收稿日期：2021-11-09

基金項目：國家杰出青年科學(xué)基金（51825904）

通信作者：劉 潤（1974—），女，博士、教授，主要從事海洋土力學(xué)與海洋新能源方面的研究。liurun@tju.edu.cn

DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2021-1372 文章編號：0254-0096（2023）04-0029-09

摘 要：針對單筒多艙筒型基礎(chǔ)中艙壓力小于邊艙工況，研究其沉放過程滲流場特性；分析艙壓比和中艙相對尺寸對臨界吸力的影響，建立可考慮艙壓比和中艙尺寸的臨界吸力計算方法；分析艙壓比對減小摩阻力與端阻力的影響規(guī)律，并基于有效應(yīng)力原理建立可考慮艙壓比的沉放需要吸力的計算方法。

關(guān)鍵詞：海上風(fēng)電；筒型基礎(chǔ)；臨界吸力；需要吸力；艙壓比；中艙相對尺寸

中圖分類號：TU470"""""""""""""""""""""""""""" 文獻標志碼：A

0 引 言

風(fēng)能作為一種清潔能源，具有蘊量大、可再生、分布廣、無污染等優(yōu)點。風(fēng)電技術(shù)趨于成熟，成本不斷降低，是目前最具應(yīng)用前景的新能源發(fā)電方式之一。發(fā)展風(fēng)電已成為許多國家推進能源轉(zhuǎn)型的核心內(nèi)容和應(yīng)對氣候變化的重要途徑，也是中國深入推進能源生產(chǎn)和消費革命、促進大氣污染防治的重要手段。單筒多艙型筒型基礎(chǔ)是一種適用于海上風(fēng)電的基礎(chǔ)型式，因其低廉的造價和快捷的安裝方式逐漸受到青睞，具有廣闊應(yīng)用前景［1-3］。單筒多艙的設(shè)計型式能實現(xiàn)基礎(chǔ)沉放過程的精細化調(diào)平，當(dāng)基礎(chǔ)出現(xiàn)一個方向傾斜趨勢時，可通過增加反方向3個艙的艙壓來實現(xiàn)筒頂蓋上力的調(diào)節(jié)，從而調(diào)整基礎(chǔ)沉放過程中的姿態(tài)，保證基礎(chǔ)的垂直度。

目前已有大量筒型基礎(chǔ)滲流場特性和沉放阻力方面的研究，在滲流場特性研究方面：文獻［4-7］使用有限元方法，分析了筒型基礎(chǔ)在砂性土中吸力沉放滲流場變化的基本規(guī)律；文獻［8-10］通過模型試驗分析了筒型基礎(chǔ)吸力沉放過程中筒內(nèi)超孔壓和筒內(nèi)水力梯度的變化規(guī)律、吸力與沉放深度的關(guān)系；文獻［11-14］分別建立了砂土中筒型基礎(chǔ)負壓沉放臨界吸力隨沉深的計算方法；文獻［15-20］通過模型試驗與數(shù)值模擬方法研究了砂土中筒型基礎(chǔ)沉放特性。在沉放阻力特性研究方面：文獻［21-22］通過大比尺模型試驗研究了粉土中筒型基礎(chǔ)的沉放阻力計算方法；朱斌等［22］指出負壓的應(yīng)用并不能明顯減小粉土中筒型基礎(chǔ)的下沉阻力，基于靜力觸探試驗（cone penetration test，CPT）結(jié)果可準確預(yù)測筒型基礎(chǔ)下沉阻力；張浦陽等［23］分析了下沉過程中分艙筒型基礎(chǔ)內(nèi)、外壁土壓力與孔隙水壓力的變化規(guī)律，且證明通過在不同艙內(nèi)施加不同壓力可實現(xiàn)下沉過程中的調(diào)平；Houlsby等［14］依據(jù)筒型基礎(chǔ)在砂土中的極限平衡狀態(tài)，提出砂土中負壓下沉阻力隨深度的變化公式，該方法一方面考慮了負壓導(dǎo)致筒內(nèi)外土體滲透系數(shù)比[kfc]的變化，另一方面考慮了吸力下沉過程中筒端阻力和筒內(nèi)壁摩阻力的減小及筒外壁摩阻力的增加效應(yīng)，其中筒端也考慮了應(yīng)力分布的不對稱性；Feld［12］綜合了有效應(yīng)力方法與CPT方法，提出砂土中筒型基礎(chǔ)負壓下沉阻力的計算方法。

