筒型基础作为一种锚泊和基础型式在海洋及港口工程中具有很大的应用价值，例如：(1)海上结构系泊系统，如单点系泊、牵引平台的牵拉、船系泊、管线的固定与牵引；(2)吸力锚；(3)牵引式沉垫平台的阻滑桩；(4)防波堤；(5)平台基础，如导管架平台和张力腿平台的基础；(6)海上风电基础，这是一种新的应用。与其他海洋基础相比，筒型基础主要利用从筒内泵出气/水产生压力差形成吸力(低于一个大气压时也称负压)下沉，具有安装简便无嗓音污染、抗倾覆承载力高、节约钢材并可重复利用等优点，有望成为今后海上风机主要基础型式之一。

筒型基础在海上风电场建设中主要应用于测风塔和海上风机结构基础，大致分为三种型式：单筒型，多筒型(三筒或四筒)和天津大学(练继建教授和丁红岩教授研发团队)与道达公司研发的单筒多舱复合型。典型应用工程案例如表1、图1，图2，图3，图4，图5所示。

图  1  海上风电筒型基础

Figure 1.  Suction bucket foundations in offshore wind farm

图  2  单筒多舱型复合筒型基础

Figure 2.  Composite bucket foundation (CBF) with subdivisions

图  3  海上风电复合筒型基础-塔筒-风机一步式安装技术思路

Figure 3.  One-step integrated installation technique with CBF, tower and wind turbine

图  4  英国海上浮式风电场Hywind Scotland吸力基础应用^[7]

Figure 4.  Applications of suction foundations in UK Hywind Scotland floating wind farm^[7]

图  5  海上风电一体化测风塔

Figure 5.  One-step integrated installation technique of offshore anemometer tower

单筒多舱型复合筒型基础是一种大尺度的混凝土-钢板-钢筋-预应力钢绞线组合体系的宽浅型基础结构型式(直径25～40 m，高度6～15 m)，将弧形过渡段和筒型基础部分有机的结合成复合筒型基础(重量2 000～4 000 t)。整个结构体系通过预应力混凝土过渡段将风机塔筒的巨大弯矩有效的转化为基础结构内有限的拉压应力，多种材料的复合结构有效解决了钢-混凝土结构的变形协调和开裂控制，充分发挥了钢-混凝土结构的材料优势，提高了结构的安全性、耐久性。基础筒壁可分为混凝土和钢质，筒内蜂窝状分舱结构可以实现基础自浮拖航和下沉精细调平功能，如图2所示。该基础结构型式可实现陆上批量预制、海上一体化安装，从而大大节省海上作业时间，大幅度降低生产、运输和安装成本，使海上风电场高效、低成本、规模化开发成为可能，其技术创新思路如图3所示。图中所示基础、塔筒和3 MW风机一步式整机运输及安装完成(整体拖航72 h、281 n mile、整机下沉施工8 h、水平度万分之三)。目前，正在建造的11台3.3 MW和2台6.45 MW复合筒型基础风电机组将于今年采用一步式安装方式用于三峡公司江苏大丰海上风电场。

作为吸力锚还可以应用在浮式风机平台的锚泊系统，例如：2017年7月挪威国家石油公司英国建成世界上第一个海上浮式风电场Hywind Scotland Pilot Park，由5台6 MW风机组成，每个风机采用三个吸力基础提供锚泊力，如图4所示。

天津大学和道达公司联合开发的新型一体化海上风电测风塔也利用吸力式基础进行辅助下沉和调平施工，如图5所示。测风塔架-浮体结构-吸力式裙板基础结构为一体的海上测风塔组合结构体系已应用于江苏和海南等8个海上风电场的测风工程，资源节约、环境友好，经济社会效益显著，最远拖航距离为350 n mile(启东—连云港)。

总之，海上风电筒型基础可大幅度提高海上风电建设效率和环境友好程度，尤其单筒多舱型海上风电复合筒型基础实现了基础-塔筒-风机的一体化运输和安装，将显著降低海上风电建造安装成本，提升我国海上风能利用领域的科技水平和自主创新能力。然而，我国近海风电场的土质条件十分复杂，表层软弱土、粉土、砂土及粘土或分层土呈现复杂多样性，如何有效的实现筒型基础顺利下沉到设计深度和下沉过程结构垂直度的精准控制，避免筒内土塞隆起或筒裙及分舱板变形甚至屈曲带来的安装风险势必是筒型基础应用层面的关键问题。

