筒内间隙及土塞对海上风电多筒导管架基础承载力影响研究

练继建，李昕禹，郭耀华，王海军，杜彦仪，郝华庚

筒内间隙及土塞对海上风电多筒导管架基础承载力影响研究

练继建1, 2, 3，李昕禹1, 2，郭耀华1, 2，王海军1, 2，杜彦仪4，郝华庚5

(1. 天津大学水利工程智能建设与运维全国重点实验室，天津 300350；2. 天津大学建筑工程学院，天津 300350；3. 天津理工大学海运学院，天津 300384；4. 华能陇东能源有限责任公司，庆阳 745000；5. 中国华能集团清洁能源技术研究院有限公司，北京 102209)

多筒导管架基础结构凭借其施工便捷、适用性强、经济性优良等特点，在海上风电领域得到了广泛的应用．多筒基础结构在安装过程中，受海床平整度、区域内土质差异及筒内外渗流等影响，在基础筒体中会存在筒内间隙及筒内土塞现象，进而导致筒体有效埋深的不同，最终对服役期基础承载力产生一定的影响．本文借助室内模型试验及有限元分析的方法，研究了筒内间隙及土塞所引起的有效埋深对筒型基础承载力的影响规律．研究结果表明：通过试验对有限元进行修正后，不同工况下基础水平极限承载力模型试验结果与数值模拟结果相差在8.86%以内；多筒基础水平极限承载力随着筒内间隙高度和筒内土塞高度的增加而降低；当筒内间隙高度为0.10、0.15及0.20时(为筒型基础模型直径)，水平极限承载力降低幅度分别为筒内无间隙工况的9.11%、16.72%和23.80%；当筒内土塞高度为0.10、0.15及0.20时，水平极限承载力降低幅度分别为筒内无土塞工况的9.32%、17.16%和24.45%；当筒内间隙(土塞)高度为0.10、0.15及0.20时(为筒型基础原型直径)且竖向荷载分别超过竖向极限承载力的34.3%(33.5%)、33.8%(33.4%)和31.7%(31.9%)时，基础原型的弯矩承载力随竖向荷载的增大而降低．

海上风电；多筒导管架基础；筒内间隙；筒内土塞；承载力；包络面

风能作为一种可再生的清洁能源，具有分布广泛、总量巨大等特点，已逐步发展成各国能源发展的主流方向[1]．《2022年全球风能报告》数据显示，2021年全球新增风电装机93.6GW，中国占全球海上风电新增装机的80%，累计装机达到27.7GW[2].目前海上风电场常用的基础类型有单桩、重力式、筒型、导管架和浮式基础等，适用于各种水深及地质条件[3-5]．其中，筒型基础设计更简单，建造成本更低，具有承载力高、施工速度快、便于施工等优点[6-8]；导管架基础具有空间桁架的优点，其刚度大且能提高基础抵抗外界荷载的能力[9]．多筒导管架基础是一种新型海上风电基础形式，结合了筒型基础与导管架基础的优势，适用于深海风电场且施工简单[10].

多筒基础结构近年来在中国多个海上风电场得到了示范性应用，其在施工效率和经济性上显示出了较大的优势．国内外学者对多筒基础承载力进行了大量研究：武科等[11-12]通过数值模拟研究了四筒基础在复合加载模式下的地基承载力特性；孙曦源[13]基于三维有限元探讨了筒间连接刚度、筒间距、筒体长径比、土体强度等对多筒基础水平承载力的影响；Kim等[14]研究了筒间距及长径比筒裙效应的影响，结果表明三筒基础水平承载力随间距比和长径比的增大而增大；赵学亮等[15]通过室内模型试验研究了长径比、荷载作用方向和筒间距对三筒基础承载力的影响；Hung等[16]通过有限元法对水平荷载作用下的饱和黏土中三筒基础承载特性进行了研究；范庆来 等[17]通过数值模拟探究了加载高度、长径比对密砂地基上吸力式基础承载力及变形破坏机理的影响；乐丛欢等[18]基于有限元分析，研究了砂土中单调弯矩荷载的作用下筒径与筒高对四筒导管架基础抗弯承载力的影响．在实际工程中发现，受海床平整度、区域内土质差异及筒内外渗流等影响，在基础筒体中会出现筒内间隙及筒内土塞的问题[19]．筒体在沉放过程中，受海床平整度等影响，使得筒体无法贯入到设计深度，此时筒内顶部与海床面之间的空隙即为筒内间隙．筒体在贯入土体的过程中，筒内土面在筒内外压差或渗流力作用下升高，并在筒体贯入后期提前与筒顶盖接触，致使基础无法下沉，形成筒内土塞[20].筒内土塞的存在给基础安装和施工带来极大困难，并对沉放就位及运行期承载力产生影响[20]．目前，对于筒内间隙高度及土塞高度所引起的筒体有效埋深不同而对基础服役期承载力的影响程度，尚缺少详细的量化研究．

本文借助室内模型试验及有限元分析，对筒内间隙及土塞所引起的有效埋深对三筒导管架基础承载力的影响进行量化研究，分析多筒导管架基础在单一荷载作用下极限状态承载力特性以及土体破坏特征，并通过试验校核有限元模型的准确性；进一步采用荷载-位移控制方法计算复合荷载模式下原型地基的破坏包络线，探究筒内间隙以及筒内土塞所引起的有效埋深对多筒导管架基础结构承载力的影响规律，为多筒导管架基础在服役期承载力及安全性评估提供指导.

