《工程科学学报》：海上风电复合基础承载性能对比研究

《工程科学学报》录用稿，https:/doi.org/10.13374/1issn2095-9389.2021.04.07.007©北京科技大学2020 工程科学学报DOI: 海上风电复合基础承载性能对比研究 孙艳国，许成顺四，杜修力，王丕光，席仁强，孙毅龙 北京工业大学城市与工程安全减灾教有部重点实验室，北京100124 ☒通信f作者，E-mail:xuchengshun@bjut.edu.cn 摘要能源短缺问题以及环境污染问题的加剧，可再生能源的开发与利用已成为世界洛風研究的重点， 海上风能作为绿色可再生能源是解决这些问题的有效方法之一。近海海上风电场的形态卫要以大直径 单桩基础为主。随着海上风电场逐渐向深远海发展，大直径单桩基础的适用性受到极犬的挑战，新型基础 的探索和研发逐渐受到学者们的重视。受到上部结构自重以及海洋环境荷载的响海上风电基础设计时 应考虑竖向荷载、水平荷载以及弯矩荷载作用下基础的承载性能。本文通过有限元软件ABAQUS,对比研 究了饱和黏士场地中大直径单桩基础、桩-平台复合基础以及桩-筒复合基础在竖向荷载人、水平荷载H、弯 矩荷载M作用下的承载性能。研究结果表明两种复合基础较单桩基础呈现出显著的承载性能优势。桩-平台 复合基础的竖向承载力、水平承载力以及抗弯承载力随着附加平台卓径的增大呈指数型增加：桩-筒复合基 础的竖向承载力以及抗弯承载力随着筒结构入土深度的增加先 大然后趋于稳定，桩-筒复合基础的水平 承载力与筒直径以及筒入土深度为双参数线性增加关系 以及P-M复合荷载加载条件下，两种复合基 础比单桩基础的破坏包络线空间大，两种复合基础的稳定性相对单桩基础有显著提升。在一定承载范围内， 附加平台结构或筒型结构可以减小桩的直径或入士深度 究结果为海上风电基础结构的选型以及优化设 计提供了参考依据。 关键词海上风电：复合基础：饱和黏土：极限承载：破坏包络线 中图分类号TU47 Comparision of bearing capacities of composite foundations for offshore wind turbines SUN Yan-guo,XU Cheng shun DU Xiu-li,WANG Pi-guang,Xi Ren-qiang,SUN Yi-long Key Laboratory of Urban Security and Disaster Engineering,Beijing University of Technology,Beijing 100124,China Corresponding author,E-mail:xuchengshun@bjut.edu.cn Abstract With the aggravation of energy shortage and environmental pollution,the development and utilization of renewable energy has become the focus of research in countries around the world.As a green renewable energy source,offshore wind energy is one of the effective ways to solve these problems.The foundation form of the built offshore wind"farms is mainly the large-diameter monopile.With the development of offshore wind farms expanding towards the deep sea,the applicability of the large-diameter monopile is confronted with some great challenges.The exploration and research of new type foundation is very important and meaningful.Affected by the weight of the superstructure and the load of the marine environment,the design of offshore wind turbine foundation should consider the bearing performance of the foundation under the vertical load,the horizontal load and the bending moment.Based on the ABAQUS software,it is compared that the bearing capacities of large- diameter monopile,pile-plate composite foundation,and pile-bucket foundation in saturated clay under vertical loading V,horizontal loading H,and bending moment M.The results show that the bearing capacities of two 收精日期： 基金项目：国家自然科学基金优秀青年基金(51722801) Supported by the National Science Fund for Excellent Young Scholars of China(Grant No.51722801)

工程科学学报 DOI: 海上风电复合基础承载性能对比研究 孙艳国，许成顺，杜修力，王丕光，席仁强，孙毅龙 北京工业大学 城市与工程安全减灾教育部重点实验室，北京 100124  通信作者，E-mail: xuchengshun@bjut.edu.cn 摘 要 能源短缺问题以及环境污染问题的加剧，可再生能源的开发与利用已成为世界各国研究的重点， 海上风能作为绿色可再生能源是解决这些问题的有效方法之一。近海海上风电场的基础形式主要以大直径 单桩基础为主。随着海上风电场逐渐向深远海发展，大直径单桩基础的适用性受到极大的挑战，新型基础 的探索和研发逐渐受到学者们的重视。受到上部结构自重以及海洋环境荷载的影响，海上风电基础设计时 应考虑竖向荷载、水平荷载以及弯矩荷载作用下基础的承载性能。本文通过有限元软件 ABAQUS，对比研 究了饱和黏土场地中大直径单桩基础、桩-平台复合基础以及桩-筒复合基础在竖向荷载 V、水平荷载 H、弯 矩荷载 M 作用下的承载性能。研究结果表明两种复合基础较单桩基础呈现出显著的承载性能优势。桩-平台 复合基础的竖向承载力、水平承载力以及抗弯承载力随着附加平台直径的增大呈指数型增加；桩-筒复合基 础的竖向承载力以及抗弯承载力随着筒结构入土深度的增加先增大然后趋于稳定，桩 -筒复合基础的水平 承载力与筒直径以及筒入土深度为双参数线性增加关系。V-H 以及 V-M 复合荷载加载条件下，两种复合基 础比单桩基础的破坏包络线空间大，两种复合基础的稳定性相对单桩基础有显著提升。在一定承载范围内， 附加平台结构或筒型结构可以减小桩的直径或入土深度。研究结果为海上风电基础结构的选型以及优化设 计提供了参考依据。 关键词 海上风电；复合基础；饱和黏土；极限承载力；破坏包络线 中图分类号 TU47 Comparision of bearing capacities of composite foundations for offshore wind turbines SUN Yan-guo, XU Cheng-shun, DU Xiu-li, WANG Pi-guang,Xi Ren-qiang, SUN Yi-long Key Laboratory of Urban Security and Disaster Engineering, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China  Corresponding author, E-mail: xuchengshun@bjut.edu.cn Abstract With the aggravation of energy shortage and environmental pollution, the development and utilization of renewable energy has become the focus of research in countries around the world. As a green renewable energy source, offshore wind energy is one of the effective ways to solve these problems. The foundation form of the built offshore wind farms is mainly the large-diameter monopile. With the development of offshore wind farms expanding towards the deep sea, the applicability of the large-diameter monopile is confronted with some great challenges. The exploration and research of new type foundation is very important and meaningful. Affected by the weight of the superstructure and the load of the marine environment, the design of offshore wind turbine foundation should consider the bearing performance of the foundation under the vertical load, the horizontal load and the bending moment. Based on the ABAQUS software, it is compared that the bearing capacities of large￾diameter monopile, pile-plate composite foundation, and pile-bucket foundation in saturated clay under vertical loading V, horizontal loading H, and bending moment M. The results show that the bearing capacities of two 收稿日期： 基金项目：国家自然科学基金优秀青年基金（51722801） Supported by the National Science Fund for Excellent Young Scholars of China (Grant No.51722801) 《工程科学学报》录用稿，https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2021.04.07.007 ©北京科技大学 2020 录用稿件，非最终出版稿

