TCEC海上风电复合筒型基础设计规范

总则1.1为规范海上风电复合筒型基础设计，做到安全适用、技术先进、经济合理、环境友好，制定本规范。1.2本规范适用于海上风电复合筒型基础设计。1.3海上风电复合筒型基础设计，除应符合本规范外，尚应符合国家现行有关标准的规定。2术语下列术语和定义适用于本规范。2.1复合筒型基础compsitebucketfoundation海上风电场工程采用的复合筒型基础是一种顶部封闭，底部开口的筒状基础结构，以筒壁嵌入地基中来抵抗风力发电机组荷载的单筒多舱基础型式，可为钢或钢-混凝土组合结构。2.2顶盖bucketlid顶盖为筒型基础顶端封闭结构，可为钢或钢-混凝土组合结构。2.3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。2.4筒裙foundationskirt筒裙为复合筒型基础外筒壁嵌入地基土体部分，可为钢、钢筋混凝土或钢-混凝土组合结构。2.5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。2.6筒型基础屈曲bucklingofbucket筒型基础在预制、运输、沉放过程中筒壁和分舱板的屈曲破坏。2.7等效直径equivalentdiameter 与多边形筒型基础截面等面积的圆形直径。2.8筒型基础起浮稳性liftingstability筒型基础不含助浮措施的自身浮稳性。2.9整体浮运integratedfloating采用专用船舶将单筒多舱筒型基础-塔筒-发电机组一体化运输到施工现场的方式。2.10水封高度watersealingheight筒型基础起浮和浮运过程中，筒内液面与筒端的平均距离。2.11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。2.12入土沉放penetration筒型基础筒端着陆至顶盖接触泥面的过程。2.13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。2.14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。2.15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。2.16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。3基本规定3.1海上风电复合筒型基础设计应取得工程现场风能资源、海洋水文观测、工程地质勘察、海域规划、航道等资料。3.2海上风电复合筒型基础设计所采用的荷载应符合风电场工程风能资源条件、海洋水文条件和工程地质条件。荷载计算方法、边界条件与计算成果应符合现行国家标准GB/T31517的有关规定。3.3复合筒型基础结构设计考虑环境条件应符合现行国家标准GB/T36569的有关规定。3.4复合筒型基础结构设计使用年限应与风电机组设计使用年限相匹配，设计使用年限不应低于25年。3.5复合筒型基础设计应采用概率理论为基础的极限状态设计方法，采用分项系数设计表达式进行计算。3.6复合筒型基础应按承载能力极限状态和正常使用极限状态进行设计。3.7海上风电复合筒型基础结构安全等级应为一级。3.8复合筒型基础计入施工误差后，整个运行期内在荷载作用下的基础泥面处总倾角不应超过0.50°。3.9复合筒型基础钢筋混凝土预应力结构应采用抗裂设计，其他混凝土结构应采用限裂设计。按GB/T50476中规定，基础混凝土裂缝宽度不应超过0.15mm。3.10复合筒型基础平台底高程的确定应计入50年重现期潮位和波浪的影响。基础平台底高程宜按下式确定：（1）式中：——风电基础平台底高程（m）；——50年重现期极端高水位（m）；——50年重现期极端高水位的最大波高（m）；——安全加高（m），可取0.5m~1.5m。3.11复合筒型基础所用混凝土的强度、疲劳性能、材料参数及耐久性、防腐蚀性能等参数应符合现行行业标准JTS257-2的有关规定。3.12复合筒型基础钢筋选取应符合现行国家标准GB/T1499.2；预应力钢筋选取应符合现行国家标准GB/T13014中条款规定；钢绞线选取要求应符合现行国家标准GB/T5224中条款规定；精轧螺纹钢筋应符合现行国家标准GB/T20065的有关规定，在正常运行与极端工况下钢筋与钢绞线受力应满足屈服强度要求。3.13复合筒型基础钢材选取应符合现行国家标准GB/T1591中条款规定，在正常运行与极端工况下钢材受力应满足屈服强度要求。