1 试验

海上风电多筒导管架基础在服役期间受多种荷载作用，根据持续时间及施力类型可分为永久荷载和环境荷载，根据受力方向可分为水平荷载和竖向荷 载[21]．风机荷载由过渡段传递至平台，随后传递至导管架，再传递至下部筒型基础[22]．三筒型基础分为上拔筒型基础和下压筒型基础两种．基础结构所承受的水平荷载作用在顶部法兰处，可视为控制荷载，其对基础底部筒体结构产生一定的倾覆弯矩作用[23]，可转换成单个筒型基础顶面的上拔荷载和下压荷载.本文通过缩尺模型试验研究了筒内间隙及土塞对三筒导管架基础水平承载力的影响规律．

1.1 室内模型试验

本文以中国某较深海域风电场6.7MW三筒导管架基础结构为研究对象，此三筒导管架基础由上部平台、导管架支撑结构和下部三筒基础组成．室内缩尺模型主要结构几何相似比取1∶100，模型及原型尺寸见表1．从本文主要研究目的及模型试验的可实施性考虑，筒型基础壁厚取为2mm[24-25]．

表1 模型及原型尺寸

Tab.1 Size of model and prototype

缩尺模型各部分尺寸如图１所示．试验在长、宽和高分别为1.5m、1.5m和1.0m的模型槽中进行，试验箱内从下往上依次布置砾石层、纱网、土工布及砂土，其中砂土层厚0.7m．在试验及数值模拟过程中发现，土体参数对基础承载力影响极大，因此需保证每次试验土体参数的一致性，采用砂雨法制备地基土体[26-27]，通过下部注水使土体表面以上留有10cm水层，并对土体参数进行多次土工试验，尽量降低试验误差．每次试验后采用相同方法养护土体，养护期对土体不间断供水，确保试验过程中土体处于饱和状态．饱和砂土含水率为19.9%，密度为1890kg/m3，泊松比为0.3，黏聚力为1.8kPa，内摩擦角为25.4°，孔隙比为0.908，压缩模量为9.54MPa，比重为2.69．需要说明的是，试验只能在一定程度上进行定性分析，并不能与原状土保持严格的一致性．

图1 模型结构及尺寸(单位：mm)

1.2 加载及测量装置

三筒导管架基础模型放置于土槽中央，以减少侧壁对试验结果的影响，试验装置和设备如图2所示．水平加载杆末端安装压力传感器以测量模型所受水平荷载，量程为0～150kN，满量程精度为0.5%；位移传感器布置在水平加载杆上，量程为0～1.0m，精度为0.2mm，其记录水平荷载作用下基础的水平位移；使用数字采集仪进行数据采集与记录．

图2 试验装置

筒体编号及加载角度如图3所示，其中加载角度参考现有研究结果，取单筒抗压两筒抗拔的加载方 向[28]．试验过程中，首先通过吊车将模型移至模型槽中央后放下，基础依靠自重下沉，待基础稳定后，连接传力架并通过竖向液压千斤顶将基础匀速下压至试验位置；静置固定时间后，通过水平液压千斤顶对基础施加水平荷载，当基础发生大角度倾斜且确认已达极限状态时停止加载，进而得到单一荷载作用下的水平荷载-位移曲线．

图3 加载角度及方向

筒内间隙情况下，筒顶盖与筒内土体顶部处于未接触状态，筒内侧与筒内土体相互提供环向约束及支撑，顶部处于自由状态；基础在倾斜角度较小的状态下，只能通过筒壁与筒围土体产生的摩擦阻力及主被动土压力进行承载．筒内土塞情况下，筒顶盖与筒内土体(包括四周及顶部)处于密贴状态，筒内侧与筒内土体通过侧壁及顶部提供相互约束及支撑；此时筒顶与土体接触，参与承载，筒体与筒内土体可认为是一体的结构，两者相互协同承载[29]．两者的共同点在于基础筒体的有效埋深均小于设计入土深度，其中有效埋深即基础的埋置深度，指的是当基础外侧有可靠侧限且与土体有良好接触时的深度[30-31]；两者的区别在于筒顶盖与筒内土体间是否接触，如图4(b)和(c)所示，其中为筒型基础直径，c为筒内间隙高度，p为筒内土塞高度．试验中，通过筒型基础未沉放到位且筒顶与土体顶部预留一定的空间来模拟筒内 间隙；通过基础沉放到位、筒顶盖与筒内土体密贴和随后刨除一定厚度的筒外土体来模拟和实现筒内土塞[19].

