王開放 朱 艷 俞梅欣 彭 銘

(①中船第九設(shè)計(jì)研究院工程有限公司，上海 200090，中國)(②上海海洋工程和船廠水工特種工程技術(shù)研究中心，上海 200090，中國)(③同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系，上海 200092，中國)(④同濟(jì)大學(xué)巖土及地下工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092，中國)

0 引 言

相比傳統(tǒng)電力能源，海上風(fēng)電具有占用陸地資源少、蘊(yùn)藏豐富、綠色環(huán)保無污染的優(yōu)勢，正被越來越廣泛地開發(fā)、利用(劉曉磊等，2020)。我國的海上風(fēng)電開發(fā)起步較晚，2010年在東海大橋風(fēng)力發(fā)電廠建立首個(gè)項(xiàng)目(魏代琳，2019)，隨后進(jìn)入迅猛發(fā)展階段。根據(jù)國家能源局?jǐn)?shù)據(jù)，中國在2019年海上風(fēng)電突破1000萬千瓦通用容量，躍居全球第一?，F(xiàn)階段，海上風(fēng)電的基礎(chǔ)主要有重力式、導(dǎo)管架、單樁、多樁承臺(tái)、筒型基礎(chǔ)和漂浮式等基礎(chǔ)。吸力式基礎(chǔ)是頂部封閉、底部開口，由自重、負(fù)壓、加載等措施達(dá)到設(shè)計(jì)深度，具有承載能力強(qiáng)、工藝簡單、施工方便、經(jīng)濟(jì)好等優(yōu)點(diǎn)，逐漸被應(yīng)用在工程中。2002年，丹麥?zhǔn)紫劝惭b了直徑為12m、高度為6m的3MW的筒型基礎(chǔ)(張雨坤等，2021)。

目前，吸力基礎(chǔ)承載特性研究主要集中在筒型參數(shù)、土性特性、不同的荷載及荷載組合工況。在筒型參數(shù)方面，武科等(2008a，2008b)基于模型試驗(yàn)探究吸力筒在飽和軟黏土極限承載能力的影響因素，得出吸力筒的長徑比、土體各向異性和不排水抗剪強(qiáng)度是主要影響因素。Zhang et al.(2010)研究長徑比、偏心率對(duì)吸力筒承載性能的影響。Gourvenec et al.(2011)基于數(shù)值模擬研究吸力筒基礎(chǔ)長度對(duì)基礎(chǔ)承載力極限包絡(luò)圖的影響，并且討論吸力筒的極限承載力變化隨不同加載點(diǎn)的變化規(guī)律。Hung et al.(2012)利用有限元分析吸力筒長徑比隨著地質(zhì)條件的變化，得出在吸力筒基礎(chǔ)豎向承載力隨著長徑比的增大而增大。在土性方面，Monajemi et al.(2009)利用有限元軟件探究不同土的抗剪強(qiáng)度對(duì)吸力筒水平-彎矩和豎向-彎矩破壞包絡(luò)線的影響。Vulpe(2015)基于數(shù)值模擬探究土的不排水抗剪強(qiáng)度對(duì)吸力筒基礎(chǔ)承載力的影響。吳炳等(2021)根據(jù)API規(guī)范和ISO規(guī)范，提出吸力筒在“硬-軟-硬”3層黏土中承載力的預(yù)測方法。廖倩等(2021)采用有限元軟件模擬土體的有效重度以及土體不排水抗剪強(qiáng)度分布對(duì)吸力筒豎向承載力的影響，得出不排水抗剪強(qiáng)度不均勻分布對(duì)吸力筒承載力影響較大。在不同的加載條件下，武科等(2008a)采用有限元模擬不同荷載組合工況下吸力筒基礎(chǔ)的破壞包絡(luò)線形狀，并且得出相應(yīng)的數(shù)學(xué)公式。周松望等(2014)開展模型試驗(yàn)探究四桶基礎(chǔ)在豎向靜荷載和水平荷載作用下的變形因素，得出基礎(chǔ)變形主要是水平循環(huán)變形和豎向循環(huán)累積沉降導(dǎo)致的。Liu et al.(2015)通過模型試驗(yàn)探究豎向荷載作用下吸力筒的承載力特征及樁土作用機(jī)理。Mehravar et al.(2016)采用數(shù)值模擬探究吸力筒在黏性土層中的豎向承載力破壞機(jī)理，提出相應(yīng)的豎向地基承載力計(jì)算公式。寇海磊等(2021)通過室內(nèi)模型試驗(yàn)探究吸力筒在不同水平循環(huán)荷載作用下筒型基礎(chǔ)的位移、轉(zhuǎn)角、旋轉(zhuǎn)中心變化特征，得出隨著循環(huán)荷載的增加，水平累計(jì)位移增加，累計(jì)轉(zhuǎn)角增加、旋轉(zhuǎn)中心開始由深中心變到淺中心。范慶來等(2021)利用有限元探究水平荷載作用、不同加載高度下吸力筒的破壞形式，得出隨著水平加載高度的增加，水平荷載相對(duì)桶頂中心的彎矩承載力也增大。