3.14复合筒型基础所用混凝土、钢材、钢筋等材料性能应符合现行行业标准NB/T10105的有关规定。3.15复合筒型基础结构设计应分析施工的可行性，减少海上施工作业工作量；结构平、立面布置应规整，传力途径明确；重要构件和关键传力部位应增加安全冗余。3.16复合筒型基础设计可采用标准化结构及构件。3.17复合筒型基础设计中，应明确结构设计使用年限、材料的规格型号及所要求的力学性能、化学成分、施工建造与现场安装质量要求及其他保证措施，同时计入结构制作安装、施工及建成后的环境、运行期维护等因素的影响。3.18荷载分类及效应组合应符合现行国家标准GB50009、现行行业标准NB/T10105和JTS144中的有关规定。3.19复合筒型基础宜进行基础与塔筒连接结构、基础过渡段与基础内钢筋的疲劳分析。3.20复合筒型基础附属结构设计宜包括减阻环，减阻环设计宜采用角钢型式，布置要离筒端一定距离，防止因减阻环发生渗透破坏，减阻效果应由试验、理论分析综合确定。3.21复合筒型基础结构疲劳分析、附属结构设计、抗冰设计、防腐蚀设计等应符合现行行业标准NB/T10105中的有关规定。4地基计算4.1一般规定4.1.1复合筒型基础验算地基承载力时，应考虑风电机组运行荷载、波浪、风和海流等循环荷载长期作用下的土体强度和地基刚度的衰减，可进行试验研究，确定土体强度设计指标。4.1.2复合筒型基础地基承载力、稳定性和变形计算应考虑基础周围冲刷情况，冲刷深度与范围可根据数值模拟、模型试验或现场观测确定。4.1.3地震烈度7度及以上，复合筒型基础持力层落在液化土层时，应进行专门研究论证。4.2地基承载力4.2.1复合筒型基础地基承载力验算时，可将筒型基础和筒内土体视为整体。4.2.2筒裙底端地基承载力验算应符合下列规定：（2）式中：——荷载效应的标准组合下，基础底面处平均压力（kPa）；——地基承载力特征值（kPa）。4.2.3基础底面的压力，可按下列公式确定：（3）式中：——荷载效应的标准组合下，上部结构传至基础底部的竖向力值（kN）；——筒型基础自重和筒基内的土重（kN）；——基础底面有效面积（m2），计算方法见附录A。4.2.4复合筒型基础地基承载力特征值可由原位测试或公式计算：（4）式中：——地基极限承载力（kN），将基础圆形截面等效为矩形截面，由汉森公式计算，见附录B；——地基承载力安全系数，采用直剪固结快剪或三轴固结不排水剪强度指标计算时，取2.0；当采用原位测试或自重应力固结后不固结不排水强度指标计算时，取1.5。4.2.5由原位测试方法确定的地基承载力特征值，可按下式修正：（5）式中：——修正后土体的地基承载力特征值（kPa）；——由原位测试方法确定的地基承载力特征值；、——基础宽度和埋深的地基承载力修正系数，土类地基承载力修正系数按表4.1的规定取值；强风化和全风化岩石地基可按所风化成的相应土类取值，其他状态岩石地基不修正；——基础底面以下土的容重（kN/m3），水下土层取有效容重；——基础直径（m），大于6m的按6m取值；——基础底面以上土的加权平均容重（kN/m3），水下土层取有效容重。表1承载力修正系数土的类别ηbηd淤泥和淤泥质土01.0e或IL大于等于0.85的黏性土01.0粉土黏粒含量ρc≥10%的粉土黏粒含量ρc＜10%的粉土0.30.51.52.0e及IL均小于0.85的黏性土粉砂、细砂（不包括很湿与饱和时的稍密状态）中砂、粗砂、砾砂和碎石土0.32.03.01.63.04.44.2.6当复合筒型基础受力层范围内有较硬土层时，宜适当考虑硬土层贡献，可进行专门研究论证。4.2.7当复合筒型基础受力层范围内有软弱下卧层时，应按下列公式验算软弱下卧层的承载力：（6）（7）式中：——荷载效应的标准组合下，软弱下卧层顶面处附加压力（kPa）；——软弱下卧层顶面处土自重压力值（kPa）；——软弱下卧层顶面处经深度修正后的地基承载力特征值（kPa）；——基础底面处土的自重压力（kPa）；——基础底面至软弱下卧层顶面的距离（m）；b——基础底面等效宽度（m）；l——基础底面等效长度（m）；——地基压力扩散线与垂直线的夹角（°），可按表2采用。表2地基压力扩散线与垂直线的夹角系数Es1/Es2系数z/b0.250.536°23°510°25°1020°30°注：1为上层土压缩模量；为下层土压缩模量。2时，取，必要时，宜由试验确定；时，值不变；3在0.25与0.5之间可插值使用。4.2.8地基抗震承载力应按下式计算：（8）式中：——调整后的地基抗震承载力特征值（kPa）；——地基抗震承载力调整系数，应按表3采用。