图4 筒内间隙及筒内土塞示意

1.3 试验工况

本文共进行7组试验，分别如下：筒体完全沉放到位，筒内无间隙且无土塞，此为对照组；c分别为0.10、0.15和0.20；p分别为0.10、0.15和0.20，试验工况见表2，每组重复3次.

表2 试验工况

Tab.2 Test conditions

注：本试验中＝200mm．

2 有限元验证

2.1 有限元模型

为检验采用有限元方法分析三筒导管架基础承载力的可行性，通过ABAQUS有限元软件对7种同比例试验工况进行对比分析及校正．建立与试验模型结构尺寸相同的三维有限元模型，如图5所示，三筒导管架结构采用弹性体模拟，其密度为7850kg/m3，杨氏模量为210GPa，泊松比为0.3；土体采用摩尔库伦模型，饱和土体密度为1890kg/m3，泊松比为0.3，黏聚力为1.8kPa，内摩擦角为25.4°；基础筒体与土体间摩擦系数取0.3，筒体表面为主面，土体表面为从面；基础采用壳单元(shell)建立模型，土体采用C3D8R进行模拟；土体底面采用全固定约束，侧面采用水平约束．有限元中土体弹性模量与压缩模量关系在经验取值范围内进行了多次的校验和修正．

图5 整体有限元模型

在实际工程及模型试验中发现，在筒内间隙工况下，随着水平荷载的增加，筒顶倾斜后会逐渐接触到筒内土体，继而开始承担一部分荷载．因此，在采用有限元方法分析时，为了不忽略此时筒顶承载的贡献，需要在有限元模型中对筒顶和筒内土体间设置摩擦接触．数值模拟中设置筒顶面距离筒内外泥面高度等效模拟筒内间隙高度c，设置筒顶面与筒外泥面间距离等效模拟筒内土塞高度p．

2.2 试验结果对比及验证

2.2.1 水平承载力极限判断方法

多筒基础结构中单筒拉拔荷载为控制荷载[32]，因此，在模型试验以及有限元分析时，均以导管架顶部法兰处为加载点位，通过水平位移加载的方式等效施加基础所受的荷载，转换到筒体上为上拔荷载及下压荷载，可与实际情况保持一致．此外，作用于筒体顶面的荷载按照简化的“拉-压”模式分配到单个筒型基础上[33]．

对于基础水平极限承载力研究，常见方法是位移控制加载和荷载控制加载．本文主要通过试验找寻破坏发生的塑性变形的极限情况，考虑优化试验方法并保持试验的持续连贯，选择位移控制加载进行水平承载力极限的判断．位移加载法更能够明确计算出荷载的极值，荷载-位移曲线通常存在极值点，第1个极值点表示基础达到破坏临界点，所对应荷载和位移即为基础极限承载力和极限位移[34]；若有拐点但无极限值，则采用荷载-位移曲线的切向交会法，两切线交点为基础发生极限破坏的位置，所对应荷载和位移分别为基础极限承载力和极限位移[16]．

基于单一荷载变量，以工况1为例，在有限元模型基础过渡段顶部的中心处分别施加水平位移0.030m，转角0.05rad．从图6中可以看出，基础前期承载力随位移、转角增加呈线性变化，当荷载增加至某一值时出现明显拐点，即达到基础水平极限承载力极限．此时基础极限水平荷载为417.69N，极限水平位移为25.60mm；单个弯矩荷载作用下极限弯矩为280.33N·m，极限转角为0.042rad．当三筒导管架基础水平位移达25.60mm时，受拉筒体被拔出泥面，受压筒体右侧发生塑性破坏，可认为基础达极限承载力.

2.2.2 有限元模型与试验结果对比

相比于现场原型测试，室内1模型试验是一种低成本且可行的方法[24-25]，其结果在一定程度上可为现场实践提供技术支持和指导．但由于1模型试验存在重力相似的问题，使得试验结果无法直接量化反馈原型基础的实际承载能力，需借助离心机进行严格相似比的模型试验才能直接量化反馈原型．图7和图8分别给出了有限元与试验结果的对比曲线和有限元与重复试验均值的对比．在不同工况下，有限元模型与缩尺模型试验的水平极限承载力相差在8.86％以内，水平极限承载力整体变化规律及趋势一致且量值上接近，客观证明了有限元分析方法的可靠性．因此，可通过同样的分析方法，借助原型有限元模型进行分析，其结果会与实际情况更接近．本文拟基于此思路，展开后续原型多筒基础承载力包络线的研究．

图6 单一荷载作用下荷载-位移曲线

图7 有限元与试验结果对比曲线

图8 有限元结果与试验均值对比

2.3 筒内间隙及筒内土塞对水平承载力影响

2.3.1 筒内间隙对水平承载力影响

通过数值模拟得到不同筒内间隙高度下的三筒导管架基础水平荷载-位移曲线如图9所示．基础水平极限承载力随着筒内间隙高度c的增加而降低，当筒内间隙高度为0.10、0.15及0.20时，水平极限承载力降低幅度分别为筒内无间隙工况下的9.11%、16.72%和23.80%．