綜上所述，對于單筒和單筒多艙型筒型基礎(chǔ)滲流場特性、臨界吸力和需要吸力已有相關(guān)研究成果，但對于沉放調(diào)平過程中艙壓變化對滲流場特性和沉放阻力的影響鮮有研究。因此，本文基于實際工程中常用的單筒多艙筒型基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)型式，采用數(shù)值分析方法與相關(guān)理論分析，研究單筒多艙型筒型基礎(chǔ)調(diào)平工況下艙壓不同、中艙相對尺寸改變對臨界吸力的影響規(guī)律，建立可考慮艙壓比和中艙相對尺寸的臨界吸力計算方法；分析艙壓比對摩阻力和端阻力的影響規(guī)律，建立考慮艙壓比的沉放需要吸力的計算方法。

1 艙壓比對滲流場的影響

1.1 數(shù)值計算模型

使用ABAQUS有限元分析軟件中穩(wěn)態(tài)滲流場分析方法，對單筒多艙筒型基礎(chǔ)進行建模分析。單筒多艙筒型基礎(chǔ)外徑[Do=30 m]，共設(shè)置7個分艙，中艙（7#艙）為外徑[do=15 m]的圓形，邊艙通過6個隔板分隔，筒裙、中艙與邊艙分艙板壁厚[t]均為25 mm，筒裙與分艙板高度[H]均為10 m，單筒多艙型筒型基礎(chǔ)示意如圖1所示。

土體模型尺寸水平向與豎向均取[5Do]，以消除邊界效應(yīng)。計算模型中，通過在中艙與邊艙內(nèi)部土體表面施加壓強邊界以模擬吸力，計算模型示意如圖2所示。

單筒多艙筒型基礎(chǔ)沉放范圍地基土為均值砂土，數(shù)值分析中砂土物理性指標及力學(xué)參數(shù)取值如表1所示。

1.2 滲流場特性

定義艙壓比[η]為7#艙艙壓與1#艙艙壓比值，即[η=-s1/-s2]，分別計算[η=1、]1/3、2/3、0時，相對沉放深度分別為[h/Do=0.033]、0.067、0.100、0.133、0.167、0.200、0.233、0.267、0.300、0.333工況下滲流場分布規(guī)律。為了使計算分析結(jié)論不受模型尺寸和吸力大小的影響，對超孔隙水壓力[p、]土體深度[z]和沉放深度[h]進行無量綱化，見式（1）。所有計算工況中1#艙艙壓均設(shè)置為[-30 kPa]（s2=30 kPa）。以[h/Do=0.167]，分別使用二維模型與三維模型進行計算，對比[η=1]時，筒壁及分艙板壁歸一化孔壓沿深度分布規(guī)律，三維模型計算歸一化孔壓[p′]云圖如圖3所示，歸一化孔壓[p′]沿深度分布的二維和三維計算結(jié)果對比如圖4所示。

[p′=p/s， z′=z/Do， h′=h/Do]"" （1）

2D model and 3D model（[h/Do=0.167]）

由圖4可知，對于單筒多艙筒型基礎(chǔ)，二維模型計算基礎(chǔ)歸一化孔壓沿深度分布與三維模型計算結(jié)果基本相同，差距在1%以內(nèi)，且基于該基礎(chǔ)型式的對稱性，可采用二維模型對其滲流場特性進行分析計算，在一定程度上節(jié)省了計算時間。同樣，以[h/Do=0.167]為例，給出了不同艙壓比滲流場分布如圖4所示，分艙板內(nèi)壁AB、分艙板外壁CD、筒內(nèi)壁EF、筒外壁GH歸一化壓力梯度[g′]沿深度分布規(guī)律如圖5所示。

由圖5和圖6可知，艙壓比[η]對中艙分艙板內(nèi)外、側(cè)土體有明顯影響，即隨著艙壓比[η]的減小，分艙板內(nèi)側(cè)土體沿深度方向歸一化壓力梯度[gAB′]逐漸由正值向負值變化，表示滲流方向由筒外和筒底向中艙滲流轉(zhuǎn)變?yōu)橛芍信摵屯餐庀?/p>

c. [η=1/3]""""""""""""""""""""""""" d. [η=0]