現(xiàn)階段，吸力筒基礎(chǔ)研究主要集中在筒體的長徑比、黏土的不排水抗剪強(qiáng)度、不同的荷載及荷載工況下的地基承載能力，同時(shí)也提出一定的公式，但是吸力筒地基承載力公式?jīng)]有相應(yīng)的工程驗(yàn)證，且樁土作用機(jī)理、承載特性仍缺乏完整統(tǒng)一的認(rèn)識(shí)。在工程中，風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)缺乏相應(yīng)的行業(yè)設(shè)計(jì)規(guī)范和統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn)。目前，吸力筒基礎(chǔ)承載力計(jì)算參考API規(guī)范及經(jīng)驗(yàn)公式，但是其適應(yīng)性需要提高，因此本文基于API規(guī)范、地基承載力計(jì)算原理，總結(jié)3種不同的豎向荷載作用下吸力筒的承載模式計(jì)算公式，并提出一種抗壓承載力計(jì)算公式，根據(jù)廣西某海域海上風(fēng)電地質(zhì)勘察數(shù)據(jù)，對(duì)比分析4種承載模式可靠性、經(jīng)濟(jì)性；最后通過三維有限元數(shù)值分析對(duì)海上風(fēng)機(jī)吸力式桶形基礎(chǔ)的豎向承載力，結(jié)合DNV規(guī)范對(duì)樁基承載指標(biāo)進(jìn)行分析，驗(yàn)證承載模式的可靠性，有利于后期指導(dǎo)工程實(shí)踐。

1 吸力筒抗壓承載力

1.1 吸力筒承載能力要求

目前對(duì)于新型筒型基礎(chǔ)在位階段的地基穩(wěn)定性計(jì)算方法尚未成熟，沒有單獨(dú)針對(duì)筒型基礎(chǔ)的規(guī)范。本文根據(jù)DNV的規(guī)范荷載設(shè)計(jì)要求，吸力筒基礎(chǔ)地基承載能力極限狀態(tài)應(yīng)滿足如下要求：

(1)

(2)

式中：Qs1/Qu1為單筒極限承載力設(shè)計(jì)值(kN)(Qs1單筒極限抗拔承載力設(shè)計(jì)值；Qu1單筒極限抗壓承載力設(shè)計(jì)值)；Qk為單筒承載力標(biāo)準(zhǔn)值(kN)；γm為單筒承載力抗力系數(shù)，γm取值為1.45，參考《海上風(fēng)電場工程風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范(NB/T10105-2018)(中華人民共和國行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)編寫組，2018)的表 8.2.3；Qs/Qu為群筒效應(yīng)下單筒極限承載力設(shè)計(jì)值(kN)，(Qs為群筒效應(yīng)下單筒極限抗拔承載力設(shè)計(jì)值；Qu為群筒效應(yīng)下單筒極限抗壓承載力設(shè)計(jì)值)；γη為群筒效應(yīng)系數(shù)，γη取值0.95～1，參考《海上風(fēng)電筒型基礎(chǔ)工程》(練繼建等，2021)。

1.2 吸力筒抗壓承載力計(jì)算模式

現(xiàn)階段，吸力筒抗壓承載力計(jì)算還沒有統(tǒng)一的公式。API規(guī)范提供了兩種類型的抗壓承載模式：重力式承載模式和筒蓋承載模式；《海上風(fēng)電筒型基礎(chǔ)工程》(練繼建等，2021)提出筒壁端+雙側(cè)摩阻力承載模式；本文基于API規(guī)范、《海上風(fēng)電筒型基礎(chǔ)工程》和《海上風(fēng)電筒型基礎(chǔ)工程》(練繼建等，2021)及地基承載模式理論，提出筒蓋+外側(cè)摩阻力承載模式。