工程科学学报 composite foundations is obviously better than the bearing capacities of the monopile foundation.The vertical bearing capacity,horizontal bearing capacity and bending bearing capacity of pile-plate composite foundations increase exponentially with the additional plate diameter increasing.The vertical bearing capacity and bending bearing capacity of pile-bucket foundations increase with the buried depth of bucket structure increasing,and then the increasing trend is gradually weakening to the parallel line.The horizontal bearing capacity of the pile-bucket foundation has a linear relationship with the diameter and buried depth of the bucket structure in the soil.Under the composited loading conditions of V-H and V-M,the failure envelope spaces of the two composite foundations are larger than those of the monopile,then the bearing performance of two composite foundations is significantly better than the monopile.The research results provide a reference for the selection and optimization design of foundations offshore wind turbine foundations Keywords offshore wind turbine;Composite foundations;Saturated clay;ultimate apacity:failure envelope spaces 非最终出版 录用稿件

工程科学学报 composite foundations is obviously better than the bearing capacities of the monopile foundation. The vertical bearing capacity, horizontal bearing capacity and bending bearing capacity of pile-plate composite foundations increase exponentially with the additional plate diameter increasing. The vertical bearing capacity and bending bearing capacity of pile-bucket foundations increase with the buried depth of bucket structure increasing, and then the increasing trend is gradually weakening to the parallel line. The horizontal bearing capacity of the pile-bucket foundation has a linear relationship with the diameter and buried depth of the bucket structure in the soil. Under the composited loading conditions of V-H and V-M, the failure envelope spaces of the two composite foundations are larger than those of the monopile, then the bearing performance of two composite foundations is significantly better than the monopile. The research results provide a reference for the selection and optimization design of foundations offshore wind turbine foundations. Keywords offshore wind turbine; Composite foundations; Saturated clay; ultimate bearing capacity; failure envelope spaces录用稿件，非最终出版稿

近年来世界各国海上风力发电产业得到快速发展，为能源短缺以及环境污染等问题提供了有 效的解决方法。随着近海海上风电场的规划完备，海上风电场逐渐向深远海发展山。深远海相对近海 环境更加恶劣，这对海上风电的基础结构提出了更高的要求四。目前，已建成的近海风电场主要以 大直径单桩基础为主，约占80.8%，其直径D在6-10m之间3。 一方面，海上风电场逐渐向深远海发展时，受到大直径钢管桩的制造技术以及施工中入桩技术 的限制，单桩基础已无法满足深远海海上风电场的建设需求。为解决大直径钢管桩不再适合用于深 远海场地的问题，多桩式导管架支撑结构逐渐得到应用阿。但导管架基础结构造价较高且施工周期 较长，经济性不高。Veers等人在《Grand challenges in the science of wind energy》中指出，探索专门适 用于海上风电的支撑结构将是海上风电发展的重要挑战之一。 另一方面，海上风电支撑结构主要承受风荷载、波浪荷载、海流荷载以及风机运行产生的水平荷 载，并将荷载传递给基础。为满足风机正常运行要求，现有DNVGL-ST0126以及EC61400-3等海 上风电基础设计规范规定，基础在泥面处永久性转角不超过0.25°，短暂性转角不超过0.57，网。基础 变形过大可能导致上部风机无法正常运行，因此提高海上风电基础的承载性能对海上风电结构的稳 定性十分重要。 为保证海上风电基础有较好承载性能，众多学者提出多种新型复瓷基础胼对其承载性能进行了 研究。Lu等提出了一种适用于海上风电的伞形复合基础，并对这种基础进行了承载力性能、冲刷特 性等系列研究0。王雪菲对桩平台复合基础进行了离心机试验以及数值模拟研究，研究结果表明 桩.平台复合基础相对单桩基础有较高的承载力u。Anastasopoulos提出一种桩.平台复合基础的建造 方法并对桩.平台复合基础进行承载机理以及环境荷载作用下动态响应研究，研究结果表明桩平台 基础抗弯承载力要比单桩基础和平台两者的抗弯承载女之和水。Lehane通过离心机试验研究发现 桩.平台复合基础中平台可以将弯矩荷载传递到地基，Q同时桩.平台复合基础要比单桩基础或单个 平台的抗弯承载力有较大提高1。Stoe通过在单桩周围添加平台结构提高基础承载力并进行模型试 验研究，试验结果表明相对单桩基础，复合基础的水平刚度和水平极限承载力均有一定程度的提高， 同时指出复合基础的水平承载力由桩的水平抗分以及平台与地基土摩擦力提供。朱东剑等对筒型 基础与单桩相结合的新型复合基础进行承载机理研究。刘润探究了桩-筒复合基础共同承载机理， 研究结果表明筒直径对复合基础水平向承载性能影响最大s。Cen研究桩-筒复合基础的承载性能， 研究结果表明桩-筒复合基础的搅寞承载万比单桩和单个筒基础两者的抗弯承载力之和大，这与 Anastasopoulos等人的研究结论相同。综上所述，在单桩周围附加平台结构或筒结构组成新型复合基 础能够提高海上风电基础的承载性能，是提高海上风电基础承载性能的一种优选方案。现有研究成 果表明复合基础相对单桩基础较好的承载性能，但针对复合基础结构尺寸对承载性能的影响关注 较少。 本文运用有限元软件ABAQUS,建立了饱和黏土场地中单桩基础、桩-平台复合基础以及桩-筒 复合基础数值模型，对不同尺寸的基础进行竖向荷载V、水平荷载H以及弯矩荷载M作用下承载性 能对比研究，/为復合基础结构优化设计提供依据。 1有限元模型 1.1计算模型 单桩、桩.平台复合基础以及桩-筒复合基础结构形式如图1所示。桩与附加平台结构之间以及桩 与附加筒结构之间采用绑定接触。 众多学者采用基于Tresca屈服准则的理想弹塑性本构模型模拟饱和黏土的力学行为l1。本文研 究中土体采用此模型，模型材料参数与文献[19]取为一致，分析中采用匀质土体，土体有效重度为 y'=6kNm3,不排水抗剪强度S=5kPa,土体弹性模量E=500Su,泊松比1=0.49。土体单元类型采 用六面体八节点杂交单元(C3D8H)。桩、平台结构以及筒结构采用线弹性本构模型，钢材密度 =7800kgm3。将基础结构视为刚体，弹性模量E=10S,泊松比=0.3，采用六面体八节点线性减

