20 水平循环荷载作用下裙式吸力桶形基础承载机理

吸力式桶型基础水平静力加载试验承载特性与稳定性分析许建朋;陈旭光;姜育科【摘要】Due to the economy,reusability,easy installation,wide applicability and other characteristics,the suction bucket foundations are widely used as offshore wind power bases.In this study,the horizontal loading test of the suction bucket foundation in saturated sandy soil is carried out.We obtained the effects of different aspect ratio on the horizontal bearing capacity of the suction bucket foundation by dimensionless analysis.It is found that with the increase of the aspect ratio of the bucket,the horizontal bearing capacity and the limit dis-placement of the bucket are increased.In addition,we analyze soil pressure on the front and rear side of the bucket with depth and horizontal load.We also found that the bucket rotation point position is located be-tween 0.6 and 0.9 times the bucket height by using the displacement analysis method and the soil pressure a-nalysis method;and as the aspect ratio increases,the rotation point position moves upwards.%吸力式桶形基础由于其经济、可重复利用、安装方便、适用性强等特点被广泛利用于海上风电基础.本文通过饱和细砂土中吸力式桶型基础水平加载试验,运用无量纲化的分析方法对试验结果进行分析,探究了不同长径比对吸力式桶形基础的水平承载特性的影响,发现随着基础长径比的增大,其水平承载力与桶顶极限位移量均增大;分析了基础桶壁受力前后侧土压力随深度以及水平荷载的分布规律;利用位移分析法和土压力分析法计算转动点位置,对比发现两种计算方法得到的基础转动点位置均位于0.6~0.9倍的桶高之间;揭示了加载过程中基础转动点位置随长径比增大向上移动的变化规律.【期刊名称】《三峡大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2018(040)003【总页数】5页(P61-65)【关键词】吸力;桶型基础;无量纲化;长径比;位移;土压力;转动点【作者】许建朋;陈旭光;姜育科【作者单位】河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室,南京 210098;河海大学江苏省岩土工程技术工程研究中心,南京 210098;河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室,南京 210098;河海大学江苏省岩土工程技术工程研究中心,南京 210098;河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室,南京 210098;河海大学江苏省岩土工程技术工程研究中心,南京 210098【正文语种】中文【中图分类】TU441由于全球能源危机、环境污染以及温室效应的加剧，海上风能作为一种重要可再生、清洁能源逐渐受到人们的关注，海上风电得到大力发展．而在复杂海洋环境下，海上风电基础的承载特性与稳定性直接影响到海上风电整体的结构安全．吸力式桶型基础[1]为上端封闭下端开口的筒体，可利用负压原理下贯至海底土层．近年来，由于其成本较低、安装方便、可回收利用的特点被广泛应用于海上风电基础．目前，国内外学者对于吸力式桶型基础已经有一定程度的研究．Byrne[2]基于牛津大学研制的加载系统，研究了吸力式基础在砂土中的承载力特性，采用水平和竖向的静载和循环荷载等组合荷载，得到吸力式基础的破坏包络面．Chen[3]比较了吸力式沉箱在正常固结和超固结土中的一系列离心机模型试验的结果，分析了其在静载和循环荷载作用下的抗拔承载力．Randolph[4]论述了水平和竖向荷载条件下粘土中吸力基础的分析技术和设计参数．讨论了水平和竖向荷载之间的相互作用，并且考虑诸如土壤的强度各向异性和施加的载荷对吸力式沉箱的水平承载力的影响．朱斌等[5]对吸力式沉箱在饱和淤泥中的吸力安装和横向承载力进行大型模型试验．试验结果表明：渗流效应影响基础在淤泥中的下沉，沉贯所需的吸力可以根据桶壁摩擦力和锥阻力很好地预测．李大勇等[6-8]对饱和细砂土中裙式吸力基础的承载力特性开展模型试验研究，试验选取不同裙高的吸力基础进行水平静力加载试验，分析了水平位移和土压力的变化．王建华[9]通过模型试验研究了桶形基础在竖向静载以及水平循环荷载共同作用下的承载特性，并与有限元计算结果相对比，发现竖向静载决定了吸力锚失稳时循环荷载的大小与次数．由此可见，国内外学者对吸力式桶型基础已经有了初步的研究，本文对吸力式桶型基础进行水平静载模型试验，并且对试验结果进行无量纲化处理，研究其承载特性以及稳定性的变化规律．1 吸力式桶型基础模型试验1.1 吸力式桶型基础模型吸力式桶形基础模型由主桶模型和加载杆固定端组成，加载杆固定端设置在主桶模型顶盖中央，如图1所示．模型的材料是圆钢，并打磨光滑，下部敞开，上部顶盖一侧设有排水孔．本文模型试验采用3个不同长径比的吸力式桶形基础模型，尺寸见表1．表1 桶形基础模型尺寸长径比[H/D]直径D/mm桶高H/mm桶顶盖厚T1/mm桶壁厚T2/mm0．52001001050．751501200图1 吸力式桶形基础模型1.2 试验地基试验所选地基为取自海滩的细砂土，颗粒级配如图2所示，其物理力学参数见表2．为保证试验过程中砂土地基的均质性，采用分层装填，同时采用渗流加静置固结，可以加速砂土固结．每次装填砂土10 cm，注水并使水位高于砂土，打开排水阀进行排水，利用渗流作用加速砂土固结．重复上述过程，最终完成40 cm高砂土地基的分层填筑．图2 砂土颗粒级配曲线表2 试验用砂物理参数类型比重孔隙比渗透系数/(cm·s-1)细砂2．520．5740．0021.3 水平静力加载试验方案图3为水平静力加载模型试验方案示意图．图3 水平静力加载模型试验方案示意图吸力式桶形基础模型及微型土压力计埋入砂土中；2只LVDT位移传感器沿水平方向布置在加载杆受力方向后侧，分别标记LVDT1和LVDT2，LVDT1距离基础模型顶盖高90 cm，LVDT2距离基础模型顶盖高80 cm；静力加载高度是50 cm．水平静力加载模型试验，用砝码逐级加载，每级荷载为2 N，每级荷载作用下LVDT读数没有变化或者变化小于0.01 mm时，继续施加下一级荷载，直至基础模型失稳破坏．重复试验过程，直到完成3个不同长径比的吸力式桶形基础模型试验．2 水平静力加载模型试验位移试验结果分析将试验结果均做无量纲化处理[10]：水平荷载的无量纲表达式为F/2πR3γ、其中F 为水平静力，R为吸力式桶形基础模型半径，γ为试验砂土有效重度(由第二章土体参数算得9.46 kN/m3)；基础水平位移的无量纲化表达式为s/D，s为LVDT所测基础水平位移量，D为吸力式桶形基础模型的直径；基础桶顶位移的无量纲化表达式为S/D，S为基础桶顶水平位移量，D为吸力式桶形基础模型的直径；基础转动点位置的无量纲化表达式为h/H，h为转动点到桶形基础顶面之间的距离，H为吸力式桶形基础的长度(高度)．2.1 水平静载作用下吸力式桶形基础的荷载位移关系如图4所示为无量纲化下基础长径比分别为0.5、0.75和1时，吸力式桶形基础LVDT2处水平位移和水平荷载的关系曲线．图4 不同长径比的吸力式桶形基础水平荷载-位移曲线图由图4可知：对于不同长径比的吸力式桶形基础水平荷载-水平位移关系曲线的趋势基本相同，都可以分为3个阶段(弹性变形阶段、塑性变形阶段和失稳破坏阶段)，分析过程基本一致，将基础能承受的最大荷载定义为水平极限承载力．