海上風機吸力式桶形基礎承載特性研究綜述

毋曉妮，廖 倩，李 曄*

（1. 上海交通大學 海洋工程國家重點實驗室，上海 200240； 2. 上海交通大學 船舶海洋與建筑工程學院，

上海 200240）

隨著全球能源需求不斷增加以及全球氣候變暖，能源短缺與環境問題日益突出。尋求可持續替代能源、開展能源轉型已成為各國政府應對能源問題的主要措施。作為一種儲量豐富的清潔可再生能源，風能在全世界受到了廣泛關注并得到迅速發展。目前，瑞典、丹麥、德國、荷蘭、比利時、英國和愛爾蘭等國已經建立了許多研發性海上發電項目[1]。海上風電行業從20 世紀80 年代開始發展，并且自2000 年以來迅速發展。截至2016 年12 月底，全球風力發電裝機容量已達到486 790 MW。截至2017年12 月底，全球累計風電裝機容量為539.1 GW[2]。根據全球風能理事會的《2016 年全球風電發展報告》，2016 年全球海上風電新增裝機2 219 MW，雖然裝機容量與2015 年同期相比下降了31%，但未來前景看好。英國是世界上最大的海上風電市場，在全球裝機容量占比中英國約占36%，德國占29%，中國占11%。根據歐洲風能協會（EWEA）對歐洲海上風機裝機容量的統計可知，目前歐洲海上風電總裝機容量為15 780 MW，圖1 為1994-2017 年歐洲海上風機累計裝機容量統計圖[3]。近年來，我國也加快了海上風電建設的步伐，裝機規模連續5 a快速增長，截至2017 年底，我國海上風電累計裝機容量已達279 萬kW。離岸15～30 km 的海域可以獲得更高質量的風力資源，這一區域風力資源的開發需要采用更大型的海上風機來提高成本效益。隨著海上風電行業的逐步發展與海上風機技術的不斷進步，目前已開發了大型兆瓦級風機，其葉片直徑可達120 m，功率可達6 MW。這些大型的海上風機同時也對為其提供支撐的基礎的承載能力與穩定性提出了更高的要求。

圖1 歐洲風電裝機容量統計圖

海上風機基礎在實際海洋環境中會受到復雜的海洋環境載荷的作用，這些荷載主要來自風、波浪和潮流。此外，在極端海況下，由于波浪砰擊的作用，海水在風機基礎表面上會有爬高，從而對風機的上層結構和設備造成威脅[4]。因此，與陸上風機基礎相比，海上風機基礎面臨的環境更為嚴峻。此外，安裝海上風機比陸上風機更加困難，并且安裝與維護成本也更高，據統計海上風機基礎設施的成本占風機總投資的34%[5]。因此，安全經濟的基礎設計也是海上風機能夠正常長久運行的可靠保障，而基礎設計已成為海上風電場設計的關鍵技術之一[6-7]。吸力式桶形基礎由于其安裝簡單和可重復利用等優點，在海洋平臺基礎中得到了廣泛應用，并逐步應用于海上風機基礎中。但由于海上風機與海洋平臺在海洋環境中的荷載工況有一定的差別，仍需要通過對其承載特性研究現狀進行全面認識，以實現吸力式桶形基礎在海上風機基礎中的可靠應用。本文通過總結和評價國內外關于吸力式桶形基礎的現有研究，綜述了吸力式桶形基礎在不同土體條件以及荷載條件下的承載特性研究現狀，討論目前應用于海上風機基礎的吸力式桶形基礎的技術難點和仍缺乏的研究，為海上風機吸力式桶形基礎的可靠應用及后續研究提供重要參考。

1 海上風機支撐結構及基礎分類

1.1 海上風機支撐結構及基礎分類

海上風機的基礎結構主要有6 種基本類型，其中包括重力式基礎、單樁基礎、三腳架基礎、導管架基礎、吸力式桶形基礎以及組成浮式海上風機錨泊系統的各類錨固式基礎。Malhotra[8]給出了不同類型的基礎隨水深的應用圖示，見圖2。其中，重力式基礎（圖2(a)）適用于水深小于20 m 的環境；單樁基礎（圖2(b)，(c)）的應用深度為5～25 m；三腳架基礎（圖2(d)）可以安裝在15～40 m 的水深中；導管架基礎（圖2(e)）的安裝水深為20～50 m；浮式風機錨泊系統（圖2(f)，(g)）可以滿足海上風機在大于50 m 的水深中正常工作的要求，該類基礎雖然能夠在深海水域為風機提供支撐，但是目前技術尚未成熟，仍在試驗研究階段[9]。

圖2 海上風機基礎隨水深變化的典型應用

重力式基礎通過風機自身的重力抵抗傾覆荷載。這類基礎通常在下層海床中難以安裝單樁基礎時使用。當環境荷載相對較小且靜載較大，或者當能夠以合理的成本提供額外的壓載時，重力式基礎的經濟效益較高[8]。而且重力式基礎結構簡單，安裝方便。在安裝重力式基礎時離岸工作較少，無需打樁，對環境的影響較小。但是在大多數情況下，重力式基礎在安裝前需要對海床表層進行地基處理，并且其在使用的過程中需要考慮沖刷對基礎結構穩定性的影響[9]。

單樁基礎是一種外形簡單的風機基礎。單樁基礎通常為大直徑鋼管樁，由大型沖擊錘或振動錘打入海床，或者通過灌漿安裝。沉樁后，在樁頂固定過渡段，然后將風機塔筒安裝其上[10]。當單樁基礎安裝在較深的海上區域時，會出現撓度過大的問題，給基礎的穩定性帶來隱患，這個問題可以通過使用拉索（圖2(c)）解決[8]。單樁基礎結構簡單、易于運輸和安裝。所以，目前單樁基礎仍是海上風機中最常用的一種基礎。其不足之處在于基礎對海床的要求較高，并且安裝時需要進行打樁[9]。作用在單樁基礎上的豎向載荷通過表面摩擦和端阻力傳遞到土體中，作用在基礎上的橫向載荷會使基礎產生彎曲變形后傳遞到土體中。因此單樁基礎需要足夠的剛度以抵抗水平向荷載，從而保證足夠的穩定性以維持上部風機正常工作。這對單樁的直徑提出了更大的要求。目前海上風機的單樁基礎通常長30～40 m，直徑3.5～6 m[11]。然而，過大的直徑除了會在制造過程中帶來困難外，也會使現有單樁基礎設計采用的規范出現局限性，使單樁基礎在水深較深海域的應用受到限制[12]，因此需要深入研究大直徑單樁的力學特性并發展其設計方法。

