張浦陽，李彥娥，丁紅巖，樂叢歡

(1.天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072; 2.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072)

海上風(fēng)能是一種綠色的可再生能源，能夠改變能源結(jié)構(gòu)和保護生態(tài)環(huán)境，海上風(fēng)能是能源發(fā)展的一個重要方向[1]。海上風(fēng)機基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)由于其復(fù)雜的海洋環(huán)境條件受到風(fēng)荷載、波流荷載和海洋生物的影響，其基礎(chǔ)型式設(shè)計要求高[2]。通常情況下，海上風(fēng)機的成本比陸上風(fēng)機高20%，塔架和基礎(chǔ)的成本比陸上基礎(chǔ)高350%[3]。筒型基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)內(nèi)部中空、單個尺寸大、筒裙厚度小，安裝時無需打樁設(shè)備，方便快捷，基礎(chǔ)就位后與筒內(nèi)土體共同為基礎(chǔ)提供承載能力[4]；導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)自身質(zhì)量大、重心高、上部空間結(jié)構(gòu)緊湊，基礎(chǔ)剛度大，可靠性高[5]。本研究瞄準(zhǔn)海上風(fēng)電場“深水化”、電價“平價化”和風(fēng)機“大容量化”的發(fā)展需求，針對具有明顯成本優(yōu)勢的多筒型導(dǎo)管架基礎(chǔ)海上施工裝備選擇的核心控制過程開展系統(tǒng)研究。2020年8月，國內(nèi)首臺海冰地區(qū)四筒吸力筒導(dǎo)管架風(fēng)機基礎(chǔ)作為國內(nèi)首臺吸力筒風(fēng)機基礎(chǔ)在華能莊河海上風(fēng)電場成功安裝[6]。2021年，全球已實施水深最深、高度最高、吸力樁最長導(dǎo)管架風(fēng)機基礎(chǔ)在長樂外海C區(qū)完成[7]。

目前，對多筒型導(dǎo)管架基礎(chǔ)的研究主要針對其基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)設(shè)計、拖航過程和承載性能[8-10]，對其安裝施工的研究較少。海上安裝過程通常包括四個不同的階段[11]：甲板起吊階段、下放通過浪濺區(qū)階段、水中下放階段和下放至海床階段。基礎(chǔ)下放通過浪濺區(qū)階段受力復(fù)雜，此階段基礎(chǔ)出現(xiàn)兩種高度非線性且難以預(yù)測的現(xiàn)象：在筒內(nèi)形成氣墊結(jié)構(gòu)和對筒頂產(chǎn)生砰擊作用[12-13]。Bertelsen[14]和Jiang等[15]分析了下放速度、筒頂開孔率和筒頂幾何形狀不同對基礎(chǔ)下放過程吊纜張力影響的占比，分析筒型基礎(chǔ)下放過程主要控制因素。Li等[16]等通過數(shù)值模擬進行海洋結(jié)構(gòu)物下放通過浪濺區(qū)階段速度、波高、周期敏感性分析，同時評估基礎(chǔ)施工過程海洋窗口期。Bunnik和Buchner[17]開展的模型試驗表明，在波浪環(huán)境下放過程中由于浮力、沖擊載荷、附加質(zhì)量、阻尼效應(yīng)和復(fù)雜水流的影響，浪濺區(qū)下放過程具有很強的非線性。這些因素可能會導(dǎo)致筒型基礎(chǔ)的振蕩運動、吊纜松弛或吊纜過載。Faltinsen[18]通過試驗和理論方法研究波浪荷載下薄板結(jié)構(gòu)的沖擊荷載，分析表明，最大沖擊壓力是隨機的且沖擊為非線性現(xiàn)象；氣墊結(jié)構(gòu)產(chǎn)生阻尼對砰擊荷載有一定影響。Naess等[19]指出，除了結(jié)構(gòu)物浮力的變化外，由于液面與筒頂部沖擊作用導(dǎo)致附加質(zhì)量的突然變化，垂直方向上的砰擊力與液面和結(jié)構(gòu)物之間的相對速度成正比。Sarkar等[20]和Jacobsen等[21]針對四筒水下結(jié)構(gòu)物開展了起吊入水下放過程的吊力分析，明確浪濺區(qū)下放過程附加質(zhì)量和阻尼的影響。