由图可知：长径比为0.5、0.75和1的吸力式桶形基础水平极限承载力分别为0.6、0.79和1.64．2.2 水平静载作用下吸力式桶形基础筒顶位移与荷载关系水平荷载作用下，假定吸力式桶形基础倾覆失稳时的运动形式是绕着基础中心轴上的某一点发生转动[11]，水平静力加载试验中，2支LVDT位移传感器沿水平方向布置在加载杆受力方向后侧，可计算基础桶顶水平位移随荷载的变化关系．无量纲化下不同长径比的吸力式桶形基础桶顶位移随水平荷载变化曲线图如图5所示．图5 不同长径比吸力式桶形基础桶顶随水平荷载变化关系从图5可以看出，随着水平荷载的增加，在相同荷载水平下长径比大的基础桶顶水平位移量小于长径比小的位移量；达到极限水平荷载时，长径比为0.5、0.75和1所对应的桶顶水平位移量分别约为0.029、0.038和0.05，说明随着长径比的增加，基础能承受的变形量增大，基础桶顶极限水平位移量增加；当达到极限水平承载力时，吸力式桶形基础的水平位移一直增大，此时基础失稳破坏．按照破坏时基础最大水平位移量达到基础宽度的3%～6%作为水平位移破坏的标准[10]，可知实验结果基本与之吻合．2.3 吸力式桶形基础转动点变化规律水平荷载作用下，假定吸力式桶形基础倾覆失稳时的运动形式是绕着基础中心轴上的某一点发生转动[12]，水平静力加载试验中，2支LVDT位移传感器沿水平方向布置在加载杆受力方向后侧，可计算转动点的位置随水平荷载的变化关系．图6所示为无量纲化下不同长径比的吸力式桶形基础转动点随荷载变化曲线图，其中负号表示转动点在砂土表面以下．由图6可以看出，随着水平荷载的增大，基础转动点会向下移动，最后会趋于一个稳定的范围．吸力式桶形基础受到水平荷载作用时，主要的运动方式为转动，也会发生平动；结合基础荷载-位移曲线图分析，基础在弹性变形阶段和塑性变形前期阶段，由于基础变形位移量相对较少，平动所占的比例相对较大，所以转动点的位置变化较大；随着塑性变形的发展到失稳破坏阶段，基础的变形位移量逐渐增大，基础主要以转动为主，并逐渐成为完全转动，所以转动点的范围趋于一个稳定的范围．图6 不同长径比吸力式桶形基础转动点随荷载变化曲线图3 水平静力加载模型试验土压力试验结果分析吸力式桶形基础属于埋深小的宽浅式基础，基础前后侧受到的土压力按主动土压力和被动土压力考虑[13-14]．所测得的被动土压力是正值，测得的主动土压力是负值．通过土压力值的测量，得出被动土压力区和主动土压力区，并将相同埋深的基础前后侧土压力值相减，得到土压力的合力，土压力合力为0处则为基础转动点位置[15]．3.1 不同长径比吸力式桶型基础转动点位置图7～9分别为为长径比0.5、0.75、1的吸力式桶形基础土压力合力分布图．从图7可知：长径比为0.5的吸力式桶形基础的转动点位置在0.85倍桶高以下，在失稳破坏时会稍微向上移动，转动点位置的平均深度约为0.9倍桶高．从图8可知：长径比为0.75的吸力式桶形基础的转动点位置在0.7～0.9倍桶高之间，在失稳破坏时会稍微向上移动，转动点位置的平均深度约为0.8倍桶高．从图9可知：长径比为1的吸力式桶形基础的转动点位置0.6～0.65之间，转动点平均位置约为0.62倍桶高．图7 长径比0.5的吸力式桶形基础土压力合力分布图图8 长径比0.75的吸力式桶形基础土压力合力分布图图9 长径比1的吸力式桶形基础土压力合力分布图3.2 位移与土压力得到的转动点位置对比将2.3节位移分析得出无量纲化下吸力式桶形基础破坏时的转动点位置和3.1节土压力分析得到的数据汇总并对比，见表3．表3 不同长径比的吸力式桶形基础转动点汇总长径比[H/D]转动点位置范围位移分析土压力分析转动位置平均值位移分析土压力分析0．50．78～0．930．85～0．950．860．90．750．65～0．850．7～0．90．750．810．5～0．640．6～0．650．570．62由表3可知，通过位移分析和土压力分析得到的转动点位置差别不大，基本吻合．综合分析可知：水平静载作用下，长径比0.5的吸力式桶形基础的转动点位于基础顶面以下0.78～0.95倍桶高之间，长径比0.75的吸力式桶形基础的转动点位于基础顶面以下0.65～0.9倍桶高之间，长径比1的吸力式桶形基础的转动点位于基础顶面以下0.5～0.65倍桶高之间．随着基础长径比的增大，基础转动点的位置相对于桶高向上移动，但是都位于基础顶面以下0.6～0.9倍桶高之间．4 结论与建议本文通过无量纲化方法对吸力式桶形基础水平静力加载模型试验的结果进行详细分析．主要得出以下结论：1)吸力式桶形基础在水平静力加载过程中分为3个阶段：弹性变形阶段、塑性变形阶段和失稳破坏阶段．吸力式桶形基础的承载力和稳定性随长径比的增大而增大．2)不同长径比的吸力式桶形基础在水平静力加载过程中弹性变形阶段，桶顶水平位移量基本相同，均为0.004；桶顶极限水平位移量随着长径比的增大而略有增大；实验结果基本吻合整体刚性短桩水平承载破坏特性．3)通过位移和土压力分析分别得到的基础转动点位置变化规律，两者差别相对较小；随着基础长径比的增大，基础转动点的位置相对于桶高向上移动，但是都位于基础顶面以下0.6～0.9倍桶高之间．本文所得结论均为实验室内进行，还需要数值模拟或理论分析的验证．参考文献：[1] Ibsen L B. Implementation of a New Foundations Concept for Offshore Wind Farms[C]. Proceedings Nordisk Geoteknikermøte nr. 15: NGM 2008，Nordisk Geoteknikermøte, Sandefjord, 2008：19-33．[2] Byrne B W. Investigations of Suction Caissons in DenseSand[J]． University of Oxford, 2000．[3] Chen W, Randolph M. Radial Stress Changes Around Caissons Installed In Clay By Jacking And By Suction[C]．2004．[4] Randolph M F, House A R. Analysis of Suction Caisson Capacity inClay[C]． Offshore Technology Conference, 2002．[5] Zhu Bin, Kong Deqiong, Chen Renpeng, et al. Installation and Lateral Loading Tests of Suction Caissons in Silt[J]． Canadian Geotechnical Journal, 2011, 48(7):1070-1084．[6] 李大勇, 郭彦雪, 高玉峰, 等. 水平单调荷载作用下饱和细砂中裙式吸力基础土压力特性分析[J]．土木工程学报, 2015，48(1):112-119．[7] 李大勇, 曹立雪, 高盟, 等. 水平荷载作用下裙式吸力基础承载性能研究[J]．海洋工程, 2013，31(1):67-73．[8] 李大勇, 冯凌云, 张雨坤,等. 饱和细砂中裙式吸力基础水平单调加载模型试验-承载力及变形分析[J]．岩土工程学报, 2013，35(11):2030-2037．[9] 王建华, 刘晶磊, 周扬锐. 静荷载与循环荷载作用下张紧式吸力锚承载特性的模型试验[J]．岩土工程学报, 2012, 34(6):997-1004．[10] Byrne B W. A Comparison of Field and Laboratory Tests of Caisson Foundations in Sand and Clay[J]．Géotechnique, 2006, 56(9)：617-626．[11] 孟昭瑛, 梁子冀, 刘孟家. 浅海桶形基础平台水平承载力与抗滑稳定分析[J]．海洋科学进展, 2000, 18(4):36-41．[12] Obrzud R,Truty A.The Hardening Soil Model-a Practical Guidebook[M].Zace Services Ltd,Lausanne,Switzerland, 2011．[13] 瞿小莉. 大直径圆筒结构土压力研究[D]．大连：大连理工大学, 2008．[14] 许英. 大直径薄壁圆筒结构土压力研究[D]．南京：河海大学, 2004．[15] Prasad Y V S N, Chari T R. Lateral Capacity of Model Rigid Piles in Cohesionless Soils[J]． Soils & Foundations, 1999, 39(2):21-29．。

