海上風(fēng)機(jī)吸力式桶形基礎(chǔ)豎向承載力特性研究

廖 倩，毋曉妮，李 曄

(1. 上海交通大學(xué)，海洋工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200240；2. 上海交通大學(xué)，船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海 200240)

0 引 言

海上風(fēng)電行業(yè)從20 世紀(jì)80 年代開(kāi)始發(fā)展，并且自2000 年以來(lái)發(fā)展迅速。截至2017 年12 月底，全球累計(jì)風(fēng)電裝機(jī)容量為5.4 億 kW。近年來(lái)，我國(guó)也加快了海上風(fēng)電建設(shè)的步伐，截至2017 年底，我國(guó)海上風(fēng)電累計(jì)裝機(jī)容量已達(dá)279 萬(wàn) kW。與陸上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)相比，海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)面臨的環(huán)境更為嚴(yán)峻。此外，海上風(fēng)機(jī)比陸上風(fēng)機(jī)安裝更加困難，并且安裝與維護(hù)成本也更高，據(jù)統(tǒng)計(jì)海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)設(shè)施的成本占風(fēng)機(jī)總投資的34%。因此，安全經(jīng)濟(jì)的基礎(chǔ)設(shè)計(jì)也是海上風(fēng)機(jī)能夠正常長(zhǎng)久運(yùn)行的可靠保障[1]。海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)作為風(fēng)機(jī)支撐基礎(chǔ)的重要部分，用來(lái)承擔(dān)風(fēng)機(jī)系統(tǒng)所受到的復(fù)雜荷載其穩(wěn)定性直接關(guān)系到整個(gè)海上風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的安全運(yùn)行。因此海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)的穩(wěn)定性成為海上風(fēng)電場(chǎng)設(shè)計(jì)的重要考慮因素[2]。

不論是海洋平臺(tái)還是海上風(fēng)機(jī)，其在海洋環(huán)境中所受荷載均由其下部支撐基礎(chǔ)承擔(dān)。與海洋平臺(tái)相比，海上風(fēng)機(jī)受到的水平荷載較大，這些水平荷載主要是由風(fēng)、波浪和冰引起的，基礎(chǔ)受到的豎向荷載較小，其主要來(lái)源于結(jié)構(gòu)的自重[3]。在極端條件下，海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)受到的水平載荷會(huì)達(dá)到所受豎向載荷的約60%[4]。當(dāng)基礎(chǔ)受到外界荷載時(shí)，會(huì)發(fā)生沉降和轉(zhuǎn)動(dòng)，從而影響上部風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)的正常工作，因此對(duì)其承載力進(jìn)行研究對(duì)確定基礎(chǔ)的穩(wěn)定性至關(guān)重要[5]。

海上風(fēng)機(jī)固定式支撐基礎(chǔ)因其所適用環(huán)境和地質(zhì)條件的不同，目前主要有單樁基礎(chǔ)、承臺(tái)基礎(chǔ)、導(dǎo)管架基礎(chǔ)、吸力式桶形基礎(chǔ)等主要結(jié)構(gòu)類型。吸力式桶形基礎(chǔ)是近年來(lái)從海洋平臺(tái)基礎(chǔ)中逐漸發(fā)展起來(lái)的一種新型的海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)，該基礎(chǔ)由于其安裝簡(jiǎn)單和可重復(fù)利用等優(yōu)點(diǎn)，在海洋平臺(tái)基礎(chǔ)中得到了廣泛應(yīng)用，并逐步被應(yīng)用于海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)中。但由于海上風(fēng)機(jī)與海洋平臺(tái)在海洋環(huán)境中的荷載工況有一定的差別，仍需要通過(guò)對(duì)其承載特性研究現(xiàn)狀進(jìn)行全面認(rèn)識(shí)，以實(shí)現(xiàn)吸力式桶形基礎(chǔ)在海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)中的可靠應(yīng)用。

