砂土中沖刷條件下三筒基礎水平承載特性研究

趙學亮，王 鑫，陳馨睿，隋淑環，沈侃敏，鄧溫妮

（1.東南大學 混凝土及預應力混凝土結構教育部重點實驗室，江蘇 南京 211189；2.中國電建集團華東勘測設計研究院有限公司，浙江 杭州 311122）

吸力式筒型基礎作為深海油氣平臺的一種基礎形式，近年來逐漸在海上風電領域得到推廣應用，相比傳統海上風機基礎，具有施工安裝方便、無噪音、可重復利用、方便拆除等優點。吸力式多筒基礎在較深海域能表現出更好的安全性和經濟性，可適用于水深20～40 m甚至更深的海域，擁有廣闊的發展前景。在海上波浪流的作用下，吸力式筒基礎周圍流場發生變化，頂部附近海床易發生局部沖刷從而降低吸力式筒基礎入土深度，導致基礎承載力受到影響。近年來隨著吸力式筒型基礎的推廣和應用，沖刷對筒型基礎承載性能的影響受到越來越多的關注。

魯曉兵等［1］認為同種砂土地基中，筒型基礎的直徑、筒高以及在地基中的埋深直接影響其承載特性，其他學者們也大都以筒高、筒徑和基礎埋深作為影響因素來研究筒基的位移模式和極限承載力等受沖刷的影響［2-4］。海上風電基礎在工作時受到波浪流的沖刷，易出現失穩破壞，Chen 等［5］對整體沖刷下筒型基礎的穩定性進行試驗研究，結果表明基礎的穩定性隨著沖刷深度的增加逐漸降低，基礎的最終狀態逐漸從循環穩定轉變為循環失效。馬天馳等［6］對整體沖刷作用下吸力筒基礎的位移模式、筒頂位移和轉動點進行小比尺模型試驗，認為在波浪循環荷載作用下，整體沖刷作用對筒基礎運動模式的影響不大，但整體沖刷深度對筒頂位移影響極大。Liu等［7］通過試驗分析了沖刷條件下筒型基礎在波浪和水流作用下的循環響應，并提出了計算沖刷作用下筒型基礎轉角的經驗公式。

為研究各沖刷條件下的極限承載力，陸羅觀等［8］引入沖刷率的概念，采用有限元方法研究不同沖刷率下復合筒型基礎的豎向極限承載力，并基于Meyerhof 理論計算不同沖刷率下筒型基礎的豎向極限承載力。Zhu 等［9］考慮了沖刷土體應力歷史的影響，計算整體沖刷條件下的筒型基礎豎向承載力。張鵬輝［10］對長徑比在0.25～2.00之間的筒型基礎進行復合加載承載特性模擬，分析了不同長徑比的筒基在不同沖刷條件下的承載力演化規律及破壞機制。

吸力式筒型基礎在工作中主要承受自重帶來的豎向荷載和波浪、海流所引起的水平與彎矩荷載的復合荷載。基礎失穩破壞時所受各種荷載的分量組合在應力空間內構成一個三維極限狀態曲線，即極限荷載包絡圖。Palix 等［11］、Kay 和Palix［12］結合不同的有限元軟件，提出了沉箱基礎在黏土中的V-H-M包絡線的有限元計算方法。Hung和kim［13］、劉潤等［14］通過有限元分析筒型基礎在V-H、V-M、H-M和V-H-M加載模式下的地基承載力包絡線，并提出筒形基礎的修正承載力表達式。V-H-M包絡線表明，隨著豎向承載力增加，筒基礎的水平承載力和抗傾覆能力降低。但是對小于豎向極限承載力40%的垂直荷載，給定的豎向荷載對水平和抗傾覆組合承載力的下降可以忽略不計，在實際中筒基礎的豎向承載力遠小于豎向極限承載力的40%［15］。