Vol. 43, No. 2Feb., 2021第43卷第2期2021年2月舰船科学技术SHIP SCIENCE AND TECHNOLOGY海上风机吸力式桶形基础竖向承载力特性研究廖倩"，毋晓妮"，李晔1,2(1.上海交通大学，海洋工程国家重点实验室，上海200240; 2.上海交通大学，船舶海洋与建筑工程学院，上海200240)摘 要：吸力式桶形基础作为一种新型的海上风机基础，正逐渐以单桶或者多桶组合形式被应用于海上风机支撑基础设计中。

然而目前对应用于海上风机基础的桶形基础的极限承载力的研究仍存在研究不全面和结果不统一 的问题。

本文以宽浅型单桶基础为例，采用有限元软件Abaqus 对海上风机吸力式桶形基础在饱和黏土地基中的竖向 承载特性进行三维有限元分析。

考虑桶土接触面分离条件对极限承载力和土体破坏模式的影响，并且对桶形基础长 径比、土体的有效重度以及土体不排水抗剪强度分布对桶形基础竖向极限承载特性的影响进行分析。

研究成果可以为海上风机吸力式桶形基础设计提供参考。

关键词：吸力式桶形基础；竖向承载力；三维有限元分析；变动参数比较研究中图分类号：TU473文献标识码：A文章编号：1672 - 7649(2021)02 -0120-06 doi ： 10.3404/j.issn.l672 - 7649.2021.02.025Research on the vertical bearing capacity of suction bucket foundation for offshore wind turbineLIAO Qian 气 wu Xiao-ni 1'2, LI Ye 1'2(1. State Key Laboratory of Ocean Engineering, Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200240, China; 2. School of NavalArchitecture, Ocean and Civil Engineering, Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200240, China)Abstract: Suction bucket foundation is a new type of offshore wind turbine foundation. It can be used in a single-buck ­et or multi-buckets supported offshore wind turbine. However, the understanding on the bearing behavior of suction bucketfoundation for offshore wind turbine is still limited and there is inconsistency in the existing research results. This work presents the results of three-dimensional finite element analyses of bucket foundations in normally consolidated clay underundrained condition. The ultimate vertical bearing capacity and failure mode of the suction bucket foundation under differ ­ent contact conditions are investigated. The effects of the embedment ratio of the bucket foundation, the effective unit weightof the soil and the profile of undrained shear strength on the vertical bearing capacity of the bucket foundation are discussed.Key words: suction bucket foundation ； vertical bearing capacity; three-dimensional finite element; parametric com ­parative study0引言海上风电行业从20世纪80年代开始发展，并且 自2000年以来发展迅速。

《V-H荷载作用下海洋平台吸力式桩桶桩土承载特性研究》篇一一、引言随着海洋能源开发的深入进行，海洋平台建设愈发显得重要。

吸力式桩桶作为海洋平台基础的重要构成部分，其承载特性直接影响着海洋平台的安全性和稳定性。

本文将重点研究V-H荷载作用下，海洋平台吸力式桩桶桩土的承载特性，为海洋平台的设计和施工提供理论依据。

二、V-H荷载与吸力式桩桶概述V-H荷载是指垂直荷载（V）和水平荷载（H）共同作用下的荷载形式，是海洋平台承受的主要荷载之一。

吸力式桩桶是一种利用负压原理将桩桶与土体紧密结合的基础结构，具有较好的承载力和稳定性。

三、研究方法与实验设计本研究采用理论分析、数值模拟和实验研究相结合的方法，对V-H荷载作用下吸力式桩桶桩土的承载特性进行研究。

实验设计包括模型制作、加载方式、数据采集等方面。

模型采用1:10的比例制作，以模拟实际海洋环境中的情况。

加载方式采用逐步增加V-H荷载的方式，以观察吸力式桩桶的承载特性变化。

数据采集包括桩土界面压力、桩身变形等关键数据。

四、实验结果与分析1. 桩土界面压力分析实验结果显示，在V-H荷载作用下，吸力式桩桶与土体之间的界面压力呈现出明显的变化趋势。

随着荷载的增加，界面压力逐渐增大，且在垂直荷载作用下，界面压力的增加更为显著。

这表明吸力式桩桶在垂直荷载作用下与土体的结合更为紧密。

2. 桩身变形分析在V-H荷载作用下，吸力式桩桶的桩身变形呈现出一定的规律。

垂直荷载作用下，桩身变形主要表现在垂直方向上，而水平荷载作用下，桩身产生一定的侧向变形。

通过数值模拟和实验数据的对比分析，可以发现，吸力式桩桶在V-H荷载作用下的变形特性与土体的性质、桩桶的结构形式等因素密切相关。

五、结论与建议本研究表明，在V-H荷载作用下，吸力式桩桶与土体之间的界面压力和桩身变形均表现出明显的变化规律。

吸力式桩桶在垂直荷载作用下与土体的结合更为紧密，而在水平荷载作用下则会产生一定的侧向变形。

为提高海洋平台的稳定性和安全性，建议在海洋平台设计和施工过程中，充分考虑V-H荷载对吸力式桩桶承载特性的影响，并采取相应的措施加强桩桶与土体的结合力，减小桩身变形。