自筒型基础应用开始，下沉阻力的准确预测和吸力施加的合理控制就一直是核心问题。筒型基础下沉过程一般分为自重下沉和吸力下沉两部分。由于砂土中吸力引起渗流效应会影响下沉阻力，计算变得相对复杂。目前常见的筒裙内外侧摩阻力和筒裙端阻力的计算方法如表2所示。API和HB方法是基于有效应力理论或BETA法推导^[8，9]。API方法计算基础静力压入或自重下沉阻力，HB法则考虑了吸力下沉过程筒裙端阻力和筒壁内部摩阻力减少及筒外壁摩阻力增加的效应。其中筒内外土体竖向有效应力与API方法显著不同，HB方法考虑了筒裙端部应力分布的不对称性(1999年安装过程筒内外有效应力差异由Erbrich & Tjelta^[10]提出，Senders^[11，12]针对Draupner E安装数据和模型实验贡献了比较研究)，及对裙端应力σ′_end不均匀性的影响。同时考虑了筒内外土体渗透系数之比k_fac体现吸力作用后土体密实的变化程度。另外，DNV、SR、NGI方法则是基于CPT贯入阻力q_c的计算方法，核心问题是确定计算系数k_f和k_p。其中，DNV方法只关注了吸力施加前的下沉过程(基于北海砂土条件最大可能k_f ＝0.001 & k_p＝0.3和最高预期k_f＝0.003 & k_p＝0.6)。SR方法考虑了吸力下沉筒内及裙端阻力的线性减少，调整Lehane方法，建议对于k_f ＝0.002 & k_p ＝0.2或采用k_f＝C[1-(D_i/D_o)²]^0.3tanδ计算。NGI方法(Andersen等^[13])给出了自重下沉阶段k_f＝0.001 5(0.01<k_p<0.55)或k_f ＝0.001(0.3<k_p <0.6)；吸力下沉阻力减少阶段，通过和临界吸力s_crit、施加吸力s、自重W、下沉深度z和筒壁厚度t相关的经验系数(Ratio)来考虑下沉阻力变化，其中临界吸力(临界吸力数S_N，cr)取决于下沉深度与直径比(z/D)，筒内外土体渗透系数比k_{fac_thin}(thin代表只考虑了与筒壁接触的土体，区别于HB法)，为了确定有渗流和无渗流条件阻力比，NGI采用图解法对于每个下沉深度确定S_N，cr图解确定下沉阻力。但下沉深度与壁厚比z/t组数有限且大于100的情况都归于一线(都对应S_N/S_N，cr为常数0.9)。Feld^[14]方法综合了有效应力法和CPT法。不同的是自重阻力计算中侧摩阻力未采用承载力参数(K & δ)，而是粗糙系数r(0.8)和摩擦角ϕ′。吸力沉贯阶段减阻效应通过施加吸力和临界吸力值比(s/s_crit，s_crit同Clausen & Tjelta方法^[15])和三个经验系数r_i，r_o和r_t分别确定筒内外侧摩阻力和端部阻力变化。应用层面上，HB法虽然很好的预测了Luce Bay安装实验，但1.5 m和3 m直径的筒内部摩擦力，在贯入一定深度后(0.37 m和0.67 m，0.25 D和0.22 D)出现了负值，进一步的贯入计算需要判断液化现象。HB法参数准确输入是有效预测的前提，对非常密实的超固结土还需特别确定系数N_q和K₀。CPT圆锥贯入虽与基础筒裙相似(宽度和速度)，但圆锥和筒裙土体分别是轴对称失效和准平面应变失效。Chatzivasileiou^[16，17]对各种方法开展的对比研究成果，问题主要体现在：HB方法土压力比K和筒内外土体渗透系数比k_fac并未体现渗流引起土体应力的渐变过程；基于CPT方法中s/s_crit及其引起渗流减阻特性的k_f和k_p等参数定量评估理论模型也未有定论，如SPT公司砂土沉放阻力计算公式某些工况甚至将筒内摩阻力折减为0，端阻折减50%，部分原型工程数据也显示了端阻更大的折减案例。