1.2.1 重力承載模式

API規(guī)范提出的重力承載模式認(rèn)為筒型基礎(chǔ)頂蓋未能與地基表面接觸，將筒型基礎(chǔ)視為樁基礎(chǔ)，如圖1所示。

圖1 重力承載模式Fig.1 Gravity bearing mode

根據(jù)API規(guī)范，吸力筒的極限承載力Qu一般由底部極限承載力Qb和側(cè)摩阻力Qs組成，即：

Qu=Qb+Qs

(3)

式中：Qu為單筒極限抗壓承載(kN)；Qb為基礎(chǔ)底部極限承載力(kN)。

其中：基礎(chǔ)底部極限承載力：

Qb=qu×A

(4)

式中：qu為單位樁端承載力(kPa)；A為基礎(chǔ)截面面積(m2)。

端樁阻力計(jì)算方法如下：

黏性土單位樁端承載力可以用以下公式計(jì)算：

qu=9su

(5)

無黏性土單位樁端承載力可通過下式計(jì)算：

qu=Nqp′0，tip

(6)

式中：p′0，tip為樁端位置處有效上覆土壓力(kPa)。

重力承載模式認(rèn)為豎向荷載主要是筒壁和筒底面的全接觸界面承擔(dān)，地基承載模式更像樁基礎(chǔ)，但是此承載模式一般適用于長徑比較大的海上樁基礎(chǔ)，對(duì)于吸力筒基礎(chǔ)的應(yīng)用需要進(jìn)一步驗(yàn)證。

1.2.2 筒蓋承載力模式

API規(guī)范提出筒蓋承載模式將筒形基礎(chǔ)與筒內(nèi)土體視為整體，由經(jīng)典土力學(xué)承載力理論可知，此時(shí)的筒形基礎(chǔ)可類比于圓形淺基礎(chǔ)，如圖2所示。

圖2 筒蓋承載模式Fig.2 Lid bearing mode

在不排水條件下，若地基土不排水抗剪強(qiáng)度不隨深度變化，當(dāng)基礎(chǔ)在泥面處受垂直的中心荷載作用，且基底和泥面均為水平時(shí)，對(duì)于圓形或者方形基礎(chǔ)，公式：

Qu=6.05SuA

(7)

式中：A為基礎(chǔ)的實(shí)際面積(m2)；Su為地基土不排水抗剪強(qiáng)度(kPa)。

筒蓋承載模式認(rèn)為吸力筒的筒蓋和土完全接觸組成一個(gè)整體，但是忽略了筒壁和土之間的摩擦力，一般適用于較淺的基礎(chǔ)。

1.2.3 筒壁端+雙側(cè)摩阻力承載模式

參考吸力筒沉放階段阻力計(jì)算方法(練繼建等，2021)，以筒壁端阻力和雙側(cè)摩阻力之和作為極限承載力進(jìn)行計(jì)算(圖3)。

圖3 筒壁端+雙側(cè)摩阻力承載模式Fig.3 Resistance of tips+the outer and inner frictional resistance of bucket bearing mode

吸力筒的極限承載力Qu由樁端阻力Qd和雙側(cè)摩阻力Qs1、Qs2組成，即：

Qu=Qtip+Qs1+Qs2

(8)

式中：Qu為單筒極限抗壓承載力(kN)；Qtip為單筒端阻力(kN)；Qs1、Qs2為外、內(nèi)側(cè)摩阻力(kN)。

(9)

(10)

式中：pi、po、qtip分別為筒內(nèi)外壁及筒端土壓力；μol、μil分別為內(nèi)、外筒-土摩擦系數(shù)。

Qtip=qtipDt

(11)

式中：qtip為第i層土端阻力(kPa)；D為單筒直徑(m)；t為厚度(m)。

該承載模式是基于吸力筒在沉放階段的受力進(jìn)行分析得出，未考慮吸力筒在位的樁土相互作用，且桶內(nèi)受到負(fù)壓的影響，不僅僅是吸力筒內(nèi)壁和土之間摩擦力進(jìn)行替代，因此該模式需要進(jìn)一步驗(yàn)證。