《V-H荷载作用下海洋平台吸力式桩桶桩土承载特性研究》篇一一、引言随着海洋资源开发利用的深入，海洋平台作为重要的海洋工程设施，其安全性和稳定性越来越受到关注。

在海洋平台的设计和建造过程中，桩基承载力是关键因素之一。

其中，吸力式桩桶桩因其独特的施工方法和良好的承载性能，在海洋平台中得到广泛应用。

然而，在V-H荷载（垂直荷载和水平荷载）作用下，其与土体之间的相互作用机制和承载特性尚需进一步研究。

因此，本文对V-H荷载作用下海洋平台吸力式桩桶桩土承载特性进行了研究。

二、研究背景与意义随着全球能源需求的增加，海洋能源开发成为重要的战略方向。

海洋平台作为海洋能源开发的重要基础设施，其安全性和稳定性直接关系到工程项目的成败。

吸力式桩桶桩因其施工方便、适应性强等优点，在海洋平台中得到广泛应用。

然而，在V-H荷载作用下，其与土体之间的相互作用机制和承载特性受到多种因素的影响，如土体性质、桩型参数、荷载条件等。

因此，研究V-H荷载作用下海洋平台吸力式桩桶桩土承载特性，对于提高海洋平台的安全性和稳定性具有重要意义。

三、研究方法与内容本研究采用理论分析、数值模拟和现场试验相结合的方法，对V-H荷载作用下海洋平台吸力式桩桶桩土承载特性进行研究。

具体研究内容包括：1. 理论分析：通过建立吸力式桩桶桩与土体相互作用的理论模型，分析V-H荷载作用下桩土相互作用的机理和影响因素。

2. 数值模拟：利用有限元软件，对不同土体性质、桩型参数和荷载条件下的吸力式桩桶桩进行数值模拟，分析其承载特性和破坏模式。

3. 现场试验：在实际海洋工程中进行现场试验，对吸力式桩桶桩在V-H荷载作用下的实际承载性能进行测试和分析。

四、结果与讨论1. 理论分析结果：通过建立的理论模型，发现V-H荷载作用下，吸力式桩桶桩与土体之间的相互作用受到土体性质、桩型参数等因素的影响。

其中，土体的内摩擦角、粘聚力和压缩模量等性质对桩土相互作用有显著影响。

此外，桩的直径、壁厚、入土深度等参数也会影响其承载性能。

桶形基础弯矩承载力研究
桶形基础是一种常用的土木工程基础形式，广泛用于建筑物、桥梁、隧道等工程中。

桶形基础的弯矩承载力是评估其承载能力的重要指标之一。

本文将从桶形基础的特点、弯
矩产生原因、弯矩计算公式以及影响弯矩承载力的因素等方面展开研究。

桶形基础是一种横截面呈现向内腰线凸出的桶形，可以通过地下开挖、预埋桩或机械
挖掘等方式施工。

桶形基础的设计主要是考虑其在外界作用力下产生的弯矩，以保证其承
载能力满足工程需求。

桶形基础在承载过程中产生的弯矩主要由以下几个方面引起。

在施工过程中，桶形基
础横截面呈现塑性变形，其上下表面产生相对位移，从而引起弯矩。

基于桶形基础受到的
载荷非均匀分布，也会产生弯矩。

桶形基础在使用过程中可能遇到的地震、风力等外界作
用力，也会导致其产生弯矩。

桶形基础的弯矩计算公式可以通过基础力学原理得出。

根据物理力学原理，弯矩可以
通过以下公式计算得出：弯矩 = 弯矩力矩/截面惯量。

弯矩力矩是指施加在桶形基础上的
力矩，截面惯量是指桶形基础截面内各点到中心轴的距离平方和。

影响桶形基础弯矩承载力的因素较为复杂，主要包括以下几个方面。

桶形基础的形状
和尺寸对其弯矩承载力具有显著影响。

通常情况下，桶形基础的宽度越大，其承载力越强。

桶形基础的材料强度也会影响其弯矩承载力。

材料强度越高，基础的承载能力也越强。

基
于地下土壤、地下水位以及基础受到的外界作用力等因素也会对桶形基础的弯矩承载力产
生影响。

0引言海上风能作为一种新型的清洁能源，受到海洋国家高度重视，目前全球90%以上的海上风电场集中在欧洲北海、波罗的海及爱尔兰海海域等[1]。

开发海上风电是我国“经略海洋、陆海统筹”发展战略的重要组成部分，能有效缓解沿海地区长用电紧张的局面。

我国第一个海上风电场-上海东海大桥风电场于2010年投产后，山东、江苏、浙江、福建和海南等沿海海域的海上风电也正在建设或筹划中[2]。

我国计划在2025年前将实现海上风电装机7000 MW，江苏、福建、广东成为我国海上风电主要的开发省份[3]。

风机塔架基础的可靠性和耐久性是整个风电场安全运行的关键部分。

目前海上风机塔架基础结构形式主要包括：重力式基础、单桩基础、群桩基础、三脚架基础及吸力基础等。

其中，重力式基础由大体积钢筋混凝土浇筑而成，虽然建造成本低，但海上安装费时、费力，施工造价较高，而单桩基础由大直径钢管制成，需要大型液压锤打入海床，适合海水深度不超过25m。

因此，上述这些海上基础形式均不适宜用于深海区，并且在风电场投入服役期满后难以移除和重新利用。

海上风电吸力基础，具有施工速度快（采用负压下沉施工技术）、造价低、可回收利用等优点[4]，而广泛应用于离岸结构的基础。

吸力式桶形基础的安装不需要像海上桩基所用的庞大打桩设备，仅需要一个抽水泵，就能使其沉贯到海床预定位置，尤其适用于深海区[5]。

为研究桶型基础的承载特性及稳定性，国内外学者通过模型试验、有限元数值模拟及理论分析方法开展了大量的研究工作，取得了许多研究成果（余璐庆，2015；丁红岩，2018）[6-7]。

然而，随着新一轮科技创新和产业变革进程的推进，建筑信息模型技术（building information model，简称BIM）在风电工程的应用开始被发掘。

如刘占省[8]将BIM技术应用于风电塔的结构设计和施工过程中，尹硕[9]则探讨了BIM技术在桶式基础结构配筋设计中的应用，完善了钢筋混凝土桶式基础的钢筋配筋设计。