近年来世界各国海上风力发电产业得到快速发展，为能源短缺以及环境污染等问题提供了有 效的解决方法。随着近海海上风电场的规划完备，海上风电场逐渐向深远海发展[1]。深远海相对近海 环境更加恶劣，这对海上风电的基础结构提出了更高的要求[2]。目前，已建成的近海风电场主要以 大直径单桩基础为主，约占 80.8%，其直径 D 在 6-10 m 之间[3,4]。 一方面，海上风电场逐渐向深远海发展时，受到大直径钢管桩的制造技术以及施工中入桩技术 的限制，单桩基础已无法满足深远海海上风电场的建设需求。为解决大直径钢管桩不再适合用于深 远海场地的问题，多桩式导管架支撑结构逐渐得到应用[5]。但导管架基础结构造价较高且施工周期 较长，经济性不高。Veers 等人在《Grand challenges in the science of wind energy》中指出，探索专门适 用于海上风电的支撑结构将是海上风电发展的重要挑战之一[6]。 另一方面，海上风电支撑结构主要承受风荷载、波浪荷载、海流荷载以及风机运行产生的水平荷 载，并将荷载传递给基础。为满足风机正常运行要求，现有 DNVGL-ST-0126 以及 IEC61400-3 等海 上风电基础设计规范规定，基础在泥面处永久性转角不超过 0.25°，短暂性转角不超过 0.5° [7,8]。基础 变形过大可能导致上部风机无法正常运行，因此提高海上风电基础的承载性能对海上风电结构的稳 定性十分重要。 为保证海上风电基础有较好承载性能，众多学者提出多种新型复合基础并对其承载性能进行了 研究。Liu 等提出了一种适用于海上风电的伞形复合基础，并对这种基础进行了承载力性能、冲刷特 性等系列研究[9, 10]。王雪菲对桩-平台复合基础进行了离心机试验以及数值模拟研究，研究结果表明 桩-平台复合基础相对单桩基础有较高的承载力[11]。Anastasopoulos 提出一种桩-平台复合基础的建造 方法并对桩-平台复合基础进行承载机理以及环境荷载作用下动态响应研究，研究结果表明桩-平台 基础抗弯承载力要比单桩基础和平台两者的抗弯承载力之和大[12]。Lehane 通过离心机试验研究发现 桩-平台复合基础中平台可以将弯矩荷载传递到地基中，同时桩-平台复合基础要比单桩基础或单个 平台的抗弯承载力有较大提高[13]。Stone 通过在单桩周围添加平台结构提高基础承载力并进行模型试 验研究，试验结果表明相对单桩基础，复合基础的水平刚度和水平极限承载力均有一定程度的提高， 同时指出复合基础的水平承载力由桩的水平抗力以及平台与地基土摩擦力提供[14]。朱东剑等对筒型 基础与单桩相结合的新型复合基础进行承载机理研究[15]。刘润探究了桩-筒复合基础共同承载机理， 研究结果表明筒直径对复合基础水平向承载性能影响最大[16]。Chen 研究桩-筒复合基础的承载性能， 研究结果表明桩-筒复合基础的抗弯承载力比单桩和单个筒基础两者的抗弯承载力之和大[17]，这与 Anastasopoulos 等人的研究结论相同。综上所述，在单桩周围附加平台结构或筒结构组成新型复合基 础能够提高海上风电基础的承载性能，是提高海上风电基础承载性能的一种优选方案。现有研究成 果表明复合基础相对单桩基础有较好的承载性能，但针对复合基础结构尺寸对承载性能的影响关注 较少。 本文运用有限元软件 ABAQUS，建立了饱和黏土场地中单桩基础、桩-平台复合基础以及桩-筒 复合基础数值模型，对不同尺寸的基础进行竖向荷载 V、水平荷载 H 以及弯矩荷载 M 作用下承载性 能对比研究，为复合基础结构优化设计提供依据。 1 有限元模型 1.1 计算模型 单桩、桩-平台复合基础以及桩-筒复合基础结构形式如图 1 所示。桩与附加平台结构之间以及桩 与附加筒结构之间采用绑定接触。 众多学者采用基于 Tresca 屈服准则的理想弹塑性本构模型模拟饱和黏土的力学行为[18]。本文研 究中土体采用此模型，模型材料参数与文献 [19]取为一致，分析中采用匀质土体，土体有效重度为 γ＇=6 kN·m-3 ,不排水抗剪强度 Su=5 kPa，土体弹性模量 E=500Su，泊松比 λ=0.49[19]。土体单元类型采 用六面体八节点杂交单元（C3D8RH）。桩、平台结构以及筒结构采用线弹性本构模型，钢材密度 γ=7800 kg·m-3。将基础结构视为刚体，弹性模量 E=109 Su，泊松比 λ=0.3，采用六面体八节点线性减 录用稿件，非最终出版稿

缩积分单元(C3D8R)模拟。基础与土体之间采用绑定接触。为验证本文有限元模型的可靠性，对 文献[19]中相同尺寸的筒型基础进行水平和竖向的各单向极限承载力研究。由图2可看出，本文的数 值计算结果与Mehravar等人l的计算结果吻合较好，说明本文模型具有一定的可靠性。 RP 图1单桩、桩-平台复合基础、桩-筒复合基础示意图 Fig.I Monopile,pile-plate composite foundation and pile-bucket co 10 稿 6 modeling 0.25 0.50 .00 图2有限元模型验证 Fig.2 Validation of the model 本文研究中将大直径钢管桩作为基础的主要结构，平台结构或筒型结构作为单桩基础的附加结 构以提高单桩基础的承载能力。钢管桩尺寸固定，直径D=5m,壁厚1=0.05m,入土深度=30m。 平台厚度2=0.1m,平台直径L=23D、4D。同桩.平台复合基础进行对比，筒直径变化规律与平台 直径L变化规律一致，筒入土深度B04D、1.2D、2D,筒结构壁厚=0.05m。对模型进行编号，例 如PILE表示只有单桩，P0表示平台直径为10m的桩.平台复合基础，PI0B6表示筒的直径为10m 且筒的入土深度为6m的桩-筒复会基础，PI0B表示筒直径为10m时不同筒入土深度的桩-筒复合 基础对比研究。具体算案如表1所示。 为确保有限允沐算结果的有效性，对网格数量进行敏感性分析，最终确立网格划分方法。图3 所示为筒直径为20筒入土深度为2m时桩-筒复合基础以及周围士体的有限元网格。为避免边界 效应对计算果的影响，通过多次试算得到了合适的边界取值范围，最终确定土体高度为60 m(12D),直径为00m(20D)。 图3P20B2有限元网格

缩积分单元（C3D8R）模拟。基础与土体之间采用绑定接触。为验证本文有限元模型的可靠性，对 文献[19]中相同尺寸的筒型基础进行水平和竖向的各单向极限承载力研究。由图 2 可看出，本文的数 值计算结果与 Mehravar 等人[19]的计算结果吻合较好，说明本文模型具有一定的可靠性。 D L L l B RP RP RP 图 1 单桩、桩-平台复合基础、桩-筒复合基础示意图 Fig.1 Monopile、pile-plate composite foundation and pile-bucket composite foundation 0.25 0.50 0.75 1.00 2 4 6 8 10 Hult/ASu Vult/ASu Normalized ultimate bearing capacity L/D Reference[18] Finite element modeling in this paper 图 2 有限元模型验证 Fig.2 Validation of the model 本文研究中将大直径钢管桩作为基础的主要结构，平台结构或筒型结构作为单桩基础的附加结 构以提高单桩基础的承载能力。钢管桩尺寸固定，直径 D=5 m，壁厚 t1=0.05 m，入土深度 l=30 m。 平台厚度 t2=0.1 m，平台直径 L=2D、3 D、4 D。同桩-平台复合基础进行对比，筒直径变化规律与平台 直径 L 变化规律一致，筒入土深度 B=0.4D、1.2 D、2 D，筒结构壁厚 t3=0.05 m。对模型进行编号，例 如 PILE 表示只有单桩，P10 表示平台直径为 10 m 的桩-平台复合基础，P10B6 表示筒的直径为 10 m 且筒的入土深度为 6 m 的桩-筒复合基础，P10B 表示筒直径为 10 m 时不同筒入土深度的桩-筒复合 基础对比研究。具体计算方案如表 1 所示。 为确保有限元计算结果的有效性，对网格数量进行敏感性分析，最终确立网格划分方法。图 3 所示为筒直径为 20 m，筒入土深度为 2 m 时桩-筒复合基础以及周围土体的有限元网格。为避免边界 效应对计算结果的影响，通过多次试算得到了合适的边界取值范围，最终确定土体高度为 60 m(12D),直径为 100 m(20D)。 图 3 P20B2 有限元网格 录用稿件，非最终出版稿

