鐘 丹，張民曦，俞梅欣，李小軍，喻國良

(1. 上海交通大學 海洋工程國家重點實驗室，上海 200240; 2. 中船第九設(shè)計研究院工程有限公司，上海 200090; 3. 上海海洋工程和船廠水工特種工程技術(shù)研究中心，上海 200090)

近年來，吸力式沉箱作為一種新型基礎(chǔ)形式，因適用土質(zhì)范圍和水深范圍廣，具有運輸與安裝方便、工期短、造價低、可重復使用等優(yōu)點，被廣泛用作海洋工程結(jié)構(gòu)物的基礎(chǔ)[1]。吸力式沉箱是一種頂端封閉、底端敞開、呈倒扣桶狀的大直徑薄壁圓(方)桶結(jié)構(gòu)，又稱吸力桶、吸力樁、吸力錨等。如圖1所示，吸力式沉箱的安裝分為壓力沉貫和吸力沉貫兩個階段。壓力沉貫階段，沉箱靠結(jié)構(gòu)自重和上覆壓載下沉至底床中一定深度，形成有效密封；吸力沉貫階段，借助潛水泵將沉箱內(nèi)水體從頂部排水口排出形成內(nèi)部負壓，沉箱在內(nèi)外壓差(吸力)作用下繼續(xù)下沉。此前，國內(nèi)外學者圍繞吸力式沉箱的沉貫阻力[2-4]、需求吸力[5-7]、滲流特性[8-9]、土塞現(xiàn)象[3,10-11]、桶—土作用機理[12]等開展了大量研究，取得了豐富的研究成果。

圖1 吸力式沉箱的沉貫過程Fig. 1 Penetration process of suction caisson

然而，沉貫過程中如何減小沉貫阻力仍是亟待解決的關(guān)鍵問題。吸力式沉箱在沉貫過程中，若受到潛水泵能力的限制出現(xiàn)負壓不足，可能導致沉箱無法沉貫至設(shè)計深度[13]；而負壓過大將導致沉箱內(nèi)部泥面過度隆起與頂蓋內(nèi)表面提前接觸產(chǎn)生土塞，還可能產(chǎn)成桶壁變形的風險[14]。而沉貫阻力則是影響沉貫吸力(負壓)大小的直接因素。因此，有效的沉貫減阻技術(shù)對穩(wěn)定沉箱內(nèi)的負壓至關(guān)重要。王秀勇等[13]提出在沉箱端部加裝噴沖裝置來減少端部阻力，但安裝后周圍土體需要較長時間恢復，影響基礎(chǔ)的使用。Zhai等[14]提出一種沉貫—升起—沉貫的二次安裝方法，但該方法減阻效果并不明顯。實際工程中一般通過在沉箱內(nèi)部和外部設(shè)置剪土環(huán)[15]或改變沉箱底端形狀[16]減小阻力，這些方法只能在一定程度上減小沉貫阻力，因此仍需進一步探究更為有效的減阻方法。

動力魚雷錨[17]的試驗成功展現(xiàn)了黏性泥沙流變減阻特性[18]在工程中的應用價值，這為解決上述問題提供了新的思路。大部分黏性泥沙都表現(xiàn)出剪切變稀特性，在外力作用下，泥沙顆粒(團粒)發(fā)生相互碰撞，破壞了顆粒(團粒)間的內(nèi)部作用力，泥沙的初始結(jié)構(gòu)受到破壞，表現(xiàn)為黏度和屈服應力的銳減，更容易發(fā)生流動，這一現(xiàn)象稱之為泥沙的流化。由此可以推測，若在吸力式沉箱的貫入過程中施加振動荷載，可以誘發(fā)沉箱周圍的黏性泥沙產(chǎn)生流化，使其抗剪強度降低，有助于減小吸力式沉箱的沉貫阻力和需求吸力，促進沉箱沉貫到位。