砂土中吸力式三筒基础水平承载特性试验研究作者：赵学亮李扬扬王鑫朱文波戴国亮邓温妮来源：《湖南大学学报·自然科学版》2021年第09期摘要：通过一系列小比尺模型试验对吸力式三筒基础水平荷载作用下的承载特性进行了研究，分析了长径比、荷载作用方向和筒间距对吸力式三筒基础承载力影响，试验包括3个长径比、3个荷载作用方向以及3个不同筒间距.试验结果表明：不同工况条件下得到的吸力式三筒基础荷载-位移曲线特性有所不同.相同筒重、不同筒间距下，增大筒的长径比有利于提高水平承载力，但在基础失稳前，沉箱基础模型水平位移随长径比的增加而增大.荷载作用方向对吸力式三筒基础联合工作区域影响显著，荷载最有利方向为0°，此时对应的联合工作效应区域最大;最不利方向为60°，此时筒-土间的联合工作效应最弱.相同尺寸和荷载方向条件下，随着筒间距的增加，承载力有不同程度的上升，长径比越大，承载力增加幅度越明显.关键词：吸力式三筒基础;模型试验;砂土;水平承载力中图分类号：TU 411 文献标志码：AExperimental Study on Horizontal BearingCharacteristics of Tripod-bucket Foundation in SandZHAO Xueliang1，2，LI Yangyang1，2，WANG Xin3，ZHU Wenbo1，2，DAI Guoliang1，2，DENG Wenni1，2（1. School of Civil Engineering，Southeast University，Nanjing 211189，China;2. Key Laboratory of Concrete and Prestressed Concrete Structureof Ministry of Education（Southeast University），Nanjing 211189，China;3. T. Y. Lin International Engineering Consulting（China）Co Ltd，Nanjing 210019，China）Abstract：Based on a series of small-scale model tests，the bearing characteristics of suction tripod-bucket foundation under horizontal loads are studied，and the effects of the length diameter ratio，load direction and spacing of suction caisson are investigated. The test parameters include three different aspect ratios （length/diameter），three load directions and three caisson spacing conditions. According to the test results，the characteristics of the load-displacement curve for the tripod-bucket foundation under various working conditions are different. Under the same caisson weight and different spacing conditions，increasing the aspect ratio is beneficial to improve the horizontal bearing capacity. However，before the foundation loses stability，the caisson with a larger aspect ratio results in greater horizontal displacement. The change of load direction has a significant influence on the joint working area of the suction tripod-bucket foundation. When the load direction is 0 degree，the corresponding joint working effect area is the largest，which provides the most benefit to the horizontal bearing capacity of the foundation. On the other hand，when the load direction is 60 degrees，the joint working effect between the caisson and soil is the weakest，resulting in the smallest horizontal bearing capacity. Under the same size and load direction conditions，with the increase of caisson spacing，the bearing capacity increases in different degrees. And the larger the ratio of length to diameter is，the more obvious the increase of bearing capacity is.Key words：triple-bucket foundation;model test;sandy soil;horizontal bearing capacity吸力式三筒导管架基础作为一种新型深水基础结构型式，弥补了单桩基础与重力式等传统基础结构导致工程造价过高、经济效益低等缺点，在海上风电工程中的应用逐渐增多.吸力式三筒基础主要承受风、浪产生的水平力以及传递到基础的弯矩作用[1-2]，其中筒间距、长径比与加载方向对三筒基础水平承载力影响较大.因此，对新型海上风电吸力式多筒导管架基础结构在水平及弯矩共同作用下的承载特性进行试验研究具有重要的理论和实践意义.目前关于吸力式筒型基础水平承载特性已有不少相关研究成果. Bransby和Randolph[3]对粉土地基中单筒基础进行V、H、M复合加载条件下的小比例尺室内模型试验研究.试验探讨了不排水加载和部分排水加载条件下筒基础承载力变化情况.Wakil[4]通过离心机室内试验研究了不同砂土密实度下圆柱形单筒基础水平承载特性，得到了密实度与承载力之间的影响规律. Kim等[5]通过试验对粉砂地基中三筒基础在水平荷载作用下的力学特性进行研究，试验结果与单筒进行对比，发现三筒基础有更好的抗倾覆能力. 