Fig.3 Finite element mesh of P20B2 1.2极限承载力的确定 如图1所示，在泥面处基础的中心点建立参考点RP作为荷载加载点，竖向荷载V、水平荷载H 以及弯矩荷载M通过位移控制法进行施加。复合基础各单向极限承载力通过位移-荷载曲线中两条切 线的交点获得20。以水平极限承载力为例，图4为平台直径为10m时桩-平台复合基础在水平荷载 作用下水平极限承载力H确定方法。为方便计算结果的对比分析，所得基础各单向极限承载力通 过几何尺寸以及饱和黏土抗剪切强度进行无量纲化处理，如表2所示，表中A=πD4,D为单桩的 直径。 50 40 P10 吃 20 10 0.00 0.05 0.100.150.20 h/D 出版稿 图4 极限承载力确走P0 Fig.4 Determination of ultimate bea ing capacity 表1 模型及 Table 1 The size of monopole,pile-plate composite foundation and pile-bucket composite foundation The diameter of The buried depth The diameter of The diameter of The buried depth of Case Case the pile (D/m) of the pile (//m) the plate (L/m the bucket (L/m) the bucket (B/m) P10B2 10 2 0 10 P10B6 10 6 P1OB1O 10 10 P15B2 15 2 PILE 录用稿件 5 p15 15 P15B6 15 6 P15B10 15 10 P20B2 20 2 P20 P20B6 20 6 P20B10 20 10 表2荷载及位移符号规定 Table 2 Sign conventions for loads and displacements Vertical loading Horizontal loading Bending moment Loading H M Ultimate bearing capacity Ha Mat

Fig.3 Finite element mesh of P20B2 1.2 极限承载力的确定 如图 1 所示，在泥面处基础的中心点建立参考点 RP 作为荷载加载点，竖向荷载 V、水平荷载 H 以及弯矩荷载 M 通过位移控制法进行施加。复合基础各单向极限承载力通过位移-荷载曲线中两条切 线的交点获得[20]。以水平极限承载力为例，图 4 为平台直径为 10 m 时桩-平台复合基础在水平荷载 作用下水平极限承载力 Hult确定方法。为方便计算结果的对比分析，所得基础各单向极限承载力通 过几何尺寸以及饱和黏土抗剪切强度进行无量纲化处理，如表 2 所示，表中 A=πD 2 /4，D 为单桩的 直径。 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0 10 20 30 40 50 Hult H/ASu h/D P10 图 4 极限承载力确定(P10) Fig.4 Determination of ultimate bearing capacity 表 1 模型尺寸 Table 1 The size of monopole、pile-plate composite foundation and pile-bucket composite foundation Case The diameter of the pile (D/m) The buried depth of the pile (l/m) Case The diameter of the plate (L/m) Case The diameter of the bucket (L/m) The buried depth of the bucket (B/m) PILE 5 30 P10 10 P10B2 10 2 P10B6 10 6 P10B10 10 10 P15 15 P15B2 15 2 P15B6 15 6 P15B10 15 10 P20 20 P20B2 20 2 P20B6 20 6 P20B10 20 10 表 2 荷载及位移符号规定 Table 2 Sign conventions for loads and displacements Vertical loading Horizontal loading Bending moment Loading V H M Ultimate bearing capacity Vult Hult Mult 录用稿件，非最终出版稿

Dimensionless loading VIAS HIAS MIADS. Dimensionless ultimate bearing capacity ValAS HalAS MlADS. Displacement h 2复合基础竖向承载特性对比分析 2.1桩平台复合基础承载特性对比 桩平台复合基础竖向位移-荷载曲线以及平台直径对基础竖向极限承载力的影响如图5所示。 竖向荷载作用下，桩.平台复合基础相对单桩基础竖向承载力有较大的提高。随着平台直径的增 加，桩-平台复合基础竖向极限承载力呈指数型增加，图5(b)所示。大直径单桩基础竖向极限承载力 为2.1MN,平台直径为10m、15m和20m时，由桩-平台复合基础的竖向极限承载力分别为3.1 MN、4.7MN、7.9MN。相对单桩基础，桩-平台复合基础竖向极限承载力分别提高了 46.8%、124.8%、273.8%。分析结果表明桩-平台复合基础相对单桩基础有较好的竖向承载性能，当附 加平台的直径为4倍的单桩基础直径时，复合基础竖向极限承载力是单桩基础的37倍多。 桩-平台复合基础相对于单桩基础竖向极限承载力提高系数dLcv如阌⑤c)所示，对其进行拟合： dLcv=0.18×2D)+0.82(1) 式中dLcv='/VE,'h为桩.平台复合基础竖向极限承载力，V命为桩基础竖向极限承载力。 (a)100 (b) 50 % 非最姿 图5(c)所示，提出的竖向极限承载力提高系数dLcv公式与数据拟合良好。提高系数dLcv与平台直 径以及桩的直径有关，且随着平台直径的增加呈指数型增火。 30 20 0.000.050.100150.200.250.300.3 wD 图5桩-平台复合基础整向承载特性图：(b)竖向极限承载力与平台直径的关系：()桩.平台复合基础竖向 极限承载力提高系数 Fig.5 Vertical bearing characteristies of pile-plate composite foundations.(a)-V(b)relationship between vertical ultimate bearing capacity and diameter of the plate;(c)improvement coefficient of vertical ultimate bearing capacity of the pile-plate composite foundation 2.2桩-筒复合基础竖向承载特性 图6为桩，筒复合基础竖向承载特性与基础尺寸的关系。图6(a)为筒结构直径为10m时不同入土 深度情况下竖向承载随位移变化关系。图6(b)为桩-筒复合基础竖向极限承载力与筒入土深度的关 系。从图6中可以发现，随着筒直径的增加，桩-筒复合基础竖向极限承载力逐渐增加。例如， P10B6竖向极限承载力为3.80MN,P15B6竖向极限承载力为6.01MN,P20B6竖向极限承载力为 14.75MN。如图6(c)所示，将桩-筒复合基础竖向极限承载力除以相同直径的平台时桩-平台复合基础 竖向极限承载力得到承载力提高系数dBV,结果显示随着筒结构入土深度的增加，承载力提高系 数dBV先增加然后逐渐平缓，即承载力提高系数存在一个临界值，到达临界值后，增加筒结构入 土深度难以对复合基础竖向承载力有所提高，设计时应该引起注意