邊艙滲流；另外，艙壓比[η]對中艙分艙板外側(cè)土體同樣影響明顯，即隨著艙壓比[η]的減小，中艙分艙板外側(cè)土體沿深度方向歸一化壓力梯度[gCD′]呈增大趨勢，且歸一化壓力梯度[gCD′]均為正值，表示滲流方向未發(fā)生改變，且[η]的減小增強了

c. 筒內(nèi)壁EF

d. 筒外壁GH

邊艙的滲流效應(yīng)。與中艙分艙板相比，艙壓比[η]對筒壁內(nèi)、外側(cè)土體影響程度相對較小，影響規(guī)律可表述為：隨著艙壓比[η]的減小，筒內(nèi)壁土體沿深度方向歸一化壓力梯度[gEF′]呈增大趨勢，筒外壁土體[E′F′]沿深度方向歸一化壓力梯度[gGH′]呈減小趨勢。

2 臨界吸力計算方法

2.1 艙壓比對臨界吸力的影響

吸力的施加對筒內(nèi)土體產(chǎn)生向上的滲流力，當(dāng)滲流力等于土體浮容重表示土顆粒間不再傳遞有效應(yīng)力，土顆粒處于浮動的臨界狀態(tài)，如果繼續(xù)增加吸力值，向上的滲流力將大于土體的浮容重，土體發(fā)生滲透破壞。已有研究表明滲透破壞多發(fā)生在滲流出口處，因此以土體表面[0.0033Do]高度范圍平均水力梯度表示出口處水力梯度，表2給出了[h/Do=0.167]工況，A、C、E點處出口處水力梯度計算結(jié)果。

當(dāng)[η=1/3、0]時，A點發(fā)生沿中艙分艙板向下的滲流，不存在發(fā)生滲透破壞風(fēng)險。由表2可知，筒內(nèi)壁出口處E點水力梯度大于分艙板內(nèi)壁A點和C點（其他沉放深度工況規(guī)律相同），因此對于單筒多艙型筒型基礎(chǔ)，在沉放過程中需以筒內(nèi)壁土體不發(fā)生滲透破壞為控制標準。當(dāng)靠近筒壁土體表面處土顆粒達到浮動臨界狀態(tài)時，土體將發(fā)生貫通的滲透破壞，此時筒內(nèi)的吸力值為單筒多艙筒型基礎(chǔ)在該沉放深度下的臨界吸力[scrit]。靠近筒壁表層土體達到浮動的臨界狀態(tài)時，即：

[icrit=γ′γw]"""" （2）

式中：[icrit]——臨界水力梯度；[γ′]——土的浮容重，kN/m3；[γw]——水的容重，kN/m3。

假定整個滲流路徑上水力梯度[i]與[E]點出口處水力梯度[i出口]相等，可得到式（3），進而可得式（4）：

[i=s2L?γw=Δpγw?0.0033Do]" （3）

[Lh=0.0033Doh?s2Δp]"" （4）

式中：[L]——滲流路徑，m；[Δp]——出口處[0.0033D]深度范圍超孔壓變化值，kPa。

結(jié)合式（4）與滲流場有限元分析結(jié)果，可得到艙壓比[η=1、2/3]、1/3、0時，相對滲流路徑[L/h]與相對沉放深度[h/Do]的關(guān)系如圖7a所示。當(dāng)土體發(fā)生滲透破壞時，臨界吸力[scrit]可由式（5）計算，結(jié)合式（5）與式（2）可得臨界吸力計算式（6），將滲流路徑結(jié)果代入式（6）可得艙壓比[η=1、2/3]、1/3、0時，臨界吸力[scrit/γ′Do]與相對沉放深度[h/Do]的關(guān)系如圖7b所示。

[scrit=L?γw?icrit]""" （5）

[scritγ′Do=Lh?hDo]"""" （6）

由圖7和圖8可知，相對沉放深度[h/Do]相同時，單筒多艙筒型基礎(chǔ)相對滲流路徑[L/h]和臨界吸力[scrit]隨艙壓比[η]的降低而減小，即中艙壓力小于邊艙時，筒型基礎(chǔ)更容易發(fā)生滲透破壞。當(dāng)相對沉放深度[h/Do=0.33]時，相比較[η=1]工況，[η=0]工況（最容易發(fā)生滲透破壞）的臨界吸力降低了約12%，這在實際工程沉放過程中需予以考慮。

