基于泥沙流变特性的吸力式沉箱减阻技术

2022-12-15张民曦俞梅欣李小军喻国良

海洋工程 2022年6期

钟丹，张民曦，俞梅欣，李小军，喻国良

(1. 上海交通大学海洋工程国家重点实验室，上海 200240; 2. 中船第九设计研究院工程有限公司，上海 200090; 3. 上海海洋工程和船厂水工特种工程技术研究中心，上海 200090)

近年来，吸力式沉箱作为一种新型基础形式，因适用土质范围和水深范围广，具有运输与安装方便、工期短、造价低、可重复使用等优点，被广泛用作海洋工程结构物的基础[1]。吸力式沉箱是一种顶端封闭、底端敞开、呈倒扣桶状的大直径薄壁圆(方)桶结构，又称吸力桶、吸力桩、吸力锚等。如图1所示，吸力式沉箱的安装分为压力沉贯和吸力沉贯两个阶段。压力沉贯阶段，沉箱靠结构自重和上覆压载下沉至底床中一定深度，形成有效密封；吸力沉贯阶段，借助潜水泵将沉箱内水体从顶部排水口排出形成内部负压，沉箱在内外压差(吸力)作用下继续下沉。此前，国内外学者围绕吸力式沉箱的沉贯阻力[2-4]、需求吸力[5-7]、渗流特性[8-9]、土塞现象[3,10-11]、桶—土作用机理[12]等开展了大量研究，取得了丰富的研究成果。

图1 吸力式沉箱的沉贯过程Fig. 1 Penetration process of suction caisson

然而，沉贯过程中如何减小沉贯阻力仍是亟待解决的关键问题。吸力式沉箱在沉贯过程中，若受到潜水泵能力的限制出现负压不足，可能导致沉箱无法沉贯至设计深度[13]；而负压过大将导致沉箱内部泥面过度隆起与顶盖内表面提前接触产生土塞，还可能产成桶壁变形的风险[14]。而沉贯阻力则是影响沉贯吸力(负压)大小的直接因素。因此，有效的沉贯减阻技术对稳定沉箱内的负压至关重要。王秀勇等[13]提出在沉箱端部加装喷冲装置来减少端部阻力，但安装后周围土体需要较长时间恢复，影响基础的使用。Zhai等[14]提出一种沉贯—升起—沉贯的二次安装方法，但该方法减阻效果并不明显。实际工程中一般通过在沉箱内部和外部设置剪土环[15]或改变沉箱底端形状[16]减小阻力，这些方法只能在一定程度上减小沉贯阻力，因此仍需进一步探究更为有效的减阻方法。

动力鱼雷锚[17]的试验成功展现了黏性泥沙流变减阻特性[18]在工程中的应用价值，这为解决上述问题提供了新的思路。大部分黏性泥沙都表现出剪切变稀特性，在外力作用下，泥沙颗粒(团粒)发生相互碰撞，破坏了颗粒(团粒)间的内部作用力，泥沙的初始结构受到破坏，表现为黏度和屈服应力的锐减，更容易发生流动，这一现象称之为泥沙的流化。由此可以推测，若在吸力式沉箱的贯入过程中施加振动荷载，可以诱发沉箱周围的黏性泥沙产生流化，使其抗剪强度降低，有助于减小吸力式沉箱的沉贯阻力和需求吸力，促进沉箱沉贯到位。

为了揭示振动荷载对吸力式沉箱沉贯过程和沉贯阻力的影响，探索黏性泥沙的振动流变减阻技术在吸力式沉箱中的应用，基于黏性泥沙的流变特性，开展了一系列不同振动荷载作用下吸力式沉箱室内沉贯的模型试验，建立了振动荷载与沉贯位移、沉贯速度、内部负压、土塞高度的关系，分析了振动荷载对吸力式沉箱沉贯过程的减阻效果，并讨论了不同振动频率、沉箱长径比下的减阻特性。