不同筒内间隙高度下，数值模拟三筒导管架基础在单一水平荷载作用下达到极限状态的地基等效塑性应变如表3所示．由表3可知，不同筒内间隙高度下的三筒导管架基础破坏模式基本相同，土体都产生塑性破坏且发生楔形破坏．在水平荷载作用下，失稳状态为1、2号两个筒受拉，3号筒受压；1、2号筒附近土体产生向上拉伸变形趋势，且两个筒周土体变化一致，沿加载方向呈对称分布，3号筒附近土体产生向下的压缩变形；3号筒体内壁与筒内土体间摩擦力大于1、2号筒体；1、2号筒周土体的变形及土压力值明显大于3号筒周土体；3号筒周土体沿筒壁向下形成勺形破坏区．

图9 不同筒内间隙高度下的水平荷载-位移曲线

表3 不同筒内间隙高度下极限平衡状态地基等效塑性应变云图及位移矢量图

Tab.3 Equivalent plastic strain nephogram of foundation and displacement vectogram in limit equilibrium state under different values ofHc

随着筒内间隙高度增加，筒体达到极限承载力所需荷载降低；筒壁外侧破坏区域减少，其主要原因是筒内间隙高度的增加使得筒体与内外土体接触面积减小．筒壁内侧破坏区域增加且破坏程度明显加深，这是由于筒内间隙的存在使得筒顶不再与筒内土体顶面接触，从对筒内土体的环向和顶部约束降低为了环向约束，导致筒-土间协同作用降低，进而降低了基础地基承载力．地基土体在发生破坏时，主动区土体与筒体间产生分离，且筒内间隙高度越大，分离程度越大.

2.3.2 筒内土塞对水平承载力影响

图10所示为数值模拟得到的不同筒内土塞高度下的水平荷载-位移曲线，基础水平极限承载力及对应位移随着筒内土塞高度p的增加而降低．当筒内土塞高度为0.10、0.15及0.20时，水平极限承载力降低幅度分别为筒内无土塞工况下的9.32%、17.16%和24.45%．

图10 不同筒内土塞高度下的水平荷载-位移曲线

不同筒内土塞高度下，数值模拟三筒导管架基础在单一水平荷载作用下地基等效塑性应变如表4所示．筒体以转动为主，在加载过程中主动区外侧土体逐渐与筒壁产生分离，随着水平荷载的增加，分离部位加深加宽．在水平荷载作用下，筒体失稳定模式与刚性浅基础失稳模式类似[35]．地基土体在发生破坏时，主动区土体与筒体间产生分离，筒内土塞高度越大，分离程度越大；基础筒体产生刚体转动并随筒内土塞高度增加而增大．

表4 不同筒内土塞高度下极限平衡状态地基等效塑性应变云图及位移矢量图

2.3.3 筒内间隙与土塞对承载力影响对比分析

不同工况下试验与数值模拟三筒导管架基础水平极限承载力误差在8.86%以内，整体趋势一致．统计不同工况下基础水平极限承载力数值模拟结果，具体见表5.

随着筒内间隙高度及土塞高度的增加，基础水平极限承载力随之降低，相同高度筒内间隙及土塞对三筒导管架基础承载力影响相当．

表5 不同筒内间隙或土塞高度下基础水平极限承载力

Tab.5 Horizontal ultimate load bearing capacity of foun-dation under different values of Hc or Hp

2.3.4 不同海域下原型水平承载力

采用数值模拟对原型三筒导管架基础研究了不同海域情况下水平承载力．所选海域土质分别为粉砂、粉质黏土、粉质黏土夹粉砂、粉砂夹粉土和淤泥质土，具体参数见表6．

表6 不同土质类型参数

Tab.6 Parameters for different soil types

不同海域情况下原型基础水平极限位移及承载力计算结果见表7．粉砂、粉质黏土夹粉砂及粉砂夹粉土情况下基础水平极限位移及承载力近似；粉质黏土及淤泥质土情况下基础水平极限位移较大；淤泥质土情况下基础水平极限承载力最低．由上可推断，粉砂、粉质黏土及粉土或组合情况下，基础水平极限承载力较高，为相对有利海域．

表7 不同海域情况下基础水平极限位移及承载力

Tab.7 Horizontal ultimate displacement and load bearing capacity of foundation in different sea areas

3 间隙及土塞对原型基础抗弯承载力的影响

海上风电基础有别于以承担竖向荷载为主的桥梁及海油平台基础，其主要需抵抗风机运行过程中及风浪流所产生的水平及弯矩荷载，其中以大弯矩荷载给筒型基础带来的倾覆风险最大[36]．本文对原型三筒导管架基础进行有限元分析，就筒内间隙(图11)和筒内土塞(图12)对基础弯矩荷载影响规律进行研究．对原型三筒导管架基础按照表1尺寸进行有限元建模，具体为：筒径＝20m，筒高20m，筒厚20mm，筒距44m，导管架高度50m．原型基础筒体与土体间摩擦系数取0.3，筒体表面为主面，土体表面为从面；基础采用壳单元建模，土体采用C3D8R进行模拟；土体底面采用全固定约束，侧面采用水平约束．