三腳架基礎的下部由細長三腳架構成，該三腳架構件可采用垂直或傾斜管，通過連接部分連接至中心樁，進而通過中心樁固定在海床上，為風機結構提供基本支撐。三腳架基礎的支撐框架和中心樁一般在陸上建造并通過駁船運輸到安裝現場[8]。該基礎與單樁基礎類似，二者之間的區別在于荷載傳遞到海床的方式不同。三腳架基礎所受到載荷可通過鋼樁從主接頭向下以軸向荷載的方式傳遞到海底，使得在滿足同等承載條件下，三腳架基礎比單樁基礎更輕，在土中的安裝深度更淺。此外，三腳架基礎底座結構較大，具有更大的抗傾覆能力；其底座剛度更大，從而提高了基礎的整體剛度；安裝時無需任何海底準備。由于基座由相對細長的梁組成，因此允許水流相對無阻礙地穿過結構，從而減小水流對結構的影響。但是三腳架的基礎結構復雜且制作成本較高，不同構件之間的接頭處容易發生疲勞，這對結構的設計提出了更高的要求，三腳架基礎的安裝也比單樁基礎更加復雜。此外，由于其結構體積較大，海上運輸過程也極具挑戰性[12]。

導管架基礎屬于“網格的三角架式基礎”，組成基礎的樁之間用撐桿相互連接，樁腿在海底處安裝有軸套，樁通過軸套插到海底一定深度，導管架基礎受到的荷載由打入地基的樁承擔，從而使整個結構獲得足夠的穩定性。導管架基礎強度高、底座大，可以提供更大的承載力及抗傾覆能力。與三腳架基礎類似，導管架結構的空間框架結構允許水流穿過，減小了水流對結構的作用。但是導管架基礎制造成本較高，制作時需要大量的鋼材；基礎安裝時受天氣的影響較嚴重；基礎結構復雜，每個接頭需經過特殊制造，需要大量工時完成焊接，而且連接點會存在應力集中以及腐蝕現象；此外，導管架結構由于體積較大，其運輸也成為一個難題[9，12-13]。

在選擇海上風機基礎時，基礎的成本是一個非常重要的考慮因素。在傳統的海上風機基礎中，重力式基礎和單樁基礎適用于水深較小的海域，當海上風場向水深較深的區域擴展時，這兩種基礎的制造成本會大大增加。而三腳架和導管架基礎由于結構復雜、鋼材用量大，除了成本較高以外，還存在焊接節點多、結構疲勞等嚴重問題。未來，隨著海上風電場向深海領域的發展，傳統的固定式基礎將面臨經濟和安全的雙重嚴峻挑戰。

吸力式桶形基礎是近年來從深海基礎中逐漸發展起來的一種新型的海上風機基礎，該基礎是一種大型圓柱狀鋼制或混凝土薄壁結構，頂部封閉并設有排水抽氣口，底部開口。與其他傳統海洋基礎相比，吸力式桶形基礎具有安裝方便、無噪音污染、抗傾覆承載力強、節省鋼材并可重復利用等優點。預計該類基礎將成為未來海上風機的基礎形式之一。研究表明，吸力式桶形基礎在施工期間易于運輸和安裝，可節省總成本的30%[7]。吸力式桶形基礎海上風機示意圖[14]如圖3 所示。

圖3 吸力式桶形基礎海上風機示意圖

1.2 海上風機吸力式桶形基礎應用現狀

吸力式桶形基礎是由帶頂蓋的圓柱形鋼板組成的，海上風機吸力式桶形基礎長徑比（L/D，其中L是桶長，D是桶體直徑）一般在0.5～1 之間，通常小于吸力錨的長徑比（最大為6）。目前有兩種類型的桶形基礎海上風機（見圖4[15]），一種是單桶基礎（見圖4(a)）海上風機，另一種為多桶基礎（見圖4(b)）海上風機。單桶基礎的直徑通常為20～25 m，而多桶基礎的直徑為6～8 m。多桶基礎主要通過承載一定的拉力或者壓力來保持穩定，涉及到力的傳遞；而單桶基礎則直接受到自身或來自環境的水平和豎向荷載，對其研究分析更具有代表性[15]，因此本文主要分析涉及單桶基礎的現有研究。

圖4 單桶基礎式海上風機與多桶基礎式海上風機示意圖

吸力式桶形基礎平均安裝時間約為6 h，整個安裝過程分為兩步。首先，吸力式桶形基礎靠自重和上部結構的重量插入海底一定深度，并且形成有效密封，之后再通過桶頂部預留的排水口抽出桶中的空氣和水以形成負壓，從而利用桶內外的壓力差把基礎驅入海底地層中的設計深度[16]。

吸力式桶形基礎安裝簡單，無需進行打樁，也無需進行海床處理，因此安裝較快，并且安裝噪音較低，可以較好地降低施工和安裝成本。吸力式桶形基礎在使用結束時可以通過安裝逆過程拔出，再運輸到其他場地進行再次使用，從而可以實現基礎的重復利用，節省資源。此外，吸力式桶形基礎中所用到的鋼材少于傳統單樁基礎，并且桶形基礎的結構簡單，可以實現大規模生產[17-18]。

2002 年，丹麥Fredefikshaven 的風電場建設首次使用直徑12 m、高6 m 的吸力式桶形基礎。此外，丹麥于2009 年在Horns Rev 2 風電場中成功安裝了吸力式桶形海上測風塔，桶形基礎的直徑為12 m、長6 m[18]。2013 年2 月，兩臺吸力式沉箱基礎的海上測風塔安裝在英國Dogger Bank 水深為25 m 的海床上。2014 年8 月，DONG Energy 成功地在Borkum Riffgrund 1 離岸風場水深25 m 處安裝了三腳架吸力式沉箱基礎海上風機[19]。2018 年4 月，德國第一個海上風電場Borkum Riffgrund 2 中的8 MW 吸力式桶形基礎的海上風機全部安裝完畢，計劃于2019年投入運行。2018 年10 月，瑞典Vattenfall 能源公司宣布將在蘇格蘭海岸阿伯丁灣（Aberdeen Bay）正式開通運營裝機容量為93.2 MW 的阿伯丁灣海上風電場。該項目包括兩臺MHI Vestas V164 8.8 MW海上風機和其他9 臺8.4 MW 海上風機，這些海上風機由多桶式基礎支撐。2010 年6 月，中國道達海上風電研究院采用復合桶形基礎海上測風塔成功地進行了海上的安裝作業。2016 年12 月，一步式風機安裝船“道達號”裝載世界首臺海上風機復合桶形基礎及塔筒完成了各項實測檢測，于2017 年1月在三峽新能源響水海上風電場順利安裝到位。