Dimensionless loading V/ASu H/ASu M/ADSu Dimensionless ultimate bearing capacity Vult/ASu Hult/ASu Mult/ADSu Displacement v h θ 2 复合基础竖向承载特性对比分析 2.1 桩-平台复合基础承载特性对比 桩-平台复合基础竖向位移-荷载曲线以及平台直径对基础竖向极限承载力的影响如图 5 所示。 竖向荷载作用下，桩-平台复合基础相对单桩基础竖向承载力有较大的提高。随着平台直径的增 加，桩-平台复合基础竖向极限承载力呈指数型增加， 图 5(b)所示。大直径单桩基础竖向极限承载力 为 2.1 MN，平台直径为 10 m、15 m 和 20 m 时，由桩-平台复合基础的竖向极限承载力分别为 3.1 MN 、 4.7 MN 、 7.9 MN 。 相 对 单 桩 基 础 ， 桩 - 平 台 复 合 基 础 竖 向 极 限 承 载 力 分 别 提 高 了 46.8%、124.8%、273.8%。分析结果表明桩-平台复合基础相对单桩基础有较好的竖向承载性能，当附 加平台的直径为 4 倍的单桩基础直径时，复合基础竖向极限承载力是单桩基础的 3.7 倍多。 桩-平台复合基础相对于单桩基础竖向极限承载力提高系数 dLcv 如图 5(c)所示，对其进行拟合: dLcv 0.18 2 0.82 ( / )    L D (1) 式中 dLcv=Vult/Vult(PILE)，Vult为桩-平台复合基础竖向极限承载力，Vult(PILE)为桩基础竖向极限承载力。 图 5(c)所示，提出的竖向极限承载力提高系数 dLcv 公式与数据拟合良好。提高系数 dLcv 与平台直 径以及桩的直径有关，且随着平台直径的增加呈指数型增大。 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 V/ASu v/D PILE P10 P15 P20 (b) (c) (a) 图 5 桩-平台复合基础竖向承载特性.(a) v-V 图；(b) 竖向极限承载力与平台直径的关系；(c) 桩-平台复合基础竖向 极限承载力提高系数 Fig.5 Vertical bearing characteristics of pile-plate composite foundations. (a) v-V; (b) relationship between vertical ultimate bearing capacity and diameter of the plate; (c) improvement coefficient of vertical ultimate bearing capacity of the pile-plate composite foundation 2.2 桩-筒复合基础竖向承载特性 图 6 为桩-筒复合基础竖向承载特性与基础尺寸的关系。图 6(a)为筒结构直径为 10 m 时不同入土 深度情况下竖向承载力随位移变化关系。图 6(b)为桩-筒复合基础竖向极限承载力与筒入土深度的关 系。从图 6 (b)中可以发现，随着筒直径的增加，桩-筒复合基础竖向极限承载力逐渐增加。例如， P10B6 竖向极限承载力为 3.80 MN，P15B6 竖向极限承载力为 6.01 MN，P20B6 竖向极限承载力为 14.75 MN。如图 6(c)所示，将桩-筒复合基础竖向极限承载力除以相同直径的平台时桩-平台复合基础 竖向极限承载力得到承载力提高系数 dBcv，结果显示随着筒结构入土深度的增加，承载力提高系 数 dBcv 先增加然后逐渐平缓，即承载力提高系数存在一个临界值，到达临界值后，增加筒结构入 土深度难以对复合基础竖向承载力有所提高，设计时应该引起注意。 录用稿件，非最终出版稿

(a) (b) (c 20 PILE --p10 10 --P1010 0.000.050.100.150.200.250.300.35 rD 图6桩-筒复合基础竖向承载性能对比.(a)-V图：(b)桩-筒复合基础竖向极限承载力与筒直径的关系： (©)桩-筒复合基础竖向极限承载力提高系数 Fig6 Vertical bearing characteristics of pile-bucket composite foundations.(a)-V(b)relationship between vertical ultimate bearing capacity and diameter of the bucket,(c)improvement coefficient of vertical ultimate bearing capacity of the pile- bucket composite foundation 通过单桩基础、桩平台复合基础、桩-筒复合基础竖向承载性能的对比研究可以得到以下结论： 单桩基础周围增加平台结构或筒结构，这两种附属结构将更多的竖向荷载传递给地基，增加附属结 构的直径可以显著提高基础的竖向承载力。但筒结构壁厚较小，增加筒构的入士深度无法增加基 础的面积，因此同直径时增加筒结构的入土深度对基础的竖向承载力影响较 3复合基础水平承载特性对比分析 3.1桩-平台复合基础水平承载特性 图7为桩.平台复合基础水平承载特性与基础尺寸的关系。水平荷载作用下，桩.平台复合基础的 水平承载力相对单桩基础有较大的提高，桩-平台复合基础水平极限承载力随着平台直径的增加呈 指数型增加，如图7b)所示。单桩基础水平极限承载为21MN:平台直径为10m、15m和20m 时，桩-平台复合基础的水平极限承载力分别为31M47MN、7.9MN。桩.平台复合基础竖向极限 承载力相对单桩基础分别提高了46.8%、1248%2738%。 桩-平台复合基础相对于单桩基础水平极限承载力提高系数如图7（©）所示，对其进行拟合： dLch=0.1×1.8D)+0.9(2) 式中：dLch=HuHaP,Hh桩.平台复合基础的水平极限承载力，HPE为单桩基础的水平极限承 载力。从图中可以发现，拟合公式能够很好地反应桩-平台复合基础相对于单桩基础水平极限承载力 提高系数的变化趋势，提高系数dh随着平台直径的增加呈指数型增大。 (a) (c) 20 0003 图7桩-平台复合基础水平承载特性.()h-H图：(b)水平极限承载力与平台直径的关系： (c)桩-平台复合基础水平极限承载力提高系数 Fig.7 Horizontal bearing characteristics pile-plate composite foundations.(a)h-H;(b)relationship between horizontal ultimate bearing capacity and diameter of the plate;(c)improvement coefficient of horizontal ultimate bearing capacity of the pile-plate composite foundation 3.2桩-筒复合基础水平承载特性 图8为桩-筒复合基础水平承载性能与基础尺寸的关系图。图8()为筒结构直径为l5m时不同入 土深度时位移荷载关系图，结果表明桩-筒复合基础水平承载力相对单桩基础以及相同直径的平台