3.1 间隙对原型基础弯矩荷载影响规律

图11给出了不同筒内间隙高度下三筒导管架基础的-破坏包络线．随着竖向荷载的增加，包络线首先向外延伸，然后向内收缩，说明适当增加竖向荷载有利于基础抵抗弯矩荷载．

由图11可知，对工况1，当竖向荷载从0增加到276MN时，地基的极限承载力持续增加；当竖向荷载为276MN时，弯矩荷载极限值提高了3倍；当竖向荷载超过276MN后，地基的极限承载能力开始降低，即当竖向荷载超过竖向极限承载力的40.2%时，筒型基础的弯矩承载力随竖向荷载的增大而降低．需要说明的是，本文采用位移控制法逐步施加竖向位移，确定相应荷载，进一步得到基础结构在竖向荷载作用下的竖向位移-竖向荷载关系曲线[11]，曲线中存在明显的拐点，其所对应的竖向荷载即竖向极限承载力．竖向极限承载力是在单个竖向荷载分量单独作用下的极限承载力[37]，在图11、图12包络线中，体现为当弯矩荷载为0时的竖向荷载值．

图11 不同筒内间隙高度下竖向荷载与弯矩二维包络线

在-复合加载空间中，随着筒内间隙高度的增大，地基承载力包络线向内收缩，表明随着筒内间隙高度的增大，三筒导管架基础抵抗竖向荷载与弯矩的能力降低，筒-土间协同作用降低．竖向荷载的存在使基础与筒内土体协同作用，随着竖向荷载的增加，地基逐渐出现竖向塑性破坏，抗弯承载力开始 降低．

当筒内间隙高度为0.10、0.15及0.20且竖向荷载分别超过竖向极限承载力的34.3%、33.8%和31.7%时，筒型基础的弯矩承载力随竖向荷载的增大而降低．在平面内，不同间隙高度下的地基破坏包络线形状相似，且随着筒内间隙高度的增加，包络线整体向内收缩；不同间隙高度下包络线与轴和轴的交点发生变化，说明在单独荷载作用下，随着筒内间隙高度的增加，竖向极限承载力及弯矩极限承载力均降低．

3.2 土塞对原型基础弯矩荷载影响规律

图12给出了不同筒内土塞高度下三筒导管架基础的-破坏包络线．随着筒内土塞高度的增加，包络线向内收缩，与筒内间隙破坏包络线趋势类似，基础的极限承载力随着筒内土塞高度的增加而减小．由图12可知，在复合加载空间中，随着筒内土塞高度的增大，地基承载力包络线向内收缩，基础抵抗竖向荷载与弯矩的能力降低，筒-土间相互作用降低．

图12 不同筒内土塞高度下竖向荷载与弯矩二维包络线

当筒内土塞高度为0.10、0.15及0.20且竖向荷载分别超过竖向极限承载力的33.5%、33.4%和31.9%时，随着筒内土塞高度的增加，竖向极限承载力及弯矩极限承载力均有所降低．不同筒内间隙高度及筒内土塞高度工况下原型基础竖向极限承载力见表8．

在筒内间隙工况下随荷载的增加，筒顶部会出现由不承担荷载到承担荷载的变化，相同高度筒内间隙工况下基础竖向极限承载力均小于筒内土塞工况下的对应值，差值在2.00～4.58MN之内．

表8 不同筒内间隙或土塞高度下基础竖向极限承载力

Tab.8 Vertical ultimate load bearing capacity of founda-tion under different values of Hc or Hp

4 结 论

通过室内缩尺模型试验及有限元分析，研究了筒内间隙及筒内土塞所引起的有效埋深对三筒导管架基础承载力的影响规律，得到以下结论．

(1) 通过缩尺模型试验对有限元进行修正后，不同工况下试验与数值模拟水平极限承载力相差在8.86%以内．无筒内间隙及土塞工况下，单一水平荷载作用下数值模拟极限水平荷载为417.69N，极限水平位移为25.60mm；单个弯矩荷载作用下极限弯矩为280.33N·m，极限角度为0.042rad．

(2) 三筒导管架基础水平极限承载力随着筒内间隙高度c及筒内土塞高度p的增加而降低．当筒内间隙高度为0.10、0.15及0.20时，水平极限承载力降低幅度分别为筒内无间隙工况下的9.11%、16.72%和23.80%．当筒内土塞高度为0.10、0.15及0.20时，水平极限承载力降低幅度分别为筒内无土塞工况下的9.32%、17.16%和24.45%．相比之下，筒内间隙和筒内土塞对三筒导管架基础承载力影响相当．

(3) 当筒内间隙(土塞)高度为0.10、0.15及0.20且竖向荷载分别超过竖向极限承载力的34.3% (33.5%)、33.8%(33.4%)和31.7%(31.9%)时，三筒导管架基础原型的弯矩承载力随竖向荷载的增大而 降低．

［1］Guo Y，Wang H，Lian J. Review of integrated installation technologies for offshore wind turbines：Current progress and future development trends[J]. Energy Conversion and Management，2022，255：115319.