在來自波浪、水流和冰等的水動力荷載的作用下，風機支撐結構的響應與風機的穩定運行和基礎的承載密切相關，因此風機結構的響應是海上風能研究與開發的一大關鍵力學問題[13]。與傳統的吸力式海洋平臺相比，吸力式桶形基礎海上風機受到的水平荷載較大，這些水平荷載主要是由風、波浪和冰引起的，基礎受到的豎向荷載較小，其主要來源于結構的自重[20]。在極端條件下，吸力式桶形基礎受到的水平載荷會達到所受豎向載荷的約60%[15]。因此，低豎向荷載與高水平和彎矩荷載是吸力式桶形基礎海上風機設計中的重要考慮因素[21]。當基礎受到外界荷載時，會發生沉降和轉動，從而影響上部風機結構的正常工作，因此對其承載力進行研究對確定基礎的穩定性至關重要[22]。目前，研究人員通過試驗和數值模擬，對砂土和黏土中桶形基礎在單調荷載和循環荷載作用下的承載力等問題進行了研究。

當基礎所受到的最大荷載超過地基的極限承載力時會引起地基破壞，因此研究吸力式桶形基礎的承載力和失效機理對優化桶形基礎的設計標準和計算方法至關重要，其研究成果可以應用到工程實踐中[13-14]。研究人員進行了實驗室試驗、現場試驗、離心試驗及數值模擬，以研究吸力式桶形基礎在水平或豎向靜荷載以及循環荷載下的承載力及行為特征及其影響因素。研究表明，不同條件下桶形基礎的承載力受到多種因素的影響，包括基礎的長徑比、荷載幅值、加載頻率、土體性質、基礎的安裝方式等[23-42]。

2 海上風機吸力式桶形基礎研究現狀

目前針對海上風機吸力式桶形基礎的研究多為關于基礎的承載力分析，主要涉及土體與結構物相互作用問題。所采用的研究方法主要有理論分析、數值模擬以及試驗。目前在對桶形基礎承載力研究的理論分析法中，用到最多的是極限平衡法和極限分析法。極限平衡法作為一種用來近似求解土力學穩定問題的傳統方法，具有模型簡單、公式便捷、易于理解等優點，因此極限平衡法在實踐中得到了廣泛的應用。然而，極限平衡法無法得到所假設的破壞面兩側的任意位置的應力分布。而且根據極限分析的理論可知，通過極限平衡方法所得到的承載力既不是上限解也不是下限解，無法給出真實解的范圍，因此學者們發展了具有嚴密理論基礎的極限分析方法來對桶形基礎的極限承載力進行分析。對吸力式桶形基礎進行的試驗主要包括離心試驗、現場試驗和實驗室試驗。現場試驗測量數據較為方便，但是需要投入相當大的費用和時間[23-24，43]。實驗室試驗較為經濟，并且容易更改試驗參數，如土體的性質和基礎的尺寸等，但是通過實驗室試驗測得的數據需要經過處理還原之后才能應用到實際工程當中[25-31]。在小規模試驗中，離心機試驗可以實現模型基礎與原型基礎相應點上的有效自重應力相同，使原型的特性可以在小尺寸模型中再現。并且重復試驗可以降低試驗成本，這也是國內外大量開展離心機試驗研究的原因[44-45]。但是由于試驗所能研究的問題范圍較為有限且成本較高，許多學者通過ABAQUS、Z_SOIL[19]、PLAXIS[46]、FLAC[47]等軟件使用有限元方法對相關參數進行更廣泛而全面的研究。本文將對海上風機吸力式桶形基礎的靜承載力、循環荷載響應等相關問題展開討論，對已有的關于試驗及數值模擬研究進行介紹與分析。

2.1 海上風機吸力式桶形基礎靜荷載承載力研究

對海上風機吸力式桶形基礎的靜荷載承載力研究主要包括基礎的豎向靜承載力和水平靜承載力。

海上風機吸力式桶形基礎結構受到的豎向荷載主要來源于結構的自重，與其他桶形基礎式海洋平臺相比，吸力式桶形基礎式海上風機自重較小，因此基礎受到的豎向荷載相對于其他桶形基礎式海洋平臺而言也較小。豎向荷載下桶形基礎的研究背景可概括為以下兩點：第一，在設計多桶聯合基礎時，將上部結構受到的水平荷載和彎矩有效地傳遞到基礎中是一個重要的考慮因素，通過改變下部多桶基礎與上部結構連接構件的剛度，來自上部結構的荷載會被均勻地傳遞到多桶基礎上，部分桶形基礎承受壓力，部分桶形基礎承受張力，從而與上部結構受到的自重與水平方向荷載平衡[26]；第二，桶形基礎在安裝和拔出的過程中會受到較大的豎向荷載，同時上部風機結構受到的水平荷載會導致基礎受到大的力矩的影響，此時需要通過基礎上部土壓力和基礎的豎向承載能力來確保整個吸力式桶形基礎海上風機的穩定性[28]。因此，研究桶形基礎的豎向承載力對基礎的正常工作和穩定性具有重要意義。此外，在豎向循環荷載作用下的桶形基礎的研究中，通過試驗先得到基礎在豎向靜荷載作用下的承載力，取豎向靜荷載的80%作為豎向循環荷載加載值[26]。目前已有的關于桶形基礎的豎向靜承載力及其影響因素的研究中，研究人員通過試驗或者數值模擬得到桶形基礎的荷載-位移曲線、荷載-孔隙水壓力曲線以及土體的破壞模式，并對得到的結果進行分析討論。通過研究可以發現，桶形基礎的靜承載力主要受到基礎的長徑比、基礎的安裝方式和土體的性質的影響[28，36-39]。

2.1.1 豎向靜承載研究 研究人員對桶形基礎的豎向承載力進行了相關的試驗研究[26，40，48-49]。Liu 等[40]、孫大鵬等[48]對海上風機吸力式桶形基礎進行了試驗研究，探索了桶形基礎與軟土地基的相互作用機理，并且研究了桶形基礎在豎向荷載作用下的軟土地基承載力情況，從而確定桶形基礎地基的破壞模式。通過對土體的變形分析可知，當桶形基礎受到豎向荷載作用時，由基礎桶裙內部的土體與基礎一起承受載荷作用，裙底部附近的土體發生塑性變形。當桶形基礎所受的豎向荷載大于地基的極限承載力時，桶形基礎下的地基土發生整體剪切破壞。Vaitkun 等[26]通過試驗求得砂土中海上風機吸力式桶形基礎的豎向靜承載力，得到的結果作為循環試驗中施加的循環荷載的幅值選區的參考依據。為了深入探討吸力式桶形基礎結構與地基的復雜相互作用和基礎的承載力及其影響因素，有限元等數值分析方法得到了廣泛應用。Park 等[42]基于遵循非關聯流動準則的摩爾-庫倫模型研究了砂土中桶形基礎的豎向荷載傳遞機理，通過軸對稱有限元分析法計算了砂土中桶形基礎的桶壁摩擦力和基礎承載力，并且提出了二者的計算公式。Hung 和Kim[38]根據三維有限元數值模擬結果提出了黏土中桶形基礎的豎向承載力的計算公式：