基于四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放安裝模型試驗，研究不同控制因素工況基礎(chǔ)穿越浪濺區(qū)階段的氣墊效應(yīng)和姿態(tài)控制模式；同時探究氣墊結(jié)構(gòu)對基礎(chǔ)下放過程附加質(zhì)量和固有周期的影響機理。

1 試驗?zāi)Ｐ?/h2>

圖1為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)模型。模型試驗設(shè)計時需要滿足幾何相似、運動相似和動力相似[22]，模型相似比為1∶45。筒型基礎(chǔ)筒徑0.22 m(原型10 m)，筒高0.44 m(原型20 m)，筒間距0.67 m(原型30 m)，導(dǎo)管架基礎(chǔ)高度1.34 m(原型60.5)，水深0.9 m(原型40.5 m)。試驗過程采用氣壓傳感器測量各筒內(nèi)氣壓；拉力傳感器測量纜繩張力；陀螺儀和激光位移計測量基礎(chǔ)運動響應(yīng)?；A(chǔ)下放通過帶有電機的蝸輪蝸桿控制，電機速度由可數(shù)字化顯示的變速控制箱控制。四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)模型及傳感器布置如圖2所示。

圖1 四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)模型

圖2 模型及傳感器布置

2 試驗工況

四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放安裝過程筒型基礎(chǔ)頂部閥門打開，基礎(chǔ)初始狀態(tài)時筒底位于液面以上，下放至頂蓋完全淹沒時停止下放。圖3為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放安裝過程。采用Jonswap波浪譜，水深0.9 m。試驗采集時大氣壓力設(shè)置為0。表1和表2分別為不同開孔率和下放速度時的基本參數(shù)。

圖3 四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放過程

表1 不同開孔工況基本參數(shù)

表2 不同下放速度基本參數(shù)

3 四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放

3.1 不同開孔下放

圖4為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在不同開孔工況下放過程中1號筒內(nèi)氣壓時程曲線。下放過程由于筒內(nèi)的空氣只能通過通氣孔的有限區(qū)域逸出，因此筒內(nèi)積聚壓力，這種壓力推動水向下，致使筒向上，導(dǎo)致筒內(nèi)外產(chǎn)生水位差，筒內(nèi)形成氣墊結(jié)構(gòu)。初始下放階段，筒內(nèi)氣墊壓力呈非線性增長趨勢；下放至一定深度時，筒內(nèi)水封體積增大，水壓對筒內(nèi)氣體的排擠作用與筒內(nèi)氣墊對水封的推動作用達(dá)到平衡，筒內(nèi)氣墊壓力達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)；筒型基礎(chǔ)頂蓋淹沒階段，筒內(nèi)氣體被急劇壓縮，筒頂蓋接觸水面，筒內(nèi)氣墊壓力驟然增大繼而減小為0。開孔率越大，筒內(nèi)氣墊壓力增長持續(xù)時間越短，達(dá)到平衡時氣墊壓力越小。圖6(a)為穩(wěn)定階段1號筒內(nèi)氣壓統(tǒng)計特征值。靜水條件和波浪條件下開孔率相同時筒內(nèi)氣墊壓力均值基本一致，波浪荷載僅影響氣壓響應(yīng)幅值；波浪條件下隨著開孔率減小，筒內(nèi)氣體體積增大，水彈簧和氣彈簧耦合時剛度減小，響應(yīng)幅值增大。