［2］Global Wind Energy Council. Global Offshore Wind Report 2022[R]. Brussels，Belgium：Global Wind Energy Council，2022.

［3］练继建，赵 昊，刘 润，等. 粉质黏土中厚壁筒型基础静压沉放阻力研究[J]. 天津大学学报(自然科学与工程技术版)，2022，55(8)：775-782.

Lian Jijian，Zhao Hao，Liu Run，et al. Study on static pressure sedimentation for thick-walled bucket foundation in silty clay[J]. Journal of Tianjin University(Sci-ence and Technology)，2022，55(8)：775-782(in Chinese).

［4］Tabassum A，Premalatha M，Abbasi T，et al. Windenergy：Increasing deployment，rising environmental concerns[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews，2014，31：270-288.

［5］Wu Xiaoni，Hu Yu，Li Ye，et al. Foundations of offshore wind turbines：A review[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews，2019，104：379-393.

［6］王雪菲，马成良，李家乐. 海上风机筒型基础-场地动力响应的试验及模拟研究[J]. 天津大学学报(自然科学与工程技术版)，2021，54(8)：790-798.

Wang Xuefei，Ma Chengliang，Li Jiale. Experimental and simulation study on dynamic response of a bucket-foundation site for offshore wind turbines[J]. Journal of Tianjin University(Science and Technology)，2021，54(8)：790-798(in Chinese).

［7］刘振纹，王建华，秦崇仁，等. 负压桶形基础地基水平承载力研究[J]. 岩土工程学报，2000，22(6)：691-695.

Liu Zhenwen，Wang Jianhua，Qin Chongren，et al. Research on the horizontal bearing capacity of bucket foundations[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2000，22(6)：691-695(in Chinese).

［8］于通顺，宋昊阳，刘梅梅，等. 水流对复合筒型基础波浪爬升影响机制的数值模拟研究[J]. 天津大学学报(自然科学与工程技术版)，2022，55(12)：1309-1317.

Yu Tongshun，Song Haoyang，Liu Meimei，et al. Numerical simulation of the effect of current on wave run-up around composite bucket foundation[J]. Journal of Tianjin University(Science and Technology)，2022，55(12)：1309-1317(in Chinese).

［9］祝周杰，朱 斌，李 涛，等. 砂土中海上风机四桩导管架基础水平受荷分析方法[J]. 浙江大学学报(工学版)，2017，51(11)：2150-2157.

Zhu Zhoujie，Zhu Bin，Li Tao，et al. Analysis approach of piled jacket foundation in sand for offshore wind turbines subjected to lateral loads[J]. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)，2017，51(11)：2150-2157(in Chinese).

［10］丁红岩，李彦娥，张浦阳，等. 海上风电四筒导管架基础下放过程试验研究[J]. 天津大学学报(自然科学与工程技术版)，2022，55(8)：792-801.

Ding Hongyan，Li Yan’e，Zhang Puyang，et al. Experimental investigation of an offshore wind turbine four-bucket jacket foundation during lowering operation[J]. Journal of Tianjin University(Science and Technology)，2022，55(8)：792-801(in Chinese).

［11］武 科. 滩海吸力式桶形基础承载力特性研究[D]. 大连：大连理工大学，2007.

Wu Ke. A Study on Bearing Capacity Behavior of Suction Bucket Foundation in Beach-Shallow Sea[D]. Dalian：Dalian University of Technology，2007(in Chinese).

［12］武 科，薛洪福，陈 榕，等. 吸力式桶形基础多桶组合结构承载力特性研究[J]. 防灾减灾工程学报，2008，28(4)：484-491.

Wu Ke，Xue Hongfu，Chen Rong，et al. Studies on bearing capacity of composite muti-bucket structure of suctional bucket foundation[J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering，2008，28(4)：484-491(in Chinese).

［13］孙曦源. 水平荷载作用下软土地基中桶形基础工作机理及承载性能研究[D]. 大连：大连理工大学，2009.

Sun Xiyuan. A Study on Working Mechanism and Bearing Capacity Performance of Bucket Foundation in Soft Ground Under Lateral Loads[D]. Dalian：Dalian University of Technology，2009(in Chinese).

［14］Kim S R，Hung L C，Oh M. Group effect on bearing capacities of tripod bucket foundations in undrained clay[J]. Ocean Engineering，2014，79：1-9.

［15］赵学亮，李扬扬，王 鑫，等. 砂土中吸力式三筒基础水平承载特性试验研究[J]. 湖南大学学报(自然科学版)，2021，48(9)：20-29.

Zhao Xueliang，Li Yangyang，Wang Xin，et al. Experimental study on horizontal bearing characteristics of tripod-bucket foundation in sand[J]. Journal of Hunan University(Natural Sciences)，2021，48(9)：20-29(in Chinese).