张葦[6]通过模型试验研究了吸力式三桩基础在水平与竖向组合荷载作用下，长径比、荷载作用角度及桩间距等因素对承载特性的影响规律.还有学者通过理论与有限元方法研究了吸力式筒型基础的水平极限承载力. 刘振纹等[7]利用模型试验结果，探讨了水平荷载下单筒基础的破坏模式，以极限平衡法中Engel假设为基础，分析水平荷载下单筒的受力状态，推导出单筒基础水平极限承载力理论公式.Bang等[8]通过离心机试验研究了不同荷载作用点和作用角度下砂土地基中吸力式沉箱基础的抗拔承载力. 黎冰等[9-10]通过一系列模型试验研究了吸力式沉箱基础的最佳作用点位置，试验中考虑了荷载作用点、荷载作用角度和长径比3个重要因素. 结合荷载与吸力式沉箱基础的转角关系，分析了荷载水平作用于最佳作用点下吸力式沉箱基础的破坏模式. Gourvenec[11]通过有限元模拟了单筒基础在非均质黏土中复合加载模式下受力状态，分析了基础长径比与地基承载力包络线形状之间的关系.综上可以发现，目前筒型基础研究成果很多集中在单筒基础的力学特性分析，针对砂土地基中的多筒基础的受力特性，尤其是试验方面的研究尚不充分，本文考虑吸力式三筒基础不同长径比、水平荷载角度和筒间距，通过模型试验和数值模拟对砂土中吸力式三筒基础水平承载特性进行研究.1 试验内容与试验方法为了研究砂土地基中吸力式三筒基础的水平承载力特性，试验中考虑了3种不同长径比筒基础、3个荷载作用方向和3个筒间距，共13组工况（每组工况中，三筒基础的3个筒大小相同），模型试验方案如表1所示.为保证模型周围土体满足消除边界效应的要求，模型箱尺寸（长×宽×高）为1.2 m × 1.2 m × 1.5 m. 模型槽采用单面排水，具体做法为铺排出水孔径8 mm排水管网于模型箱底部[12]，由于地基土为砂土，在排水管上铺设一层土工布，防止排水过程中有砂砾排出，土工布上方布置150 mm厚的碎石反滤层，其上再铺设一层土工布增强过滤与排水效果.通过颗粒级配试验所得的土样级配曲线如图1所示.模型箱内铺设砂土总厚度为1.45 m，采用分层铺设，每层厚度约为0.2 m，并用夯锤人工夯实，满夯20遍. 砂土铺设完成后对其注水至与土样表面齐平，静置1 d进行固结[13]. 固结完成后，取箱内10 cm以下土样，按照《土工试验方法标准》（GB/T 50123—2019）进行室内土工试验，测得试验砂土的基本物理力学性质见表2，本试验用砂相对密实度为0.59.试验中的模型筒采用Q235钢管，外径分布为102 mm、120 mm和133 mm 3种，对应的筒身长分别为164.7 mm、134 mm和112.6 mm，壁厚为3 mm，每种尺寸的筒重量相同，均为1.45 kg. 单筒顶部预留两个螺栓孔，一个用于与筒顶部三脚架相连接，另一个作为排气孔方便筒的贯入与拔出，如图2所示.筒顶三脚架中部位置留出长度为150 mm螺栓孔，方便调整筒与筒之间的位置来研究三筒筒间距对三筒基础承载力影响. 其次，在三脚架每隔90 mm处设置一吊耳用于三筒基础施加水平荷载，三筒结构示意图如图3所示. 三筒基础呈等边三角形结构布置，根据结构的对称性研究荷载的方向只需要在0°到60°范围内进行，如图4所示.相关研究表明[14-15]，下沉方法对吸力筒基础长期承载力的影响很小，针对本文小比尺模型采用负压和重力共同贯入的方法，利用垂直贯入装置将沉箱模型完全沉入试验土池中，使筒顶面与泥面齐平.筒基础贯入24 h后，通过分级加载法施加水平荷载，荷载级差取预估荷载的1/10[16]. 如图5所示，水平荷载通过砝码、加载架和滑轮进行施加，试验过程中，通过在筒顶处设置的位移传感器记录测量点的水平位移，具体的试验示意图如图5所示.2 试验结果分析目前对于吸力式三筒基础水平极限承载力，国际上还没有统一的破坏标准，也缺乏相应的位移特征点研究结果. 由于三筒基础目前应用相对较少，更缺乏有关三筒基础的破坏标准. 作者对目前采用的一些极限承载力的确定方法进行了总结，本文对于吸力式三筒基础水平极限承载力判断主要方法是通过荷载-位移曲线上特征点的角度对基础水平承载力进行判定，针对具有明显拐点的曲线选取拐点值为特征点，对没有明显拐点的曲线采用切线相交法[16]选取特征点.2.1 长径比对承载力影响选取两组不同筒间距（S/D = 2.0和S/D = 3.0）在相同荷载作用角度下的工况，分析长径比对水平承载力的影响. 图6分别给出了相同筒重、不同三筒尺寸条件下，筒间距S/D = 2.0和S/D = 3.0在0°荷载作用方向工况下的荷载-位移曲线.由图6（a）可知，当三筒基础各个筒之间的距离为3倍筒径时，不同尺寸的单筒对组合三筒基础结构水平承载力的影响较为明显，长径比L/D = 1.61的基础水平承载力最大，L/D = 1.12下基础水平承载力次之，L/D = 0.85时基础水平承载力为最小.进一步分析筒间距为2倍筒径时结果，由图6（b）可知，当S = 2D时所得结论与S = 3D基本一致.Key words：triple-bucket foundation;model test;sandy soil;horizontal bearing capacity吸力式三筒导管架基础作为一种新型深水基础结构型式，弥补了单桩基础与重力式等传统基础结构导致工程造价过高、经济效益低等缺点，在海上风电工程中的应用逐渐增多.吸力式三筒基础主要承受风、浪产生的水平力以及传递到基础的弯矩作用[1-2]，其中筒间距、长径比与加载方向对三筒基础水平承载力影响较大.因此，对新型海上风电吸力式多筒导管架基础结构在水平及弯矩共同作用下的承载特性进行试验研究具有重要的理论和实践意义.目前关于吸力式筒型基础水平承载特性已有不少相关研究成果. Bransby和Randolph[3]对粉土地基中单筒基础进行V、H、M复合加载条件下的小比例尺室内模型试验研究.试验探讨了不排水加载和部分排水加载条件下筒基础承载力变化情况.Wakil[4]通过离心机室内试验研究了不同砂土密实度下圆柱形单筒基础水平承载特性，得到了密实度与承载力之间的影响规律.Kim等[5]通过试验对粉砂地基中三筒基础在水平荷载作用下的力学特性进行研究，试验结果与单筒进行对比，发现三筒基础有更好的抗倾覆能力. 张苇[6]通过模型试验研究了吸力式三桩基础在水平与竖向组合荷载作用下，长径比、荷载作用角度及桩间距等因素对承载特性的影响规律.还有学者通过理论与有限元方法研究了吸力式筒型基础的水平极限承载力. 刘振纹等[7]利用模型试验结果，探讨了水平荷载下单筒基础的破坏模式，以极限平衡法中Engel假设为基础，分析水平荷载下单筒的受力状态，推导出单筒基础水平极限承载力理论公式.Bang等[8]通过离心机试验研究了不同荷载作用点和作用角度下砂土地基中吸力式沉箱基础的抗拔承载力. 黎冰等[9-10]通过一系列模型试验研究了吸力式沉箱基础的最佳作用点位置，试验中考虑了荷载作用点、荷载作用角度和长径比3个重要因素. 