《Soils and Foundations》：Settlement considerations for offshore wind turbine foundations subjected to earthquake-induced liquefaction
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亚太（APAC）地区是全球海上风力发电机组数量最多的区域，同时每年也承担着全球相当比例的地震活动。在此背景下，为可液化海床土设计海上风电基础仍是一项重大工程挑战。本研究提出了一种替代性的十字形下部结构，其坐落于裙板基础（skirted footings）之上，
亚太（APAC）地区是全球海上风力发电机组数量最多的区域，同时每年也承担着全球相当比例的地震活动。在此背景下，为可液化海床土设计海上风电基础仍是一项重大工程挑战。本研究提出了一种替代性的十字形下部结构，其坐落于裙板基础（skirted footings）之上，称为外伸式基础（outrigger）。研究考虑的土层剖面由浅层可液化松散砂层及其下覆密实砂层组成。为最大限度减少沉降，研究选用了嵌入长度为7.35 m的裙板基础，该长度贯穿可液化层并支承于密实砂层之上。本研究考虑了由DNV-RP-0585（2021）推荐的风浪荷载（海洋气象条件）与地震荷载相结合的设计荷载工况。结果表明，该基础方案能有效将残余转角限制在DNV指南规定的0.5°阈值以内，同时将整体沉降降至最低。此前针对采用2.52 m长裙板基础的外伸式支承海上风机，在相同海洋气象荷载和地震诱发液化条件下进行的研究虽能控制残余转角，但导致了较大的整体沉降。本研究发现表明，足够长的裙板基础能够贯穿可液化层，在限制地震诱发液化引起的转角和沉降方面均具有有效性。
论文解读：地震液化条件下海上风电外伸式基础沉降控制研究
一、研究背景与问题提出
亚太（APAC）地区是全球海上风电装机容量最大的区域，同时也是全球地震活动最频繁的地区之一。截至2026年初，中国海上风电装机容量达48.4 GW，居全球首位，其中超过70%采用单桩基础（monopile）；台湾地区装机3.6 GW，71%采用导管架基础（jacket foundation）；越南、韩国、日本等国家也均有不同规模的海上风电装机。然而，亚太地区普遍面临不同程度的地震活动，可液化海床土上的基础设计成为重大工程挑战。
在地震诱发液化条件下，海上风电基础面临两个核心问题：残余转角和沉降。DNV-ST-0126（2021）和DNV-RP-0585（2021）规范将永久转角阈值设定为0.5°，但未明确给出最大允许沉降值。Eurocode 8（2004）采用基于性能的设计方法，要求工程师验证地震引起的位移不会导致风机或相连系统（如J型管和电缆）倒塌。EN 1997-1（2004a，2004b）则为浅基础和深基础提供了正常使用极限状态（SLS）和极限极限状态（ULS）的沉降阈值，其中ULS标准将沉降限制在桩径的10%以内。
既往研究显示，单桩基础在地震液化条件下可能产生超过4°的转角（Esfeh和Kaynia，2020），而He和Takahashi（2025）的数值模拟预测了浅层砂土完全液化及最高0.4°的转角。Espa?ol-Espinel等人（2024，2025）开发的离心机试验装置首次实现了海洋气象荷载与地震荷载的同步施加，试验表明单桩在组合荷载下会超出0.5°的永久转角阈值数度。Natarajan和Madabhushi（2022）的离心机研究也识别出导管架支承风机在地震下产生显著沉降和转角。
此前针对外伸式基础的研究表明，采用嵌入松散可液化砂层的2.52 m长裙板基础，在控制地震诱发转角方面优于单桩，但代价是较大的整体沉降。本研究旨在解决这一问题，通过加长裙板基础以最小化整体沉降。
二、研究内容与主要结论
研究人员采用70g离心加速度下的离心机模型试验，对两种外伸式基础支承的海上风机进行了对比研究。两种基础分别配备2.52 m和7.35 m长的裙板基础，前者嵌入松散砂层，后者贯穿整个可液化层并支承于下覆密实砂层。试验采用了Hostun HN31砂，土层剖面为7 m厚相对密度约40%的松散砂层上覆15.4 m厚相对密度约90%的密实砂层。两种基础均承受15 MNm的静态海洋气象弯矩与1 Hz、10个循环、峰值基岩加速度0.18g的地震输入（EQ2）的组合荷载。