對于吸力式三筒基礎承載力，目前研究較少。Kim等［16］利用有限元分析三筒基礎的間距、嵌入深度和荷載方向對承載力的影響，并提出三筒基礎承載力的修正參數；樂叢歡等［17］基于有限元分析四筒導管架基礎的筒徑與筒高對基礎抗彎承載力的影響；Li等［18］采用數值模擬分析四筒基礎周圍的沖刷模式對地基承載包絡線的影響。

三筒基礎因具有較大直徑，能有效承受基礎上部結構自重傳遞至基礎的豎向荷載，筒與筒之間的組合效應，使其水平和抗彎承載力大大提高，但因筒型基礎相較樁基礎埋深淺，沖刷對其承載力的影響更應得到重視。目前考慮沖刷作用的吸力式多筒基礎承載力變化分析研究尚不充足。因此，這里采用模型試驗和數值模擬方法，分析沖刷作用對三筒基礎的水平和彎矩承載力的影響，提出沖刷條件下三筒基礎的水平和彎矩極限承載力計算方法。

1 模型試驗研究

研究通過小比尺模型試驗，對不同沖刷條件下的三筒基礎進行一定加載高度的水平加載試驗，研究沖刷條件下三筒基礎的水平承載性能。

1.1 試驗方法

將吸力筒視為剛性基礎，采用鋼材制作吸力筒模型。3 個模型筒尺寸一致，長度L為150 mm，頂蓋厚度δ1為5 mm，外徑Do為120 mm，內徑Di為117 mm，長徑比為1.25，筒壁壁厚δ2取1.5 mm。結合文獻［19］中對模型試驗邊界范圍的研究，水平荷載對吸力筒周圍2.5 倍筒直徑范圍外、荷載方向后側土體幾乎沒有影響，基于本試驗所用模型筒的尺寸，制作尺寸為1.2 m×1.2 m×1.5 m（長×寬×高）的模型箱，以避免三筒基礎周圍土體的邊界效應對試驗結果的影響。試驗布置如圖1所示。

圖1 試驗布置示意Fig.1 The layout of a model test

試驗所用砂土為級配良好的中密砂，砂土的基本物理力學性質見表1，顆粒級配曲線如圖2 所示。模型試驗開始前向試驗箱內分層填筑砂土并夯擊，施加0.45 N/mm2的作用力進行預壓。48 h后向模型箱內注水，待模型箱底部排水口有水流出后關閉排水口，水高過泥面后停止注水，并靜置24 h 使之固結。為方便觀察試驗現象，試驗開始前，所有水排出試驗箱，所以本試驗采用的是完全飽和砂土，綜合考慮了實際工程中水的影響。

表1 試驗用砂物理參數Tab.1 Physical parameters of test sand

圖2 模型試驗所用砂土粒徑級配曲線Fig.2 The grain size distribution curve of test sand

為了模擬沖刷條件，試驗中將對筒周土體進行開挖，對于沖刷坑開挖形態，通過對吸力筒沖刷特征進行物理模型試驗研究來考慮，為此分別開展了不同波流條件下（入射波高hw=0.05～0.15 m，周期T=1.0～1.8 s，水流速度Uc=0.26～0.31 m/s），不同結構尺寸的單筒與三筒基礎的沖刷水槽試驗（單個筒基礎的直徑為30 cm）。圖3（a）為水槽現場圖片，圖3（b）為測量流場特點使用的傳感器（波高儀、流速儀），圖3（c）～（f）為吸力筒單筒與多筒模型。