式中：NcV為基礎的豎向承載力系數；V0為基礎的豎向承載力；A為桶形基礎的橫截面積；su0為桶頂部以下D/4 處土體的不排水抗剪強度；sum為地表不排水抗剪強度；k為土體不排水抗剪強度隨深度增加的比率。

徐赟[49]根據三維有限元數值模擬結果給出了桶形基礎的豎向承載力計算公式：

式中：dcV為豎向埋深修正系數。

武科[50]提出，單桶基礎的豎向承載力計算公式可以表示為：

式中：NcV=2+π，為不排水土體的承載力系數；

Hung 和Kim[38]，Vulpe[51]等研究了黏土的非均勻性對桶形基礎豎向承載力的影響，主要是通過試驗和有限元方法研究不排水條件下土體強度對桶形基礎的豎向承載力的影響。結果顯示，黏土的非均勻性會影響桶形基礎的豎向承載力，桶形基礎的豎向承載力隨著黏土的非均質性的增加而下降。Hung和Kim[38]給出了桶形基礎的豎向承載力系數NcV（V0/Asuo）隨土體不均勻系數kD/sum的變化曲線。Vulpe[51]通過數值模擬給出了桶裙基礎在土體不排水抗剪強度（su=sum+kz，其中k取0，6，20，60，100）不同的土體中的豎向承載力系數NcV。

Hung 和Kim[38]，Vulpe[51]，Mehravar 等[39]，Barari 等

[28]研究了桶形基礎的長徑比對桶形基礎承載力的影響。其中，Hung 和Kim[38]，Vulpe[51]和Mehravar 等[39]對黏土中的桶形基礎進行了數值模擬，Barari 等[28]在砂土中進行了一系列試驗和數值模擬，以估算砂土中桶形基礎的豎向承載力。不同長徑比的桶形基礎的無量綱化豎向荷載-位移曲線如圖5 所示。研究結果顯示在砂土和黏土中得到的結論是一致的，桶形基礎的豎向承載力隨著基礎長徑比的增加而增加，由于桶形基礎在豎向荷載作用下的失效機理會隨著長徑比的增加逐漸發生變化，基礎的豎向承載能力的增加為非線性。Mehravar 等[39]根據有限元結果給出了豎向承載力系數的計算方法，并與已有的結果進行對比，對比結果如圖6 所示。在研究中，Vulpe[51]計算的桶形基礎長徑比的取值范圍為0～0.5，Mehravar 等

[39]及Barari 等[28]計算的桶形基礎長徑比的取值范圍為0～1。目前在已有的關于桶形基礎長徑比對基礎承載力的影響的研究中，基礎長徑比的取值范圍大都在0～1 之間。考慮到未來對更高承載的桶形基礎的要求，仍有必要對長徑比大于1 的桶形基礎進行試驗研究和數值模擬，并提出相應的經驗公式。目前已有的研究中給出的黏土中桶形基礎的豎向承載力系數差別較大，尚未得到統一的結果，仍需要對不同參數條件下桶形基礎的承載力系數進行深入研究。

圖5 不同長徑比桶形基礎的無量綱化豎向位移-荷載曲線[38]

圖6 不同豎向承載力系數計算結果之間的對比[39]

Vulpe[51]研究了基礎與土體之間的接觸對桶形基礎承載力的影響，模擬了土桶之間存在摩擦與土桶之間光滑無摩擦這兩種情況，得到了在這兩種情況下桶形基礎的豎向承載力系數。Park 等[52]通過軸對稱有限元方法分析計算了安裝在砂土上覆黏土的復合土體中的桶形基礎的豎向承載力，并根據有限元計算結果提出了基于回歸分析的豎向承載力預測方程。Zou 等[53]同樣研究了砂土上覆黏土的復合土體中基礎的承載力。二者的區別在于前者的桶形基礎安裝在砂土層中，而后者桶形基礎則深入到黏土中，研究上層砂土的厚度對桶形基礎豎向承載力的影響。

2.1.2 水平靜承載研究 采用桶形基礎的海上風機在正常的工作條件下受到的水平荷載主要是由風、浪等引起的，這些荷載會對桶形基礎的穩定性產生不利影響，使基礎平移或者轉動。當基礎的位移達到一定程度時會失去穩定，導致上部結構無法正常工作。因此研究在水平靜荷載作用下桶形基礎的承載力問題可以為海上風機的設計提供參考，從而保證海上風機的正常運行。研究人員研究了砂土和黏土中桶形基礎在水平靜荷載作用下的承載機理及相關問題，對桶形基礎的水平承載力及其影響因素進行了試驗研究和數值模擬，其中影響因素包括基礎的長徑比、土體的性質（如土體的固結程度、土體密度及土體的排水情況等）和豎向靜荷載[16，25，33]。

孫大鵬等[48]、魏世好等[54]通過模型試驗探索了桶形基礎與軟土地基相互作用機理，研究了桶形基礎在水平荷載作用下的軟土地基承載力情況，確定桶形基礎地基的破壞模式。基礎在受到水平荷載作用時會發生平動和轉動，而這兩種運動形式最終會導致地基的破壞。桶內壁前側和后側土壓力隨著水平荷載的增加而變化并不顯著，只在桶體底部才有所改變。桶外壁前側土壓力在接近桶底之前隨著水平荷載的增加而增大，然而在接近桶底部時，由于土壓力從被動土壓力轉為主動土壓力，導致土壓力先減小后增大。當水平荷載增大到一定程度時，桶體外壁與地基土接觸區域產生裂縫，從而造成桶外壁外側土壓力降低；而在接近旋轉中心處以下，土壓力隨著水平荷載的增加而增大[48，54]。