表 2  砂土中筒型基础下沉阻力公式

Table 2.  Formulas of penetrating resistance of bucket foundation in sand

方法分类	计算公式
API方法
Houlsby & Byrne(HB)方法
DNV方法
Feld方法
NGI方法
Senders & Randolph (SR)方法

因此，筒型基础砂土贯入计算核心要解决的问题是筒壁内外附近的土体竖向有效应力随着吸力影响将改变基础侧摩阻力和端阻力。目前，筒内壁摩阻力和筒裙端阻力随吸力增加而减少这种变化规律还没有十分完善的理论模型。对于筒外壁摩阻力，Erbich & Tjelta^[10]和HB理论上认为随着渗流增加了土体有效应力会稍微提高。Tran^[17]在吸力小于临界值的实验中却发现了相反的现象，即筒外摩阻力在吸力安装阶段也会减少。一般认为当吸力到临界值，向筒内运动的土颗粒才很可能会引起筒外部摩阻力减少。Erbrich & Tjelta^[10]和HB离心机实验也发现土体吸力下渗透性变化过程中筒内砂性土塞渗透性会轻微增长。Cotter^[18]发现k_fac随下沉深度从1到2呈现线性增长的趋势，Tran^[19]等实验也显示筒内外土体渗透系数之比k_fac可以达到2。事实上，土塞渗透性变大可以导致临界吸力小幅度增长，这意味着安装后期可以施加更大的吸力值。一般认为过大吸力渗流作用下筒内管涌通道形成会导致筒内密封条件破坏结束基础下沉，或者砂土液化造成筒内土塞快速隆起导致安装停止。但值得注意的是许多安装实例(尤其现场工程)，当贯入压力达到甚至超过临界条件时，过大的土塞隆起或管涌通道并没有预期出现。理论上，临界条件下土体会变松导致土塞隆起。假设吸力稳定，由于土塞内部土体渗透性的增高，筒内的临界梯度会下降到临界条件以下，土体进一步变松的趋势被抑制。但砂土不能无限变松，这种安全机制是一种不稳定变化状态，当筒体继续贯入，未扰动土层进入筒体，它们分担扰动效应，甚至没有土塞隆起现象。基于模型实验，Senders & Randolph^[11]发现砂土中筒内土塞临界水力梯度靠近筒壁内侧；Harireche^[20]发现管涌在安装中控制着失效模式，对更深的贯入剪力破坏机制起主导作用。

常见的筒型基础临界吸力公式如表3所示。表中公式都假设了内部土塞渗透性的均匀性；当渗透系数比k_fac>1时，筒体端阻力和内部摩阻力退化(HB方法考虑为非线性和SR方法考虑为线性)，外部摩阻力提高(HB方法考虑为非线性，SR方法认为不受影响)。Panagoulias^[21]通过总结前人诸多案例分析研究认为k_fac在2和3计算公式吻合度最高，k_fac为1和3大致是表3方法的上下限值，并定义了筒基砂土吸力下沉操作临界水利梯度(土塞失效条件下沿筒内壁水力梯度平均值)及对应吸力为临界操作吸力值，即筒内土塞可以承受临界吸力s_crit或更大吸力时筒内安全机制的发展状态。Tran^[19]也发现k_fac由1变化到3，临界吸力s_crit提高30%～50%，但k_fac＝2时，临界吸力仅提高15%～25%。Chatzivasileiou^[16]研究诸多工程案例发现筒型基础贯入深度为筒裙70%～80%时，k_fac由1变化到2，甚至3(Feld方法)。值得注意的是，有些案例表现为在砂土/粉土/砂土中顶盖下沉到接触土体表面并继续下沉(L/Skirt，Length>1)并有所承载的情况(虽然接近泥面时k_fac为3，并未出现土塞上隆)。

表 3  筒型基础临界吸力公式

Table 3.  Formulas for critical suction of bucket foundation

方法分类	计算公式
Feld方法
Houlsby & Byrne方法
Senders & Randolph方法
Ibsen & Thilsted方法[20]