结合荷载与吸力式沉箱基础的转角关系，分析了荷载水平作用于最佳作用点下吸力式沉箱基础的破坏模式. Gourvenec[11]通过有限元模拟了单筒基础在非均质黏土中复合加载模式下受力状态，分析了基础长径比与地基承载力包络线形状之间的关系.综上可以发现，目前筒型基础研究成果很多集中在单筒基础的力学特性分析，针对砂土地基中的多筒基础的受力特性，尤其是试验方面的研究尚不充分，本文考虑吸力式三筒基础不同长径比、水平荷载角度和筒间距，通过模型试验和数值模拟对砂土中吸力式三筒基础水平承载特性进行研究.1 试验内容与试验方法为了研究砂土地基中吸力式三筒基础的水平承载力特性，试验中考虑了3种不同长径比筒基础、3个荷载作用方向和3个筒间距，共13组工况（每组工况中，三筒基础的3个筒大小相同），模型试验方案如表1所示.为保证模型周围土体满足消除边界效应的要求，模型箱尺寸（长×宽×高）为1.2 m × 1.2 m × 1.5 m. 模型槽采用单面排水，具体做法为铺排出水孔径8 mm排水管网于模型箱底部[12]，由于地基土为砂土，在排水管上铺设一层土工布，防止排水过程中有砂砾排出，土工布上方布置150 mm厚的碎石反滤层，其上再铺设一层土工布增强过滤与排水效果.通过颗粒级配试验所得的土样级配曲线如图1所示.模型箱内铺设砂土总厚度为1.45 m，采用分层铺设，每层厚度约为0.2 m，并用夯锤人工夯实，满夯20遍. 砂土铺设完成后对其注水至与土样表面齐平，静置1 d进行固结[13]. 固结完成后，取箱内10 cm以下土样，按照《土工试验方法标准》（GB/T 50123—2019）进行室内土工试验，测得试验砂土的基本物理力学性质见表2，本试验用砂相对密实度为0.59.试验中的模型筒采用Q235钢管，外径分布为102 mm、120 mm和133 mm 3种，对应的筒身长分别为164.7 mm、134 mm和112.6 mm，壁厚为3 mm，每种尺寸的筒重量相同，均为1.45 kg. 单筒顶部预留两个螺栓孔，一个用于与筒顶部三脚架相连接，另一个作为排气孔方便筒的贯入与拔出，如圖2所示.筒顶三脚架中部位置留出长度为150 mm螺栓孔，方便调整筒与筒之间的位置来研究三筒筒间距对三筒基础承载力影响. 其次，在三脚架每隔90 mm处设置一吊耳用于三筒基础施加水平荷载，三筒结构示意图如图3所示. 三筒基础呈等边三角形结构布置，根据结构的对称性研究荷载的方向只需要在0°到60°范围内进行，如图4所示.相关研究表明[14-15]，下沉方法对吸力筒基础长期承载力的影响很小，针对本文小比尺模型采用负压和重力共同贯入的方法，利用垂直贯入装置将沉箱模型完全沉入试验土池中，使筒顶面与泥面齐平.筒基础贯入24 h后，通过分级加载法施加水平荷载，荷载级差取预估荷载的1/10[16]. 如图5所示，水平荷载通过砝码、加载架和滑轮进行施加，试验过程中，通过在筒顶处设置的位移传感器记录测量点的水平位移，具体的试验示意图如图5所示.2 试验结果分析目前对于吸力式三筒基础水平极限承载力，国际上还没有统一的破坏标准，也缺乏相应的位移特征点研究结果. 由于三筒基础目前应用相对较少，更缺乏有关三筒基础的破坏标准. 作者对目前采用的一些极限承载力的确定方法进行了总结，本文对于吸力式三筒基础水平极限承载力判断主要方法是通过荷载-位移曲线上特征点的角度对基础水平承载力进行判定，针对具有明显拐点的曲线选取拐点值为特征点，对没有明显拐点的曲线采用切线相交法[16]选取特征点.2.1 长径比对承载力影响选取两组不同筒间距（S/D = 2.0和S/D = 3.0）在相同荷载作用角度下的工况，分析长径比对水平承载力的影响. 图6分别给出了相同筒重、不同三筒尺寸条件下，筒间距S/D = 2.0和S/D = 3.0在0°荷载作用方向工况下的荷载-位移曲线.由图6（a）可知，当三筒基础各个筒之间的距离为3倍筒径时，不同尺寸的单筒对组合三筒基础结构水平承载力的影响较为明显，长径比L/D = 1.61的基础水平承载力最大，L/D = 1.12下基础水平承载力次之，L/D = 0.85时基础水平承载力为最小.进一步分析筒间距为2倍筒径时结果，由图6（b）可知，当S = 2D时所得结论与S = 3D基本一致.Key words：triple-bucket foundation;model test;sandy soil;horizontal bearing capacity吸力式三筒导管架基础作为一种新型深水基础结构型式，弥补了单桩基础与重力式等传统基础结构导致工程造价过高、经济效益低等缺点，在海上风电工程中的应用逐渐增多.吸力式三筒基础主要承受风、浪产生的水平力以及传递到基础的弯矩作用[1-2]，其中筒间距、长径比与加载方向对三筒基础水平承载力影响较大.因此，对新型海上风电吸力式多筒导管架基础结构在水平及弯矩共同作用下的承载特性进行试验研究具有重要的理论和实践意义.目前关于吸力式筒型基础水平承载特性已有不少相关研究成果. Bransby和Randolph[3]对粉土地基中单筒基础进行V、H、M复合加载条件下的小比例尺室内模型试验研究.试验探讨了不排水加载和部分排水加载条件下筒基础承载力变化情况.Wakil[4]通过离心机室内试验研究了不同砂土密实度下圆柱形单筒基础水平承载特性，得到了密实度与承载力之间的影响规律. Kim等[5]通过试验对粉砂地基中三筒基础在水平荷载作用下的力学特性进行研究，试验结果与单筒进行对比，发现三筒基础有更好的抗倾覆能力. 张苇[6]通过模型试验研究了吸力式三桩基础在水平与竖向组合荷载作用下，长径比、荷载作用角度及桩间距等因素对承载特性的影响规律.还有学者通过理论与有限元方法研究了吸力式筒型基础的水平极限承载力. 刘振纹等[7]利用模型试验结果，探讨了水平荷载下单筒基础的破坏模式，以极限平衡法中Engel假设为基础，分析水平荷载下单筒的受力状态，推导出单筒基础水平极限承载力理论公式.Bang等[8]通过离心机试验研究了不同荷载作用点和作用角度下砂土地基中吸力式沉箱基础的抗拔承载力. 黎冰等[9-10]通过一系列模型试验研究了吸力式沉箱基础的最佳作用点位置，试验中考虑了荷载作用点、荷载作用角度和长径比3个重要因素. 结合荷载与吸力式沉箱基础的转角关系，分析了荷载水平作用于最佳作用点下吸力式沉箱基础的破坏模式. Gourvenec[11]通过有限元模拟了单筒基础在非均质黏土中复合加载模式下受力状态，分析了基础长径比与地基承载力包络线形状之间的关系.综上可以发现，目前筒型基础研究成果很多集中在单筒基础的力学特性分析，针对砂土地基中的多筒基础的受力特性，尤其是试验方面的研究尚不充分，本文考虑吸力式三筒基础不同长径比、水平荷载角度和筒间距，通过模型试验和数值模拟对砂土中吸力式三筒基础水平承载特性进行研究.1 试验内容与试验方法为了研究砂土地基中吸力式三筒基础的水平承载力特性，试验中考虑了3种不同长径比筒基础、3个荷载作用方向和3个筒间距，共13组工况（每组工况中，三筒基础的3个筒大小相同），模型试验方案如表1所示.