為了揭示振動荷載對吸力式沉箱沉貫過程和沉貫阻力的影響，探索黏性泥沙的振動流變減阻技術(shù)在吸力式沉箱中的應用，基于黏性泥沙的流變特性，開展了一系列不同振動荷載作用下吸力式沉箱室內(nèi)沉貫的模型試驗，建立了振動荷載與沉貫位移、沉貫速度、內(nèi)部負壓、土塞高度的關(guān)系，分析了振動荷載對吸力式沉箱沉貫過程的減阻效果，并討論了不同振動頻率、沉箱長徑比下的減阻特性。

1 試驗裝置及試驗土體

1.1 試驗裝置

試驗裝置如圖2所示，主要包括吸力式沉箱模型、負壓系統(tǒng)、振動電機、支撐導向系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等。試驗在60 cm×60 cm(直徑×桶深)的圓桶形不銹鋼槽中進行。根據(jù)長徑比H/D(沉箱高度與直徑的比值)的大小，吸力式沉箱可以分為短粗沉箱(H/D<2)和細長沉箱(H/D>2)[19]，試驗所用A、B、C三個沉箱模型(如圖3所示)長徑比分別為1.5、2.7、0.7，均由不銹鋼加工而成，尺寸參數(shù)詳見表 1。沉箱頂蓋外邊緣焊接一鋁合金橫桿以連接導向桿，保證垂直沉貫。頂蓋上有3個預留孔：①孔向沉箱內(nèi)部注水；②孔在沉貫過程中抽氣排水；③孔布設(shè)孔隙水壓傳感器，測量沉貫過程中頂蓋底面處的負壓值。

表1 吸力式沉箱模型幾何參數(shù)表Tab. 1 Geometric parameters of suction caisson model

圖2 試驗裝置布置Fig. 2 Layout of test apparatus

圖3 吸力式沉箱模型Fig. 3 Suction caisson model

負壓系統(tǒng)由真空泵和兩個負壓罐組成，A負壓罐用于提前儲存負壓，B負壓罐通過PU管與模型相連，由②孔抽出模型沉箱內(nèi)部的水，在其內(nèi)部形成負壓。外部抽吸提供的負壓起到平衡沉貫力和沉貫阻力的作用，具有一定的自調(diào)節(jié)能力。因此，雖然A、B負壓罐容積小于100倍沉箱模型體積，試驗中沉箱模型內(nèi)部負壓處于變化的過程，但仍然能夠保證沉箱順利沉貫。

三個24 V直流振動電機布設(shè)于沉箱頂部以提供微幅高頻振動荷載，振動頻率為0～110 Hz(0～7 000 r/min)，單個電機最大激振力為200 N。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)包括拉線式位移傳感器、孔隙水壓傳感器、真空表和高頻數(shù)據(jù)采集卡，分別采集吸力式沉箱在沉貫過程中的沉貫位移Z(t)和內(nèi)部吸力S(t)，以及負壓罐的內(nèi)部負壓，試驗數(shù)據(jù)采集頻率為200 Hz。

1.2 試驗土體

試驗土的顆粒級配曲線如圖4所示，中值粒徑為34.9 μm，黏粒、粉沙、細沙含量分別為9%、66%、25%，塑限為18.2%，塑性指數(shù)為10。土體過篩晾干后，加水攪拌均勻，控制含水率在29%左右，分層壓密填筑至不銹鋼土槽中，靜置24 h制成高55 cm的試驗土體，土體在每次試驗完成后均重新制備。通過便攜式十字剪切板測得每組試驗土體擾動前/后的不排水抗剪強度為1.5～3.5 kPa，靈敏度為1～4(詳見圖 5)。

圖4 試驗土顆粒級配曲線Fig. 4 Grain size distribution curve of test soil

圖5 試驗土體含水率、不排水抗剪強度及靈敏度隨深度的變化Fig. 5 The profile of water content, undrained shear strength and sensitivity in test soil

2 試驗方案

2.1 試驗工況

試驗分為試驗組(振動工況)和對照組(常規(guī)工況)，共開展20組，包括3種長徑比(1.5，2.7，0.7)、3種振動荷載施加方式(S1、S2、S3，如表 2所示)和5級振動頻率(33、42、50、58、67 Hz)，試驗工況的詳細參數(shù)如表 3所示。