对于更为复杂的粘土/砂土层状土中，筒内土塞失效主要有薄粘土层开裂模式I和粘土层上移模式II(如图6和表4所示)。Senders^[12]称模式I为土塞扰动(Disturbale)响应，模式II为土塞侧裂(Gapping)响应和土塞层间渗透(Intermediate Permeability)响应。模式I顶层薄粘土层发生折裂后，筒内土塞出现类砂土吸力渗流特性。模式II中筒内土塞上移不完全依赖土体分层特性，也会出现在砂土/粘土/砂土等情况。对于粉土/砂土层状土中，还可能出现土塞液化(Liquifiable)响应，即吸力安装时在顶层之下引起的压力下降引起临界水力梯度出现导致土层液化扰动，类似机理I出现。顶层土下压力下降将会轻度影响砂土层渗流减阻效果，但较高的吸力值也会引起显著的下沉阻力下降趋势。Tran^[19]对粉土渗透系数小于砂土两个数量级条件的研究发现非塑性粉土夹层的存在会显著降低吸力，并且出现在表层厚度0.8 m和2.0 m两种情况，呈现了一定的非厚度依赖规律。Cotter^[18]对砂土/倾斜粘土层的研究反映了渐变渗流约束条件下的响应模式：渗透性很小甚至基本非渗透性的粘土层土塞会有上移趋势，与土层厚度、渗透性等有关，而渗流约束层的厚度似乎影响不大。对于贯入速度的影响，Senders^[12]认为土塞上移是安装时间的函数，快速吸力安装虽筒内外的压力差比较大，但安装时间短土塞上隆小。Vardoulakis^[23]实验也发现即使在超高吸力作用下，快速安装中并没有管涌现象；Cotter^[18]也发现较慢的安装压力实验总伴随筒内土塞上隆。Watson^[24]等发现在吸力贯入后期筒内土塞加速上移。工程中缩短安装时间意味着降低风险，可考虑采用大流量泵。

图  6  筒内土塞失效模式^[25]

Figure 6.  Failure mode of soil plug in suction bucket^[25]

粘土/砂土中吸力安装过程水力梯度开始在筒顶盖底下吸力和筒外土体的静水压力之间发展，渗透性小粘土层会产生相对较高的水头损失，避开了筒外小渗透性土层的影响(不论筒外面粘土层渗透系数k_clay高或低，不会影响砂土层压力梯度的预测)，所以土塞渗透性通过系数f_perm＝(k_plug/k_sand)×(D/L_plug)确定(未考虑土塞上移影响的力的平衡变化)。渗透参数为0.01时，粘土塞下的压力只有吸力的2.5%，下层渗流在这种情况下会非常小，基本不会导致下沉阻力的减少。然而，当土塞向上移动时，层间压力变化引起渗流有效减少安装阻力，即层间渗流(Intermediate Permeability)响应模式。当安装吸力高于内摩擦力和土塞重量，即当土塞水头损失超过阻力发生土塞上升现象。极端的，砂土中出现临界压力梯度值，即在粘土-砂土层间达到土塞的临界吸力值，砂土在粘土下不能承担水力隆起(hydraulic heave)直到足够的吸力抬升粘土塞引起压力减少。Senders^[12]提出克服自重和侧壁摩擦力的临界压力值为p_plug＝(γ′＋4αs_u/D_i)L_plug，但没有考虑类似反向底部土体承载力(Reverse End Bearing，REB)的压力卸载或反向吸力效应(粘土中的临界吸力通常取决于REB、侧壁摩阻力和有效重力)。Cotter^[22]认为土塞上升还依赖于未扰动的粘土层的剪切抗力，提出了筒基还未完全贯穿上部粘土层时土塞上升的压力值p_plug＝(4/D_i²){s_uD_i[h(α-1)＋z_clay]γ′z_clay＋D₁²/4}(h＝z_clay时同Senders表达式)。对于理想边界条件下土塞上升厚度L_{plug_lift}≈ [k_sandp₂/(γ_ws_ave)- k_plugp_plug/(γ_wH_plug)] Δt (p₂≤p₁-p_plug)，在压力不变、k_sand≫k_plug和Δt较大时会增加土塞移动厚度。同时，Watson^[24]等在离心机实验中观察到对粘土层还存在土塞稳定性与下沉速度关系。当然，筒内还可能会发生渗流沿着筒壁引起管涌或粘土层开裂情形。Senders提出土塞开裂现象是否发生可以通过假设线弹性土塞和固支或铰支边界板抗弯理论计算粘土塞的抗弯强度来估算。Romp^[25]研究发现顶层粘土开裂或上移的发生主要取决于基础几何尺寸和粘土层厚度z_clay相对关系。粘土层较薄时，更倾向于发生开裂，6<D/z_clay<10是二者都可能发生的过渡区域。此外，筒内土塞响应模式由于其边界条件的复杂性，其他学者还发现了一些特别的现象。如Heuvel & Riemers^[26]在砂土/粉质砂土条件下吸力安装Calder Platform时并没有明显的砂土塞隆起现象。Tran在砂土/粉土条件下的离心机实验发现了显著的土塞运动，所需吸力比纯砂土情况更大，但下沉阻力仍比静力压入安装小。Watson^[24]等在砂土/粘土/砂土条件下的离心机实验发现：比起静力压入沉放，吸力下沉阻力有显著降低，但出现了土塞上移接触筒顶板等下沉停止情况。虽然筒内渗流随着吸力增加而增加，但土塞上移并未总是出现。因为多层土质条件及土塞响应模式及其影响的复杂性，准确预测多层土中筒型基础下沉阻力通常是比较困难的，尤其在筒裙在不同土质交界面附近变化更加多样。