1 试验装置及试验土体

1.1 试验装置

试验装置如图2所示，主要包括吸力式沉箱模型、负压系统、振动电机、支撑导向系统、数据采集系统等。试验在60 cm×60 cm(直径×桶深)的圆桶形不锈钢槽中进行。根据长径比H/D(沉箱高度与直径的比值)的大小，吸力式沉箱可以分为短粗沉箱(H/D<2)和细长沉箱(H/D>2)[19]，试验所用A、B、C三个沉箱模型(如图3所示)长径比分别为1.5、2.7、0.7，均由不锈钢加工而成，尺寸参数详见表 1。沉箱顶盖外边缘焊接一铝合金横杆以连接导向杆，保证垂直沉贯。顶盖上有3个预留孔：①孔向沉箱内部注水；②孔在沉贯过程中抽气排水；③孔布设孔隙水压传感器，测量沉贯过程中顶盖底面处的负压值。

表1 吸力式沉箱模型几何参数表Tab. 1 Geometric parameters of suction caisson model

图2 试验装置布置Fig. 2 Layout of test apparatus

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

负压系统由真空泵和两个负压罐组成，A负压罐用于提前储存负压，B负压罐通过PU管与模型相连，由②孔抽出模型沉箱内部的水，在其内部形成负压。外部抽吸提供的负压起到平衡沉贯力和沉贯阻力的作用，具有一定的自调节能力。因此，虽然A、B负压罐容积小于100倍沉箱模型体积，试验中沉箱模型内部负压处于变化的过程，但仍然能够保证沉箱顺利沉贯。

三个24 V直流振动电机布设于沉箱顶部以提供微幅高频振动荷载，振动频率为0～110 Hz(0～7 000 r/min)，单个电机最大激振力为200 N。数据采集系统包括拉线式位移传感器、孔隙水压传感器、真空表和高频数据采集卡，分别采集吸力式沉箱在沉贯过程中的沉贯位移Z(t)和内部吸力S(t)，以及负压罐的内部负压，试验数据采集频率为200 Hz。

1.2 试验土体

试验土的颗粒级配曲线如图4所示，中值粒径为34.9 μm，黏粒、粉沙、细沙含量分别为9%、66%、25%，塑限为18.2%，塑性指数为10。土体过筛晾干后，加水搅拌均匀，控制含水率在29%左右，分层压密填筑至不锈钢土槽中，静置24 h制成高55 cm的试验土体，土体在每次试验完成后均重新制备。通过便携式十字剪切板测得每组试验土体扰动前/后的不排水抗剪强度为1.5～3.5 kPa，灵敏度为1～4(详见图 5)。

图4 试验土颗粒级配曲线Fig. 4 Grain size distribution curve of test soil

图5 试验土体含水率、不排水抗剪强度及灵敏度随深度的变化Fig. 5 The profile of water content, undrained shear strength and sensitivity in test soil

2 试验方案

2.1 试验工况

试验分为试验组(振动工况)和对照组(常规工况)，共开展20组，包括3种长径比(1.5，2.7，0.7)、3种振动荷载施加方式(S1、S2、S3，如表 2所示)和5级振动频率(33、42、50、58、67 Hz)，试验工况的详细参数如表 3所示。

表2 振动荷载施加方式汇总Tab. 2 Summary of vibration mode

表3 振动作用下吸力式沉箱模型的沉贯试验工况Tab. 3 Penetration test conditions of suction caisson model under vibration loads