目前，國(guó)內(nèi)外有學(xué)者通過(guò)試驗(yàn)、數(shù)值模擬或者理論分析的方法研究了吸力式桶形基礎(chǔ)在豎向荷載下的承載特性。Liu 等[6]通過(guò)試驗(yàn)研究了海上風(fēng)機(jī)吸力式桶形基礎(chǔ)與軟土地基的相互作用機(jī)理，并且研究了軟土地基中桶形基礎(chǔ)在豎向荷載作用下的承載力特性。Vulpe[7]通過(guò)數(shù)值模擬研究了不排水條件下土體不排水抗剪強(qiáng)度對(duì)桶形基礎(chǔ)的豎向承載力的影響。武科[8]、Hung&Kim[9]、Mehravar 等[10]、代恒軍[11]等通過(guò)數(shù)值模擬的方法對(duì)粘土中吸力式桶形基礎(chǔ)的豎向承載力進(jìn)行了研究并提出了計(jì)算公式。但這些研究的關(guān)注點(diǎn)多為大長(zhǎng)徑比桶形基礎(chǔ)的承載特性，且對(duì)桶形基礎(chǔ)在飽和黏土中的數(shù)值分析多是基于假設(shè)桶土接觸面為不分離的情況進(jìn)行，而實(shí)際桶土接觸可能產(chǎn)生分離情況。同時(shí)，對(duì)適用于海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)的小長(zhǎng)徑比寬淺桶形基礎(chǔ)的分析較為有限，且現(xiàn)有的研究結(jié)果存在結(jié)論不一致的問(wèn)題。因此對(duì)海上風(fēng)機(jī)吸力式桶形基礎(chǔ)的承載特性仍缺乏完整統(tǒng)一的認(rèn)識(shí)，也因此對(duì)該類風(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)。為了使吸力式桶形基礎(chǔ)未來(lái)在海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)中得到良好的應(yīng)用，仍需要進(jìn)行全面的較為完善的研究。

本文將通過(guò)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)的豎向承載力及其影響因素進(jìn)行研究。以飽和黏土地基中的海上風(fēng)機(jī)吸力式桶形基礎(chǔ)為研究對(duì)象，通過(guò)大量的模擬計(jì)算，給出不同單向荷載作用下桶形基礎(chǔ)的荷載位移曲線和土體破壞模式，重點(diǎn)考察了桶土接觸面分離方式、桶體長(zhǎng)徑比、土體重度和土體不排水抗剪強(qiáng)度分布等因素對(duì)桶形基礎(chǔ)豎向承載特性的影響。

1 計(jì)算模型

為了模擬地基土的不排水條件，土體采用基于Tresca 破壞準(zhǔn)則的理想彈塑性模型，模型中的土體單元類型設(shè)置為C3D8RH[10]。土體不排水抗剪強(qiáng)度 su=5 kPa，彈性模量 E 取500 su， 其泊松比為 v=0.49，土體有效重度 γ′為6 kN/m3。桶體為剛體，其泊松比v=0.125，彈性模量取 E=210 GPa。

考慮到模型的對(duì)稱性，文中取1/2 模型進(jìn)行建模，如圖1 所示。為了達(dá)到一定的計(jì)算精度，降低計(jì)算成本，通過(guò)網(wǎng)格分析后選擇了較為合理的有限元尺寸?？拷靶位A(chǔ)的區(qū)域網(wǎng)格劃分較細(xì)，遠(yuǎn)離桶形基礎(chǔ)的區(qū)域網(wǎng)格較大。通過(guò)研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)土體直徑為桶體直徑的10 倍、土體高度為桶體高度的5 倍時(shí)，邊界效應(yīng)對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響較小，可以忽略不計(jì)。本研究中有限元模型各邊界的約束條件為：土體底部3 個(gè)方向（x，y，z）的位移全部約束，土體側(cè)向邊界徑向約束，對(duì)稱面邊界法向約束。

圖1 吸力式桶形基礎(chǔ)有限元模型Fig. 1 Finite element model of suction bucket foundation

正確處理土體和桶形基礎(chǔ)的接觸關(guān)系是數(shù)值分析的關(guān)鍵。在Abaqus 中，采用主從接觸對(duì)算法定義該接觸[12]。由于桶體材料的剛度和強(qiáng)度顯著高于土體材料，因此，可將桶體表面選作主動(dòng)面，對(duì)應(yīng)的土體表面選作被動(dòng)面。對(duì)于桶土接觸面法向接觸關(guān)系，因?qū)嶋H桶土分離情況難以確定，現(xiàn)有多數(shù)研究采用了不允許分離假設(shè)，但實(shí)際桶土接觸面分離情況應(yīng)介于二者之間。因此，本文分別采用了允許桶土接觸面分離和不分離的假設(shè)進(jìn)行了計(jì)算，以探討接觸面分離模式對(duì)承載特性的影響。