研究结果表明，7.35 m长裙板基础将总沉降从407 mm降至85 mm，降幅达79%，对应基础直径的约2%，满足EN 1997-1的ULS标准；同时将总永久转角从0.28°降至0.10°，降幅达64.3%，远低于DNV规范的0.5°阈值。然而，7.35 m长裙板基础在震中产生的瞬态转角振荡幅度大于2.52 m长基础。
三、关键技术方法
本研究采用的主要技术方法包括：离心机模型试验（centrifuge modelling），在70g离心加速度下进行；等效剪切梁（Equivalent Shear Beam，ESB）箱体用于模拟半柔性边界条件，减少动态试验中的边界效应；Cam-Sat系统用于砂样饱和，采用甲基纤维素溶液提高孔隙流体粘度至约70，以满足动态事件的时标和速度标定法则；液压压入装置在1g条件下安装基础；加载装置通过悬挂质量施加静态海洋气象荷载；伺服液压地震致动器模拟地震运动；以及采用SANISAND本构模型的“Incremental Driver”Fortran程序进行单元素应力路径数值模拟。
四、研究结果
4.1 风机对地震EQ2的动力响应
通过EQ1正弦扫频数据识别出两种外伸式基础支承的风机固有频率约为0.21 Hz，对应DTU 10 MW风机的第一激发模态。EQ2输入加速度在过渡段处被放大，7.35 m长裙板基础的过渡段加速度响应谱比2.52 m长基础高出两倍以上。在3.1 Hz处观察到更高阶激发模态，该模态与塔架响应相关，但对基础土体响应影响较小。
4.2 地震诱发液化响应评估
2.52 m长裙板基础在EQ2期间产生0.25°的转角，震后65 s内略微增加至0.28°，仍低于0.5°阈值。7.35 m长裙板基础的永久转角仅为0.10°。在沉降方面，2.52 m长基础总沉降达407 mm，其中震中沉降388 mm，震后沉降19 mm，对应基础直径的11%，超出EN 1997-1的10%直径ULS阈值；7.35 m长基础总沉降仅85 mm，全部在震中产生，对应直径的约2%，在可接受范围内。弯矩-转角滞回曲线显示，7.35 m长基础在大多数地震循环中表现出更大的转角振幅，但残余转角更小。
4.3 地震诱发超孔隙水压力
2.52 m长裙板基础下方土体在EQ2期间以负超孔隙水压力为主，迎风侧0.6 D处最小值达?66.50 kPa，而远场同深度处正超孔隙水压力高达40.33 kPa。相比之下，7.35 m长裙板基础下方土体以正超孔隙水压力为主，迎风侧0.6 D处最大值达90.72 kPa，甚至高于远场的57.45 kPa。迎风侧和背风侧基础下方的超孔隙水压力响应存在约90°相位差，表明外伸式基础在地震中主要经历水平平移而非摇摆运动。此外，7.35 m长裙板基础内部测得的超孔隙水压力峰值为远场的两倍，但震后消散速率更快，这是因为基础内部的水体无法从下部区域获得补给，而远场孔隙流体持续向地表排水边界流动。
4.4 震后静态荷载响应
在静态加载、卸载和再加载阶段，2.52 m长裙板基础的转动刚度在加载和卸载阶段保持一致（约9.66和9.85 GNm/rad），再加载阶段增至32.31 GNm/rad。7.35 m长裙板基础在加载阶段表现出高出一个数量级的转动刚度（124.25 GNm/rad），但在卸载和再加载阶段降至不到初始值的一半（60.67和47.12 GNm/rad）。两种基础在液化后再固结后均保持足够的转动刚度，使转角保持在可接受范围内。
五、讨论与结论
研究通过单元素模型模拟了迎风侧和背风侧基础下方土体的应力路径，采用SANISAND本构模型，其边界、临界状态和剪胀面斜率取决于状态变量ψ = e ? ec。应力路径分析有助于深入理解超孔隙水压力的产生机制。
研究结论表明，足够长的裙板基础能够贯穿可液化层并支承于下覆密实砂层，在限制地震诱发液化引起的转角和沉降方面均具有有效性。7.35 m长裙板基础将沉降从407 mm降至85 mm（降幅79%），将永久转角从0.28°降至0.10°（降幅64.3%），同时满足DNV规范的0.5°转角阈值和EN 1997-1的沉降标准。该研究为可液化海床上的海上风电基础设计提供了重要的试验依据和设计参考。