(b) (c) (a) 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35 0 10 20 30 40 50 V/ASu v/D PILE P10 P10B2 P10B6 P10B10 图 6 桩-筒复合基础竖向承载性能对比.(a) v-V 图；(b) 桩-筒复合基础竖向极限承载力与筒直径的关系； (c) 桩-筒复合基础竖向极限承载力提高系数 Fig.6 Vertical bearing characteristics of pile-bucket composite foundations. (a) v-V; (b) relationship between vertical ultimate bearing capacity and diameter of the bucket; (c) improvement coefficient of vertical ultimate bearing capacity of the pile￾bucket composite foundation 通过单桩基础、桩-平台复合基础、桩-筒复合基础竖向承载性能的对比研究，可以得到以下结论： 单桩基础周围增加平台结构或筒结构，这两种附属结构将更多的竖向荷载传递给地基，增加附属结 构的直径可以显著提高基础的竖向承载力。但筒结构壁厚较小，增加筒结构的入土深度无法增加基 础的面积，因此同直径时增加筒结构的入土深度对基础的竖向承载力影响较小。 3 复合基础水平承载特性对比分析 3.1 桩-平台复合基础水平承载特性 图 7 为桩-平台复合基础水平承载特性与基础尺寸的关系。水平荷载作用下，桩-平台复合基础的 水平承载力相对单桩基础有较大的提高，桩-平台复合基础水平极限承载力随着平台直径的增加呈 指数型增加，如图 7(b)所示。单桩基础水平极限承载力为 2.1 MN；平台直径为 10 m、15 m 和 20 m 时，桩-平台复合基础的水平极限承载力分别为 3.1 MN、4.7 MN、7.9 MN。桩-平台复合基础竖向极限 承载力相对单桩基础分别提高了 46.8%、124.8%、273.8%。 桩-平台复合基础相对于单桩基础水平极限承载力提高系数如图 7(c)所示，对其进行拟合: dLch 0.1 1.8 0.9 ( / )    L D (2) 式中：dLch=Hult/Hult(PILE)，Hult桩-平台复合基础的水平极限承载力，Hult(PILE)为单桩基础的水平极限承 载力。从图中可以发现，拟合公式能够很好地反应桩-平台复合基础相对于单桩基础水平极限承载力 提高系数的变化趋势，提高系数 dLch 随着平台直径的增加呈指数型增大。 (a) (b) (c) 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35 0 10 20 30 40 50 60 70 80 H/ASu h/D PILE P10 P15 P20 图 7 桩-平台复合基础水平承载特性.(a) h-H 图；(b) 水平极限承载力与平台直径的关系； (c) 桩-平台复合基础水平极限承载力提高系数 Fig.7 Horizontal bearing characteristics pile-plate composite foundations. (a) h-H; (b) relationship between horizontal ultimate bearing capacity and diameter of the plate; (c) improvement coefficient of horizontal ultimate bearing capacity of the pile-plate composite foundation 3.2 桩-筒复合基础水平承载特性 图 8 为桩-筒复合基础水平承载性能与基础尺寸的关系图。图 8(a)为筒结构直径为 15 m 时不同入 土深度时位移-荷载关系图，结果表明桩-筒复合基础水平承载力相对单桩基础以及相同直径的平台 录用稿件，非最终出版稿

时桩.平台复合基础有较大的提升：且随着入土深度的增加，桩-筒复合基础水平承载力逐渐提高。 例如，P15水平极限承载力为3.58MN,P15B2水平极限承载力为5.81MN,P15B6水平极限承载 力为6.82MN,P15B10水平极限承载力为7.68MN。P15B10水平极限承载力是单桩基础的3.66倍， 是P15复合基础的2.15倍。如图8(b)所示，桩-筒复合基础水平极限承载力随着筒结构的入土深度增 加呈直线型增加。 图8(c)将桩-筒复合基础水平极限承载力与相同直径的平台时桩.平台复合基础水平极限承载力 相除得到提高系数dBch,通过拟合可以得到提高系数的公式： dBch=0.063(B/D)(L/D)+0.05(L/D)+1(3) 式中dBch=H/HPE-ATE,Hk桩-筒复合基础的水平极限承载力，HuPE-PLAE为对应相同直径的平 台时桩平台复合基础水平极限承载力。由拟合公式可知，桩-筒复合基础水平极限承载力提高系数 dBch与筒的直径和筒的入土深度相关。当筒结构入土深度一定时，提高系数dBch与筒结构直径呈 线性增加关系：当筒结构直径一定时，提高系数dBch与筒结构的入土深度是线性增加关系。桩-筒 复合基础的水平极限承载力提高系数dBh与筒的直径、筒的入土深度呈双参数线性增加关系。 通过对单桩基础、桩.平台复合基础、桩-筒复合基础水平承载性能的对匙研究，可以得到以下结 论：单桩基础周围增加平台结构或筒结构，可以增加基础与土体的接触面积，显著提高基础的水平 承载力。随着筒结构入土深度的增加，基础与土体的接触面积加太，桩-筒复合基础的水平承载性能 显著提高。海上风电基础主要承受水平荷载，单桩基础附加筒结构可以更好地满足基础承载性能的 要求。 (a)0 (b120 80 60 0 20 非最 dBch-0.063DUD+0.05D1 拟合曲线 30 一I主 12 -,Pm5B10 .00 0.050.100.150.200.250.30 035 12 1%004 0.812 1.6 2.0 24 0.8 20 h/D BID PILE-PLATE BID 图8桩-筒复合基础 平承载性能对比.(a)h-H图：(b)桩-筒复合基础水平极限承载力： ©)桩筒复合基础水平极限承载力提高系数 Fig.8 Horizontal bearing cha cteristics of pile-bucket composite foundations.(a)h-H.(b)relationship between horizontal ultimate bearing capacity and diameter of the plate;(c)improvement coefficient of horizontal ultimate bearing capacity of the pile-plate composite foundation 4复合基础抗弯承载特性对比分析 4.1桩平台复合基础抗弯承载特性 图9为桩平台复合基础抗弯承载特性与平台直径的关系。结果显示，桩.平台复合基础抗弯承载 力随着平台直径增大逐渐增大。单桩基础抗弯极限承载力为72.7MN·m,P10复合基础抗弯极限承 载力为83.7MNm,P15复合基础抗弯极限承载力为98.7MNm,P20复合基础抗弯极限承载力为 128.7MNm,P15复合基础抗弯极限承载力是单桩基础的1.36倍。桩.平台复合基础抗弯极限承载力 随着平台的直径增加呈指数型增加。 将桩.平台复合基础抗弯极限承载力除以单桩基础抗弯极限承载力，通过拟合可以得到以下公 式： dLcm=0.1×1.7D)+0.9(4)