表3地基抗震承载力调整系数岩土名称和性状岩石，密实的碎土石，密实的砾、粗、中砂，≥300kPa的黏性土和粉土1.5中密、稍密的碎石土，中密和稍密的砾、粗、中砂，密实和中密的细、粉砂，150kPa≤＜300kPa的黏性土和粉土1.3稍密的细、粉砂，100kPa≤＜150kPa的黏性土和粉土1.1淤泥，淤泥质土，松散的砂1.04.2.9验算天然地基地震作用下的竖向承载力时，按地震作用效应标准组合的基础底面压力应符合下列各式要求：（9）式中：——地震作用效应标准组合的基础底面压力（kPa），计算方法同4.2.3。4.3稳定性计算4.3.1除地震作用外的其他荷载作用下，地基最危险滑动面上的抗滑力与滑动力应满足下式的要求：（10）式中：——结构重要性系数；——筒型基础的抗滑极限承载力（kN），具体计算方法见附录C；——荷载效应基本组合下，滑动力设计值（kN）。4.3.2地震作用下，地基最危险滑动面上的抗滑力与滑动力应满足下式要求：（11）式中：——作用效应地震组合下，抗滑力（kN）；——作用效应地震组合下，滑动力修正值（kN）。4.3.3除地震作用外的其他荷载作用下，筒型基础倾覆最危险计算状况应符合下式要求：（12）式中：——结构重要性系数；——荷载效应基本组合下，抗倾覆力矩（kN·m），计算方法见附录D；——荷载效应基本组合下，倾覆力矩设计值（kN·m）。4.3.4地震作用下抗倾覆稳定验算，其最危险计算状况应满足下式要求：（13）式中：——作用效应地震组合下，抗倾覆力矩（kN·m）；——作用效应地震组合下，倾覆力矩修正值（kN·m）。4.3.5可采用竖向-水平-弯矩（V-H-M）包络面法校核复合筒型基础的极限承载能力，采用该方法时安全系数应大于1.2。4.4沉降计算4.4.1筒型基础整体沉降与差异沉降计算，可采用分层总和法或数值模拟方法。4.4.2分层总和法具体公式与参数选取可参考NB/T10105和JGJ94中规定条款。5结构设计5.1一般规定5.1.1筒型基础结构设计宜采用“荷载-结构-地基”一体化设计，宜开展结构与周围介质间相互作用的三维数值模拟。5.1.2复合筒型基础设计应进行结构体型设计、静力分析、动力分析、屈曲分析、疲劳分析和浮稳性分析。5.1.3以静力分析的结果为设计依据，并应计入风电机组空气动力荷载、波浪荷载、冰荷载、地震作用等动力荷载对结构的影响。5.1.4结构动力分析时除应包含结构本身质量外，水中部分还应计入水体附加质量，水体附加质量宜通过矩阵的方式引入结构质量矩阵中。5.1.5复合筒型基础的筒裙高度与直径或等效直径的比值宜小于0.5。5.1.6复合筒型基础筒裙直径或等效直径宜为轮毂到泥面总高度的1/6~1/4。5.1.7筒型基础结构设计应综合考虑浮运过程、入土沉放过程和全生命周期服役过程的性能要求。5.2结构体型设计5.2.1筒型基础根据材料属性不同可分为全钢筒型基础、钢筋混凝土筒型基础和钢混组合筒型基础。5.2.2筒型基础的筒裙结构可为圆形或多边形结构，圆形筒裙可为钢结构、钢筋混凝土结构或钢混组合结构，多边形筒裙宜为钢筋混凝土结构或钢混组合结构。分舱板宜为钢结构。5.2.3筒型基础顶盖包括面板、主次梁结构、吊耳等。5.2.4筒型基础的过渡段可采用弧形预应力混凝土、斜撑立柱、导管架等结构形式。5.3静力分析5.3.1复合筒型基础结构静力分析应包括变形分析、应力分析和局部稳定性分析。5.3.2复合筒型基础结构静力分析应考虑土体的非线性特性。5.4动力分析5.4.1复合筒型基础结构动力分析应包括自身动力特性分析与外部荷载作用下动力响应分析，应考虑水体附加质量、海床冲刷、腐蚀等的影响。5.4.2复合筒型基础整体结构的一阶固有频率与风机1P、3P频率差值宜大于15%。5.4.3复合筒型基础结构外部荷载作用下动力响应分析应考虑风、波浪、海流、冰、地震等动力荷载的综合作用，应对结构及节点的振动加速度、位移和强度进行校核。5.4.4动力响应分析可采用时程法或振型叠加法，采用振型叠加方法进行结构动力响应分析时，正交三个方向的振型参与质量系数不应小于95%。5.4.5结构地震响应分析应符合下列规定：1相对计算出的地震荷载，在风电机组结构最不利的主轴方向取荷载的100%，与此主轴相垂直的水平方向取100%，与水平面垂直的方向取50%。将这三个方向地震引起的惯性力与静荷载相结合，同时作用在结构上，采用静力分析方法对风电机组结构进行分析。2地震状况下材料强度可取静态强度的1.25倍。5.5施工应力分析5.5.1复合筒型基础施工应力分析应包括预制过程、浮运过程、沉放过程应力分析。5.5.2复合筒型基础预制过程应力分析应包括自重荷载作用下的应力分析、吊装应力分析、预应力张拉应力分析。