2.2 试验步骤

沉箱模型采用分级沉贯[12]，某一级沉贯力下沉贯深度趋于稳定后，再施加下一级沉贯力，吸力式沉箱模型沉贯全过程详见图 6，试验操作的具体步骤为：

图6 吸力式沉箱A模型沉贯过程Fig. 6 The penetration process of A suction caisson model

1)连接沉箱模型与导向杆，布设传感器，反向配重2.615 kg以抵消导向杆的质量；

2)调节导向杆使模型触底，连接数据采集系统，标记数据采集的基准点；

3)打开夹具，使沉箱模型在自身重力作用下沉贯至稳定；

4)打开振动电机，使沉箱模型在预设频率的振动荷载作用下继续沉贯，统一8 min后关闭振动电机；

5)通过①孔向沉箱内部缓慢注水，当观察到水从②孔中溢出时停止注水，连接沉箱模型与B负压罐，封闭预留孔；

6)打开振动电机，施加预设频率的振动荷载；

7)打开阀门2，B负压罐内负压达到预定值后，关闭阀门2、打开阀门1，使模型在负压和振动荷载联合作用下沉贯至稳定；

8)重复步骤7，施加下一级负压，每级负压增加约1 kPa，当由②孔抽出的水变浑浊时，表明内部泥面与沉箱顶盖内表面接触，吸力沉贯结束。

用作试验对照的常规沉贯试验，不施加高频振动荷载，步骤3结束后在沉箱顶盖上分三级增加砝码，使沉箱模型在压重作用下沉贯至1/4H后移除砝码，吸力沉贯阶段跳过步骤6。

3 试验结果与分析

3.1 振动荷载对沉箱沉贯的影响

图7为A沉箱模型在不同振动荷载下的相对沉贯位移—时间曲线，其中，相对沉贯位移Z/H定义为沉箱模型的沉贯位移与设计高度之比。图7中可以看出，振动荷载作用能够显著提高沉箱模型在自身重力作用下的沉贯位移。具体地，压力沉贯阶段[图7(a)]，无振动荷载时沉箱在压载作用下仅发生一小段位移，而后沉贯过程停止。振动荷载作用时，沉箱模型首先快速下沉一段距离，而后沉贯速度逐渐减小并趋于稳定，沉贯位移随振动荷载作用时间缓慢增加。这应当是由于表层泥沙抗剪强度小，振动荷载使沉箱模型侧壁周围土体被迅速流化从而使沉贯阻力减小，沉贯初期沉箱快速下沉；随着沉贯位移增大，底层泥沙抗剪强度和待流化的泥沙体积不断增大，而振动荷载的大小和频率保持不变，导致泥沙流化效率减慢，迫使沉箱模型的沉贯速度减小、沉贯位移增长变缓。另外，振动频率越大，对黏性泥沙流化的作用越强、流化范围越大，相同时间内沉箱的沉贯位移更大。吸力沉贯阶段[图7(b)]，振动荷载作用下沉箱模型的各级沉贯位移较常规工况均有所增大，且振动频率越高，各级沉贯位移越大。进一步表明，振动荷载使黏性泥沙发生流化，降低其抗剪强度，更加有利于沉箱的沉贯。

图7 振动荷载作用下的相对沉贯位移—时间曲线Fig. 7 Variation of relative penetration displacement with time under vibration loads

3.1.2 对沉贯效率的影响

图8为不同振动荷载作用下沉箱模型的总平均沉贯速度，总平均沉贯速度定义为压力沉贯和吸力沉贯两个阶段位移之和与时间之和的比值。

图8 振动荷载作用下的总平均沉贯速度Fig. 8 Total average penetration velocity under vibration loads

图8表明，A、B、C三个沉箱模型的总平均沉贯速度均随着振动频率增加而逐渐增大。这是由于振动频率越高，振动荷载对原有泥沙结构的破坏作用越强、对泥沙的流化效率越高，相同时间内沉箱沉贯位移更大，沉贯效率增大。需说明的是，振动频率低于50 Hz时的总平均沉贯速度低于常规工况，这是由于黏性泥沙的流变特性具有时间效应[18]，其流化过程需要振动荷载的累积[20]，为了使沉箱侧壁附近的泥沙在恒定振动荷载作用下充分流化，振动工况中压力沉贯阶段振动荷载的作用时间统一采用8 min，而常规工况中，沉箱在分级压载下沉贯，压力沉贯时间较短。

3.1.3 对内部负压的影响

A沉箱模型在不同振动荷载作用下的相对沉贯位移—内部负压曲线如图9所示。

图9 振动荷载作用下内部负压随相对沉贯位移的变化Fig. 9 Variation of internal suction with relative penetration displacement under vibration loads