2.2 中艙相對尺寸對臨界吸力的影響

以上分析為工程常用[do/Do=0.5]的單筒多艙筒型基礎(chǔ)，對于特定工程有時也會依據(jù)需要對中艙尺寸進行小范圍的調(diào)整，中艙尺寸的改變同樣會導(dǎo)致滲流場的變化，進而會影響發(fā)生滲透破壞的臨界吸力。以最容易發(fā)生滲透破壞[η=0]工況，按照2.1節(jié)方法，分別計算[do/Do=0.20、]0.33、0.50、0.66、0.93時，單筒多艙筒型基礎(chǔ)不同沉放深度下的相對滲流路徑長度和臨界吸力，分別如圖8所示。

critical suction

由圖8可知，相對沉放深度[do/Do]相同時，單筒多艙筒型基礎(chǔ)[do/Do]的增加導(dǎo)致相對滲流路徑和臨界吸力的減小，使得基礎(chǔ)在吸力沉放過程中更容易發(fā)生滲透破壞，[do/Do]由0.20增至0.66，臨界吸力降低約18%，這極大增加了沉放過程中筒型基礎(chǔ)發(fā)生滲透破壞的風(fēng)險，因此中艙相對尺寸對臨界吸力的影響在實際工程沉放過程中需予以考慮。

2.3 臨界吸力計算方法

為了定量描述艙壓比對臨界負壓的影響，對圖7a中相對滲流路徑[L/h]有限元計算結(jié)果進行公式擬合，得到考慮艙壓比η的相對滲流路徑可近似使用式（7）表示：

[Lh=-0.2η+1.12?hDo0.035η-0.26] （7）

將式（7）代入式（6）可得考慮艙壓比臨界吸力近似計算式（式（8）），式（8）計算結(jié)果與有限元計算結(jié)果對比如圖9a所示。圖9a中點為有限元計算結(jié)果，實線為式（8）計算結(jié)果。

[scritγ′D=-0.2η+1.12?hDo0.035η+0.74]""" （8）

在考慮艙壓比臨界吸力計算公式基礎(chǔ)上，為了引入中艙相對尺寸對臨界吸力的影響，定義中艙相對尺寸影響系數(shù)[m，]通過圖8b數(shù)據(jù)分析發(fā)現(xiàn)：[m]與[do/Do]可近似使用二項式（式（9））表示：

[m=-2.9doDo2-2.1doDo+1.16]"""" （9）

結(jié)合式（8）與式（9）得到考慮艙壓比[η]與中艙相對尺寸[do/Do]的單筒多艙筒型基礎(chǔ)臨界吸力計算方法，見式（10），有限元計算結(jié)果與式（10）計算結(jié)果如圖9b所示，其中實心點為有限元計算結(jié)果，實線為式（10）計算結(jié)果。

[scritγ′D=-2.9doDo2-2.1doDo+1.16×""""""""""" -0.2η+1.12?hDo0.035η+0.74]"""""" （10）

由圖9可知，綜合考慮艙壓比[η]與中艙相對尺寸[do/Do]雙因素臨界吸力計算方法可較為準確地評估單筒多艙筒型基礎(chǔ)沉放過程中臨界吸力，對于實際工程中單筒多艙型筒型基礎(chǔ)沉放控制具有一定的指導(dǎo)意義。

3 需要吸力計算方法

3.1 側(cè)壁摩阻力

自重沉放階段，單筒多艙筒型基礎(chǔ)總的摩阻力Fs可采用式（11）計算：

[Fs=0hγ′zdz"KtanδπDi+πDo+πdi+πdo+12Di-12do]""""""""""""""""""" （11）

吸力沉放階段，滲流改變了土體原有的應(yīng)力狀態(tài)，且隨中艙吸力的降低，中艙分艙板內(nèi)壁滲流狀態(tài)由向上轉(zhuǎn)變?yōu)橄蛳拢沟每拷信搩?nèi)分艙板壁土體的豎向有效應(yīng)力由減小變?yōu)樵龃?，進而導(dǎo)致側(cè)摩阻由減小改變?yōu)樵龃?。以工程上常用的[do/Do=0.5]的單筒多艙筒型基礎(chǔ)為例，假設(shè)中艙分艙板內(nèi)、外壁超孔隙水壓力沿深度方向呈線性變化規(guī)律，考慮滲流作用，分艙板內(nèi)、外壁摩阻力可由式（12）和式（13）表示：