5.5.3复合筒型基础浮运过程、沉放过程的应力分析应包括不同气浮压差或沉放压差作用下的筒裙、分舱板及顶盖的应力分析。5.6浮运设计5.6.1筒型基础浮运设计应包括基础起浮和浮运设计。5.6.2筒型基础起浮应满足起浮稳性的要求。起浮稳性不满足要求时，可采用辅助浮箱等措施来提高起浮稳性。5.6.3筒型基础单独浮运时应对浮运船舶与筒型基础的整体拖航稳性进行计算，整体浮运时应对浮运船舶-筒型基础-塔筒-机组的整体拖航稳性进行计算，初稳性高和面积比应满足《海上移动平台入级规范》（2020）规范要求。5.6.4筒型基础整体浮运前应进行浮运拖航力计算，可按本规范附录E计算。依据拖航阻力选择拖船类型，拖航阻力值应小于拖船最大系柱拖力的75%。5.6.5筒型基础浮运宜根据航道水深等条件确定合适的水封高度。6连接设计6.1一般规定6.1.1混凝土过渡段与塔筒的连接宜采用锚栓笼结构，斜撑立柱和导管架钢结构过渡段与塔筒的连接宜采用法兰结构。6.1.2风电机组基础各部件之间的连接设计应安全可靠、施工可行，连接结构设计应符合下列规定：1应按承载能力极限状态验算，包括连接件与基础结构之间的连接可靠性和连接结构本身各构件间的连接可靠性，且应留有安全裕度。2应对连接结构进行疲劳强度验算。3应考虑环境条件、风机运行对连接结构耐久性的影响。6.1.3连接结构应采用抗层状撕裂性能的钢材，其性能应符合现行国家标准GB/T5313的有关规定。6.1.4连接结构焊接处强度应不低于母材强度，焊接处探伤等级为Ⅰ级。6.2锚栓笼及法兰结构设计6.2.1锚栓笼的高强度螺栓应符合现行国家标准GB/T1228、GB/T1229、GB/T1230、GB/T1231和GB/T3632的有关规定及厂家性能要求，并进行抗剪及轴向抗拉校核。6.2.2锚栓预拉力可按下列公式计算，并应进行拉力校核：（14）（15）式中：——荷载作用标准组合下单根锚杆的最大拔力（kN）；——作用于锚栓群顶面的弯矩（kN·m）；——离弯矩转动轴最远的锚栓距离（m）；——第i根锚栓与弯矩转动轴间的距离（m）；——作用于锚栓群顶面的竖向荷载（kN）；——锚栓根数；——锚栓预拉力设计值（kN）；——锚栓屈服强度（MPa）；——锚栓有效面积（mm2）。6.2.3风电基础顶上锚板设计应符合下列规定：1应按刚性锚板计算，上锚板底板应平整，上锚板上表面仅允许内倾，内倾应不超过0.15mm，应进行极限承载能力和疲劳强度分析。2上锚板应整体锻造，锻造等级不低于Ⅲ级，交货状态为正火+回火。3上锚板锻造后应进行100%磁粉探伤检测和100%超声波探伤检测，探伤检测等级符合Ⅰ级探伤标准。4应校核上锚板下混凝土抗压强度，确定上锚板宽度。5上锚板宜设置排气孔。6.2.4基础下锚板宽度不宜小于塔筒底法兰宽度，厚度应不小于40mm，锚栓孔中心距离下锚板内外径边缘应不小于1.5倍锚栓孔径。6.2.5法兰盘结构设计可参考上锚板设计要求。6.3顶盖与筒裙、过渡段连接设计6.3.1顶盖与筒裙、过渡段应连接成牢固整体，满足荷载传递要求。6.3.2混凝土内钢筋笼宜与钢结构连成整体，可采用剪力钉、插筋、预应力锚栓等方式增强混凝土结构与钢结构间的连接性能，并进行抗拉、抗剪等验算。6.3.3混凝土结构间的连接设计应符合现行国家标准GB50010的有关规定执行。6.3.4钢结构间的连接设计应符合现行国家标准GB50017的有关规定执行。7局部冲刷防护设计7.1复合筒型基础局部冲刷深度和范围可通过数值模拟、物理模型试验等方式进行专项研究，并与工程实测资料和理论方法计算结果进行类比分析，局部冲刷深度可按本规范附录F计算。7.2当冲刷深度小于1m时，可采用预留冲刷深度的方法。7.3当冲刷深度大于1m时，应设计冲刷防护措施，可采用砂被、固化土、抛石-砂被组合、海底覆膜、海底仿生水草等方式。7.4宜在基础安装完成后及时实施冲刷防护措施施工。8安装设计8.1筒型基础安装设计应包括水中沉放设计与入土沉放设计。8.2筒型基础水中沉放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°。8.3筒型基础入土沉放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G。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H，渗透破坏临界压差见附录I。8.4对于厚壁筒型基础沉放，可增加机械或水力措施破土下沉。8.5筒型基础入土沉放过程宜通过实时精细调控各分舱舱压等措施来控制入土沉放水平度。9监测设计9.1一般规定9.1.1新建和已建的海上风电复合筒型基础均宜进行安全监测。