综上所述，在复杂多层土质条件下，不同结构特征的筒型基础沉贯施工会体现出极其复杂的性态。如何准确预测筒型基础下沉阻力和合理施加控制下沉力仍然是筒型基础应用问题的研究热点，尤其筒型基础结构型式、尺寸效应和多层复杂土质条件下，筒内外土体渗透率变化规律、吸力施加对筒内土塞响应模式及土塞运动对临界吸力的提高机理等研究对于筒型基础施工安全性态控制起着核心作用。

随着海上风电机组结构大型化(8.8MW或更大)，对于筒型基础的承载能力及稳定性要求也相应提高，大尺度筒型基础用来抵抗大弯矩荷载也成为一种趋势。因此，除了如何避免不稳定土塞响应的施工技术，大尺度薄壁钢筒型基础结构吸力施工过程如何避免压力差引起的结构变形及屈曲风险，如何下沉调平实现风电机组严格的水平度要求，如何通过筒端/壁减阻装置、筒顶结构优化设计及灌浆等措施等实现筒顶盖与土体均匀接触，进而实现筒顶参与承载的力学模式等基于海上风电特点的筒型基础应用技术日益成为研究热点。

筒型基础调平技术应用可分为三种典型情形：(1)四筒Sleipner T和Draupner平台(Bye等，Ersen & Jostad)安装的水平度通过位置高的筒型基础更多贯入实现结构调平；Universal Foundation公司海上风电单筒型基础通过筒裙高压水喷射装置局部选择性控制实现结构调平；天津大学和道达公司研制的单筒7舱钢制复合风电筒型基础通过各舱室之间施加不同的吸力实现结构调平；(2)Colliat等工程中遇到倾斜海床的结构安装调平过程；(3)筒基结构有附加结构偏心荷载条件下水平度的调平控制(Sparrevik，Houlsby等，复合风电筒型基础一体化整机下沉技术等)。实践中，Senepere & Auvergne^[27]采用高压水喷射装置解决吸力桩下沉问题。Tjelta^[15]等采用筒裙端部喷射装置(Skit Tip Injection)减少端部减阻，通过选择性控制水喷区域实现调平功能。Cotter^[22]通过筒型基础外部设置8～16个喷水管，研究了高压水喷基础下沉减阻和调平过程。如前所述，筒型基础吸力下沉过程，水流在筒裙端部从筒外进入筒内，集中的水力梯度贡献了减阻效应，而高压喷射可以制造更大的水力梯度减少端阻。对于筒裙外侧土体阻力，吸力安装时筒裙外侧水流向下竖向有效应力增加安装摩擦阻力。筒裙端部喷射水体可以降低外侧筒壁水力梯度来减少侧摩阻力。对于筒内土体阻力，吸力安装筒内部水流主要向上，特别是在较深的贯入时，吸力安装达到临界，可能导致管涌。水喷装置设计关键问题是最小化筒内水力梯度增加。否则，临界水力梯度在更浅的贯入深度提前出现。高压喷射装置在海上风电基础的应用情况如图7所示。