表2 振動荷載施加方式匯總Tab. 2 Summary of vibration mode

表3 振動作用下吸力式沉箱模型的沉貫試驗工況Tab. 3 Penetration test conditions of suction caisson model under vibration loads

2.2 試驗步驟

沉箱模型采用分級沉貫[12]，某一級沉貫力下沉貫深度趨于穩(wěn)定后，再施加下一級沉貫力，吸力式沉箱模型沉貫全過程詳見圖 6，試驗操作的具體步驟為：

圖6 吸力式沉箱A模型沉貫過程Fig. 6 The penetration process of A suction caisson model

1)連接沉箱模型與導向桿，布設(shè)傳感器，反向配重2.615 kg以抵消導向桿的質(zhì)量；

2)調(diào)節(jié)導向桿使模型觸底，連接數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，標記數(shù)據(jù)采集的基準點；

3)打開夾具，使沉箱模型在自身重力作用下沉貫至穩(wěn)定；

4)打開振動電機，使沉箱模型在預設(shè)頻率的振動荷載作用下繼續(xù)沉貫，統(tǒng)一8 min后關(guān)閉振動電機；

5)通過①孔向沉箱內(nèi)部緩慢注水，當觀察到水從②孔中溢出時停止注水，連接沉箱模型與B負壓罐，封閉預留孔；

6)打開振動電機，施加預設(shè)頻率的振動荷載；

7)打開閥門2，B負壓罐內(nèi)負壓達到預定值后，關(guān)閉閥門2、打開閥門1，使模型在負壓和振動荷載聯(lián)合作用下沉貫至穩(wěn)定；

8)重復步驟7，施加下一級負壓，每級負壓增加約1 kPa，當由②孔抽出的水變渾濁時，表明內(nèi)部泥面與沉箱頂蓋內(nèi)表面接觸，吸力沉貫結(jié)束。

用作試驗對照的常規(guī)沉貫試驗，不施加高頻振動荷載，步驟3結(jié)束后在沉箱頂蓋上分三級增加砝碼，使沉箱模型在壓重作用下沉貫至1/4H后移除砝碼，吸力沉貫階段跳過步驟6。

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 振動荷載對沉箱沉貫的影響

圖7為A沉箱模型在不同振動荷載下的相對沉貫位移—時間曲線，其中，相對沉貫位移Z/H定義為沉箱模型的沉貫位移與設(shè)計高度之比。圖7中可以看出，振動荷載作用能夠顯著提高沉箱模型在自身重力作用下的沉貫位移。具體地，壓力沉貫階段[圖7(a)]，無振動荷載時沉箱在壓載作用下僅發(fā)生一小段位移，而后沉貫過程停止。振動荷載作用時，沉箱模型首先快速下沉一段距離，而后沉貫速度逐漸減小并趨于穩(wěn)定，沉貫位移隨振動荷載作用時間緩慢增加。這應當是由于表層泥沙抗剪強度小，振動荷載使沉箱模型側(cè)壁周圍土體被迅速流化從而使沉貫阻力減小，沉貫初期沉箱快速下沉；隨著沉貫位移增大，底層泥沙抗剪強度和待流化的泥沙體積不斷增大，而振動荷載的大小和頻率保持不變，導致泥沙流化效率減慢，迫使沉箱模型的沉貫速度減小、沉貫位移增長變緩。另外，振動頻率越大，對黏性泥沙流化的作用越強、流化范圍越大，相同時間內(nèi)沉箱的沉貫位移更大。吸力沉貫階段[圖7(b)]，振動荷載作用下沉箱模型的各級沉貫位移較常規(guī)工況均有所增大，且振動頻率越高，各級沉貫位移越大。進一步表明，振動荷載使黏性泥沙發(fā)生流化，降低其抗剪強度，更加有利于沉箱的沉貫。

圖7 振動荷載作用下的相對沉貫位移—時間曲線Fig. 7 Variation of relative penetration displacement with time under vibration loads

3.1.2 對沉貫效率的影響

圖8為不同振動荷載作用下沉箱模型的總平均沉貫速度，總平均沉貫速度定義為壓力沉貫和吸力沉貫兩個階段位移之和與時間之和的比值。

圖8 振動荷載作用下的總平均沉貫速度Fig. 8 Total average penetration velocity under vibration loads