[Fci=0hγ′-s2?pB′-pA′hzdzπdiKtanδ]""" （12）

[Fco=0hγ′-s2?pD′-pC′hzdzπdoKtanδ]"" （13）

式中：[Fci]——分艙板內(nèi)壁摩阻力，kN；[Fco]——分艙板外壁摩阻力，kN；[pA′]、[pB′]、[pC′]、[pD′]——筒內(nèi)吸力引起的在A、B、C、D點超孔壓值；[K]——側(cè)向土壓力系數(shù)；[δ]——筒-土外摩擦角，（ °）；[di]——中艙內(nèi)徑，m。

由于中艙筒徑遠大于中艙分艙板壁厚，因此可近似認為[di≈do≈d（d=di/2+do/2）]，則中艙分艙板摩阻力[Fc]可由式（14）計算。

[Fc=0h2γ′-s2?pB′-pA′+pD′-pC′hzdzπdKtanδ]"""""" （14）

令[Lpc=pB′-pA′+pD′-pC′，]依據(jù)有限元計算結(jié)果，得到不同艙壓比[η]工況下[Lpc]隨相對沉放深度[h/Do]變化規(guī)律如圖10所示。另外通過數(shù)據(jù)分析得到[Lpc]可近似由式（15）表示。

[Lpc=0.22η+0.23?lnhDo+0.86η+0.66]" （15）

同理，可近似認為[Di≈Do≈D（D=Di/2+Do/2）]，得到筒壁摩阻力[Fw]的表達式：

[Fw=0h2γ′-s2?pF′-pE′+pH′-pG′hzdzπDKtanδ]""""" （16）

令[Lpw=pF′-pE′+pH′-pG′]，依據(jù)有限元計算結(jié)果，得到不同艙壓比[η]工況下[Lpw]隨相對沉放深度[h/Do]變化規(guī)律如圖14所示。另外通過數(shù)據(jù)分析得到[Lpw]可近似由式（17）進行表示。

[Lpw=-0.02η+0.218?lnhDo+-0.1η+0.786]""" （17）

圖10中的點為有限元計算結(jié)果，實線分別為式（16）和式（17）的計算結(jié)果，兩者基本吻合。[Lpc]和[Lpw]為正值表示吸力引發(fā)的滲流作用降低了土體的豎向有效應(yīng)力，側(cè)摩阻力降低。對比圖10可知，隨著艙壓比的減小，中艙分艙板摩阻力減阻程度減小，筒壁摩阻力減阻程度增加，且中艙分艙板摩阻力受[η]的影響更大。邊艙與邊艙之間艙壓相同，不發(fā)生邊艙之間的滲流，因此邊艙分艙板不受滲流影響，摩阻力[Fb]用式（18）計算。

[Fb=0hγ′zdz?12Di-doKtanδ]""""" （18）

3.2 端阻力

自重沉放階段中，單筒多艙筒型基礎(chǔ)總的端阻力[Qtip]可采用式（19）計算：

[Qtip=qNq+0.5γ′tNγπDt+πdt+6Di-dot]"""" （19）

式中：[Nq]、[Nγ]——承載力系數(shù)；[q]——筒端上覆有效壓力，kPa。

吸力沉放階段，滲流改變了中艙分艙板端部土體和筒壁端部土體的應(yīng)力狀態(tài)，假設(shè)中艙分艙板端部土體豎向有效應(yīng)力由內(nèi)側(cè)向外側(cè)線性變化，可得滲流作用下中艙分艙板端部平均上覆有效壓力如式（20）所示，考慮滲流作用土體有效容重[γ′*]如式（21）所示：

[qc，tip=γ′h-pB′-pA′+pD′-pC′?s22]" （20）

[γ′*=γ′-pB′-pA′+pD′-pC′?s22h]"" （21）

結(jié)合式（19）～式（21）可得中艙分艙板端阻力[Qc，tip]表達式為：

[Qc，tip=γ′h-Lpcs22Nq+0.5γ′-Lpcs22htNγπdt]"""""" （22）

同理，可得筒端滲流作用下筒壁端阻力[Qw，tip]表達式為：

[Qw，tip=γ′h-Lpws22Nq+0.5γ′-Lpws22htNγπDt]"" （23）

邊艙之間不受滲流影響，邊艙分艙板端阻力可由式（24）計算：

[Qb，tip=γ′hNq+0.5γ′tNγ6Di-dot]"""" （24）

3.3 需要吸力

將單筒多艙筒型基礎(chǔ)吸力下沉階段認為是勻速下沉的，即整個下沉過程處于靜力平衡狀態(tài)，下沉驅(qū)動力與下沉阻力相等，可得基礎(chǔ)下沉過程中靜力平衡方程：