图  7  海上风电基础高压喷射装置

Figure 7.  High pressure injection device for offshore wind foundation installation

对于钢制多筒或多舱型筒型基础的下沉调平技术，结构体系可调平角度、深度和屈曲风险是核心问题。德国Wilhelmshaven风电场单筒型基础吸力下沉屈曲失效案例和多弧形筒裙改进设计如图8所示。

图  8  德国Wilhelmshaven风电场单筒型基础吸力下沉屈曲失效案例和多弧形筒裙改进设计

Figure 8.  Suction penetration with buckling of steel bucket wall and adjustment control technology for multi-bucket/compartment bucket foundation

对于多筒型基础(如图9所示)，天津大学等研究发现下沉调平时筒体之间的相互约束以及调平后筒裙周围土体与筒体之间的边界条件变化(如图中调平后筒土间裂缝、土压力分布等)同时影响着下沉安全和可调深度及角度。更大功率风电风机需求的大尺度筒型基础，直径和筒壁厚度之比势必增加。薄壁结构和克服下沉阻力需要的吸力组合必将增加结构变形甚至屈曲的施工风险。

图  9  多筒型基础

Figure 9.  Multi-bucket foundation

天津大学针对多舱单筒型基础研究发现(如图10所示)，内部多舱结构虽然一定程度降低了屈曲风险，也可以实现下沉调平功能，但随着水深及基础筒裙高度增加，土质复杂多样性等引发的多舱室不同高压力差调平状态还会导致不同舱室间的横向压力，整体一步式安装时还要考虑附加风机系统偏心荷载，进一步加大了结构变形/屈曲与调平控制策略选择的复杂性。同时，随着贯入深度增加，周围土体的侧向约束将增强筒裙的固定度(Fixation)，有利的是可以施加更大的吸力，不利的是土体约束影响了筒体的可调平程度以及屈曲风险，这也是亟待深入研究的问题。

图  10  钢制筒型基础吸力下沉屈曲案例及多筒或多舱型基础调平控制技术

Figure 10.  Suction penetration with buckling of steel bucket wall and adjustment control technology for multi-bucket/compartment bucket foundation

对于海上风电工程，当筒型基础下沉到位后应用过程的核心问题是如何最有效抵抗大弯矩承载力和沉降控制问题。筒型基础吸力下沉后，由于吸力扰动或土体表层平坦度低等原因，安装结束后筒内土塞表层土和筒顶之间存在难以避免的不均匀水膜空隙，故承载力设计通常只考虑筒裙摩擦力和裙端抗力。由于应用于海上风电机组大型化趋势，如何利用筒顶承载势必大幅提高筒基的承载能力和竞争优势。灌浆筒型基础(Grouted Caisson)是一种技术尝试，通过灌浆水膜替换空隙实现基础顶盖和土体产生均匀度接触压力(Hjelde等，Cotter)，基础的刚度及承载力和沉降都得到相应改善。单筒多舱复合筒型基础，通过宽浅结构型式、与预应力混凝土过渡段合为一体的高自重(2 000～4 000 t)水平、多种形式的筒壁减阻环或内刃脚设计、多舱体优化设计和筒内土体快速加固等综合手段力争实现筒顶联合筒裙承载模式，最大程度提高筒型基础适用性和降低后期沉降水平。但归根到底，海上风电筒型基础功能性的实现还要取决于有效的安装贯入施工。如何规避单筒型、多筒型和单筒多舱型筒型基础吸力下沉过程中的施工风险分析，系统分析筒型基础施工过程可能发生的不稳定性态发生机理，提出施工安全边界条件，完善多筒/多舱型筒型基础下沉阻力计算公式，提出下沉调平吸力施加和结构变形/屈曲控制方法，是海上风电筒型基础规模化应用中需要控制的关键问题。