圖4 不同開孔工況1號筒內(nèi)氣壓時程曲線

圖5為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在不同開孔工況下1號纜繩張力時程曲線。為方便對比分析，將初始纜繩張力設(shè)置為0。下放安裝過程四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)的自重由浮力和纜繩張力平衡，初始下放階段，基礎(chǔ)浮力由體積增大的筒內(nèi)氣墊結(jié)構(gòu)和筒裙結(jié)構(gòu)提供，纜繩張力減小速率較大，隨著下放深度增大，筒內(nèi)氣墊壓力達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，氣墊提供的浮力保持不變，纜繩張力變化速率減小。開孔1工況頂蓋入水時刻纜繩張力變化速率出現(xiàn)增大趨勢，這是由于此時基礎(chǔ)浮力由筒頂連接構(gòu)件和導(dǎo)管架底部桿件提供，此工況下頂蓋淹沒前筒內(nèi)氣墊體積較小，氣墊提供浮力小于連接結(jié)構(gòu)和桿件提供浮力；開孔2工況氣墊提供浮力與連接結(jié)構(gòu)和桿件提供浮力基本平衡，纜繩張力減小速率基本不變；開孔3工況氣墊和筒壁提供浮力大于連接結(jié)構(gòu)和撐桿提供浮力，頂蓋淹沒階段纜繩張力出現(xiàn)增大趨勢。頂蓋淹沒階段，筒內(nèi)附加質(zhì)量驟然增大，基礎(chǔ)與液面產(chǎn)生砰擊荷載，纜繩張力響應(yīng)增大。

圖5 不同開孔工況1號纜繩張力時程曲線

圖6(b)為波浪條件不同開孔時下放至頂蓋淹沒階段1號纜繩張力統(tǒng)計值。開孔率減小，筒內(nèi)氣墊結(jié)構(gòu)體積增大，對筒頂砰擊荷載的緩沖作用增強，頂蓋淹沒時纜繩張力振蕩幅度減小。同時，由于試驗時大氣壓力無法縮尺，筒內(nèi)氣壓變化引起結(jié)構(gòu)響應(yīng)變化效果微弱，不同工況下吊纜張力響應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)差值差別很小。

圖6 不同開孔工況氣壓和纜繩張力統(tǒng)計值

圖7為不同開孔工況四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)縱搖時程曲線。頂蓋淹沒后，基礎(chǔ)附加質(zhì)量增大，基礎(chǔ)整體縱搖運動響應(yīng)較大，頂蓋淹沒后縱搖響應(yīng)幅值均小于±1°。

圖7 基礎(chǔ)縱搖時程曲線

圖8為不同開孔工況基礎(chǔ)縱搖運動響應(yīng)統(tǒng)計特征值。頂蓋淹沒階段在開孔2工況下基礎(chǔ)縱搖運動響應(yīng)幅度和標(biāo)準(zhǔn)差值最小，這是由于開孔2工況頂蓋淹沒階段筒內(nèi)氣墊和筒壁提供浮力與連接結(jié)構(gòu)和撐桿提供浮力基本平衡，基礎(chǔ)纜繩張力變化無明顯起伏振蕩趨勢，纜繩張力與基礎(chǔ)運動耦合作用。頂蓋淹沒階段，基礎(chǔ)受到砰擊荷載作用，基礎(chǔ)運動響應(yīng)急劇增大。

圖8 不同開孔工況下基礎(chǔ)縱搖統(tǒng)計特征值

3.2 不同速度下放

圖9為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在不同下放速度工況1號筒內(nèi)氣壓時程曲線。初始下放階段，筒內(nèi)氣體積聚形成氣墊結(jié)構(gòu)，下放速度越大，筒內(nèi)氣墊積聚速率越快；隨著下放速度依次增大基礎(chǔ)分別下放至吃水0.033 m、0.089 m和0.2 m時，筒內(nèi)氣墊壓力達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。圖11為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在不同下放速度工況1號筒內(nèi)氣壓達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時的統(tǒng)計值。隨著下放速度增大，筒內(nèi)氣墊體積增大，基礎(chǔ)剛度減小，進而筒內(nèi)氣壓振蕩幅度增大。

圖9 不同下放速度工況1號筒內(nèi)氣壓

圖10 不同下放速度工況1號纜繩張力

圖11 氣壓統(tǒng)計特征值

圖10為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在不同下放速度工況1號纜繩張力時程曲線。初始下放階段，筒內(nèi)氣墊壓力和筒壁提供的浮力均隨著下放深度而增大，因此纜繩張力減小速率較快，下放至一定吃水時，筒內(nèi)氣壓提供浮力保持不變，進而纜繩張力變化速率減小。頂蓋淹沒階段，基礎(chǔ)附加質(zhì)量驟然增大，且筒型基礎(chǔ)頂蓋受到砰擊荷載作用，因而波浪條件下纜繩張力響應(yīng)幅度急劇增大。圖12為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在不同下放速度工況筒內(nèi)氣壓穩(wěn)定前后1號纜繩張力變化速率統(tǒng)計值。同一階段下放速度越大，纜繩張力減小速率越快。