1.2.4 筒蓋+外側(cè)摩阻力承載模式

由于吸力筒筒壁較薄，樁端阻力較小，吸力筒基礎(chǔ)在位設(shè)計(jì)都有一定的沉降，從而接觸到吸力筒的筒蓋，形成很好的樁土共同作用。因此，本文基于吸力筒沉放階段阻力(練繼建等，2021)受力分析，結(jié)合API規(guī)范及圓形地基承載模式理論分析吸力筒在位的樁土作用，本文提出按照筒蓋和筒壁外側(cè)摩阻力共同作為極限承載力的新方法，計(jì)算簡圖見圖4，公式如式(13)。

Qu=Fs+Fd

(12)

式中：Fs為單筒外壁的側(cè)阻力(kPa)；Fd為泥面處對(duì)筒頂蓋頂力(m2)。

圖4 筒蓋+外側(cè)摩阻力承載模式Fig.4 Lid+outer frictional resistance of bucket bearing mode

其中：基礎(chǔ)的極限側(cè)摩阻力由下式表示：

(13)

式中：fsi為第i層土單樁側(cè)摩阻力(kPa)；li為第i層土的厚度(m)；c為基礎(chǔ)的周長(m)。

其中：根據(jù)API規(guī)范泥面處對(duì)筒頂蓋頂?shù)牧Γ?/p>

Fd=6.05SuA

(14)

式中：A為基礎(chǔ)的實(shí)際面積(m2)；Su為地基土不排水抗剪強(qiáng)度(kPa)。

為了進(jìn)一步研究筒壁和筒蓋阻力的比例，本文將進(jìn)行筒壁阻力與總阻力比值：

(15)

將式(14)和式(15)帶入到式(16)可得：

(16)

(17)

(18)

式中：K1為筒壁阻力與總阻力比值；K2為筒蓋阻力與總阻力比值；Ti為吸力筒插入深度范圍各土層厚度和直徑的比值，無量綱，若為單一地層，Ti為吸力筒的長徑比；fsi為第i層土單樁側(cè)摩阻力(kPa)。

筒蓋+外側(cè)摩阻力承載模式的關(guān)鍵條件是吸力筒的筒蓋和土體有良好的接觸效果，形成很好的樁土共同作用。影響筒蓋和土體良好接觸的土層主要是滲透性較大的砂土。在滲透性較大的砂土，吸力筒在沉放階段由于吸力作用，滲流場變化較大，土體變松，形成管涌或流砂，導(dǎo)致后期筒蓋和土體接觸不充分。因此，筒蓋+筒壁外側(cè)摩阻力承載模式適用的地基條件是黏土、粉細(xì)砂。

當(dāng)基礎(chǔ)長徑比較小，即基礎(chǔ)埋深較淺，筒型基礎(chǔ)和筒內(nèi)土體形成整體，根據(jù)土力學(xué)承載理論知識(shí)，此時(shí)筒蓋受力較大；當(dāng)基礎(chǔ)長徑比較大，吸力筒更接近樁基礎(chǔ)，此時(shí)筒壁摩阻力受力較大。

表 1 土層和筒接觸計(jì)算參數(shù)表Table1 List of soil layer and cylinder contact calculation parameters

根據(jù)API規(guī)范和《海上風(fēng)電筒型基礎(chǔ)工程》(練繼建等，2021)，筒蓋受力計(jì)算公式基于不排水條件下提出，因此，筒蓋+筒壁外側(cè)摩阻力承載模式適用于不排水條件下。

綜述所示，筒蓋+外側(cè)摩阻力承載模式適用于不排水條件下黏土、粉細(xì)砂地基。當(dāng)基礎(chǔ)長徑比較小，此時(shí)筒蓋受力較大；當(dāng)基礎(chǔ)長徑比較大，筒壁摩阻力受力較大。

1.3 吸力筒基礎(chǔ)變形設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)

為了驗(yàn)證4種抗壓承載模式的合理性，需要根據(jù)風(fēng)電樁基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范驗(yàn)證。

目前對(duì)海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)變形控制標(biāo)準(zhǔn)主要有《Design of offshore wind turbine structures》(DNV-OS-J101)和《Guideline for the certification of offshore wind turbine》。根據(jù)DNV-OS-J101，要求風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)總轉(zhuǎn)角不超過0.5°(含風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)安裝偏差和風(fēng)機(jī)長期運(yùn)行引起的永久累計(jì)轉(zhuǎn)角)；歐洲海上風(fēng)電基礎(chǔ)設(shè)計(jì)中，一般采用SLS工況核算單樁泥面處的轉(zhuǎn)角，要求單樁基礎(chǔ)泥面轉(zhuǎn)角不超過0.25°。