时桩-平台复合基础有较大的提升；且随着入土深度的增加，桩-筒复合基础水平承载力逐渐提高。 例如，P15 水平极限承载力为 3.58 MN，P15B2 水平极限承载力为 5.81 MN，P15B6 水平极限承载 力为 6.82 MN，P15B10 水平极限承载力为 7.68 MN。P15B10 水平极限承载力是单桩基础的 3.66 倍， 是 P15 复合基础的 2.15 倍。如图 8(b)所示，桩-筒复合基础水平极限承载力随着筒结构的入土深度增 加呈直线型增加。 图 8(c)将桩-筒复合基础水平极限承载力与相同直径的平台时桩-平台复合基础水平极限承载力 相除得到提高系数 dBch，通过拟合可以得到提高系数的公式： dBch  0.063(B / D)(L / D)  0.05(L / D) 1 (3) 式中 dBch=Hult/Hult(PILE-PLATE)，Hult桩-筒复合基础的水平极限承载力，Hult(PILE-PLATE)为对应相同直径的平 台时桩-平台复合基础水平极限承载力。由拟合公式可知，桩-筒复合基础水平极限承载力提高系数 dBch 与筒的直径和筒的入土深度相关。当筒结构入土深度一定时，提高系数 dBch 与筒结构直径呈 线性增加关系；当筒结构直径一定时，提高系数 dBch 与筒结构的入土深度呈线性增加关系。桩-筒 复合基础的水平极限承载力提高系数 dBch 与筒的直径、筒的入土深度呈双参数线性增加关系。 通过对单桩基础、桩-平台复合基础、桩-筒复合基础水平承载性能的对比研究，可以得到以下结 论：单桩基础周围增加平台结构或筒结构，可以增加基础与土体的接触面积，显著提高基础的水平 承载力。随着筒结构入土深度的增加，基础与土体的接触面积加大，桩-筒复合基础的水平承载性能 显著提高。海上风电基础主要承受水平荷载，单桩基础附加筒结构可以更好地满足基础承载性能的 要求。 图 8 桩-筒复合基础水平承载性能对比.(a) h-H 图；(b) 桩-筒复合基础水平极限承载力； (c) 桩-筒复合基础水平极限承载力提高系数 Fig.8 Horizontal bearing characteristics of pile-bucket composite foundations. (a) h-H; (b) relationship between horizontal ultimate bearing capacity and diameter of the plate; (c) improvement coefficient of horizontal ultimate bearing capacity of the pile-plate composite foundation 4 复合基础抗弯承载特性对比分析 4.1 桩-平台复合基础抗弯承载特性 图 9 为桩-平台复合基础抗弯承载特性与平台直径的关系。结果显示，桩-平台复合基础抗弯承载 力随着平台直径增大逐渐增大。单桩基础抗弯极限承载力为 72.7 MN·m，P10 复合基础抗弯极限承 载力为 83.7 MN·m，P15 复合基础抗弯极限承载力为 98.7 MN·m，P20 复合基础抗弯极限承载力为 128.7MN·m，P15 复合基础抗弯极限承载力是单桩基础的 1.36 倍。桩-平台复合基础抗弯极限承载力 随着平台的直径增加呈指数型增加。 将桩-平台复合基础抗弯极限承载力除以单桩基础抗弯极限承载力，通过拟合可以得到以下公 式： dLcm 0.1 1.7 0.9 ( / )    L D (4) (a) (b) (c) 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 H/ASu h/D PILE P15 P15B2 P15B6 P15B10 0.0 0.4 0.8 1.2 1.6 2.0 2.4 40 60 80 100 120 P20 P15 H/ASu B/D P10B P15B P20B P10 0.0 0.4 0.8 1.2 1.6 2.0 2.4 1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 P10B P15B P20B dBch=0.063(B/D)(L/D)+0.05(B/D)+1 dBch PILE-PLATE B/D 拟合曲线 录用稿件，非最终出版稿

式中，dLcm=Ma/MPm,Mah表示桩-平台复合基础抗弯极限承载力，MmE表示单桩基础抗弯极 限承载力。图9(c)所示，提出的抗弯极限承载力提高系数dLcv公式与数据拟合良好。系数dLcv与平 台直径以及桩的直径有关，且随着平台直径的增加呈指数型增大。 (a)300r (b) ⊙ 250 200 150 00 10 0 WID 图9桩-平台复合基础抗弯承载性能对比.()0-M图：b)桩-平台复合基础抗弯 (©)桩-平台复合基抗弯极限承载力提高系数 Fig.9 Bending bearing characteristics of pile-plate composite foundations.(a)-M(b) elationship between ultimate bending capacity and diameter of the plate;(c)improvement coefficient of ultimate bendir capacity of the pile-plate composite foundation 4.2桩筒复合基础抗弯承载特性 图10为桩-筒复合基础抗弯承载特性与筒结构入土深度和直径的关系。图10()以筒结构直径为 15m时不同入土深度情况下转角-弯矩图为例，桩-筒复合基础抗弯承载力相对单桩基础以及P15桩- 平台复合基础有很大的提升。如图10(b)所示，随着筒结构队土深度的增加，桩-筒复合基础的抗弯 极限承载力先增加然后趋于平缓。P10B10、P15B1020B10桩-筒复合基础抗弯极限承载力分别为 93.7MNm、115.9MNm、155.7MNm,分别是单桩基抗弯极限承载力的1.29倍、1.59倍、2.14倍， 计算结果表明附加筒结构可以提高单桩基础的抗弯承载力。同时随着附加筒结构直径增加，筒结构 的入土深度对基础抗弯承载力的影响逐渐减小。当筒结构直径相同时，桩-筒复合基础的抗弯承载力 相对桩.平台复合基础的抗弯承载力的提高程度都是先随着入土深度的增加先逐渐增加当达到一定 入土深度时增加趋势逐渐变缓慢。 将桩筒复合基础抗弯极限承载女与相同直径的平台时的桩平台复合基础抗弯极限承载力相除 等到提高系数dBcm,对不同筒的直径情况变化规律进行拟合，得到下面3个计算公式： dBcm。=-0.036(B/D)}2+023B/A+(5) dBcm1s=-0.05IB￥0.21(B/D)+1 (6) dBcm2o=-0.055BD+0.2B/D)+1(7) 式中dBcm1o为P1OB相对P10的抗弯极限承载力提高系数，dBcmis为PISB相对P15的抗弯极限承 载力提高系数Bcmd为P20B相对P20的抗弯极限承载力提高系数。由结果显示，桩-筒复合基础 抗弯极限承载边相对相同直径的平台时的桩.平台复合基础抗弯极限承载力的提高系数dBcm随着筒 结构入土深度的增加逐渐增大然后逐渐平缓，即承载力提高系数存在一个临界值，到达临界值后， 增加筒结构入土深度难以对复合基础抗弯承载力有所提高，这与竖向承载力提高系数dBCv规律相 似