圖12 纜繩張力變化速率

圖13為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在不同下放速度工況基礎(chǔ)縱搖響應(yīng)時程曲線。頂蓋淹沒后，由于基礎(chǔ)附加質(zhì)量增大，且受到砰擊荷載作用，基礎(chǔ)縱搖運動響應(yīng)增大。圖14為四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在不同下放速度工況頂蓋淹沒前后基礎(chǔ)縱搖運動響應(yīng)統(tǒng)計值。頂蓋淹沒前，不同下放速度工況基礎(chǔ)縱搖運動響應(yīng)幅度和標(biāo)準(zhǔn)差值相差較?。豁斏w淹沒階段，由于不同下放速度工況下頂蓋浸入水中時，隨著下放速度增大，基礎(chǔ)與波浪運動相對速度增大，基礎(chǔ)砰擊荷載增大，但筒內(nèi)氣墊體積增大，氣墊對筒頂?shù)呐閾糇饔糜幸欢ǖ臏p緩效果，因此下放速度5工況基礎(chǔ)縱搖運動響應(yīng)最大。

圖13 基礎(chǔ)縱搖時程曲線

圖14 不同下放速度下縱搖統(tǒng)計特征值

3.3 氣墊附加質(zhì)量

筒型基礎(chǔ)下放過程中，筒頂蓋浸水前筒內(nèi)氣墊附加質(zhì)量為0，筒頂進入水面的瞬間，筒內(nèi)氣墊提供較大的附加質(zhì)量。圖15為筒型基礎(chǔ)下放過程氣墊提供附加質(zhì)量。

圖15 附加質(zhì)量

假設(shè)筒型基礎(chǔ)內(nèi)部氣—水交界面處于水平狀態(tài)，通過將氣墊與水柱的交界面模擬為圓盤結(jié)構(gòu)，簡化計算筒內(nèi)氣墊的附加質(zhì)量。當(dāng)筒頂與液面發(fā)生砰擊作用后，圓盤結(jié)構(gòu)在接近頂面處產(chǎn)生振蕩，可以通過求解垂蕩方向的輻射現(xiàn)象來計算氣墊附加質(zhì)量。采用海洋工程水動力計算軟件SESAM[23]計算不同內(nèi)液面高度下筒型基礎(chǔ)入水時的附加質(zhì)量。SESAM軟件基于勢流理論計算海洋波浪條件下海上結(jié)構(gòu)物的水動力系數(shù)，假設(shè)流體為無黏、無旋、有勢的理想流體。適當(dāng)?shù)淖杂擅鏃l件對計算氣墊附加質(zhì)量較為重要，定義筒型基礎(chǔ)頂部速度勢為0。圖16為筒型基礎(chǔ)數(shù)值計算模型。建模時筒壁有一定的厚度，筒壁外側(cè)法向向外與液體接觸，筒壁內(nèi)側(cè)法向向內(nèi)與液體接觸，筒頂z<0處設(shè)置封閉，該處即為氣墊與液體接觸面，接觸面法向向下與液體接觸。

圖16 數(shù)值模擬計算模型

根據(jù)DNV規(guī)范[4]及Newman[24]對薄圓盤水動力性能的研究，薄圓盤的垂蕩附加質(zhì)量簡化計算如下：

(1)

式中：a33disk為薄圓盤結(jié)構(gòu)垂蕩附加質(zhì)量。由于筒型基礎(chǔ)氣墊附加質(zhì)量計算時定義的圓盤濕表面僅為圓盤底部，因此本節(jié)計算氣墊附加質(zhì)量采用0.5a33disk與數(shù)值計算結(jié)果對比分析。