[ηsπdi24+sπDi2-πdo24+W′="""""""""""""""""""" Fc+Fw+Fb+Qc，tip+Qw，tip+Qb，tip]"" （25）

由式（25）結(jié)合3.2節(jié)筒身各部分阻力計算公式，化簡得到單筒多艙型筒型基礎(chǔ)沉放需要吸力[sreq]表達式：

[sreq=3+6πγ′h2πdKtanδ0.25ηπdi2+0.25πDi2-0.25πdo2+M1+M2+M3+"""""""""""""""" 3+6πγ′hNqπdt+32+3πγ′Nγπdt-W′0.25ηπdi2+0.25πDi2-0.25πdo2+M1+M2+M3]""""""""""""""" （26）

式（26）中，[M1]、[M2]、[M3]由式（27）～式（29）求得：

[M1=h2Lpc+2LpwπdKtanδ]""""" （27）

[M2=Nq2Lpc+2Lpwπdt]"""" （28）

[M3=Nγt4hLpc+2Lpwπdt] （29）

使用式（26）計算[do/Do=0.5]的單筒多艙筒型基礎(chǔ)沉放需要吸力時，需要確定的參數(shù)僅有[Ktanδ]、沉放深度[h]、筒型基礎(chǔ)直徑[D]、壁厚[t]和艙壓比[η]，即計算使用的參數(shù)相對容易確定，具有較強的實用性。另外，對任意[do/Do]的單筒多艙筒型基礎(chǔ)可采用本文方法對需要吸力值進行推導(dǎo)。

3.4 方法驗證

基于上述建立的需要負壓計算方法，對已有單筒多艙筒型基礎(chǔ)調(diào)平沉放案例進行需要負壓計算并與實測結(jié)果進行對比，以驗證該方法的適用性，計算案例［23］中筒型基礎(chǔ)直徑[Do=3.5] m，筒壁高度[H=0.9] m，筒壁及分艙板厚度[t=8] mm，筒質(zhì)量2800 kg，如圖11所示。

基礎(chǔ)沉放時中艙及邊艙艙壓變化如圖12所示，可看出基礎(chǔ)沉放深度0～0.5 m時，中艙艙壓為[0～-2] kPa，邊艙艙壓平均值[0～-6] kPa，艙壓比[η=0.2～0.5]之間，每個邊艙壓力稍有差別，這里邊艙壓力取平均值進行計算，[η]取0.3，計算結(jié)果與實測結(jié)果如圖12所示。圖12中虛線為艙壓實測值，0～1500 s為基礎(chǔ)勻速下沉過程，1500～3500 s為基礎(chǔ)頂升下沉姿態(tài)調(diào)整過程，3500～8000 s為勻速下沉過程；黑色實線為需要負壓計算結(jié)果，沉放至0.6 m深度處，需要負壓計算值為[-5.6] kPa，實測邊艙艙壓平均值約為[-5.2] kPa，吻合較好，即本文提出的考慮艙壓比的需要負壓計算方法具有一定適用性。

4 結(jié) 論

本文采用ABAQUS有限元軟件，建立單筒多艙筒型基礎(chǔ)模型，基于滲流場穩(wěn)態(tài)分析方法，分析艙壓比[η]和中艙相對尺寸[do/Do]對臨界吸力的影響規(guī)律；基于有效應(yīng)力原理，分析艙壓比對摩阻力和端阻力的影響規(guī)律，得到如下主要結(jié)論：

1）隨著艙壓比[η]的減小，單筒多艙筒型基礎(chǔ)吸力下沉階段滲流場會由筒外和筒端向中艙和邊艙的滲流轉(zhuǎn)變?yōu)檫吪摵屯餐庀蛑信摰臐B流。

2）單筒多艙筒型基礎(chǔ)滲透破壞臨界吸力scrit隨艙壓比[η]的減小和中艙相對尺寸[do/Do]的增大而減小；針對單筒多艙筒型基礎(chǔ)特殊結(jié)構(gòu)形式，建立可考慮艙壓比[η]和中艙相對尺寸[do/Do]的臨界吸力計算方法，可為實際工程沉放控制提供依據(jù)。

3）隨著艙壓比[η]的減小，中艙分艙板摩阻力與端阻力減阻程度降低，筒壁減摩阻力與端阻力阻程度增加。針對工程中常用的中艙相對尺寸[do/Do=0.5]的筒型基礎(chǔ)，建立可考慮艙壓比[η]的需要吸力計算方法，以期為實際工程中吸力施加提供指導(dǎo)。

［參考文獻］

［1］"""" MARTIN J， ANDRE F， WIM C T， 等. 海上風(fēng)電場降低成本前景分析［J］. 上海電力， 2007（4）： 429-437.