［16］Hung L C，Kim S R. Evaluation of combined horizontal-moment bearing capacities of tripod bucket foundations in undrained clay[J]. Ocean Engineering，2014，85：100-109.

［17］范庆来，吴宜鹏，麻世林，等. 密砂地基上海上风机吸力式桶形基础承载力研究[J]. 应用基础与工程科学学报，2021，29(6)：1550-1560.

Fan Qinglai，Wu Yipeng，Ma Shilin，et al. Bearing capacity of suction bucket foundations for offshore wind turbines in dense sand[J]. Journal of Basic Science and Engineering，2021，29(6)：1550-1560(in Chinese).

［18］乐丛欢，任建宇，姜明涛，等. 砂土中四筒导管架风机基础抗弯承载力研究[J]. 海洋工程，2021，39(2)：12-19.

Le Conghuan，Ren Jianyu，Jiang Mingtao，et al. Analysis of the moment bearing capacity of four-bucket jacket foundation in sandy soil[J]. The Ocean Engineering，2021，39(2)：12-19(in Chinese).

［19］田润红. 土塞隆起对超大型吸力基础的影响研究[D]. 北京：中国石油大学，2018.

Tian Runhong. The Influence of Soil-Plug Rise on Super Large Suction Foundation[D]. Beijing：China University of Petroleum，2018(in Chinese).

［20］国 振，王立忠，袁 峰. 黏土中吸力锚沉贯阻力与土塞形成试验研究[J]. 海洋工程，2011，29(1)：9-17.

Guo Zhen，Wang Lizhong，Yuan Feng. An experimental investigation of insertion resistance and soil heave during caisson installation in soft clay[J]. The Ocean Engineering，2011，29(1)：9-17(in Chinese).

［21］朱 斌，应盼盼，郭俊科，等. 海上风电机组吸力式桶形基础承载力分析与设计[J]. 岩土工程学报，2013，35(增1)：443-450.

Zhu Bin，Ying Panpan，Guo Junke，et al. Analysis and design of bearing capacity of suction caisson foundations of offshore wind turbines[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2013，35(Suppl1)：443-450(in Chinese).

［22］Zhang P，Li Y，Ding H，et al. Response analysis of a lowering operation for a three-bucket jacket foundation for offshore wind turbines[J]. Renewable Energy，2022，185：564-584.

［23］何岩松，王健飞，赵怀宇，等. 海上风机荷载计算及组合研究[J]. 建筑科学，2012，28(增1)：120-127.

He Yansong，Wang Jianfei，Zhao Huaiyu，et al. Research of load calculation and load combination for wind turbine generator system of beach-shallow sea[J]. Building Science，2012，28(Suppl1)：120-127(in Chinese).

［24］Qian J，Mu L，Zhang Y，et al. Behavior of a structured piled beam-slab foundation for a wind turbine under multidirectional loads in sand[J]. International Journal of Geomechanics，2021，21(3)：04020267.

［25］木林隆，连柯楠，黄茂松，等. 风机梁板式桩筏基础承载特性大型模型试验研究[J]. 岩土力学，2015，36(7)：1877-1882.

Mu Linlong，Lian Kenan，Huang Maosong，et al. Large-scale model test on bearing capacity of piled beam-slab foundation for wind turbine[J]. Rock and Soil Mechanics，2015，36(7)：1877-1882(in Chinese).

［26］曾虹静. 砂土地基中浅基础承载力研究[D]. 大连：大连理工大学，2012.

Zeng Hongjing. Study on Bearing Capacity of Shallow Foundation on Sandy Soils[D]. Dalian：Dalian University of Technology，2012(in Chinese).

［27］Wang H，Yan C，Guo Y，et al. Research on sinking and leveling control technology of tripod bucket foundation in sand[J]. Applied Ocean Research，2022，118：103013.

［28］刘树杰. 海上风机吸力式多桶组合基础承载力特性研究[D]. 大连：大连理工大学，2009.

Liu Shujie. A Study on Bearing Capacity Behavior of Suction Multi-bucket Foundation for Offshore Wind Turbine[D]. Dalian：Dalian University of Technology，2009(in Chinese).

［29］祁 越，刘 润，练继建. 无黏性土中筒型基础负压下沉模型试验[J]. 岩土力学，2018，39(1)：139-150.

Qi Yue，Liu Run，Lian Jijian. Model test of bucket foundation suction installation in cohesionless soil[J]. Rock and Soil Mechanics，2018，39(1)：139-150(in Chinese).

［30］王丽滨. 埋置深度对箱形基础设计的影响[D].杭州：浙江大学，2004.

Wang Libin. The Influence of Embedded Depth to Box Foundation[D]. Hangzhou：Zhejiang University，2004(in Chinese).

［31］赵占厂. 黄土公路隧道结构工程性状研究[D].西安：长安大学，2004.

Zhao Zhanchang. Study on Structural Engineering Properties of Loess Highway Tunnel[D]. Xi’an：Chang’an University，2004(in Chinese).

［32］鲁晓兵，矫滨田，刘 亮. 饱和砂土中桶形基础承载力的实验研究[J]. 岩土工程技术，2006，20(4)：170-172，199.