9.1.2复合筒型基础监测应包括结构监测与地基监测。9.1.3监测仪器设备配置应结合复合筒型基础设计情况和施工情况综合考虑，其量程、精度、灵敏度、步长应与结构运行过程中环境条件和荷载水平相匹配。9.2结构监测9.2.1结构监测应包括基础振动监测、基础倾斜度监测与基础应力应变监测。9.2.2振动监测内容宜包括振动位移监测和振动加速度监测，测点宜布置在基础顶部法兰面处，测点数量不少于2个，每个测点测量三个方向振动。9.2.3倾斜度监测测点宜布置在基础顶部法兰面，测点不宜少于2个，每个测点监测两个方向，并呈90°布置。9.2.4基础应力应变监测应包括混凝土应力监测、钢筋应力监测和预应力钢筋应力监测，测点宜布置在基础应力集中或受力较为复杂的区域。9.3地基监测9.3.1地基监测内容应包括地基冲刷监测、地基土压力和地基孔隙水压力监测。9.3.2地基冲刷监测内容宜包括冲刷范围检测和冲刷深度监测。9.3.3地基土压力和地基孔隙水压力监测测点宜布置在主风向对边两条垂线上，每条垂线布置不宜少于3个测点，筒型基础顶盖的土压力与孔隙水压力测点数量不宜少于基础分舱数量。附录A基础底面有效面积计算A.1筒型基础基底有效面积可按式（A.1）计算：

（A.1）式中：——筒型基础直径；——荷载偏心距，可由到基底弯矩和竖向力计算，；A.2筒型基础的等效宽度可按式（A.2）计算：（A.2）其中，，。附录B地基极限承载力计算B.1筒型基础地基极限承载力可按汉森公式（B.1）计算：（B.1）式中：——地基极限承载力（kPa）；——筒型基础基底以上土的等效容重（kN/m3）；——筒型基础埋深（m）；——筒型基础的等效宽度（m）；——筒端土的黏聚力（kPa）；——无量纲的承载力系数，仅与筒端土的内摩擦角有关。公式如下（具体数值可查表B.1）：（B.2）（B.3）（B.4）——与基础形状有关的形状修正系数；按下列近似公式计算：（B.5）（B.6）（B.7）式中：——基础等效长度（m）。——与基础埋深有关的深度修正系数，由下式计算：当基础埋深小于或等于基础宽度时，（B.8）（B.9）当基础埋深大于基础宽度时，（B.10）（B.11）对于所有情况，dγ=1。——荷载倾斜修正系数，在汉森公式中，应在满足（B.12）下求荷载倾斜修正系数。（B.12）式中：——倾斜荷载在基底上的水平分力（kPa）；——倾斜荷载在基底上的垂直分力（kPa）；——筒端与土之间的粘结力，可取土的不排水抗剪强度（kPa）；——基底与土之间的摩擦角（°）；——基底的有效面积（m2）。荷载倾斜修正系数可由下列各式计算：时，（B.13）时，（B.14）（B.15）对于水平基底：（B.16）对于倾斜基底：（B.17）式中：——基础底面与水平面的倾斜角。——地面倾斜修正系数与基底倾斜修正系数，可由下列各式近似确定。（B.18）（B.19）（B.20）（B.21）（B.22）式中：——倾斜底面与水平面之间的夹角。表B.1汉森公式承载力系数表05.141.0002419.339.616.9025.691.200.012622.2511.839.5346.171.430.052825.8014.7113.1366.821.720.143030.1518.4018.0987.522.060.273235.5023.1824.95108.352.470.473442.1829.4534.54129.292.970.763650.6137.7748.081410.373.581.163861.3648.9267.431611.624.331.724075.3664.2395.511813.095.252.494293.6985.36136.722014.836.403.5444118.41115.35198.772216.897.824.9645133.86134.86240.95附录C筒型基础抗滑稳定计算C.1复合筒型基础产生水平滑动的驱动力包括风机上部传来的水平荷载以及地基土体的主动土压力，而抵抗基础产生整体滑动的抗力除了地基土的被动土压力外，还应考虑基础底面的摩阻力，如图C.1所示。图C.1水平受荷状态筒型基础的受力分析由朗肯土压力理论可知：(C.1)(C.2)筒型基础底面摩阻力可按下式计算：(C.3)式中：A——基础底面的面积（m2）；Q外——筒外部侧壁摩阻力合力（kN），。则，筒型基础的极限水平抗力为：Hd=Ep+RH(C.4)筒型基础的滑动力设计为：(C.5)附录D筒型基础抗倾稳定计算D.1图D.1为筒型基础的受力分析，在基础顶面弯矩的作用下，基础可能围绕底面垂直于ab的某一条弦mn发生转动，即导致基础倾覆。