在試驗的基礎上，不少學者對桶形基礎在水平方向的承載力進行了研究[55-57]。施曉春等[55]在模型試驗的基礎上，考慮土壓力的位移效應，提出了一種計算桶形基礎水平承載力的近似方法。計算結果表明，該方法計算所得到的桶形基礎水平承載力與試驗結果吻合較好。Sukumaran 等[56]采用有限元分析方法求解軟黏土中吸力式桶形基礎在不排水條件下的承載力。基于實際破壞模式的三維特性，采用加密的三維的模型進行分析，并提出用準三維的傅里葉分析代替真三維分析，從而改善計算效率，二者結果符合很好，該有限元方法己由經典的極限解證實。Wang 等[57]通過極限平衡法建立偏心水平承載力公式，在偏心水平承載力計算的有限元分析結果的基礎上，建立了水平荷載和彎矩荷載作用下單桶基礎偏心水平荷載計算方法。Zhang 等[58]提出了一種基于上限理論的海上平臺吸力式桶形基礎穩定性的三維極限方法。范慶來等[59]針對橫觀各向同性軟基上深埋式大圓筒結構的水平承載力，提出了一種改進的極限分析上限解法。Hung&Kim[38]根據模擬結果提出了黏土中桶形基礎的水平承載力的計算公式：

式中：H0為基礎的水平承載力；A為桶形基礎的橫截面積；L為桶形基礎的長度；D為桶形基礎的直徑；su0為桶頂部以下D/4 處土體的不排水抗剪強度；sum為地表不排水抗剪強度；k為土體不排水抗剪強度隨深度增加的比率。其中，NcH是基礎的水平承載力系數。

徐赟[49]根據三維有限元數值模擬結果，也給出了桶形基礎的水平承載力計算公式：

式中：參數的意義與式(6)～式(7)中相同。

武科[50]提出單桶基礎的水平極限承載力經驗公式可以表示為：

式中：參數的意義與式(6)～式(7)中相同。

桶形基礎水平方向的承載力受到許多因素的影響，目前已對不同的因素展開研究。Mehravar 等，Hung 等通過試驗和三維有限元方法對桶形基礎長徑比對水平承載力的影響進行了研究[38-39，60]。通過試驗和數值模擬得到桶形基礎的荷載-位移曲線并對其進行分析，結果表明，與豎向承載力相似，桶形基礎的水平承載力會隨著基礎長徑比的增加而逐漸增加。單桶基礎的水平承載力系數目前有兩種計算方式，一種為NcH=H/(Asu)，另一種表達式為NcH=H/(LDsu)。其中，H為基礎的水平承載力；A為桶形基礎截面面積；L為基礎長度；D為基礎直徑；su為土體不排水抗剪強度。Mehravar 等[39]給出了不同長徑比的桶形基礎的荷載-位移曲線（見圖7[38]）和水平承載力系數與桶形基礎長徑比之間的關系（見圖8[39]），并根據有限元結果給出了水平承載力系數計算公式且與已有的結果進行對比。Lee 等[60]通過試驗研究發現，桶形基礎的破壞模式會隨著基礎長徑比的變化而變化。長徑比為1 的桶形基礎在發生破壞時，基礎在水平靜荷載的作用下會產生水平移動和旋轉兩種位移，基礎前側的土體變形較大。而長徑比為0.5 的桶形基礎在水平靜荷載的作用下只發生轉動，基礎前側的土體變形較小。Liu 等[25]通過對桶形基礎進行試驗得到了類似的結論，進一步提出寬淺桶形基礎的水平極限承載力的傾角約為3.0°。當桶形基礎的長徑比小于0.5 時，基礎的水平極限承載力對應的傾斜角約為3.0°，轉動中心位于土體表面下方0.5L的高度處。當桶形基礎的長徑比大于0.5 時，基礎的水平極限承載力對應的傾斜角小于3.0°，轉動中心位于土體表面下方0.7L的高度處，其中L為基礎長度。目前已有的研究中給出的黏土中桶形基礎的水平承載力系數也不盡相同，不同研究得到的結果差別較大，所以仍需要對不同參數條件下桶形基礎的承載力系數進行進一步研究。

圖7 不同長徑比桶形基礎的無量綱化水平方向位移-荷載曲線

圖8 不同水平承載力系數計算結果之間的對比

有學者對土體性質對桶形基礎承載力的影響進行了研究[38]。Wang 等[61]采用50 g 離心試驗研究了土體的固結程度對桶形基礎水平承載力的影響，結果表明土體的固結程度對桶形基礎的水平承載力影響顯著，通過試驗所得結果可以看出，重度超固結土體中桶形基礎的水平承載力明顯大于輕度超固結土體中桶形基礎的水平承載力。Hung 和Kim[38]研究了黏土的非均勻性對桶型基礎承載力的影響，通過數值模擬給出了水平承載力系數H0/Asu0隨土體不均勻系數kD/sum的變化曲線，研究發現黏土的非均勻性對桶形基礎的水平承載力具有較大影響，桶形基礎的水平承載力隨黏土的非均質性的增加而下降。

Choo 等[34]通過70 g 離心試驗研究粉砂土的排水條件對海上風機吸力式桶形基礎水平承載力的影響，通過試驗得出在土體塑性區，不排水條件下基礎的水平承載力大于排水條件下基礎的水平承載力。Liu 等[41]通過三維有限元模型分析豎向荷載對海上風機吸力式桶形基礎的水平承載力的影響，結果顯示，在桶形基礎上施加一定的豎向荷載，會增加基礎的水平承載力，桶形基礎的長徑比越小，增加豎向荷載對基礎水平承載力的提高越明顯。

2.1.3 復合荷載承載研究 除了對桶形基礎在豎向或水平單向荷載作用下的研究，有學者對復合荷載下桶形基礎的承載力問題也進行了研究，對研究得到的豎向荷載、水平荷載和彎矩荷載進行無量綱化，分別得到V/Asu，H/Asu和M/ADsu。其中，A為基礎橫截面積；su為土體不排水剪切強度；V為基礎的豎向承載力；H為基礎的水平承載力；M為基礎的彎矩承載力[16，38，51，62-64]。根據所得結果給出桶形基礎的破壞包絡面圖（見圖9[37]）。破壞包絡面是研究復合荷載作用下桶形基礎地基極限承載力的一種有效的方法。若荷載組合位于包絡面外，則基礎發生破壞；若組合荷載位于包絡面內，則地基處于穩定狀態。

圖9 歸一化V-H 包絡面

Gourvenec[62]，Hung 和Kim[38]，武科等[63]，Bagheri等[16]，Vulpe[51]，Aubeny[64]通過三維有限元方法研究了不同條件下桶形基礎的破壞包絡面，為桶形基礎的設計和應用提供參考依據。通過研究表明，桶形基礎在復合荷載作用下的承載力受到基礎長徑比、土體的固結程度、砂土的疏密程度、土體的非均勻性以及排水條件的影響。隨著桶形基礎長徑比的增加，基礎的破壞模式逐漸發生變化，基礎的承載力也呈非線性增加。武科等[65]對復合桶形基礎的承載特性進行了三維數值模擬，計算了在V-H，V-M，VH-M空間內桶形基礎的破壞包絡面，給出相應條件下破壞包絡面的經驗計算公式，用來評判實際荷載作用下桶形基礎的工作狀態。此外，Zou 等[53]研究了砂土上覆黏土的復合土體中砂土厚度對桶形基礎承載力的影響，給出了V-H，V-M，M-H破壞包絡面及相應的表達式。目前已有的關于桶形基礎的破壞包絡面的表達式只適用于長徑比較小的淺基礎，對于長徑比較大的適用于深海的桶形基礎的破壞包絡面的表達式還有待進一步研究。