本文采用位移控制法逐步施加豎向位移，確定相應(yīng)的荷載，由此得到地基的荷載-位移關(guān)系曲線[13]。通常，試驗(yàn)和計(jì)算得到的荷載-位移曲線，有2 種典型情況，即陡變型和緩變型。在陡變型曲線中，存在明顯的第二拐點(diǎn)，可將其對(duì)應(yīng)的荷載作為極限承載力。在緩變型曲線中，沒(méi)有明顯的第二拐點(diǎn)，這時(shí)需根據(jù)沉降量來(lái)確定極限承載力[14]。對(duì)豎向極限承載力，Vesic[15]通過(guò)對(duì)飽和軟黏土的沉降研究指出，淺基礎(chǔ)地基破壞時(shí)的沉降s約為基礎(chǔ)寬度的3%～7%，周景星[16]也指出，按s=(0.03?0.06)D（D為桶形基礎(chǔ)的直徑）對(duì)應(yīng)的荷載值確定極限承載力是恰當(dāng)?shù)?。由于本文所研究的地基土為軟黏土，所以在下面的分析中，?duì)于緩變型的曲線，將按豎向位移0.05D對(duì)應(yīng)的荷載確定地基的豎向極限承載力。

在本文研究中，豎向位移增量w都施加在參考點(diǎn)上，參考點(diǎn)位于桶形基礎(chǔ)頂部中心。吸力桶形基礎(chǔ)豎向承載力的無(wú)量綱化形式為V/(Asu)，其中V為桶形基礎(chǔ)的豎向承載力，A為 桶形基礎(chǔ)橫截面面積，su為土體不排水抗剪強(qiáng)度，NcV為土體的豎向承載力系數(shù)。

吸力式桶形基礎(chǔ)的長(zhǎng)徑比L/D分別取0，0.25，0.5，0.75，1.0。桶形基礎(chǔ)的厚度取0.004D，桶頂?shù)暮穸热?.01D。研究表明桶形基礎(chǔ)的直徑D對(duì)標(biāo)準(zhǔn)化極限承載力沒(méi)有影響，因此桶形基礎(chǔ)的直徑取10 m，保持不變[17]。

2 結(jié)果分析

在土體和桶形基礎(chǔ)允許分離與不允許分離2 種接觸條件下，分別對(duì)長(zhǎng)徑比L/D為0，0.25，0.5，0.75，1.0 的海上風(fēng)機(jī)吸力式桶形基礎(chǔ)進(jìn)行有限元數(shù)值模擬，計(jì)算其豎向極限承載力，并分析不同參數(shù)對(duì)桶形基礎(chǔ)極限承載力的影響。

2.1 海上風(fēng)機(jī)吸力式桶形基礎(chǔ)的豎向極限承載力

通過(guò)對(duì)桶形基礎(chǔ)施加一定的豎向位移，考察不同長(zhǎng)徑比的桶形基礎(chǔ)的豎向極限承載力。對(duì)有限元數(shù)值模擬得到的結(jié)果進(jìn)行了無(wú)量綱處理，結(jié)果如圖2 和圖3所示。圖2 和圖3 分別給出了桶土接觸面允許分離與不允許分離這2 種接觸條件下，桶形基礎(chǔ)的無(wú)量綱豎向荷載-位移曲線。根據(jù)前文所述，取豎向位移0.05D處對(duì)應(yīng)的豎向承載力，作為桶形基礎(chǔ)的豎向極限承載力。計(jì)算結(jié)果表明，隨著吸力式桶形基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比的增加，基礎(chǔ)的豎向極限承載力系數(shù)也不斷增加。

圖2 無(wú)量綱豎向荷載-位移曲線（不允許分離）Fig. 2 Normalized vertical load-displacement curve（fully bonded）