因此应找到基础最有可能产生倾覆的轴线位置，进行抗倾稳定性验算。假设基础有可能绕断面mn发生倾覆，因此设该断面与ab的交点为x，该点距基础中心的距离与基础半径有如下关系：ox=λR，ab与On的夹角为δ=arcosλ。图D.1复合筒型基础倾覆受力数学模型1抗倾覆力矩：（D.1）式中：——竖直向荷载（kN）；——基础自重和筒内土重之和（kN）；——地基极限承载力提供的抗倾覆力矩（kN·m），可按下式计算：；（D.2）其中，——修正后的地基承载力特征值；（D.3）（D.4）——基础所受摩擦阻力提供的抗倾覆力矩（kN·m），，为筒型基础外侧摩阻力。——基础一侧被动土压力提供的抗倾覆力矩，。2倾覆力矩：（D.5）式中：——作用在筒顶面的力矩（kN·m）；——水平向荷载（kN）；——基础一侧主动土压力产生的倾覆力矩，。3筒型基础抗倾覆安全系数：（D.6）为了寻找最危险情况，抗倾覆安全系数对求导得：（D.7）通过迭代试算可最终求得基础旋转轴的位置，绕该轴的安全系数即为筒型基础抗倾安全系数。附录E浮运拖航阻力计算方法E.1筒型基础整体浮运拖航的总阻力可按（E.1）经验公式计算：（E.1）式中：——被拖船的摩擦阻力（kN）；——被拖船的剩余阻力（kN）；——拖船的摩擦阻力（kN）；——拖船的剩余阻力（kN）。E.2公式（E.1）中被拖船舶或被拖物的阻力按如下近似方法计算：（E.2）（E.3）式中：——船舶或水上建筑物的水下湿表面积（m2）；——拖航速度（m/s）；——方形系数；——浸水部分的船中横剖面积（m2）。其中，拖船阻力可使用拖船的设计资料，如无资料也可按照公式（E.2）及公式（E.3）进行近似计算。E.3对于受风面积特别庞大的水上建筑，其拖航阻力尚应按公式（E.4）计算，取较大值：（E.4）式中：——由公式（E.2）及公式（E.3）计算。E.4公式（E.4）中空气阻力，按下式计算：，kN（E.5）式中：——空气密度（kg/m3），可按1.22kg/m3计算；——风速（m/s），取20.6m/s；——受风面积（m2），按顶风计算；——受风面积的形状系数。附录F局部冲刷计算方法F.1复合筒型基础局部冲刷可按潮流条件下冲刷公式Jones和Sheppard公式（简称J&S公式）计算： （F.1） （F.2） （F.3）（F.4）式中：——最大冲刷深度（m）；——基础断面直径（m）；——水深（m）；——垂线平均流速（m/s）；——底部最大平均流速（m/s）；——泥沙临界起动流速（m/s）；——泥沙中值粒径（mm）。附录G负压下沉阻力的计算方法G.1筒型基础负压下沉阻力计算公式如下：（G.1）式中：——侧壁面积，包括筒壁、分舱板及加强肋板侧面积（m2）；——考虑渗流、减阻环等因素的无量纲系数，可取0.5~1，建议根据试验及理论方法综合确定；——单位侧摩阻力（kN）；——端面积，包括筒壁、分舱板及加强肋板端部面积（m2）；——考虑渗流、减阻环等因素的无量纲系数，可取0.5~1，建议根据试验及理论方法综合确定；——单位端阻力（kN）。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公式如下：（G.2）式中：——无量纲化系数；——土的不排水抗剪强度（kPa）。系数可通过下列公式求得：（G.3）式中：≤1.0。（G.4）式中：——深度处有效上覆土压力（kPa）。对于欠固结土，通常取1.0。无黏性土中的单位侧摩阻力可用下式计算：（G.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（G.6）计算。（G.6）无黏性土中单位端阻力可使用公式按式（G.7）计算端阻力：（G.7）式中：——承载力系数，由基地下土的φ值确定（图G.1）；——基底平面处的超载，，取决于基地面以上土体的φ值与L/t（筒壁入土深度/壁厚）的值（见表G.1）；t——壁厚。图G.1Nq、Nγ与φ关系曲线表G.1衰减系数值D/BαTφ=25°φ=30°φ=35°φ=40°50.730.770.810.85100.610.670.710.79200.470.570.670.75300.370.500.630.73500.270.410.590.70700.220.390.570.692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公式如下：（G.8）式中：——侧摩阻力经验系数，可按表G.1取值；——静力触探端阻力（kN）。（G.9）式中：——端阻力经验系数，可按表G.2取值。