在压力沉贯阶段，顶盖上预留孔是打开的，沉箱模型内外压力一致，内部负压均为0 kPa，因此振动荷载对内部负压的影响主要在吸力沉贯阶段。对比发现，在同一沉贯位移下，施加振动荷载后沉箱模型的内部负压明显低于常规沉贯试验，且内部负压随振动频率增大而减小。这是因为振动频率越高土体的流化程度越高，抗剪切能力越弱，越容易被贯入，使沉贯所需的内部负压减小。图9还显示，振动荷载作用后在各级沉贯中沉箱内部的负压逐渐减小。这是因为：一方面，高频振动荷载引起泥沙内部的孔隙水压力增大，使沉箱模型内部负压减小；另一方面，振动荷载使各级沉贯深度增加，由沉箱模型内部抽吸到负压储存罐的水体体积增大，使负压储存罐提供的负压减小。此外，在前几级沉贯中沉箱的内部负压较小，沉贯后期沉箱模型内部负压小于由振动荷载引起的孔隙水压，因此前几级沉贯后期沉箱模型内部出现了1 kPa左右的正压。

2.发展思路：深入挖掘黄河口文化内涵。黄河口文化是黄河文化、齐鲁文化等多元文化在黄河入海口区域碰撞、汇聚、融合所形成的一种独具特色的地域文化形态，是一种具有母亲河归结处象征性的文化，内容体现为有史以来生活在这一地域的人民群众共同创造的反映其思维水平的精神风貌、生产生活类型、社会结构模式、风俗习惯特征、文化心理心态的总和，其核心要素体现为其本身所蕴涵的华夏各族人民的凝聚力、向心力和自信心等价值形态［8］。因此应深入挖掘黄河口文化内涵，把握其产生、发展、形成的轨迹，分析其地域特征，探索文化优势多层次、多方式向产业化转化的途径。

3.1.4 对土塞高度的影响

在沉贯过程中沉箱内存在土塞现象，土塞高度即沉贯结束时内部泥面高于土槽内平均泥面的高度。假定沉箱内部泥面始终为一平面，土塞高度d可以通过沉箱设计深度H与最大沉贯位移Zmax的差值计算，即d=H-Zmax。图10展现了沉箱内土塞高度在不同振动荷载作用下的变化。试验发现，在吸力沉贯阶段施加高频振动荷载可以减小吸力式沉箱的土塞高度，有利于增加细长沉箱的沉贯深度，帮助短粗沉箱完全沉贯到位。

图10 振动荷载作用下的土塞高度Fig. 10 Soil plug under vibration loads

具体如图 10所示，常规沉贯试验中A、B、C沉箱模型的土塞高度分别为6.6、19.9、3.6 mm，土塞高度随着长径比的增大近似线性增长；振动荷载作用后沉箱的土塞高度均有所减小，并且AS2、AS3、CS3的土塞高度接近或小于0。这应当是因为：一方面，振动荷载使沉贯所需的内部负压减小，沉箱内部土体受到的“上拔”力也减小：另一方面振动荷载使吸力沉贯的前几级出现1 kPa左右的正压，使沉贯过程变成“加载—卸载—反向加载”的交替过程。

3.2 振动荷载对沉箱的减阻效果

吸力式沉箱的受力分析如图11所示，试验过程中沉箱模型非匀速下沉，但加速度小，忽略加速度项不会改变沉贯阻力计算值的整体变化趋势，沉贯阻力R(t)可根据力学方程由内部吸力的实测值S(t)反算得到。试验中忽略加速度的影响，认为沉贯过程中的沉贯阻力与沉贯力相等。

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

为研究不同振动荷载对沉箱模型沉贯过程的减阻效果，此处定义阻力减小率α为：

(1)

式中：RS为沉箱模型在振动荷载作用下的沉贯阻力；RVF为常规沉贯试验中的沉贯阻力。显然，阻力减小率α等于0时表明振动荷载对沉贯阻力无影响，其值大于0时表明振动荷载使沉贯阻力降低，反之表明使沉贯阻力增加。