盡管目前對桶形基礎的靜承載特性研究較多，但是由于桶形基礎在海上風機中的應用仍較為有限，為了將其可靠地應用于海上風機基礎中，仍需要采用合理的三維有限元分析方法對一些問題進行深入分析，如長徑比較大的桶形基礎的承載特性，特定水平和豎向荷載組合下的吸力式桶形基礎響應，土體應變軟化現象對基礎承載力的影響及基礎安裝效應對桶形基礎承載特性的影響等。作為海上風機基礎，除了需要滿足地基基礎的強度和穩定外，還要確保基礎剛度滿足整個風機-支撐結構-地基系統的頻率響應要求，避免系統產生過大振動，保證風機正常安全運行。常有的擬靜力分析可能難以確保結構設計的安全，需要采用合適的動力分析方法進行分析[13]。表1 給出了已有的關于吸力式桶形基礎的研究總結表。

表1 吸力式桶形基礎研究總結表

2.2 海上風機吸力式桶形基礎循環荷載響應研究

在海上風機的設計壽命期間（通常為20～30 a），基礎將受到不同循環荷載的作用，如水平循環荷載和豎向循環荷載。其中水平循環荷載來自風荷載、波浪荷載、流荷載、冰荷載等[27]。當海上風機的基礎為多桶基礎時，來自風和波浪等較大的水平荷載轉移到每個基礎上時會以豎向循環荷載的形式出現[26]。在高傾覆力矩和周期性水動力荷載的作用下，桶形基礎周圍土體的孔壓累積，可能會使砂質海床發生液化或使黏土地基發生軟化，軟化后的海洋軟土地基中桶形的基礎承載力將顯著降低。同時，由于循環荷載的作用，地基會發生較大的累積變形，從而發生失穩破壞。因此，在設計分析中考慮循環荷載作用下桶形基礎的極限承載力可以為海上風機吸力式桶形基礎的設計提供參考[66]。

目前已有相關研究通過考慮循環荷載的特征以及土體的循環軟化效應來評估水平和豎向循環荷載下桶形基礎的循環承載力。研究人員通過試驗和數值模擬得到基礎在循環荷載作用下典型的位移時間歷史曲線、荷載-位移曲線、位移-循環次數曲線以及荷載-孔隙水壓力關系曲線等結果來研究桶形基礎的循環承載機理、基礎的循環承載力及其影響因素，其中影響因素主要有在基礎上施加的豎向靜荷載、荷載的循環次數、基礎的安裝方式以及荷載的施加方式[67-72]。

為了考察循環荷載作用下飽和黏土的強度弱化對于重力式基礎承載力的影響，Andersen 等[67-68]提出了軟黏土的循環強度概念，將在一定循環次數下，當土單元達到變形破壞標準時，作用在剪切破壞面上的初始靜剪應力和動剪應力之和定義為循環抗剪強度，并據此提出了擬靜力極限平衡計算方法。Yasuhara 等[69]通過應力控制式的循環三軸試驗和應變控制式的單調剪切試驗，確定循環荷載作用下黏土的剛度衰退特性密切地依賴于單幅軸向應變或剪應變，與采用超靜孔隙水壓力作為評價參數相比，選擇剪應變作為評價循環荷載作用下剛度衰減特性的參數更為合適。

2.2.1 豎向循環荷載響應研究 劉振紋[70]、李馳[71]通過土工試驗探討了軟黏土循環強度的變化規律，在此基礎上，把有限元方法和土動力試驗得到的循環強度相結合，提出了擬靜力Mises 彈塑性模型，建立了評價桶形基礎地基循環承載力方法。Wu 等[72]提出了一種計算吸力式桶形基礎豎向循環承載力的三維準靜態有限元方法。Cheng 等[73]提出一種新的本構模型來模擬靜荷載和循環荷載作用下黏土的應力應變響應，通過三維有限元方法研究了在豎向循環荷載作用下吸力式沉箱基礎的位移隨時間的變化過程，并將計算結果與試驗結果進行比較。與極限平衡法和準靜態方法相比，該方法不僅可以確定循環荷載的承載力大小，而且還可以分析軟黏土循環荷載作用下的吸力式沉箱變形過程和破壞機理，更適合計算復雜邊界條件下的三維問題。

目前已有研究對豎向循環荷載的幅值與豎向循環承載力之間的關系進行探討。Villalobos 等[27]通過試驗研究了循環荷載幅值對黏土中桶形基礎的豎向循環承載力的影響，結果表明，若平均豎向循環荷載等于最大安裝荷載，基礎會發生永久沉降；若平均豎向循環荷載等于0，盡管當基礎受壓時會發生暫時性的沉降，但是最終會發生永久隆起。Wang 和Yang[74]在自制軟土地基中對吸力式桶形基礎進行了豎向循環加載試驗，研究不同豎向靜荷載對桶形基礎豎向循環承載力的影響，并通過數值模擬對試驗結果進行檢驗。試驗結果表明，若基礎受到的豎向循環荷載大于豎向靜荷載，基礎的豎向累積位移在初始階段較大，之后的位移累積增長速率較小；若基礎受到的豎向循環荷載小于豎向靜荷載，基礎的豎向累積位移值在初始階段較小，之后的位移累積增長速率較大。此外，基礎的豎向循環累積位移在初始階段增長較快，隨著時間的推移，循環次數的增加，豎向循環累積位移的增長速率逐漸減小。

Wu 等[72]研究了豎向循環荷載的循環次數對吸力式桶形基礎極限承載力的影響，計算的荷載循環次數為0～2 000 次。其數值結果表明，黏土中吸力式桶形基礎的豎向循環承載力小于基礎的豎向靜承載力，且隨荷載循環次數的增大而減小。

目前關于砂土中桶形基礎在豎向循環荷載作用下的試驗主要針對的是豎向抗拔荷載，其應用背景為多桶基礎，對于單桶基礎在砂土中豎向循環荷載作用下的響應的研究較少。Emdadifard 等[47]使用二維有限元方法研究了砂土中豎向循環荷載作用下吸力式桶形基礎的豎向循環承載力及基礎長徑比對其影響。通過模擬結果可以看出，桶形基礎的豎向循環承載力隨基礎長徑比的增加而增加。