圖8表明，A、B、C三個沉箱模型的總平均沉貫速度均隨著振動頻率增加而逐漸增大。這是由于振動頻率越高，振動荷載對原有泥沙結(jié)構(gòu)的破壞作用越強、對泥沙的流化效率越高，相同時間內(nèi)沉箱沉貫位移更大，沉貫效率增大。需說明的是，振動頻率低于50 Hz時的總平均沉貫速度低于常規(guī)工況，這是由于黏性泥沙的流變特性具有時間效應[18]，其流化過程需要振動荷載的累積[20]，為了使沉箱側(cè)壁附近的泥沙在恒定振動荷載作用下充分流化，振動工況中壓力沉貫階段振動荷載的作用時間統(tǒng)一采用8 min，而常規(guī)工況中，沉箱在分級壓載下沉貫，壓力沉貫時間較短。

3.1.3 對內(nèi)部負壓的影響

A沉箱模型在不同振動荷載作用下的相對沉貫位移—內(nèi)部負壓曲線如圖9所示。

圖9 振動荷載作用下內(nèi)部負壓隨相對沉貫位移的變化Fig. 9 Variation of internal suction with relative penetration displacement under vibration loads

在壓力沉貫階段，頂蓋上預留孔是打開的，沉箱模型內(nèi)外壓力一致，內(nèi)部負壓均為0 kPa，因此振動荷載對內(nèi)部負壓的影響主要在吸力沉貫階段。對比發(fā)現(xiàn)，在同一沉貫位移下，施加振動荷載后沉箱模型的內(nèi)部負壓明顯低于常規(guī)沉貫試驗，且內(nèi)部負壓隨振動頻率增大而減小。這是因為振動頻率越高土體的流化程度越高，抗剪切能力越弱，越容易被貫入，使沉貫所需的內(nèi)部負壓減小。圖9還顯示，振動荷載作用后在各級沉貫中沉箱內(nèi)部的負壓逐漸減小。這是因為：一方面，高頻振動荷載引起泥沙內(nèi)部的孔隙水壓力增大，使沉箱模型內(nèi)部負壓減?。涣硪环矫?，振動荷載使各級沉貫深度增加，由沉箱模型內(nèi)部抽吸到負壓儲存罐的水體體積增大，使負壓儲存罐提供的負壓減小。此外，在前幾級沉貫中沉箱的內(nèi)部負壓較小，沉貫后期沉箱模型內(nèi)部負壓小于由振動荷載引起的孔隙水壓，因此前幾級沉貫后期沉箱模型內(nèi)部出現(xiàn)了1 kPa左右的正壓。

2.發(fā)展思路：深入挖掘黃河口文化內(nèi)涵。黃河口文化是黃河文化、齊魯文化等多元文化在黃河入海口區(qū)域碰撞、匯聚、融合所形成的一種獨具特色的地域文化形態(tài)，是一種具有母親河歸結(jié)處象征性的文化，內(nèi)容體現(xiàn)為有史以來生活在這一地域的人民群眾共同創(chuàng)造的反映其思維水平的精神風貌、生產(chǎn)生活類型、社會結(jié)構(gòu)模式、風俗習慣特征、文化心理心態(tài)的總和，其核心要素體現(xiàn)為其本身所蘊涵的華夏各族人民的凝聚力、向心力和自信心等價值形態(tài)［8］。因此應深入挖掘黃河口文化內(nèi)涵，把握其產(chǎn)生、發(fā)展、形成的軌跡，分析其地域特征，探索文化優(yōu)勢多層次、多方式向產(chǎn)業(yè)化轉(zhuǎn)化的途徑。

3.1.4 對土塞高度的影響

在沉貫過程中沉箱內(nèi)存在土塞現(xiàn)象，土塞高度即沉貫結(jié)束時內(nèi)部泥面高于土槽內(nèi)平均泥面的高度。假定沉箱內(nèi)部泥面始終為一平面，土塞高度d可以通過沉箱設(shè)計深度H與最大沉貫位移Zmax的差值計算，即d=H-Zmax。圖10展現(xiàn)了沉箱內(nèi)土塞高度在不同振動荷載作用下的變化。試驗發(fā)現(xiàn)，在吸力沉貫階段施加高頻振動荷載可以減小吸力式沉箱的土塞高度，有利于增加細長沉箱的沉貫深度，幫助短粗沉箱完全沉貫到位。