式中，dLcm=Mult/Mult(PILE)，Mult表示桩-平台复合基础抗弯极限承载力，Mult(PILE)表示单桩基础抗弯极 限承载力。图 9(c)所示，提出的抗弯极限承载力提高系数 dLcv 公式与数据拟合良好。系数 dLcv 与平 台直径以及桩的直径有关，且随着平台直径的增加呈指数型增大。 (c) (a) (b) 0 1 2 3 4 5 0 50 100 150 200 250 300 M/ADSu θ/D PILE P10 P15 P20 图 9 桩-平台复合基础抗弯承载性能对比.(a) θ-M 图；(b) 桩-平台复合基础抗弯极限承载力； (c) 桩-平台复合基抗弯极限承载力提高系数 Fig.9 Bending bearing characteristics of pile-plate composite foundations. (a) θ-M; (b) relationship between ultimate bending capacity and diameter of the plate; (c) improvement coefficient of ultimate bending capacity of the pile-plate composite foundation 4.2 桩-筒复合基础抗弯承载特性 图 10 为桩-筒复合基础抗弯承载特性与筒结构入土深度和直径的关系。图 10(a)以筒结构直径为 15 m 时不同入土深度情况下转角-弯矩图为例，桩-筒复合基础抗弯承载力相对单桩基础以及 P15 桩- 平台复合基础有很大的提升。如图 10(b)所示，随着筒结构入土深度的增加，桩-筒复合基础的抗弯 极限承载力先增加然后趋于平缓。P10B10、P15B10、P20B10 桩-筒复合基础抗弯极限承载力分别为 93.7 MN·m、115.9 MN·m、155.7 MN·m，分别是单桩基础抗弯极限承载力的 1.29 倍、1.59 倍、2.14 倍， 计算结果表明附加筒结构可以提高单桩基础的抗弯承载力。同时随着附加筒结构直径增加，筒结构 的入土深度对基础抗弯承载力的影响逐渐减小。当筒结构直径相同时，桩-筒复合基础的抗弯承载力 相对桩-平台复合基础的抗弯承载力的提高程度都是先随着入土深度的增加先逐渐增加当达到一定 入土深度时增加趋势逐渐变缓慢。 将桩-筒复合基础抗弯极限承载力与相同直径的平台时的桩-平台复合基础抗弯极限承载力相除 等到提高系数 dBcm，对不同筒的直径情况变化规律进行拟合，得到下面 3 个计算公式： 2 10 dBcm 0.036(B/D) 0.13(B/D) 1     (5) dBcm 0.051( / ) 0.21( / ) 1 2 15   B D  B D  (6) 2 20 dBcm 0.055(B/D) 0.2(B/D) 1     (7) 式中 dBcm10为 P10B 相对 P10 的抗弯极限承载力提高系数，dBcm15为 P15B 相对 P15 的抗弯极限承 载力提高系数，dBcm20为 P20B 相对 P20 的抗弯极限承载力提高系数。由结果显示，桩-筒复合基础 抗弯极限承载力相对相同直径的平台时的桩-平台复合基础抗弯极限承载力的提高系数 dBcm 随着筒 结构入土深度的增加逐渐增大然后逐渐平缓，即承载力提高系数存在一个临界值，到达临界值后， 增加筒结构入土深度难以对复合基础抗弯承载力有所提高，这与竖向承载力提高系数 dBcv 规律相 似。 录用稿件，非最终出版稿

(a)350 (b) (e) 250 200 p -2p15B10 2 3 图10桩-筒复合基础抗弯承载性能.(a)a-M图：(b)桩-筒复合基础抗弯极限承载力： (©)桩-筒复合基础抗弯极限承载力提高系数 Fig 10 Bending bearing characteristics of pile-bucket composite foundations.(a)-M,(b)relationship between ultimate bending capacity and diameter of the bucket,(c)improvement coefficient of ultimate bending capae of the pile-bucket composite foundation 通过对单桩基础、桩平台复合基础、桩-筒复合基础抗弯承载性能的对研究，可以得到以下结 论：单桩基础周围增加平台结构或筒结构，可以增加基础抗弯刚度，提高基础的抗弯承载性能。随 着筒结构入土深度的增加，桩-筒复合基础的抗弯极限承载力相对同直径的平台的桩平台复合基础 的抗弯极限承载力先增加，当筒结构入土深度达到一定深度时逐渐乎稳，说明筒结构入土深度对 桩-筒复合抗弯承载力的影响存在一个限值，在基础选型时应进行优化设计。 5复合基础破坏包络线研究 海上风电基础主要受水平荷载H、竖向荷载及矩荷载M等多种荷载复合作用，破坏包络 线可以清楚地表现复合荷载作用下基础的极限承载特性。基础的破坏包络线通常采用swie加载法 或probe加载法获得21，。本文研究中采用以位移控制的swipe加载法确定基础的破坏包络线。swipe 加载法最早由Tan在离心机模型试验确定基础的包络线时提出)。以位移控制的swipe加载法主要 包含2个加载步骤：首先，在基础荷载加载点上沿着1方向施加位移山，达到i方向极限承载力：然 后，保持i方向位移山，不变，沿着广方向施加位移u达到j方向极限承载力，沿着j方向形成的荷载 加载轨迹可以作为在荷载空间内基础的破坏包络线。 5.1H加载条件下破坏包络线 采用位移控制的sw师载法，分别得到-H复合加载条件下饱和黏土中不同基础的破坏包络 线，如图11所示。研究结果表朗，桩平台复合基础比单桩基础的包络线空间宽阔：而且随着平台 直径的增加，桩-平台复合基础的包络线逐渐向外扩张。同时，在VH复合荷载作用下，桩-桶复合 基础的包络线相对单桩基础以及相同直径的平台时桩.平台复合基础的包络线空间更大，且随着筒 结构入土深度的增加， 包路线沿着H荷载方向逐渐向上扩张

(c) (a) (b) 0 1 2 3 4 5 0 50 100 150 200 250 300 350 M/ADSu θ/D PILE P15 P15B2 P15B6 P15B10 图 10 桩-筒复合基础抗弯承载性能.(a) θ-M 图；(b) 桩-筒复合基础抗弯极限承载力； (c) 桩-筒复合基础抗弯极限承载力提高系数 Fig.10 Bending bearing characteristics of pile-bucket composite foundations. (a) θ-M; (b) relationship between ultimate bending capacity and diameter of the bucket; (c) improvement coefficient of ultimate bending capacity of the pile-bucket composite foundation 通过对单桩基础、桩-平台复合基础、桩-筒复合基础抗弯承载性能的对比研究，可以得到以下结 论：单桩基础周围增加平台结构或筒结构，可以增加基础抗弯刚度，提高基础的抗弯承载性能。随 着筒结构入土深度的增加，桩-筒复合基础的抗弯极限承载力相对同直径的平台的桩-平台复合基础 的抗弯极限承载力先增加，当筒结构入土深度达到一定深度时逐渐平稳，说明筒结构入土深度对 桩-筒复合抗弯承载力的影响存在一个限值，在基础选型时应进行优化设计。 5 复合基础破坏包络线研究 海上风电基础主要受水平荷载 H、竖向荷载 V 以及弯矩荷载 M 等多种荷载复合作用，破坏包络 线可以清楚地表现复合荷载作用下基础的极限承载特性。基础的破坏包络线通常采用 swipe 加载法 或 probe 加载法获得[21, 22]。本文研究中采用以位移控制的 swipe 加载法确定基础的破坏包络线。swipe 加载法最早由 Tan 在离心机模型试验确定基础的包络线时提出[23]。以位移控制的 swipe 加载法主要 包含 2 个加载步骤：首先，在基础荷载加载点上沿着 i 方向施加位移 ui达到 i 方向极限承载力；然 后，保持 i 方向位移 ui不变，沿着 j 方向施加位移 uj达到 j 方向极限承载力，沿着 j 方向形成的荷载 加载轨迹可以作为在 i-j 荷载空间内基础的破坏包络线。 5.1 V-H 加载条件下破坏包络线 采用位移控制的 swipe 加载法，分别得到 V-H 复合加载条件下饱和黏土中不同基础的破坏包络 线，如图 11 所示。研究结果表明，桩-平台复合基础比单桩基础的包络线空间宽阔；而且随着平台 直径的增加，桩-平台复合基础的包络线逐渐向外扩张。同时，在 V-H 复合荷载作用下，桩-桶复合 基础的包络线相对单桩基础以及相同直径的平台时桩-平台复合基础的包络线空间更大，且随着筒 结构入土深度的增加，包络线沿着 H 荷载方向逐渐向上扩张。 录用稿件，非最终出版稿