2.2.2 水平循環荷載響應研究 桶形基礎海上風機在正常工作條件下會受到波、浪等外界環境帶來的水平循環荷載的作用，當土體受到循環荷載的作用時，孔隙水壓力會急劇增加，土體應變會逐漸累積而導致其剛度退化。此時，基礎和上部結構會在外界荷載的作用下逐漸發生轉動，導致結構的固有頻率發生變化，危及風機的正常運行。因此研究桶形基礎在水平循環荷載作用下的承載力問題可以為實際工程建設提供參考依據[31，75]。

桶形基礎水平循環承載力的研究主要包括基礎的累積旋角、累積沉降、卸載剛度及其影響因素。閆澍旺等[76-77]通過離心機試驗和動三軸試驗研究了波浪荷載作用下軟黏土地基波浪與地基的相互作用。Wang 等[61]采用50 g 離心試驗研究了土體的固結程度對海上風機吸力式桶形基礎水平循環承載力的影響，研究發現土體的固結程度對基礎承載力的影響顯著，重度超固結土體中桶形基礎的水平循環承載力明顯大于輕度超固結土體中桶形基礎的水平循環承載力。

除了通過試驗方法對桶形基礎的水平循環承載力進行研究外，研究者們還通過數值模擬方法對桶形基礎的水平循環承載力進行了研究[72，78-79]。Wu等[72]提出了一種計算海上結構吸力式桶形基礎水平循環承載力的三維準靜態有限元方法，研究了吸力式桶形基礎在豎向循環荷載作用下的極限承載力。計算得到的數值模擬結果表明，由波浪載荷引起的土體循環軟化效應會使桶形基礎的循環承載力顯著降低。Kourkoulis 等[78]采用非線性三維有限元分析，充分考慮了土桶之間的相互作用，研究了海上風機吸力式沉箱基礎在水平循環荷載下的響應。文中提出了一種新的本構模型，該模型考慮了土壓力的分布情況以及土桶之間的接觸面強度對基礎水平循環承載力的影響。Zhang 和Cheng[79]提出了一種基于熱力學的本構模型，通過二維有限元方法來預測Bothkennar 黏土中海洋平臺桶形基礎在水平循環荷載作用下的沉降、轉角、基礎中孔隙水壓力的發展和基礎的剛度退化。模擬結果顯示，在循環荷載作用下，地基中的孔隙壓力和不可恢復的變形會不斷累積。增加的孔隙壓力會使得土體的剪切剛度和剪切強度降低，導致沉箱基礎發生沉降和旋轉。

有學者通過有限元方法研究了影響桶形基礎水平循環承載力的因素，這些因素主要包括基礎的長徑比、土體的性質、荷載的幅值與循環次數、循環荷載頻率、豎向靜荷載以及沖刷坑等因素的影響[31，80]。循環荷載的幅值、加載頻率和荷載循環次數對水平循環承載力的大小有著重要的影響[35，51，81-82]。Ding 等[82]通過數值模擬研究了荷載循環次數對砂土中海上風機吸力式桶形基礎的水平承載的影響，模擬結果與黏土中荷載循環次數對桶形基礎承載力的影響結果類似，結果表明，在水平循環荷載作用下，循環累積位移隨循環荷載次數的增加而增加。Foglia 等[75]研究了加載頻率對海上風機桶形基礎在水平循環荷載作用下的長期累積位移的影響，試驗結果顯示，在測試范圍內（0.025～0.1 Hz 之間），桶形基礎的永久位移不受加載頻率的影響。Lee 等[60]研究了黏土中單向荷載循環次數與循環荷載大小對基礎承載力的影響，對固結高嶺土中的桶形基礎進行了高達10 000 次的單向水平循環荷載試驗，試驗結果如圖10[51]所示。研究表明，桶形基礎的累積轉動隨著水平荷載循環次數以及荷載大小的增加而逐漸增加，Zhu 等[81]和Cox 等[35]都通過試驗研究得到了類似的結論。基于模型試驗結果，Lee 等[60]提出了經驗公式來計算黏土中單向循環水平荷載作用下桶形基礎的累積轉角θN和卸載剛度kN，計算公式為：

式中：θN為N次循環荷載后的累積轉角；θ0為第一次循環荷載后的轉角；Tb為考慮水平循環荷載率的無量綱參數；α 和β 為考慮周期數N和長徑比L/D影響的參數；kN為N個循環后基礎的卸載剛度；k0為初始卸載剛度；Ak為常數；N為荷載循環次數。

圖10 水平循環荷載下的水平累積位移圖（L/D=1）

王建華等[83]研究了豎向靜荷載對桶形基礎水平循環承載力的影響，對軟土中的桶形基礎在不同豎向靜荷載與水平循環荷載組合下進行了模型試驗。試驗結果表明，導致桶形基礎發生破壞的循環荷載幅值與循環次數取決于豎向靜荷載，豎向靜荷載越大，基礎同一循環次數達到破壞時對應的循環荷載幅值就越小。

Chen 等[84]通過試驗研究了沖刷對桶形基礎穩定性的影響。結果表明，沖刷對砂土中吸力式桶形基礎的穩定性有重要影響。隨著沖刷深度的增加，基礎的穩定性逐漸降低，基礎的最終狀態逐漸從循環穩定轉變為循環失效，桶形基礎轉動中心的高度也隨著沖刷深度的變化而變化。當沖刷深度較小時，基礎的轉動中心位于基礎下部，距離基礎頂部的距離為基礎總高度的0.5～0.9 倍，基礎轉動中心的高度隨沖刷深度的增加逐漸向下移動。

此外，Zhang 和Cheng[79]、Ding 等[82]研究了黏土中桶形基礎的長徑比對基礎的水平循環承載力的影響。研究表明，當桶形基礎的直徑保持不變時，增加基礎的長徑比會提高基礎的水平循環承載力，并且增大桶形基礎的直徑比與增加貫入深度更能提高桶形基礎的水平循環承載力。Ding 等[82]還研究了水平循環荷載作用位置對砂土中海上風機吸力式桶形基礎的累計位移和累積轉角的影響。計算結果表明，隨著水平循環荷載作用點的升高，基礎的循環累積位移及累積轉角都呈指數式增長。但是由于基礎的旋轉中心隨著荷載作用點的升高而下降，所以基礎在水平循環荷載作用下轉角的增長幅度小于位移的增長幅度。