圖10 振動荷載作用下的土塞高度Fig. 10 Soil plug under vibration loads

具體如圖 10所示，常規(guī)沉貫試驗中A、B、C沉箱模型的土塞高度分別為6.6、19.9、3.6 mm，土塞高度隨著長徑比的增大近似線性增長；振動荷載作用后沉箱的土塞高度均有所減小，并且AS2、AS3、CS3的土塞高度接近或小于0。這應當是因為：一方面，振動荷載使沉貫所需的內(nèi)部負壓減小，沉箱內(nèi)部土體受到的“上拔”力也減?。毫硪环矫嬲駝雍奢d使吸力沉貫的前幾級出現(xiàn)1 kPa左右的正壓，使沉貫過程變成“加載—卸載—反向加載”的交替過程。

3.2 振動荷載對沉箱的減阻效果

吸力式沉箱的受力分析如圖11所示，試驗過程中沉箱模型非勻速下沉，但加速度小，忽略加速度項不會改變沉貫阻力計算值的整體變化趨勢，沉貫阻力R(t)可根據(jù)力學方程由內(nèi)部吸力的實測值S(t)反算得到。試驗中忽略加速度的影響，認為沉貫過程中的沉貫阻力與沉貫力相等。

圖11 吸力式沉箱的受力分析Fig. 11 Force analysis of suction caisson

為研究不同振動荷載對沉箱模型沉貫過程的減阻效果，此處定義阻力減小率α為：

(1)

式中：RS為沉箱模型在振動荷載作用下的沉貫阻力；RVF為常規(guī)沉貫試驗中的沉貫阻力。顯然，阻力減小率α等于0時表明振動荷載對沉貫阻力無影響，其值大于0時表明振動荷載使沉貫阻力降低，反之表明使沉貫阻力增加。

3.2.1 不同振動荷載施加方式下的阻力減小率

圖12為分別在壓力沉貫(S1)、吸力沉貫(S2)、壓力沉貫和吸力沉貫(S3)階段施加振動荷載的三種方式下，A沉箱模型的相對沉貫位移—阻力減小率曲線。如圖12所示，在壓力沉貫階段[圖12(a)]或者吸力沉貫階段[圖12(b)]施加振動荷載，阻力減小率均大于0，能有效降低沉貫阻力。在壓力沉貫和吸力沉貫兩個階段均施加振動荷載[圖 12(c)]，可以在沉箱沉貫的全過程中促使側(cè)壁周圍的土體產(chǎn)生流化，獲得較好的減阻效果，因此推薦采用S3的振動施加方式。

圖12 不同振動荷載施加方式下的相對沉貫位移—阻力減小率曲線Fig. 12 Variation of resistance reduction rate with relative penetration displacement under different vibration modes

圖12(a)還顯示，在壓力沉貫階段結(jié)束后停止施加振動荷載，使吸力沉貫階段的阻力減小率立即減小但其值略大于0。這是因為試驗中兩個沉貫階段的間隔時間較短，振動荷載對土體結(jié)構(gòu)造成的破壞在吸力沉貫開始時未完全恢復，使得吸力沉貫階段的沉貫阻力與常規(guī)沉貫試驗相比略微減小。需說明的是，圖 12(b)中阻力減小率在Z/H=0.21～0.25范圍內(nèi)小于0，是因為轉(zhuǎn)換階段注水及管路連接等操作可能使沉箱模型下沉一段距離，導致吸力沉貫開始時的深度不一致，在分析過程中可忽略此部分。

3.2.2 不同振動頻率下的阻力減小率

圖13中給出了A沉箱模型在壓力和吸力沉貫階段均施加振動荷載時，各振動頻率下的相對沉貫位移—阻力減小率曲線。

圖13 不同振動頻率下的相對沉貫位移—阻力減小率曲線Fig. 13 Variation of resistance reduction rate with relative penetration displacement under different vibration frequencies