表G.2CPT法经验系数值土质建议值上限值kpkfkpkf黏性土0.40.030.60.05无黏性土0.30.0010.60.003附录H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SYT7395-2017《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并按如下公式计算，并结合数值模拟与试验综合确定。H.1筒壁屈曲荷载计算：（H.1）（H.2）式中：——环向单位长度的轴向荷载（kN）；——单位长度的环向荷载（kN）；——作用于筒体的总轴向荷载（kN）；——筒内外压差（m）；——筒体半径（m）。H.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与环向应力。①屈曲轴向应力弹性屈曲应力：（H.3）式中：——筒体悬空高度（m）；——筒壁厚度（m）；——筒体材料弹性模量（MPa）；——泊松比。屈曲系数可以用几何曲率参数，径厚比和缺陷因子表示：（H.4）（H.5）非弹性屈曲轴向应力：（H.6）（H.7）②屈曲环向应力弹性屈曲应力：（H.8）式中：屈曲系数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。（H.9）式中：改进的几何曲率系数Zm和β可以表示为：（H.10）（H.11）（H.12）使式（H.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。而屈曲系数可以通过下式直接计算得到：（H.13）对于径厚比大于300的圆柱壳体结构而言，试验与理论的对比说明，当缺陷因子等于0.8时，计算结果过于保守，因此推荐：（H.14）非弹性屈曲轴向应力：（H.15）（2）计算复合荷载下的屈曲临界应力，令，求解式（H.16）中的。（H.16）式中：，。（H.17）式中：，——自重与内外压差共同作用下的筒壁屈曲轴向应力（kN）；——自重与内外压差共同作用下的筒壁屈曲环向应力（kN）；——轴向应力修正系数，取为1.0；——环向应力修正系数，取为1.0。（3）屈曲允许应力（H.18）式中：——屈曲允许轴向应力（kN）；——屈曲允许环向应力（kN）；——安全系数。（H.19）H.3筒壁屈曲临界压差计算筒型基础受自重和内外压差复合荷载时，筒壁产生的轴向应力与计算如公式（H.20）与（H.21）所示。（H.20）（H.21）满足和，可求得筒壁屈曲临界压差。附录I临界负压的计算公式I.1筒型基础在无黏性土中负压沉放时，筒内施加负压要小于无黏性土发生渗透破坏的临界负压值。在无经验算法或试验观测值时，可采用经验公式（I.1）确定渗透破坏临界压差。（I.1）式中：——临界负压（kPa）；——土体有效容重（kN/m3）；——筒型基础直径（m）；——筒壁入土深度（m）。I.2筒型基础在黏性土地基中负压沉放时，为防止内部发生过大的土塞隆起，允许负压应满足公式（I.2）。（I.2）式中：——系数，此处；——2/3倍的筒端处不排水抗剪强度（kPa）；——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（m2）；——无量纲化系数，同式I.2；——筒壁入土深度范围内平均不排水抗剪强度（kPa）；——筒型基础内部截面积（内部压差施加面积）（m2）。I.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。本规范用词说明1为便于在执行本规范条文时区别对待，对要求严格程度不同的用词说明如下：1）表示很严格，非这样做不可的：正面词采用“必须”，反面词采用“严禁”。2）表示严格，在正常情况下均应这样做的：正面词采用“应”，反面词采用“不应”或“不得”。3）表示允许稍有选择，在条件许可时首先应这样做的：正面词采用“宜”，反面词采用“不宜”。4）表示有选择，在一定条件下可以这样做的，采用“可”。2条文中指明应按其他有关标准执行的写法为“应符合……的规定”或“应按……执行”。引用标准名录下列文件对本文件的应用是必不可少的。凡是注日期的引用文件，仅所注日期的版本适用于本文件。凡是不注日期的引用文件，其最新版本（包括所有修改单）适用于本文件。