2.2.3 循環荷載響應研究小結 在對桶形基礎進行循環加載試驗時，大部分試驗為了模擬基礎在真實情況中遇到的波浪荷載，選取的循環荷載頻率為0.1～0.5 Hz。對于循環荷載試驗中循環荷載幅值的大小，一般會根據靜荷載試驗的基礎豎向或者水平承載力來確定。雖然通過試驗得到了一些關于桶形基礎在不同荷載作用下的結論，但是仍存在一些問題需進一步探討。第一，在實際情況中海上風機受到的環境荷載來自多個方向，并且循環荷載的幅值會隨時間的變化而變化。前文提到的研究中選取的循環荷載是對實際荷載的簡化，簡化后的荷載均位于同一平面，并且在大部分試驗中的循環荷載為簡單的正弦曲線。此外，在大多數試驗中循環荷載次數的量級為104，部分試驗循環次數會高達106次，但是為了更加全面地驗證所提出的方法，考慮到基礎的疲勞極限狀態以及海上風機在20 a 壽命中受到約108個周期的循環荷載的情況[35]，有必要進行循環次數更高的試驗，如107個周期等[64]。第二，試驗中需要考慮加載速率和排水的問題。若試驗是在干砂中進行的，一般情況下無需考慮排水問題。但現場沉箱基礎的規模較大，孔隙水難以在短時間內全部排出，特別是對于具有低滲透率的粉砂。這一問題可通過實驗室試驗或現場的大規模試驗來解決，或者在小規模試驗中改變孔隙流體的粘性，如使用更粘稠的流體（如硅油）代替水[81]。

對吸力式桶形基礎在不同荷載作用下進行數值模擬時，通常會先對靜荷載進行模擬計算，求得桶形基礎在水平或者豎直方向的靜承載力，為循環荷載幅值的選取提供參考。通過數值模擬研究得到的曲線和公式可用于實際海上風機的設計指導，但是模擬所得結果也存在一定的局限性：例如，在進行計算時會假設基礎已經處于正確的位置，除非研究內容包含安裝過程對桶形基礎承載力的影響，否則一般不予考慮；對循環荷載進行數值模擬時計算的循環荷載周期較短，缺少對長期循環載荷的研究與計算；桶形基礎在疲勞狀態下的行為特征也需要進一步的研究。此外，通過數值模擬得到的有限元計算結果最好可以通過實驗室試驗、離心試驗或者現場試驗的驗證[16]。

研究人員通過試驗、理論分析和數值模擬等方法，研究了吸力式桶形基礎在循環荷載作用下的響應及其影響因素，提出了不同的本構模型來模擬土體在循環荷載作用下的應力應變響應，通過計算得到基礎的累積轉角與累積沉降曲線，并對相關的影響因素進行分析。可知在循環荷載的作用下，基礎的承載力會隨著循環荷載次數的增加而降低，累積位移隨著循環次數的增加而增加。基礎的長徑比會影響基礎在循環荷載作用下的響應，桶形基礎在循環荷載作用下的承載力會隨著基礎長徑比的增加而增加[79，82]。

盡管目前已有關于桶形基礎在循環荷載作用下的承載分析，但目前的分析多針對較短的循環周期，缺乏針對海上風機較長循環周期下的承載研究；同時缺乏合適的針對循環次數較大的土動力特性的本構模型，因此對海上風機桶形基礎在循環荷載作用下的承載特性分析仍需要建立合理的本構模型，針對長周期循環次數較大的循環荷載響應問題進行合理分析。另外，應針對該部分規范缺乏的問題，提出海上風機桶形基礎循環荷載下承載設計規范。

3 研究展望

海上風機吸力式桶形基礎的承載力是基礎在設計過程中面臨的一個重要的問題，直接關系到風機結構的穩定性、安全性及可靠性。針對以上對各關鍵問題的研究現狀分析，可知盡管現有的針對桶形基礎的研究較廣泛，但針對其在風機使用中所面臨的不同的荷載工況，仍需要通過大量數值及試驗研究對其進行深入研究，下一步可進行的研究主要包括以下幾方面。

（1）目前已有的關于桶形基礎的承載力研究針對長徑比范圍在0～1 之間的桶形基礎，缺少關于較大長徑比范圍的桶形基礎承載特性的研究。目前已有研究中對桶形基礎施加的組合荷載較為簡單，主要位于同一平面內，與真實環境中不同平面的組合荷載相差較大。因此，對海上風機桶形基礎靜承載特性的分析，仍需要采用合理的三維有限元分析，對較大長徑比范圍的桶形基礎承載特性、風機在特定水平和豎向荷載組合下的基礎響應，以及土體應變軟化現象及基礎安裝效應對桶形基礎承載特性的影響等問題進行深入分析，建立實用可靠的考慮多種土體條件及荷載條件下的承載力公式，為桶形基礎在各類靜荷載作用下的承載設計提供可靠的設計規范。

（2）對于海上風機桶形基礎，需要聯合研究機構與工業界，進行廣泛的實驗室試驗及現場試驗，提供可供數值方法及理論研究發展的有效數據，發展海上風機基礎設計方法及工程設計模型，為海上風機吸力式桶形基礎的有效利用提供可靠的設計方法及數據支持。

（3）目前已有的關于桶形基礎在循環荷載作用下的試驗研究和數值模擬的荷載特性都較為簡單，最大荷載循環次數最多遠小于實際情況中海上風機桶形基礎遇到的循環荷載次數。對海上風機桶形基礎在循環荷載下的承載特性分析，仍需要考慮風機實際循環荷載循環次數、循環荷載幅值變化、組合荷載及土體非均質性的影響，同時仍需要提出合理的本構模型及適用于工程設計的規范。

（4）海上風機將會遭遇復雜的海洋環境，包括海嘯、臺風等極端海洋環境事件更加值得關注，海上風機在惡劣環境下的響應的模型亟待研究與發展。

（5）針對采用桶形基礎的海上風機結構分析，仍需要建立完整的、考慮實際上部風機結構、下部支撐結構、底部桶形基礎及與土體相互作用（在復雜外部環境荷載作用下）的耦合分析，結合結構力學、水動力學及巖土力學知識，發展合理的可應用于工程設計的分析模型。

4 結語

本文綜述了目前海上風電的發展現狀，針對目前在海上風機各類基礎中具有較好應用前景的海上風機桶形基礎，重點綜述和評價了桶形基礎在各種荷載下的承載力研究現狀，討論了各部分研究所得到的重要結論，并展望了下一步可開展的研究。通過本文的調研，對目前桶形基礎的承載特性研究及其在海上風機基礎應用中所存在的問題及工程適用性有了全面的認識。文章概括了當前桶形基礎核心力學問題的研究現狀，明確了該類基礎未來廣泛應用于海上風機基礎中仍需開展的深入研究工作方向。這些研究將有助于未來對海上風機桶形基礎及其他各類海上風機基礎研究工作的深入，直接有益于全球海洋基礎工程在風電領域的技術發展，對我國海洋工程及海上風電工程的發展意義重大。