MARTIN J， ANDRE F， WIM C T， et al. Cost reduction prospects" analysis" for" offshore" wind" farm［J］. Shanghai electric power， 2007（4）： 429-437.

［2］"""" 黃維平， 劉建軍， 趙戰(zhàn)華. 海上風(fēng)電基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)研究現(xiàn)狀及發(fā)展趨勢［J］. 海洋工程， 2009， 27（2）： 130-134.

HUANG W P， LIU J J， ZHAO Z H. The state of the art of study on offshore wind turbine structures and its development［J］. The ocean engineering， 2009， 27（2）： 130-134.

［3］"""" 黃維平， 李兵兵. 海上風(fēng)電場基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)設(shè)計綜述［J］. 海洋工程， 2012， 30（2）： 150-156.

［4］"""nbsp; 張士華， 楊樹耕. 海上桶形基礎(chǔ)平臺負壓沉貫滲流場有限元分析［J］. 海洋科學(xué)進展， 2000， 18（4）： 18-23.

ZHANG S H， YANG S G. Finite element analysis of offshore bucket foundation platform suction penetration seepage field［J］. Advances in marine science， 2000， 18（4）： 18-23.

［5］"""" 姚濤， 余建星， 李志剛， 等. 筒型基礎(chǔ)貫入過程中的滲流分析［J］. 海岸工程， 2012， 31（1）： 8-15.

YAO T， YU J X， LI Z G， et al. Analysis of seepage field in"" the"" penetration"" of"" bucket"" foundation［J］." Coastal engineering， 2012， 31（1）： 8-15.

［6］"""" 丁紅巖， 張浦陽. 海上吸力錨負壓下沉滲流場的特性分析［J］. 海洋技術(shù)學(xué)報， 2003， 22（4）： 44-48.

DING H Y， ZHANG P Y. Suction penetration seepage field’s" characteristics" of" suction" anchor［J］." Journal" of ocean technology， 2003， 22（4）： 44-48.

［7］"""" 丁紅巖， 張超， 王立國， 等. 剪土環(huán)對筒型基礎(chǔ)負壓沉貫下沉過程中滲流場的影響研究［J］. 海洋技術(shù)學(xué)報， 2005， 24（3）： 83-87.

DING H Y， ZHANG C， WANG L G， et al. The influence of the loop of shearing soil to the seepage field for bucket foundation during suction penetration［J］. Journal of ocean technology， 2005， 24（3）： 83-87.

［8］"""" 練繼建， 陳飛， 楊旭， 等. 海上風(fēng)機復(fù)合筒型基礎(chǔ)負壓沉放調(diào)平［J］. 天津大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)與工程技術(shù)版）， 2014， 47（11）： 987-993.

LIAN J J， CHEN F， YANG X， et al. Suction installation and leveling of composite bucket foundation for offshore wind turbines［J］. Journal of Tianjin University（science and technology）， 2014， 47（11）： 987-993.

［9］"""" 楊少麗， LARS G， 齊劍峰， 等. 桶基負壓沉貫下粉土中水力梯度的變化過程［J］. 巖土工程學(xué)報， 2003， 25（6）： 662-665.

YANG S L， LARS G， QI J F， et al. Process of hydraulic gradient in silt during penetration of bucket by suction［J］. Chinese journal of geotechnical engineering， 2003， 25（6）： 662-665.

［10］""" 嚴馳， 魏世好， 楊樹耕， 等. 海上桶基平臺桶形基礎(chǔ)滲流場的模型試驗研究［J］. 海岸工程， 2003， 22（3）： 32-37.

YAN C， WEI S H， YANG S G， et al. Model test study on the bucket foundation seepage field of offshore platform［J］. Coastal engineering， 2003， 22（3）： 32-37.

［11］""" 張鴻， 金書成， 黎冰， 等. 海上風(fēng)電吸力式沉箱基礎(chǔ)沉貫試驗研究［J］. 太陽能學(xué)報， 2016， 37（11）： 2827-2834.

