

式中：Nϕ—环向单位长度的轴向荷载；

Nθ—单位长度的环向荷载；

P—作用于筒体的总轴向荷载；

p—筒内外压差；

R—筒体半径。

C.2筒壁屈曲允许应力计算

对于轴向压力和环向压力的组合工况，筒壁屈曲轴向屈曲应力和环向屈曲应力应通过下

列步骤进行计算。

（1）计算焊接圆柱壳非弹性壳体屈曲轴向应力Fxcl与环向应力Frcl。

①屈曲轴向应力Fxcl

弹性屈曲应力

2

E2

FxelCxlt/Lr（C.3）

1212

式中：Lr—筒体悬空高度；

t—筒壁厚度；

E—筒体材料弹性模量；

ν—泊松比；

屈曲系数Cxl可以用几何曲率参数Mx，径厚比D\t和缺陷因子αxL表示：

0.5

2

1504（）

Cxl1xlMxC.4

D/t

0.4

xl9.0/300D/t

8

0.5

（）

MxLr/RtC.5

非弹性屈曲轴向应力

当即材料比例极限

FxclFxelFxel0.5FyFxel

（C.6）

当即材料比例极限

FxclFxelFxel0.5FyFxel

1/4

1.0

(F/F)（C.7）

yxel2

1.03.75(Fy/Fxel)

②屈曲环向应力Frcl

弹性屈曲应力

2

E2

FCt/L（C.8）

rell1212r

式中：屈曲系数Cθl根据不同非对称屈曲模态的几何形状将会有不同的定义（即半波个数，

n）。

屈曲系数Cθl可以通过几何曲率系数Mx和Batdorf对于Donnell方程简化后的相关公式

得到。一个简单的迭代算法用于去确定屈曲半波个数“n”。

假定环向加强肋之间仅发生一阶屈曲，即m=1，可以由下式确定Batdorf方程中的半波

个数n。

4

212

Z（C.9）

232m

式中：改进的几何曲率系数Zm和β可以表示为：

2

220.5

212M1

12Zx

Zx（C.10）

m44

4在泊松比为的条件下（）

Zm0.112Mx0.3C.11

（）

Lr/R/nC.12

使式（C.9）左右两侧大致相等的最小半波个数n用于确定壳体的非对称屈曲。而屈曲

系数Cθl可以通过下式直接计算得到：

22

10.112M4

x（）

CllC.13

0.52222

10.5

对于径厚比D/t大于300的圆柱壳体结构而言，试验与理论的对比说明，当缺陷因子等

9

于0.8时，计算结果过于保守，因此推荐：

如果

L1.0Mx5

（C.14）

如果

L0.8Mx5

非弹性屈曲轴向应力

当即材料比例极限

FrclFrelFrel0.5FyFrel

（C.15）

当即材料比例极限

FrcLFrelFrel0.5FyFrel

（2）计算复合荷载下的屈曲临界应力，令Fϕcl=FθclkKϕl/Kθl，求解式（D.0.16）中的Fθcl。

22（）

RacRaRhRh1.0C.16

式中：Ra=Fϕcl/Fxcl，Rh=Fθcl/Frcl。

FF

cxclrcl1.0（C.17）

Fy

式中：k=Nϕ/Nθ，

Fϕcl—自重与内外压差共同作用下的筒壁屈曲轴向应力；

Fθcl—自重与内外压差共同作用下的筒壁屈曲环向应力；

Kϕl—轴向应力修正系数，取为1.0；

Kθl—环向应力修正系数，取为1.0。

（3）屈曲允许应力

（）

FaFcl/FSC.18