Lu Xiaobing，Jiao Bintian，Liu Liang. Experimental study on the bearing capacity of bucket foundation in saturated sand[J].Geotechnical Engineering Technique，2006，20(4)：170-172，199(in Chinese).

［33］GB50007—2011 建筑地基基础设计规范[S].北京：中国建筑工业出版社，2012.

GB50007—2011 Code for Design of Building Foundation[S].Beijing：China Architecture & Building Press，2012(in Chinese).

［34］Tor-Inge Tjelta. Geotechnical aspects of bucket foundations replacing piles for the Europipe 16/11-E Jacket [C]//Offshore Technology Conference. Houston，USA，1994.

［35］马鹏程，刘 润，张浦阳，等. 黏土中宽浅式筒型基础筒土协同承载模式研究[J].土木工程学报，2019，52(4)：88-97.

Ma Pengcheng，Liu Run，Zhang Puyang，et al. Bucket-soil cooperative bearing capacity analysis of shallow buried bucket foundation in clay[J].China Civil Engineering Journal，2019，52(4)：88-97(in Chinese).

［36］黄维平，李兵兵. 海上风电场基础结构设计综述[J].海洋工程，2012，30(2)：150-156.

Huang Weiping，Li Bingbing. Reviews and comments on the design for offshore wind structures[J].The Ocean Engineering，2012，30(2)：150-156(in Chinese).

［37］乐丛欢，丁红岩，张浦阳. 分舱板对海上风机混凝土筒型基础承载模式的影响[J].工程力学，2013，30(4)：429-434.

Le Conghuan，Ding Hongyan，Zhang Puyang. Influences of bulkheads on the bearing mode of concrete bucket foundation for offshore wind turbine[J].Engineering Mechanics，2013，30(4)：429-434(in Chinese).

Research on Influences of Bucket Clearance and Soil Plug on Bearing Capacities of Offshore Wind Multi-Bucket Jacket Foundation

Lian Jijian1, 2, 3，Li Xinyu1, 2，Guo Yaohua1, 2，Wang Haijun1, 2，Du Yanyi4，Hao Huageng5

(1. State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Intelligent Construction and Operation，Tianjin University，Tianjin 300350，China；2. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300350，China；3. Maritime College，Tianjin University of Technology，Tianjin 300384，China；4. Huaneng Longdong Energy Co.，Ltd.，Qingyang 745000，China；5. China Huaneng Group Clean Energy Research Institute Co.，Ltd.，Beijing 102209，China)

Owing to its convenient construction，strong applicability and excellent economy，the structure of multi-bucket jacket foundation has been widely applied in the field of offshore wind power. During the installation process of a multi-bucket foundation，the phenomena of bucket clearance and soil plug will appear in its buckets due to the influences such as seabed flatness，soil difference in the region and seepage inside and outside the buckets，which will further lead to different effective burial depths for the buckets and ultimately affect the bearing capacities of the foundation in its service life. In this paper，the influences of effective burial depth caused by bucket clearance and soil plug on the bearing capacities of a bucket foundation are studied by means of an indoor model test and finite element analysis. Results show that after the finite element model is modified by the model test，the difference between model test results and numerical simulation results of the foundation model’s horizontal ultimate bearing capacity is lower than 8.86% under different working conditions. The horizontal ultimate bearing capacity of the multi-bucket foundation model decreases with increases in the bucket clearance height and soil plug height. When the values of clearance height are 0.10，0.15and 0.20withbeing the diameter of the bucket foundation model，the horizontal ultimate bearing capacity will be reduced by 9.11%，16.72% and 23.80% respectively compared with that in the case of no bucket clearance. When the values of soil plug height are 0.10，0.15and 0.20，the horizontal ultimate bearing capacity will be reduced by 9.32%，17.16% and 24.45% respectively compared with that in the case of no soil plug. When the values of bucket clearance (or soil plug) height are 0.10，0.15and 0.20withbeing the diameter of a bucket foundation prototype，and the vertical load exceeds 34.3%，33.8% and 31.7%(or 33.5%，33.4% and 31.9%) of the vertical ultimate bearing capacity respectively，the bending moment bearing capacity of the foundation prototype will decrease with an increase in vertical load.

offshore wind power；multi-bucket jacket foundation；bucket clearance；soil plug in bucket；bearing capacity；envelope surface

the Fund of China Huaneng Group(No.HNKJ21-H37)，the National Natural Science Foundation of China(No.51909188).

10.11784/tdxbz202304021

P75；TM614；TU476

A

0493-2137(2023)12-1244-11

2023-04-11；

2023-05-21.

练继建（1965—  ），男，博士，教授，jjlian@tju.edu.cn.Email：m_bigm@tju.edu.cn

郭耀华，guoyaohua@tju.edu.cn.

华能集团总部科技项目-陆上新型风机基础开发及应用关键技术研究(HNKJ21-H37)；国家自然科学基金资助项目(51909188).

(责任编辑：武立有)