3.2.1 不同振动荷载施加方式下的阻力减小率

图12为分别在压力沉贯(S1)、吸力沉贯(S2)、压力沉贯和吸力沉贯(S3)阶段施加振动荷载的三种方式下，A沉箱模型的相对沉贯位移—阻力减小率曲线。如图12所示，在压力沉贯阶段[图12(a)]或者吸力沉贯阶段[图12(b)]施加振动荷载，阻力减小率均大于0，能有效降低沉贯阻力。在压力沉贯和吸力沉贯两个阶段均施加振动荷载[图 12(c)]，可以在沉箱沉贯的全过程中促使侧壁周围的土体产生流化，获得较好的减阻效果，因此推荐采用S3的振动施加方式。

图12 不同振动荷载施加方式下的相对沉贯位移—阻力减小率曲线Fig. 12 Variation of resistance reduction rate with relative penetration displacement under different vibration modes

图12(a)还显示，在压力沉贯阶段结束后停止施加振动荷载，使吸力沉贯阶段的阻力减小率立即减小但其值略大于0。这是因为试验中两个沉贯阶段的间隔时间较短，振动荷载对土体结构造成的破坏在吸力沉贯开始时未完全恢复，使得吸力沉贯阶段的沉贯阻力与常规沉贯试验相比略微减小。需说明的是，图 12(b)中阻力减小率在Z/H=0.21～0.25范围内小于0，是因为转换阶段注水及管路连接等操作可能使沉箱模型下沉一段距离，导致吸力沉贯开始时的深度不一致，在分析过程中可忽略此部分。

3.2.2 不同振动频率下的阻力减小率

图13中给出了A沉箱模型在压力和吸力沉贯阶段均施加振动荷载时，各振动频率下的相对沉贯位移—阻力减小率曲线。

图13 不同振动频率下的相对沉贯位移—阻力减小率曲线Fig. 13 Variation of resistance reduction rate with relative penetration displacement under different vibration frequencies

由图13可知，在压力沉贯阶段，自身重力作用下的相对沉贯深度随着振动频率增大而增大，由0.34增加至0.89。在吸力沉贯阶段，施加33 Hz的振动荷载平均减阻30%左右，施加42、50、58 Hz的振动荷载平均减阻70%左右，施加67 Hz的振动荷载平均减阻80%左右。可以发现，当振动频率小于等于42 Hz时，阻力减小率随振动频率增大而显著增加，当振动频率大于42 Hz后，阻力减小率随振动频率的增加减缓。这说明，振动荷载的减阻效果与振动频率呈正相关，存在一个临界频率fcr，使振动频率高于该临界频率时，阻力减小率随频率的增加放缓。值得注意的是，该临界频率应该与振动强度、沉箱自身重力、土体性质和土体强度等因素有关，需对此开展后续研究。

此外，阻力减小率随频率增大而逐渐接近1-W/RVF(其中，W为结构自重，包括沉箱模型及上覆结构自重；RVF为常规沉贯试验中的沉贯阻力)。这是因为振动荷载的频率越大，对土体原有结构的破坏作用越强，沉箱侧壁周围土体被流化的程度就越高，沉箱模型沉贯时受到的土体阻力就越小，使沉箱模型靠结构自重W实现的沉贯深度越大，使得阻力减小率曲线越接近1-W/RVF。因此，振动荷载作用下，阻力减小率的最大值为αw，即1-W/RVF。

3.2.3 不同沉箱长径比下的阻力减小率

图12(c)、图14(a)和14(b)分别给出了A、B、C三个沉箱模型在压力和吸力沉贯阶段均施加振动荷载时的相对沉贯位移—阻力减小率曲线。试验发现，振动荷载的减阻效果与沉箱模型的长径比具有明显相关性，减阻效果随长径比增大而减小，短粗沉箱的振动减阻效果明显优于细长沉箱。对比三图发现，B沉箱模型的相对沉贯位移超过某一值时(图14(a)中拐点1、2、3)，三级振动频率下的阻力减小率数值均减小至0.2左右；在相同频率的振动荷载作用下，三个沉箱模型按减阻效果由大至小排序依次为C、A、B。这是因为振动电机布置于沉箱顶部，沉箱入土后，高频振动荷载沿沉贯方向衰减很快。