在目前的技術(shù)水平與經(jīng)驗(yàn)下，風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)設(shè)計(jì)時(shí)，樁基變形控制標(biāo)準(zhǔn)如下：

(1)計(jì)算泥面處的水平位移不超過L/500；

(2)計(jì)算泥面處的樁體轉(zhuǎn)角不超過0.25°，即4.36‰弧度；

(3)樁體端部的位移不超過min(10mm，L/5000)；

上述L為樁體入土深度；min(10mm，L/5000)代表 10mm和L/5000中的小值。

2 工程案例

工程地點(diǎn)位于廣西某海域，離岸45km，平均水深約20m。風(fēng)電場總裝機(jī)容量為600MW，單機(jī)容量為5MW的風(fēng)電機(jī)組。本文針對(duì)導(dǎo)管架下部吸力筒基礎(chǔ)進(jìn)行研究。

2.1 工程條件

本場地的地質(zhì)條件根據(jù)《地質(zhì)勘察報(bào)告》(廣西海上風(fēng)電工程規(guī)劃)，得到了擬建場地泥面以下64.30m深度內(nèi)土層的情況，本文選取深度為18.3m的土層參數(shù)及土層和筒接觸計(jì)算參數(shù)，如表 1所示。

2.2 荷載及筒型的分布

吸力筒基礎(chǔ)上部節(jié)點(diǎn)荷載來源于SACS軟件在正常使用狀態(tài)和極限承載力狀態(tài)下的計(jì)算結(jié)果，取5種不利工況的荷載，見表 2。

表 2 吸力筒上部節(jié)點(diǎn)荷載Table2 List of load transferred by jacket

表 3 計(jì)算結(jié)果Table3 Calculation results

吸力筒上部節(jié)點(diǎn)荷載的最大壓力N為13260kN，單筒的重力荷載G，根據(jù)《海上風(fēng)電工程風(fēng)電機(jī)基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》(NB/T10105-2018)8.2.3表中的單樁軸向承載力抗壓系數(shù)γm為1.45，γη群樁效應(yīng)系數(shù)取0.95，式(1)和式(2)計(jì)算出群樁效應(yīng)下單筒極限抗拔承載力設(shè)計(jì)值：

圖5 吸力筒受力及布置形式Fig.5 The force and layout of the suction bucket foundation

2.3 吸力筒抗壓承載力4種計(jì)算模式

根據(jù)場地的地質(zhì)條件，初步設(shè)計(jì)筒中心距22m，采用3筒組合設(shè)計(jì)，結(jié)合既往的工程設(shè)計(jì)案例，筒徑選取為11m，利用4種不同的抗壓承載模式進(jìn)行計(jì)算得出筒長，計(jì)算結(jié)果見表 3。

2.4 基于設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)驗(yàn)證合理性

為了驗(yàn)證4種抗壓承載模式計(jì)算得出樁長的合理性，本文基于三維有限元軟件PLXIS進(jìn)行模擬，將模擬的結(jié)果與海上風(fēng)電基礎(chǔ)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行對(duì)比。

圖6 有限元分析Fig.6 Finite element analysis

2.4.1 有限元模型

2.4.2 有限元結(jié)果分析

基于吸力筒基礎(chǔ)變形設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，分別在有限元中提取筒頂在泥面處的水平位移，泥面處的樁體轉(zhuǎn)角，樁體端部的位移，選取極限承載力狀態(tài)下不利工況(工況1)進(jìn)行驗(yàn)算。

在4種承載模式中：筒蓋承載模式計(jì)算設(shè)計(jì)不滿足要求；筒壁端+筒壁內(nèi)外側(cè)阻力承載模式所需的筒長大于筒壁和頂蓋承載模式，因此只需要驗(yàn)證重力式承載模式和筒壁和頂蓋承載模式。