圖3 水槽、儀器和模型筒Fig.3 Flume, instrument and bucket modes

水槽中沖刷試驗布置如圖4 所示。筒型基礎的沖刷坑形態為前半側圓環狀沖刷、后半側為“人”字形淤積，如圖5（a）所示。測量各個筒基礎在不同波浪水流條件下的局部沖刷坑深度與寬度，如圖5（b）所示，沖刷深度d和沖刷寬度w可以簡化為線性關系，見式（1）。已有學者通過對單筒基礎的承載力進行研究認為，筒型基礎的水平承載力主要由筒內土體和荷載方向前側的土體提供［20］，后側土體的沖刷對承載力影響不大，因此開挖沖刷坑時考慮波浪的方向性及最不利承載工況，忽略筒后少量淤積。為簡化沖刷坑形態以更好地量化控制沖刷條件，同時最大程度上模擬沖刷坑對承載特性的影響，本試驗在開挖沖刷坑時將以倒圓錐臺作為沖刷坑形狀，如圖5（c）所示。

圖4 沖刷試驗布置示意Fig.4 Scour experiment setup

圖5 水槽沖刷形態及開挖形態Fig.5 Scouring patterns and excavation forms in water channels

式中：d為沖刷坑深度；w為沖刷坑寬度。

1.2 試驗工況

研究內容為不同沖刷條件下，不同尺寸三筒基礎的水平和彎矩承載性能，因此在設計試驗工況時，主要控制沖刷率e、相對筒間距S/D（S為各筒中心點之間的距離，D為筒直徑）這兩個因素。其中沖刷率e的定義為沖刷深度ds和吸力筒直徑D的比值。

相比單筒基礎，三筒基礎和筒間土相互作用提高了基礎的承載力［21］。根據文獻［22］結果，考慮承載力增長率和用鋼量增長率的平衡問題，三筒基礎最佳優化尺寸為L/D=1.27、S/D=3，長徑比與本試驗模型筒的長徑比1.25 非常接近，故本試驗設置三筒基礎的相對筒間距S/D=3。當筒型基礎上部結構與主筒直徑比值介于0.2～0.5 時，該基礎具有一定的防沖刷能力，因此筒基礎周圍的沖刷深度較小［23］。結合三筒基礎的沖刷試驗結果，各工況筒周最大沖刷深度的范圍在0.08D～0.49D之間，因此設置試驗承載力模擬的沖刷率e分別為0、0.2、0.4、0.6，共4組試驗，詳見表2。

表2 水平承載力試驗工況Tab.2 Test conditions of horizontal bearing capacity

試驗采用恒載加載方式，通過添加砝碼塊逐步施加水平荷載。根據《港口工程樁基規范》（JS 167—4—2012）對水平靜荷載試驗的規定，加載時荷載級差取預估荷載的1/10左右，每級加載至少維持5 min，觀察筒頂放置的位移計，待筒體穩定后再施加下一級荷載。在加到某一級荷載時，筒體的水平位移快速增大，在荷載不變的前提下，位移持續變大并沒有減緩的趨勢，停止加載。在飽和砂土中采用水平分級加載的方法，每級加載之間間隔時間較長，屬于慢加載，砂土滲流性好，采用慢加載有足夠時間進行排水，該試驗中分級加載時間是5 min，該模型定義為排水行為［16］。

1.3 試驗結果分析

針對相對筒間距S/D為3的三筒基礎進行不同沖刷率下的水平加載試驗，水平加載高度He為360 mm，如圖6所示為三筒基礎失穩過程。通過觀察分析試驗過程，可將三筒基礎加載過程分為3個階段：彈性變形階段—塑性變形階段—失穩破壞階段。彈性變形階段三筒基礎的位移非常微小，難以觀察，筒頂位移計監測所得數據小于1 mm；但隨著荷載逐級增加，在受拉筒后側可觀察到筒壁與土體分離產生的微小縫隙，對應于圖7曲線初始階段，三筒基礎基本沒有位移發生。隨著水平荷載加大，三筒基礎周圍的土體逐漸從彈性變形階段進入塑性變形階段，受壓筒前側土體逐漸被拱起，產生向外擴散的細小裂縫，受拉筒后側裂縫逐漸擴大，筒體開始產生向上拔起、向荷載方向轉動的趨勢，對應于圖7 曲線開始發生位移階段。當施加最后一級荷載后，基礎進入失穩破壞階段，水平荷載保持不變的情況下，基礎變形開始快速增長，直至傾倒，對應于圖7曲線位移劇烈發生階段。