ZHANG H， JIN S C， LI B， et al. Tests on installation of suction of offshore wind turbine［J］. Acta energiae solaris sinica， 2016， 37（11）： 2827-2834.

［12］""" FELD T. Suction buckets， anew Innovative foundation concept， applied to offshore wind turbines［D］. Aalborg：Aalborg University， 2001.

［13］""" SENDERS M， RANDOLPH M F. CPT-based method for the installation of suction caissons in sand［J］. Journal of geotechnical and geoenvironmental engineering， 2009， 135（1）： 14-25.

［14］""" HOULSBY G T， BYRNE B W. Design procedures for installation of suction caissons in clay and other materials［J］. Geotechnical engineering， 2005， 158（GE2）： 75-82.

［15］""" IBSEN L B， THILSTED C L. Numerical study of piping limits for suction installation of offshore skirted foundations and""" anchors""" in""" layered""" sand［C］//Proceedings""" of International Symposium on Frontiers in Offshore Geotechnics， Perth， Western Australia， 2011： 421-426.

［16］""" BJORN V. Numerical simulation of installation of skirt foundations［D］."""""" Trondheim："""""" Norges""""""" Teknisk-Naturvitenskapelige University， 1997.

［18］""" RANDOLPH M F， TRAN M N. Variation of suction pressure"""" during""" caisson""" installation"""" in"""" sand［J］. Géotechnique， 2008， 58（1）： 1-11.

［19］""" GHARBAWY S E， OLSON R E. Suction anchors installations"" for"" deep"" gulf" of"" mexico"" applications［C］//Offshore Technology Conference， Houston， Texas， USA， 1999： OTC10992-MS.

［20］""" 李大勇， 吳宇旗， 張雨坤， 等. 砂土中桶形基礎(chǔ)吸力值的設(shè)定范圍［J］. 巖土力學(xué)， 2017， 38（4）： 985-992.

LI D Y， WU Y Q， ZHANG Y K， et al. Determination of suction range for penetration of suction caissons in sand［J］. Rock and soil mechanics， 2017， 38（4）： 985-992.

［21］""" 李大勇， 張雨坤， 高玉峰， 等. 中粗砂中吸力錨的負壓沉貫?zāi)Ｐ驮囼炑芯浚跩］. 巖土工程學(xué)報， 2012， 34（12）： 2277-2283.

LI D Y， ZHANG Y K， GAO Y F， et al. Model tests on penetration of suction anchors in medium-coarse sand［J］. Chinese journal of geotechnical engineering， 2012， 34（12）： 2277-2283.

［22］""" 朱斌， 孔德瓊， 童建國， 等. 粉土中吸力式桶形基礎(chǔ)沉貫及抗拔特性試驗研究［J］. 巖土工程學(xué)報， 2011， 33（7）： 1045-1053.

ZHU B， KONG D Q， TONG J G， et al. Model tests on penetration" and" pullout" of" suction" caissons" in" silt［J］. Chinese journal of geotechnical engineering， 2011， 33（7）： 1045-1053.

［23］""" ZHANG P Y， ZHANG Z， LIU Y G， et al. Experimental study on installation of composite bucket foundations for offshore"" wind"" turbines"" in"" silty"" sand［J］."" Journal"" of" offshore mechanics and arctic engineering， 2016， 138（6）： 061901.

RESEARCH ON CRITICAL SUCTION AND REQUIRED SUCTION CALCULATION METHODOF MULTI-CELL BUCKET FOUNDATION

Ma Wenguan1，2，Liu Run1，Meng Xiangchuan1，Lian Jijian1

（1. State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Simulation and Safety， Tianjin University， Tianjin 300072， China；

2. Huaneng Clean Energy Research Institute， Beijing 102209， China）

Abstract：In this paper， the seepage field characteristics of multi-cell bucket foundation are studied under the condition that the middle cell pressure is less than the side cell pressure. The influence of cell pressure ratio and middle cell size on critical suction was analyzed， and the calculation method of the critical suction taking into account cell pressure ratio and middle cell size was established. Based on the principle of effective stress， a calculation method of required suctionfor the multi-cell bucket foundation was established， and the effect of middle cell size on suction drag reduction was analyzed.

Keywords：offshore wind pewer； bucket foundation；critical suction； required suction； cell pressure ratio； middle cell relative dimension