GB/T1228-2006钢结构用高强度大六角头螺栓GB/T1229-2006钢结构用高强度大六角螺母GB/T1230-2006钢结构用高强度垫圈GB/T1231-2006钢结构用高强度大六角头螺栓、大六角螺母、垫圈技术条件GB/T1499.2-2018钢筋混凝土用钢第2部分：热轧带肋钢筋GB/T1591-2018低合金高强度结构钢GB/T3632-2008钢结构用扭剪型高强度螺栓连接副GB50017-2017钢结构设计标准GB/T5224-2014预应力混凝土用钢绞线GB/T5313-2010厚度方向性能钢板GB/T13014-1991钢筋混凝土用余热处理钢筋GB/T20065-2016预应力混凝土用螺纹钢筋GB/T31517-2015海上风力发电机组设计要求GB/T36569-2018海上风电场风力发电机组基础技术要求GB50009-2012建筑结构荷载规范GB50010-2010混凝土结构设计规范GB/T50476-2008混凝土结构耐久性设计规范NB/T10105-2018海上风电场工程风电机组基础设计规范JTS144-1-2010港口工程荷载规范JTS257-2-2012海港工程高性能混凝土质量控制标准JGJ94-2008建筑桩基技术规范《海上移动平台入级规范》（2020）中国电力企业联合会标准编号：T/CEC20191117P备案号：海上风电复合筒型基础设计规范CodeforDesignofCompositeBucketFoundationsforOffshoreWindTurbines条文说明2021-10修改稿

3基本规定3.20疲劳分析方法包括采用确定性疲劳和谱疲劳的分析方法，分别计算各环境荷载对结构造成的疲劳损伤，现行累积得到总损伤，具体要求应符合现行规范SY/T10009-2002《海上固定平台规划、设计和建造的推荐作法—荷载和抗力系数设计法》与SY/T10049-2004《海上钢结构疲劳强度分析推荐作法》的有关规定。在缺乏可行资料的情况下，可基于中国船级社（CCS）、美国石油学会（API）、挪威船级社（DNV）等组织发布的国际和行业通用规范确定S-N曲线和疲劳安全系数。采用有限元方法确定应力集中系数时，宜按中国船级社（CCS）、美国石油学会（API）、挪威船级社（DNV）等组织发布的国际和行业通用规范规定的操作流程进行。4地基计算4.3稳定性计算4.3.5宜通过数值模拟、离心机试验等手段来确定筒型基础包络面。包络面验算包括三个步骤：（1）通过承载计算公式、极限分析法或有限元方法等确定最大单向承载力；（2）通过经验公式或有限元方法确定特定竖向荷载作用下的H-M包络面形状；（3）安全系数是容许荷载矢量与设计荷载矢量的比值，如下图安全系数为AF/AB，验算筒型基础安全系数是否满足要求。图H-M包络面及安全系数4.4变形计算4.4.1采用分层总和法计算筒型基础差异沉降时，宜适当考虑筒侧壁摩阻力提供的抗倾覆力矩。采用数值模拟方法时，需谨慎选取计算弹性模量，如无其他资料，建议可取3~5倍压缩模量。5结构设计5.1一般规定5.1.1筒型基础结构建立三维数值模拟模型应包括土体等周边介质等，土体模型宜采用实体单元模拟。5.1.5本条规定中复合筒型基础的筒裙高度与直径或等效直径的比值宜小于0.5，主要根据实际工程设计结果确定。以江苏大丰海上风电场为例，所用筒型基础直径为33m~37m，筒裙高度包括10m、11m、13m三种，筒裙高度与直径比值最小为0.27，最大为0.38。5.1.6本条规定中复合筒型基础筒裙直径或等效直径宜为轮毂到泥面总高度的1/6~1/4，主要根据实际工程设计结果确定。以江苏大丰海上风电场为例，所用筒型基础直径为33m~37m，风机轮毂到泥面总高度约为120m，筒裙直径与轮毂到泥面总高度比值约为0.28~0.31。5.4动力分析5.4.3筒型基础结构动力分析采用多个荷载的时间序列进行结构耦合时程动力分析。不同环境要素的组合应通过分析各环境条件同时发生概率确定。5.5施工应力分析5.5.2复合筒新基础施工起吊荷载计算参考《DNV-OS-205LiftingOperations》中有关吊装荷载的计算方法，吊点应力分析宜结合试验与数值模拟方法开展。复合筒新基础施工起吊荷载应考虑动荷载的影响，可按下列公式计算：（1）式中：——起吊荷载（kN）；——起吊结构的重量（kN）；——起吊索具的重量（kN）；——动荷载放大系数，可按表1取值；——特殊荷载（kN），可包括风荷载、静水荷载、动水荷载、拉线荷载等。表1动荷载放大系数取值表起吊重量（t）陆上近岸海上100~3001.051.121.25300~10001.051.101.201000~25001.031.081.15＞25001.031.051.105.6浮稳性分析5.6.5本条规定中浮运期筒内水封不宜少于2m，主要依据为室内船池1:50缩尺模型试验结果、现场1:10缩尺模型试验结果和既有16台复合筒型基础原型浮运期监测结果确定，其中基础原型主要包括江苏启东2.5MW首台复合筒型基础浮运、江苏响水海上风电场2台3MW