圖6 沖刷率e=0.2時基礎失穩過程Fig.6 Process of foundation failure with scour rate e=0.2

圖7 不同沖刷率下荷載—位移曲線Fig.7 Load-displacement curves with different scour rate

從圖6（b）可以看出：基礎破壞時，受壓筒和受拉筒前側土體均被擠壓形成楔形破壞區，說明受拉筒和受壓筒前側的被動土壓力為三筒基礎提供了部分水平承載力。受拉筒被完全拔出時，可以觀察到受拉筒內土體脫落，說明筒內土體與筒壁在加載過程中發生摩擦，進一步說明受拉筒提供的水平承載力部分來自筒壁內外側與土體的摩擦。

圖7為不同工況的荷載—位移曲線，采用切線相交法計算得到沖刷率e分別為0、0.2、0.4時，三筒基礎的水平極限承載力分別為378、329 和316 N，水平承載力隨沖刷率提高而下降。受試驗組數限制，下面將建立有限元模型，詳細分析沖刷對三筒基礎承載性能的影響效果。

2 沖刷對水平和彎矩承載特性影響

為進一步研究沖刷對水平和抗彎承載力的影響，建立有限元模型對模型試驗進行驗證并擴展分析。

2.1 有限元模型建立與驗證

數值模型中吸力筒的尺寸取值與模型試驗中取值一致。為了簡化模型以提高計算效率，三筒基礎各筒頂之間通過設置梁單元進行剛性連接。實際工程中的三筒基礎在XY平面上一般為等邊三角形分布形式，將該等邊三角形幾何中心處作為荷載施加點。界面強度折減系數Rinter反映筒土相互作用程度，范圍在0～1之間，一般情況下和周圍完整土體相比，接觸面強度低、剛度小。強度折減系數值取決于結構材料和土層材料的特征（接觸面的粗糙程度），無相關經驗和數據的情況下可按照2/3輸入，這里定義界面系數Rinter=0.67。

筒體材料采用Q235 鋼材，定義筒為線彈性本構模型，取彈性模量Ns=2.06×105MPa，泊松比v=0.31，筒的重度γ=78.5 kN/m3。采用Mohr-Coulomb 模型模擬砂土的應力應變關系，土體材料的參數取值與模型試驗用砂參數基本一致。但在設置黏聚力時，若黏聚力為0會使計算結果偏小，Brinkgreve推薦黏聚力c=0.2 kPa、剪脹角ψ=4°［24］，數值模擬參數設置見表3。

表3 有限元模型物理參數Tab.3 Physical parameters of finite element models

三筒基礎在3倍筒間距S水平方向、2倍筒長L豎直方向以及筒基礎內部土體進行局部網格加密，設置粗糙系數為0.35，對于其他部分的模型進行單元網格自適應劃分，如圖8所示。

圖8 有限元計算模型Fig.8 The model of the finite element method

圖9為試驗和模擬所得不同沖刷條件下三筒基礎的荷載—位移曲線對比，曲線都為陡變型曲線，采用切線相交法從荷載—位移曲線中計算得到各工況下模型試驗和有限元計算所得極限承載力值，對比結果見表4。

表4 極限承載力試驗值和模擬值對比Tab.4 The comparison of ultimate bearing capacity between test and FEM

圖9 有限元與試驗結果對比Fig.9 The comparison between FEM and experiment result

當荷載—位移曲線拐點不明顯，荷載超過某個值后，曲線的斜率會隨荷載的增大而逐漸的增大，取曲線剛開始以及最終位置的兩條切線交點對應的荷載值作為極限承載力大小，如圖10中A點所示。三筒基礎在無沖刷的工況下試驗所得極限承載力為378 N，有限元計算所得結果為336 N，誤差為11.1%，原因可能是該工況試驗每級加載時間間隔較長。沖刷率為0.2和0.4的工況誤差分別為3.3%和6.3%，誤差較小，驗證了本文研究三筒基礎在沖刷條件下的承載力有限元模型的合理性和結果的可靠性。