圖3 無(wú)量綱豎向荷載-位移曲線（允許分離）Fig. 3 Normalized vertical load-displacement curve（allow separation）

本文與其他研究中的模擬結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，對(duì)比結(jié)果如圖4 和圖5 所示。Hung & Kim[9]通過(guò)數(shù)值模擬研究了桶土不允許分離時(shí)，長(zhǎng)徑比為0～1 的吸力式桶形基礎(chǔ)的豎向極限承載力，其土體和桶形基礎(chǔ)參數(shù)的選擇與本研究參數(shù)一致。Mehravar 等[10]通過(guò)數(shù)值模擬研究了土桶不允許分離時(shí)，長(zhǎng)徑比為0～1 的吸力式桶形基礎(chǔ)的豎向極限承載力，其土體和桶形基礎(chǔ)的參數(shù)與本文研究參數(shù)一致。Zhan 等[18]通過(guò)數(shù)值模擬研究了桶土允許分離時(shí)，長(zhǎng)徑比為0.25～1 的吸力式桶形基礎(chǔ)的豎向極限承載力，其土體和桶形基礎(chǔ)參數(shù)的選擇與本研究參數(shù)一致。其中，圖4 為土體和桶形基礎(chǔ)不允許分離的條件下，吸力式桶形基礎(chǔ)的豎向承載力系數(shù)與基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比之間的非線性關(guān)系曲線對(duì)比圖。通過(guò)與其他研究進(jìn)行對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)土體和桶形基礎(chǔ)不允許發(fā)生分離時(shí)，本文的計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[17]的模擬計(jì)算最大誤差不超過(guò)8%，可以認(rèn)為二者的結(jié)果是接近的。而Mehravar 等[10]的模擬計(jì)算結(jié)果整體偏小，這可能是由于在其有限元計(jì)算的過(guò)程中考慮了桶體重力的作用而造成的。圖5 為土體和桶形基礎(chǔ)允許分離的條件下，吸力式桶形基礎(chǔ)的豎向承載力系數(shù)與基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比之間的非線性關(guān)系曲線對(duì)比圖。當(dāng)土體和桶形基礎(chǔ)允許發(fā)生分離時(shí)，本文的計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[18]的模擬結(jié)果最大誤差不超過(guò)15%，認(rèn)為本文研究的計(jì)算結(jié)果可靠。Zhan 等[18]的計(jì)算結(jié)果偏大，可能是由于網(wǎng)格的劃分密度造成的。

圖4 桶形基礎(chǔ)豎向承載力與基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比關(guān)系曲線（不允許分離）Fig. 4 Vertical bearing capacity according to embedment ratios（fully bonded）

圖5 桶形基礎(chǔ)豎向承載力與基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比關(guān)系曲線（允許分離）Fig. 5 Vertical bearing capacity according to embedment ratios（allow separation）

圖6 為桶形基礎(chǔ)在桶土允許分離和不允許分離這2 種接觸條件下，桶形基礎(chǔ)豎向承載力系數(shù)曲線對(duì)比圖?？梢钥闯?，桶土的接觸條件基本對(duì)桶形基礎(chǔ)的豎向承載力沒(méi)有影響。當(dāng)桶土不允許分離時(shí)，基礎(chǔ)的豎向承載力系數(shù)隨著桶形基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比的增加而增加，二者的關(guān)系是非線性的。當(dāng)桶形基礎(chǔ)的長(zhǎng)徑比L/D<0.5時(shí)，曲線的增長(zhǎng)較快，當(dāng)桶形基礎(chǔ)的長(zhǎng)徑比L/D>0.5時(shí)，曲線的增長(zhǎng)速率降低。桶形豎向承載力系數(shù)隨著基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比的增加而非線性增加，這是由于隨著基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比的增加，基礎(chǔ)的破壞模式發(fā)生了改變。圖7 和圖8 為在不同的接觸條件下，不同長(zhǎng)徑比的吸力式桶形基礎(chǔ)在豎向荷載作用下的破壞模式圖?？梢钥闯?，隨著桶形基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比的增加，基礎(chǔ)在受到豎向荷載的作用時(shí)，底部逐漸形成連貫的勺形破壞區(qū)。由于桶體下沉使得桶體與地基接觸區(qū)域產(chǎn)生較大剪切破壞，從而造成桶形基礎(chǔ)桶體兩側(cè)與地基土接觸產(chǎn)生較大的破壞區(qū)域。通過(guò)對(duì)比圖7 和圖8 中相應(yīng)長(zhǎng)徑比的桶形基礎(chǔ)的破壞圖可以看出，土體和桶形基礎(chǔ)之間是否分離基本不會(huì)影響桶形基礎(chǔ)在豎向荷載作用下的破壞模式。