为保证模型周围土体满足消除边界效应的要求，模型箱尺寸（长×宽×高）为1.2 m × 1.2 m × 1.5 m. 模型槽采用单面排水，具体做法为铺排出水孔径8 mm排水管网于模型箱底部[12]，由于地基土为砂土，在排水管上铺设一层土工布，防止排水过程中有砂砾排出，土工布上方布置150 mm厚的碎石反滤层，其上再铺设一层土工布增强过滤与排水效果.通过颗粒级配试验所得的土样级配曲线如图1所示.模型箱内铺设砂土总厚度为1.45 m，采用分层铺设，每层厚度约为0.2 m，并用夯锤人工夯实，满夯20遍. 砂土铺设完成后对其注水至与土样表面齐平，静置1 d进行固结[13]. 固结完成后，取箱内10 cm以下土样，按照《土工试验方法标准》（GB/T 50123—2019）进行室内土工试验，测得试验砂土的基本物理力学性质见表2，本试验用砂相对密实度为0.59.试验中的模型筒采用Q235钢管，外径分布为102 mm、120 mm和133 mm 3种，对应的筒身长分别为164.7 mm、134 mm和112.6 mm，壁厚為3 mm，每种尺寸的筒重量相同，均为1.45 kg. 单筒顶部预留两个螺栓孔，一个用于与筒顶部三脚架相连接，另一个作为排气孔方便筒的贯入与拔出，如图2所示.筒顶三脚架中部位置留出长度为150 mm螺栓孔，方便调整筒与筒之间的位置来研究三筒筒间距对三筒基础承载力影响. 其次，在三脚架每隔90 mm处设置一吊耳用于三筒基础施加水平荷载，三筒结构示意图如图3所示. 三筒基础呈等边三角形结构布置，根据结构的对称性研究荷载的方向只需要在0°到60°范围内进行，如图4所示.相关研究表明[14-15]，下沉方法对吸力筒基础长期承载力的影响很小，针对本文小比尺模型采用负压和重力共同贯入的方法，利用垂直贯入装置将沉箱模型完全沉入试验土池中，使筒顶面与泥面齐平.筒基础贯入24 h后，通过分级加载法施加水平荷载，荷载级差取预估荷载的1/10[16]. 如图5所示，水平荷载通过砝码、加载架和滑轮进行施加，试验过程中，通过在筒顶处设置的位移传感器记录测量点的水平位移，具体的试验示意图如图5所示.2 试验结果分析目前对于吸力式三筒基础水平极限承载力，国际上还没有统一的破坏标准，也缺乏相应的位移特征点研究结果. 由于三筒基础目前应用相对较少，更缺乏有关三筒基础的破坏标准. 作者对目前采用的一些极限承载力的确定方法进行了总结，本文对于吸力式三筒基础水平极限承载力判断主要方法是通过荷载-位移曲线上特征点的角度对基础水平承载力进行判定，针对具有明显拐点的曲线选取拐点值为特征点，对没有明显拐点的曲线采用切线相交法[16]选取特征点.2.1 长径比对承载力影响选取两组不同筒间距（S/D = 2.0和S/D = 3.0）在相同荷载作用角度下的工况，分析长径比对水平承载力的影响. 图6分别给出了相同筒重、不同三筒尺寸条件下，筒间距S/D = 2.0和S/D = 3.0在0°荷载作用方向工况下的荷载-位移曲线.由图6（a）可知，当三筒基础各个筒之间的距离为3倍筒径时，不同尺寸的单筒对组合三筒基础结构水平承载力的影响较为明显，长径比L/D = 1.61的基础水平承载力最大，L/D = 1.12下基础水平承载力次之，L/D = 0.85时基础水平承载力为最小.进一步分析筒间距为2倍筒径时结果，由图6（b）可知，当S = 2D时所得结论与S = 3D基本一致.Key words：triple-bucket foundation;model test;sandy soil;horizontal bearing capacity吸力式三筒导管架基础作为一种新型深水基础结构型式，弥补了单桩基础与重力式等传统基础结构导致工程造价过高、经济效益低等缺点，在海上风电工程中的應用逐渐增多.吸力式三筒基础主要承受风、浪产生的水平力以及传递到基础的弯矩作用[1-2]，其中筒间距、长径比与加载方向对三筒基础水平承载力影响较大.因此，对新型海上风电吸力式多筒导管架基础结构在水平及弯矩共同作用下的承载特性进行试验研究具有重要的理论和实践意义.目前关于吸力式筒型基础水平承载特性已有不少相关研究成果. Bransby和Randolph[3]对粉土地基中单筒基础进行V、H、M复合加载条件下的小比例尺室内模型试验研究.试验探讨了不排水加载和部分排水加载条件下筒基础承载力变化情况.Wakil[4]通过离心机室内试验研究了不同砂土密实度下圆柱形单筒基础水平承载特性，得到了密实度与承载力之间的影响规律. Kim等[5]通过试验对粉砂地基中三筒基础在水平荷载作用下的力学特性进行研究，试验结果与单筒进行对比，发现三筒基础有更好的抗倾覆能力. 张苇[6]通过模型试验研究了吸力式三桩基础在水平与竖向组合荷载作用下，长径比、荷载作用角度及桩间距等因素对承载特性的影响规律.还有学者通过理论与有限元方法研究了吸力式筒型基础的水平极限承载力. 刘振纹等[7]利用模型试验结果，探讨了水平荷载下单筒基础的破坏模式，以极限平衡法中Engel假设为基础，分析水平荷载下单筒的受力状态，推导出单筒基础水平极限承载力理论公式.Bang等[8]通过离心机试验研究了不同荷载作用点和作用角度下砂土地基中吸力式沉箱基础的抗拔承载力. 黎冰等[9-10]通过一系列模型试验研究了吸力式沉箱基础的最佳作用点位置，试验中考虑了荷载作用点、荷载作用角度和长径比3个重要因素. 结合荷载与吸力式沉箱基础的转角关系，分析了荷载水平作用于最佳作用点下吸力式沉箱基础的破坏模式. Gourvenec[11]通过有限元模拟了单筒基础在非均质黏土中复合加载模式下受力状态，分析了基础长径比与地基承载力包络线形状之间的关系.综上可以发现，目前筒型基础研究成果很多集中在单筒基础的力学特性分析，针对砂土地基中的多筒基础的受力特性，尤其是试验方面的研究尚不充分，本文考虑吸力式三筒基础不同长径比、水平荷载角度和筒间距，通过模型试验和数值模拟对砂土中吸力式三筒基础水平承载特性进行研究.1 试验内容与试验方法为了研究砂土地基中吸力式三筒基础的水平承载力特性，试验中考虑了3种不同长径比筒基础、3个荷载作用方向和3个筒间距，共13组工况（每组工况中，三筒基础的3个筒大小相同），模型试验方案如表1所示.为保证模型周围土体满足消除边界效应的要求，模型箱尺寸（长×宽×高）为1.2 m × 1.2 m × 1.5 m. 模型槽采用单面排水，具体做法为铺排出水孔径8 mm排水管网于模型箱底部[12]，由于地基土为砂土，在排水管上铺设一层土工布，防止排水过程中有砂砾排出，土工布上方布置150 mm厚的碎石反滤层，其上再铺设一层土工布增强过滤与排水效果.通过颗粒级配试验所得的土样级配曲线如图1所示.模型箱内铺设砂土总厚度为1.45 m，采用分层铺设，每层厚度约为0.2 m，并用夯锤人工夯实，满夯20遍. 砂土铺设完成后对其注水至与土样表面齐平，静置1 d进行固结[13]. 固结完成后，取箱内10 cm以下土样，按照《土工试验方法标准》（GB/T。