圖10 典型荷載—位移曲線Fig.10 Typical load-displacement curves

2.2 水平承載力的影響

本節主要研究不同沖刷率e對不同相對筒間距S/D的三筒基礎的水平極限承載力的影響，通過有限元模擬的荷載加載法，分別對S/D=2.5、3.0、3.5，沖刷率e=0、0.2、0.4、0.6共12組工況進行三筒基礎水平加載模擬，通過得到的水平荷載—位移曲線，確定水平極限承載力和水平承載力效率系數，并分析沖刷率對水平承載力效率系數的影響，根據分析結果提出沖刷條件下三筒基礎水平承載力效率系數計算方法。根據模擬所得不同相對筒間距下三筒基礎的水平荷載—位移曲線，使用切線相交法確定水平極限承載力Hult。

由圖11 可以看出：相對筒間距S/D=2.5、3.0、3.5 的三筒基礎，水平極限承載力隨沖刷率e的增大而減小，且下降速率隨沖刷率增大而增大。這是因為三筒基礎的水平承載力主要由筒內土體和筒外被動區土體提供［20］，加載過程中會在筒前形成楔形破壞區，隨著沖刷率的提高，筒前側提供抗力的土體體積減少，從而三筒基礎水平承載力減小；因模擬沖刷條件時考慮了沖刷坑的形態而非簡單挖去一定深度的土層，故隨著沖刷率的提高，筒前側楔形破壞區土體體積的減少幅度也提高，因此水平承載力的下降速率隨沖刷率的增大而增大。縱向對比不同相對筒間距的三筒基礎的水平極限承載力變化曲線可知：相對筒間距S/D越小，水平極限承載力越小，且水平極限承載力隨沖刷率提高而下降的速率越快。這說明在水平荷載下，相對筒間距越小的三筒基礎抵抗沖刷削弱水平承載力的能力越差。

圖11 水平極限承載力和沖刷率的關系曲線Fig.11 The relationship between horizontal bearing capacity and scour rate

對各模擬工況所得承載力進行無量綱化、歸一化處理。荷載、位移標記方法如表5 所示。表中：EcH、EcM分別為水平和彎矩承載力效率系數；Hult，S、Mult，S表示無沖刷時單筒基礎水平和彎矩極限承載力；Hult，T和Mult，T分別表示各工況對應沖刷率的三筒基礎水平和彎矩極限承載力；單筒基礎與三筒基礎具有相同直徑D、長徑比L/D。

表5 荷載和位移標記方法Tab.5 Load and displacement marking method

引入沖刷修正系數dhe，以無沖刷工況的水平極限承載力為標準，對各工況的水平極限承載力進行歸一化，見式（2）。

其中，EcH（e=0）為無沖刷工況的水平承載力效率系數。

根據圖12 中沖刷修正系數dhe隨沖刷率e的變化趨勢，選用二次函數為擬合函數，依次代入4 組沖刷率e和沖刷修正系數dhe，使用最小二乘法經過多次迭代計算，得到沖刷修正系數dhe和沖刷率e的二次函數關系如式（3）所示，從圖12中可以看出曲線擬合度較好。

圖12 沖刷修正系數dhe隨沖刷率e變化曲線Fig.12 The relationship between dhe and e

式中：α=-0.180 6exp（-0.364 8S/D）；β=4.139 9exp（-0.792 4S/D）；0≤e≤0.6；2.5≤S/D≤3.5。

2.3 彎矩承載力

圖13 為不同相對筒間距的三筒基礎的彎矩極限承載力隨沖刷率的變化曲線，可以看出：相對筒間距S/D=2.5、3.0、3.5 的三筒基礎，彎矩極限承載力隨沖刷率e的增大而減小，且下降速率隨沖刷率增大而增大，這是因為隨著沖刷率增大，三筒基礎入土深度減小，彎矩荷載作用下受拉筒周圍的土體提供抵抗上拔的能力減小。