圖17(a)為不同內(nèi)液面高度筒頂浸水時筒內(nèi)氣墊附加質(zhì)量，縱坐標(biāo)為數(shù)值模型得到附加質(zhì)量與計算結(jié)果比值。內(nèi)液面高度在0.05 m左右時，數(shù)值計算結(jié)果與薄板結(jié)構(gòu)附加質(zhì)量基本相同，隨著內(nèi)液面高度增大，筒型基礎(chǔ)附加質(zhì)量增大，內(nèi)液面高度0.6 m時筒型基礎(chǔ)附加質(zhì)量是薄板結(jié)構(gòu)附加質(zhì)量的1.53倍。圖17(b)為同時考慮氣墊和水柱影響下基礎(chǔ)附加質(zhì)量以及四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)在不同下放速度工況下基礎(chǔ)附加質(zhì)量試驗結(jié)果。

圖17 基礎(chǔ)附加質(zhì)量

3.4 氣墊固有周期

筒型基礎(chǔ)下放通過浪濺區(qū)階段筒內(nèi)存在氣墊結(jié)構(gòu)，氣墊的存在可能引起砰擊作用時的共振響應(yīng)，產(chǎn)生較大的脈沖現(xiàn)象，同時影響基礎(chǔ)下放過程的運動響應(yīng)。本節(jié)基于Faltinsen和Timokha[25]提出的液艙振蕩和晃動的計算方法，對筒型基礎(chǔ)下放過程筒內(nèi)氣墊固有周期進行理論分析。計算時滿足以下假設(shè)條件：1)氣墊可壓縮，液體不可壓縮；2)氣體為理想氣體；3)氣墊壓縮后處于平衡狀態(tài)；4)氣墊壓力分布均勻；5)氣墊勻速運動。

采用連續(xù)性方程描述頂蓋通過浪濺區(qū)時氣墊的傳遞，忽略阻尼影響，則有：

(2)

假設(shè)氣墊穩(wěn)定狀態(tài)時產(chǎn)生微幅振蕩，采用與時間相關(guān)的簡諧運動變量eiwt。P0為初始?xì)鈮|壓力，可以假定氣墊某一時刻為初始壓力時刻；P1eiwt為氣墊壓力動態(tài)變化項。假設(shè)基礎(chǔ)下放過程氣體為絕熱理想氣體，則氣體密度和氣壓之間的關(guān)系如下：

(3)

由于氣墊為微幅振蕩，對動態(tài)氣墊進行線性化x=P1eiwt，則有：

(4)

對x進行微分，進而對方程進行泰勒級數(shù)展開并將高階項忽略，則有：

F(x)=F(0)+F′(x)|x=0(x-0)

(5)

則氣體密度和氣壓之間的關(guān)系可表示為：

(6)

假設(shè)筒內(nèi)氣墊以勻速veiwt像薄圓盤一樣移動，計算體積隨時間的變化率。連續(xù)性方程可表達(dá)為：

(7)

(8)

將上式代入式(7)，則氣墊的固有頻率為：

(9)

基礎(chǔ)下放整體過程中，筒內(nèi)氣墊和水柱相互作用，計算基礎(chǔ)固有周期時應(yīng)考慮氣墊與水柱的相互作用。

圖18 水柱模型

(10)

筒型基礎(chǔ)內(nèi)部水柱上部邊界為氣墊結(jié)構(gòu)，氣—水交界面處水壓等于氣壓，穩(wěn)定狀態(tài)下氣壓仍采用簡諧振動方程，則有：

(11)

其中，z=hc，根據(jù)自由表面運動邊界條件，則有：

(12)

φp為水塞的速度勢，則有：

(13)

速度勢同樣滿足運動邊界條件：

(14)

對于絕熱理想氣體，氣體體積和壓力之間的關(guān)系如下：

(15)

對P1eiwt進行泰勒級數(shù)展開，對氣體體積和氣墊壓力關(guān)系線性化，并進行微分，則有：

(16)

(17)

Miles[26]對總脈沖進行了積分?φds，得到了頻率的線性齊次方程。將式(17)代入式(14)，并進行積分，同時使用Miles的表達(dá)式，得到如下線性齊次方程：

(18)

式中：δ為kronecker delta函數(shù)，對于單筒基礎(chǔ)，取值為1。根據(jù)上式轉(zhuǎn)換得到氣墊和水塞耦合時的固有頻率wcoupled如下：