由圖13可知，在壓力沉貫階段，自身重力作用下的相對沉貫深度隨著振動頻率增大而增大，由0.34增加至0.89。在吸力沉貫階段，施加33 Hz的振動荷載平均減阻30%左右，施加42、50、58 Hz的振動荷載平均減阻70%左右，施加67 Hz的振動荷載平均減阻80%左右?？梢园l(fā)現(xiàn)，當振動頻率小于等于42 Hz時，阻力減小率隨振動頻率增大而顯著增加，當振動頻率大于42 Hz后，阻力減小率隨振動頻率的增加減緩。這說明，振動荷載的減阻效果與振動頻率呈正相關(guān)，存在一個臨界頻率fcr，使振動頻率高于該臨界頻率時，阻力減小率隨頻率的增加放緩。值得注意的是，該臨界頻率應該與振動強度、沉箱自身重力、土體性質(zhì)和土體強度等因素有關(guān)，需對此開展后續(xù)研究。

此外，阻力減小率隨頻率增大而逐漸接近1-W/RVF(其中，W為結(jié)構(gòu)自重，包括沉箱模型及上覆結(jié)構(gòu)自重；RVF為常規(guī)沉貫試驗中的沉貫阻力)。這是因為振動荷載的頻率越大，對土體原有結(jié)構(gòu)的破壞作用越強，沉箱側(cè)壁周圍土體被流化的程度就越高，沉箱模型沉貫時受到的土體阻力就越小，使沉箱模型靠結(jié)構(gòu)自重W實現(xiàn)的沉貫深度越大，使得阻力減小率曲線越接近1-W/RVF。因此，振動荷載作用下，阻力減小率的最大值為αw，即1-W/RVF。

3.2.3 不同沉箱長徑比下的阻力減小率

圖12(c)、圖14(a)和14(b)分別給出了A、B、C三個沉箱模型在壓力和吸力沉貫階段均施加振動荷載時的相對沉貫位移—阻力減小率曲線。試驗發(fā)現(xiàn)，振動荷載的減阻效果與沉箱模型的長徑比具有明顯相關(guān)性，減阻效果隨長徑比增大而減小，短粗沉箱的振動減阻效果明顯優(yōu)于細長沉箱。對比三圖發(fā)現(xiàn)，B沉箱模型的相對沉貫位移超過某一值時(圖14(a)中拐點1、2、3)，三級振動頻率下的阻力減小率數(shù)值均減小至0.2左右；在相同頻率的振動荷載作用下，三個沉箱模型按減阻效果由大至小排序依次為C、A、B。這是因為振動電機布置于沉箱頂部，沉箱入土后，高頻振動荷載沿沉貫方向衰減很快。

圖14 B、C沉箱模型的相對沉貫位移—阻力減小率曲線Fig. 14 Variation of resistance reduction rate of B and C suction caisson models with relative penetration displacement

4 結(jié) 語

分別通過有/無振動荷載作用下吸力式沉箱模型在黏性泥沙中的室內(nèi)沉貫試驗，展示了振動流化對吸力式沉箱沉貫的影響和減阻效果，并得到如下主要結(jié)論：

1)在壓力沉貫或吸力沉貫階段施加高頻振動荷載，均能促使沉箱側(cè)壁附近土體產(chǎn)生流化，有效降低吸力式沉箱的沉貫阻力，更利于沉箱在黏性底床的貫入；

2)在吸力沉貫階段施加高頻振動荷載，能有效減小吸力式沉箱的土塞高度，增加細長沉箱的沉貫深度，幫助短粗沉箱完全沉貫到位；

3)高頻振動荷載的減阻效果與振動頻率呈正相關(guān)，但存在一個臨界頻率fcr，當f≤fcr時，阻力減小率隨振動頻率顯著增加，當f>fcr時，阻力減小率隨頻率的增加放緩并逐漸接近1-W/RVF；

4)試驗條件下，高頻振動荷載的減阻效果與沉箱的長徑比成反比，短粗沉箱的振動減阻效果明顯優(yōu)于細長沉箱。