圖6 桶形基礎(chǔ)豎向承載力關(guān)系曲線對(duì)比圖Fig. 6 Comparison of the vertical bearing capacity

圖7 桶形基礎(chǔ)在豎向荷載作用下的破壞模式圖（不允許分離）Fig. 7 Failure mechanism under vertical load（fully bonded）

圖8 桶形基礎(chǔ)在豎向荷載作用下的破壞模式圖（允許分離）Fig. 8 Failure mechanism under vertical load（allow separation）

2.2 土體有效重度對(duì)海上風(fēng)機(jī)吸力式桶形基礎(chǔ)豎向極限承載力的影響

針對(duì)長(zhǎng)徑比為0.25，0.5，0.75 和1.0 的桶形基礎(chǔ)，變化土體的有效重度 γ′，研究土體的有效重度對(duì)桶形基礎(chǔ)豎向承載力的影響。

本文計(jì)算了在土體和桶形基礎(chǔ)不允許分離和允許分離2 種接觸條件下，土體的有效重度的變化對(duì)桶形基礎(chǔ)豎向極限承載力的影響，選取土體的有效重度的無(wú)量綱參數(shù)分別為2，3，4，5 等4 種情況進(jìn)行有限元計(jì)算。圖9 和圖10 分別為2 種接觸條件下，土體有的效重度與桶形基礎(chǔ)豎向極限承載力之間的關(guān)系曲線。

圖9 土體有效重度對(duì)桶形基礎(chǔ)豎向承載力的影響（不允許分離）rL/suFig. 9 Vertical bearing capacity with ratios（fully bonded）

圖10 土體有效重度對(duì)桶形基礎(chǔ)豎向承載力的影響（允許分離）rL/suFig. 10 Vertical bearing capacity with ratios（allow separation）

由圖9 可知，對(duì)于長(zhǎng)徑比在0.5～1.0 范圍內(nèi)的吸力式桶形基礎(chǔ)，當(dāng)土體和桶形基礎(chǔ)不允許分離時(shí)，軟土地基中桶形基礎(chǔ)的豎向極限承載力幾乎不會(huì)隨著土體的有效重度的變化而變化。當(dāng)土體的有效重度無(wú)量綱參數(shù)從1 增加到5 時(shí)，對(duì)于不同長(zhǎng)徑比的桶形基礎(chǔ)的豎向極限承載力最大增加不超過(guò)2%。因此可以認(rèn)為當(dāng)土體和桶形基礎(chǔ)不允許發(fā)生分離時(shí)，土體的有效重度不會(huì)影響桶形基礎(chǔ)的豎向極限承載力。

由圖10 可知，對(duì)于長(zhǎng)徑比小于1 的桶形基礎(chǔ)，當(dāng)土體和桶形基礎(chǔ)允許發(fā)生分離時(shí)，軟土地基中桶形基礎(chǔ)的豎向極限承載力隨著土體的有效重度的增加而近似呈線性增長(zhǎng)的趨勢(shì)，且隨著桶形基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比的增加，曲線的增長(zhǎng)率逐漸降低。當(dāng)土體有效重度的無(wú)量綱參數(shù)從2 增加到5 時(shí)，對(duì)于不同長(zhǎng)徑比的桶形基礎(chǔ)，其豎向極限承載力增加1%～7%。因此可認(rèn)為當(dāng)土體和桶形基礎(chǔ)允許發(fā)生分離時(shí)，土體的有效重度基本不會(huì)影響桶形基礎(chǔ)的豎向極限承載力。