圖13 彎矩極限承載力和沖刷率的關系曲線Fig.13 The relationship between bending moment capacity and scour rate

引入沖刷修正系數dme，以無沖刷工況的三筒基礎彎矩極限承載力為標準，對各工況的彎矩極限承載力進行歸一化，見式（4）。

其中，EcM（e=0）為未沖刷工況的彎矩承載力效率系數。

將修正系數dme與沖刷率e、相對筒間距S/D的曲線關系進行擬合，經過多次迭代計算，得到沖刷修正系數dme和沖刷率e的二次函數關系如式（5）所示，圖14中可以看出曲線擬合度較好。

圖14 沖刷修正系數dme隨沖刷率e變化曲線Fig.14 The relationship between dme and e

式中：δ=-0.017 8S/D-0.030 32；ζ=-0.287 3S/D-1.589 1；0≤e≤0.6；2.5≤S/D≤3.5。

綜上計算分析，對比水平荷載和彎矩荷載下沖刷修正系數dhe和dme，可以發現：沖刷修正系數dhe和dme與沖刷率e都存在二次函數關系，dhe和dme隨e增大而減小，且減小速率隨e增大而增大，說明沖刷深度越大，沖刷對三筒基礎的水平抗彎承載力削弱越強。當沖刷率e=0.6時，S/D為2.5、3.0、3.5的三筒基礎水平承載力的沖刷修正系數dhe分別為0.746、0.833、0.871，而彎矩承載力的沖刷修正系數dme分別為0.686、0.762、0.800，對比可以發現不同相對筒間距的三筒基礎水平承載力的沖刷修正系數dhe大于彎矩承載力的沖刷修正系數dme，說明沖刷對抗彎承載力的影響大于對水平承載力的影響。

2.4 沖刷對M-H包絡線影響

吸力式多筒基礎在工作中主要承受自重帶來的豎向荷載和波浪、海流所引起的水平與彎矩荷載的復合加載。文獻［15］表明，當筒型基礎所受豎向荷載小于豎向極限承載力的0.4倍時，豎向荷載對其承載力包絡圖的影響不大，因此本節將主要研究吸力式三筒基礎在M-H應力空間內的承載特性受沖刷作用的影響。

采用固定荷載比方法，對相對筒間距S/D分別為2.5、3.0、3.5的三筒基礎進行水平和彎矩復合加載模擬，并將各模擬工況所得極限承載力進行無量綱化、歸一化處理，無量綱化處理可以更清晰地看出包絡線的位置變化，歸一化處理可以更容易對比出包絡線的形狀變化。不同相對筒間距S/D和不同沖刷率e下的M-H無量綱與歸一化破壞包絡線如圖15和圖16所示。

圖15 M-H無量綱破壞包絡線Fig.15 Non-dimensional M-H envelope curves

圖16 M-H歸一化破壞包絡線Fig.16 Normalized M-H envelope curves

通過圖15可以看出沖刷率對無量綱包絡線的影響較大。隨著沖刷率的提高，三筒基礎的水平和彎矩極限承載力均減小，導致M-H破壞包絡線向內移動，且移動范圍隨沖刷率的提高而不斷變大。說明隨著周圍土體缺失深度和范圍的增大，三筒基礎的水平和彎矩承載力不斷降低，且隨著沖刷率的上升，水平和彎矩承載力降低幅度增大。

通過圖16可以看出，不同沖刷率下，三筒基礎的歸一化破壞包絡線在第一象限內重合率較高，該現象與單筒基礎一致［10］。對比各工況下三筒基礎的M-H歸一化破壞包絡線，發現各包絡線形狀相似：隨著水平力的增加，極限彎矩值明顯降低；隨著相對筒間距S/D增大，破壞包絡線呈上凸的趨勢，三筒基礎的水平和彎矩極限承載能力隨著相對筒間距的增大而小幅提高，這是因為相對筒間距增大，三筒基礎的彎矩力臂增加，結構整體穩定性更強。