2.4.2.1 重力式承載模式

在筒徑為11m，筒長為4m，三維有限元計(jì)算發(fā)生土體坍塌，計(jì)算中斷，因此，重力式承載模式計(jì)算抗壓承載力的正確性有待提高。

2.4.2.2 筒壁和頂蓋承載模式

在筒徑為11m，筒長為8.04m，三維有限元計(jì)算如圖7。

圖7 位移Fig.7 Displacementa.豎向位移;b.水平位移

根據(jù)1.3節(jié)吸力筒基礎(chǔ)變形設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)與有限元計(jì)算結(jié)果(表 4)進(jìn)行比較，得出通過筒壁和頂蓋承載模式確定的筒型尺寸，3個(gè)吸力筒變形都滿足設(shè)計(jì)要求。

表 4 工況1計(jì)算結(jié)果Table4 Calculation result of working condition 1

由于筒壁端+筒壁內(nèi)外側(cè)阻力承載模式所需的筒長大于筒壁和頂蓋承載模式，因此該計(jì)算模式也滿足設(shè)計(jì)要求。

2.5 經(jīng)濟(jì)性比選

海上風(fēng)電基礎(chǔ)的成本占到風(fēng)機(jī)總費(fèi)用的34%左右，因此，現(xiàn)階段學(xué)者開始研究降低基礎(chǔ)成本方案。根據(jù)2.3節(jié)計(jì)算出兩種抗壓承載模式計(jì)算效果較好，現(xiàn)在從經(jīng)濟(jì)性進(jìn)行比較。

筒徑為11m，按照2.3節(jié)的筒壁端+筒壁內(nèi)外側(cè)摩阻力承載模式計(jì)算出筒長為10.3m；按照筒蓋+外側(cè)摩阻力承載模式計(jì)算出筒長為8.4m。依據(jù)《海上風(fēng)電場工程風(fēng)電機(jī)組基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》NB/T10105-2018附錄F“王汝凱公式”，計(jì)算得出吸力筒沖刷深度為2.58m。因此，考慮吸力筒的沖刷深度，按照筒壁端+筒壁內(nèi)外側(cè)摩阻力承載模式計(jì)算出筒長為12.88m，取得13m；按照筒蓋+外側(cè)摩阻力承載模式計(jì)算出筒長為取10.98m，取11m。

表 5 單筒經(jīng)濟(jì)性比較Table5 List of economic comparison

吸力筒主體結(jié)構(gòu)為高強(qiáng)度海洋工程結(jié)構(gòu)用鋼DH36，經(jīng)過市場詢價(jià)，采取當(dāng)前價(jià)格6000元·噸-1進(jìn)行對(duì)比其經(jīng)濟(jì)型，初步進(jìn)行經(jīng)濟(jì)的對(duì)比如表 5所示。

從經(jīng)濟(jì)性，筒壁和頂蓋承載模式計(jì)算出的材料成本比筒壁端+筒壁內(nèi)外側(cè)阻力承載模式減少了13%。

綜上所述，從安全性和經(jīng)濟(jì)型，頂蓋承載模式計(jì)算出吸力筒的方案更符合海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)的正常長久運(yùn)行。

3 結(jié) 論

本文基于現(xiàn)有的API規(guī)范和圓形地基承載理論，總結(jié)3種和提出1種吸力筒豎向承載模式。根據(jù)工程實(shí)例計(jì)算筒型尺寸，利用有限元軟件PLAXIS驗(yàn)證其合理性，基于經(jīng)濟(jì)性進(jìn)一步提出優(yōu)化的設(shè)計(jì)方案，得出如下結(jié)論：

(1)本文總結(jié)出3種計(jì)算吸力筒抗壓承載模式：重力式承載模式；筒蓋承載模式；筒壁端+雙側(cè)摩阻力承載模式，并分析其優(yōu)缺點(diǎn)及適應(yīng)條件；在此基礎(chǔ)上提出筒蓋+外側(cè)摩阻力承載模式。

(2)根據(jù)工程實(shí)例，得出“筒壁端+筒壁內(nèi)外側(cè)摩阻力承載模式”和本文提出的“筒蓋+筒壁外側(cè)摩阻力”承載模式計(jì)算結(jié)果符合吸力筒基礎(chǔ)變形設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)。

(3)基于經(jīng)濟(jì)型，本文提出的“筒蓋+筒壁外側(cè)摩阻力”承載模式計(jì)算出筒的尺寸，最大可節(jié)約材料成本達(dá)13%，有利于為工程提供參考依據(jù)。

(4)盡管本文提出了筒蓋+外側(cè)摩阻力承載模式的適用性，具體的量化指標(biāo)和驗(yàn)證需要進(jìn)一步研究。