2.3 土體不排水抗剪強(qiáng)度對(duì)海上風(fēng)機(jī)吸力式桶形基礎(chǔ)豎向極限承載力的影響

根據(jù)已有的現(xiàn)場(chǎng)原位測(cè)試經(jīng)驗(yàn)可知[19]，對(duì)于大部分的正常固結(jié)土及超固結(jié)土而言，其不排水抗剪強(qiáng)度隨埋深的增加而呈近似的線性增長(zhǎng)趨勢(shì)，如圖11 所示。其中su為深度z處的土體不排水抗剪強(qiáng)度，su0土體表面的不排水抗剪強(qiáng)度，k為土體不排水抗剪強(qiáng)度沿z方向的變化率。

圖11 土體不排水抗剪強(qiáng)度的豎向分布Fig. 11 Undrained shear strength distribution in the direction of z

Yu n 等[20]提出基礎(chǔ)的承載力系數(shù)不會(huì)受到單個(gè)系數(shù)k或者su0的影響，但是會(huì)受到參數(shù)kD/su0的影響。本研究定義kD/su0為土體不排水抗剪強(qiáng)度豎向分布不均勻系數(shù)，以考察在土體和桶形基礎(chǔ)不允許發(fā)生分離的條件下，該參數(shù)對(duì)黏土中桶形基礎(chǔ)豎向極限承載力的影響。

圖12 為不同長(zhǎng)徑比的桶形基礎(chǔ)的豎向極限承載力與土體不排水抗剪強(qiáng)度豎向不均勻分布的關(guān)系曲線。可以得出，桶形基礎(chǔ)的豎向承載力系數(shù)隨著土體不排水抗剪強(qiáng)度豎向分布不均勻系數(shù)kD/su0的增加而增加，當(dāng)增加到一定程度之后逐漸趨于平緩，基本穩(wěn)定在14。本文研究得到的關(guān)于土體不排水抗剪強(qiáng)度對(duì)桶形基礎(chǔ)承載力的影響的計(jì)算結(jié)果與Vulpe[7]得到的結(jié)果基本一致。

圖12 土體不排水抗剪強(qiáng)度豎向不均勻分布對(duì)桶形基礎(chǔ)豎向承載力的影響kD/su0Fig. 12 Vertical bearing capacity with ratios

3 結(jié) 語(yǔ)

本文通過(guò)Abaqus 三維有限元計(jì)算，分析討論了桶形基礎(chǔ)的長(zhǎng)徑比、土體有效重度和土體不排水抗剪強(qiáng)度分布等因素對(duì)黏土中海上風(fēng)機(jī)吸力式桶形基礎(chǔ)的豎向極限承載力的影響，得到以下結(jié)論：

海上風(fēng)機(jī)吸力式桶形基礎(chǔ)的長(zhǎng)徑比會(huì)影響基礎(chǔ)的豎向極限承載力，隨著基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比的增加，基礎(chǔ)的極限承載力呈線非線性增長(zhǎng)的趨勢(shì)。土體和桶形基礎(chǔ)之間是否允許分離基本不會(huì)對(duì)桶形基礎(chǔ)在豎向荷載作用下的破壞模式產(chǎn)生影響。

土體重度對(duì)海上風(fēng)機(jī)吸力式桶形基礎(chǔ)的極限承載力影響較小。在桶土不允許分離的條件下，當(dāng)土體的有效重度無(wú)量綱參數(shù)從1 增加到5 時(shí)，對(duì)于不同長(zhǎng)徑比的桶形基礎(chǔ)的豎向極限承載力最大增加不超過(guò)2%。在桶土允許分離的條件下，當(dāng)土體有效重度的無(wú)量綱參數(shù)從2 增加到5 時(shí)，對(duì)于不同長(zhǎng)徑比的桶形基礎(chǔ)，其豎向極限承載力增加1%～7%。

土體不排水抗剪強(qiáng)度的豎向不均勻分布對(duì)海上風(fēng)機(jī)吸力式桶形基礎(chǔ)的影響較大。桶形基礎(chǔ)的豎向承載力系數(shù)隨著土體不排水抗剪強(qiáng)度豎向分布不均勻系數(shù)kD/su0的增加而增加，當(dāng)增加到一定程度之后逐漸趨于平緩，穩(wěn)定在14 附近。