(19)

結(jié)合四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)模型試驗中不同工況下1號筒內(nèi)氣墊壓力和氣墊高度。圖19(a)為不同工況下計算得到的氣墊固有周期。隨著開孔個數(shù)減小，下放速度增大，筒內(nèi)氣墊壓力增大，氣墊剛度增大，筒內(nèi)氣墊固有周期減小。圖19(b)為不同工況下水柱提供附加質(zhì)量時結(jié)構(gòu)的固有周期。由于筒內(nèi)水柱提供附加質(zhì)量遠(yuǎn)大于氣墊附加質(zhì)量，因此考慮水柱時基礎(chǔ)固有周期遠(yuǎn)大于考慮氣墊時的固有周期。

圖19 固有周期

根據(jù)下放速度0.08 m/min，開孔個數(shù)2工況模型試驗氣墊壓力和氣墊高度結(jié)果，計算筒型基礎(chǔ)固有周期。圖20為不同因素影響下筒型基礎(chǔ)的固有周期。當(dāng)考慮氣墊和水柱耦合時，假設(shè)大氣壓力為0，試驗時氣墊結(jié)構(gòu)體積較小，影響較小，若大氣壓力可以縮尺，隨著下放深度增大，基礎(chǔ)下放至0.4 m筒頂即將淹沒時隨著下放深度增大，基礎(chǔ)固有周期減小。表3為不同影響因素下頂蓋入水時基礎(chǔ)固有周期。僅考慮氣墊時基礎(chǔ)固有周期最小，僅考慮水柱時基礎(chǔ)固有周期最大。頂蓋入水時考慮氣墊—水柱耦合時筒內(nèi)固有周期與試驗結(jié)果更接近。

圖20 不同因素下單筒基礎(chǔ)固有周期

表3 不同影響因素下單筒基礎(chǔ)固有周期

4 結(jié) 語

基于四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放施工過程筒內(nèi)氣—水自由置換現(xiàn)象，研究不同外界控制因素下基礎(chǔ)運動特性，結(jié)合試驗結(jié)果推導(dǎo)計算下放過程單筒基礎(chǔ)筒內(nèi)附加質(zhì)量和固有周期。主要結(jié)論如下：

1)四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放穿越浪濺區(qū)階段，筒底初始浸入液面，筒內(nèi)氣墊壓力非線性增大，吊纜張力非線性減??；隨著下放深度增大，氣墊壓力趨于穩(wěn)定，吊纜張力減小速率較?。粴鈮|壓力響應(yīng)趨勢與基礎(chǔ)下放速度和開孔率相關(guān)，波浪荷載僅影響氣墊響應(yīng)幅值。

2)下放速度快且開孔率小的工況筒內(nèi)氣墊壓力較大，氣體可壓縮性較小，但基礎(chǔ)剛度較小影響基礎(chǔ)穩(wěn)性，因此基礎(chǔ)響應(yīng)隨下放速度和開孔率并未表現(xiàn)出明確的規(guī)律性變化；下放速度在0.08～0.24 m/min、開孔率在0.2%～2%之間時基礎(chǔ)運動響應(yīng)較小。

3)四筒導(dǎo)管架基礎(chǔ)下放過程頂蓋入水階段下放速度較慢時砰擊荷載較小，但持續(xù)時間長，下放速度較快時基礎(chǔ)砰擊荷載受到的緩沖效應(yīng)強，且持續(xù)時間短，因此施工過程在頂蓋穿越浪濺區(qū)階段應(yīng)采用較快的速度。

4)基于圓盤結(jié)構(gòu)附加質(zhì)量公式，結(jié)合勢流理論計算通氣下放時筒頂浸入水面時氣墊附加質(zhì)量；推導(dǎo)氣墊、水柱、氣墊—水柱耦合不同影響因素下筒型基礎(chǔ)下放過程固有周期的計算公式，考慮氣墊—水柱耦合時，即將入水階段，氣彈簧和水彈簧耦合作用下整體剛度增大，基礎(chǔ)固有周期減?。豁斏w入水時考慮氣墊—水柱耦合時筒內(nèi)固有周期與試驗結(jié)果更接近。