對比文獻［25-26］中筒型基礎的M-H破壞包絡線公式的研究（圖17）可見，本研究模擬所得包絡線與Hung和Kim［26］的結果比較接近。故這里在Hung和Kim的研究基礎上，引入相對筒間距S/D和沖刷率e，采用式（6）對M-H破壞包絡線進行擬合。

圖17 歸一化破壞包絡線對比Fig.17 The comparison of normalized envelope curves

經過多次迭代計算，得到各工況下的修正系數η值見圖18。

圖18 修正系數與沖刷率對應關系Fig.18 The relationship between η and e

根據式（6）的函數特性：修正系數η趨近于0 時，第一象限內形狀接近1/4 圓弧；η趨近于2 時，第一象限內形狀接近斜率為-1、截距為1的直線。縱向對比圖18中相同e、不同S/D的修正系數η可發現：相同沖刷條件下，三筒基礎的相對筒間距越大，η越小，M-H破壞包絡線形狀越外凸，即水平、抗彎承載性能越好。對比不同S/D下，修正系數η隨沖刷率e變化曲線可知：隨著沖刷率的上升，S/D=2.5時η的變化幅度最大，S/D=3.5時η的變化幅度最小。說明相對筒間距越大，水平、抗彎承載力受沖刷率的影響越小，抗沖刷能力越強。

將修正系數η與沖刷率e、相對筒間距S/D進行擬合計算可得三筒基礎M-H歸一化破壞包絡線計算公式：

式中：γ=-0.083 5S/D+1.437 3；λ=-0.553 9S/D+2.000 9；μ=10.740S/D-3.098；0≤e≤0.6；2.5≤S/D≤3.5。

圖19為通過擬合計算所得破壞包絡線與試驗數據的對比，可以看出不同沖刷工況的極限承載力試驗數據均在破壞包絡線附近，驗證了包絡線計算公式的合理性。

圖19 包絡線計算公式與試驗數據對比Fig.19 The comparison between calculation formula and test result

3 結 語

結合模型試驗和數值模擬對吸力式三筒基礎在水平、彎矩作用下的破壞模式和極限承載力受沖刷的影響進行研究。得出以下結論：

1）沖刷條件下三筒基礎受水平和彎矩作用直至破壞的過程，經歷彈性變形階段—塑性變形階段—失穩破壞階段，三筒基礎提供的水平彎矩抗力主要來自筒前土體被動土壓力和筒壁內外側與土體的摩擦。

2）三筒基礎的水平極限承載力隨沖刷率e的增大而下降，且下降速率隨沖刷率增大而增大。考慮文獻中最優筒間距取值，當相對筒間距的范圍為2.5～3.5 時，相同長徑比的三筒基礎水平極限承載力隨相對筒間距的減小而降低，但水平承載力受沖刷影響而下降的速率隨相對筒間距的減小而提高。

3）沖刷率e對M-H無量綱破壞包絡線的影響較大：隨著沖刷率的提高，三筒基礎的水平和彎矩極限承載力均降低，導致M-H破壞包絡線向內移動，且移動范圍隨沖刷率的提高而不斷變大。說明隨著周圍土體缺失深度和范圍的增大，三筒基礎的水平和彎矩承載力不斷降低，且隨著沖刷率的上升，水平和彎矩承載力降低幅度增大。不同沖刷率下，三筒基礎的M-H歸一化破壞包絡線在第一象限內形狀相似，隨著水平力的增加，極限彎矩值明顯降低；隨著相對筒間距S/D增大，歸一化破壞包絡線呈上凸的趨勢，這是因為三筒基礎的彎矩力臂隨著相對筒間距的增大而增大，結構整體穩定性更強。