基于泥沙流變特性的吸力式沉箱減阻技術(shù)

鐘 丹，張民曦，俞梅欣，李小軍，喻國(guó)良

(1. 上海交通大學(xué) 海洋工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200240; 2. 中船第九設(shè)計(jì)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(lái)，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(yùn)輸與安裝方便、工期短、造價(jià)低、可重復(fù)使用等優(yōu)點(diǎn)，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(kāi)、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(gè)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(fù)壓，沉箱在內(nèi)外壓差(吸力)作用下繼續(xù)下沉。此前，國(guó)內(nèi)外學(xué)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(jī)理[12]等開(kāi)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(guò)程Fig. 1 Penetration process of suction caisson

然而，沉貫過(guò)程中如何減小沉貫阻力仍是亟待解決的關(guān)鍵問(wèn)題。吸力式沉箱在沉貫過(guò)程中，若受到潛水泵能力的限制出現(xiàn)負(fù)壓不足，可能導(dǎo)致沉箱無(wú)法沉貫至設(shè)計(jì)深度[13]；而負(fù)壓過(guò)大將導(dǎo)致沉箱內(nèi)部泥面過(guò)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(fēng)險(xiǎn)[14]。而沉貫阻力則是影響沉貫吸力(負(fù)壓)大小的直接因素。因此，有效的沉貫減阻技術(shù)對(duì)穩(wěn)定沉箱內(nèi)的負(fù)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(lái)減少端部阻力，但安裝后周?chē)馏w需要較長(zhǎng)時(shí)間恢復(fù)，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(shí)際工程中一般通過(guò)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(jìn)一步探究更為有效的減阻方法。

動(dòng)力魚(yú)雷錨[17]的試驗(yàn)成功展現(xiàn)了黏性泥沙流變減阻特性[18]在工程中的應(yīng)用價(jià)值，這為解決上述問(wèn)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(tuán)粒)發(fā)生相互碰撞，破壞了顆粒(團(tuán)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(yīng)力的銳減，更容易發(fā)生流動(dòng)，這一現(xiàn)象稱之為泥沙的流化。由此可以推測(cè)，若在吸力式沉箱的貫入過(guò)程中施加振動(dòng)荷載，可以誘發(fā)沉箱周?chē)酿ば阅嗌钞a(chǎn)生流化，使其抗剪強(qiáng)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(jìn)沉箱沉貫到位。

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

1 試驗(yàn)裝置及試驗(yàn)土體

1.1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)裝置如圖2所示，主要包括吸力式沉箱模型、負(fù)壓系統(tǒng)、振動(dòng)電機(jī)、支撐導(dǎo)向系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等。試驗(yàn)在60 cm×60 cm(直徑×桶深)的圓桶形不銹鋼槽中進(jìn)行。根據(jù)長(zhǎng)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(xì)長(zhǎng)沉箱(H/D>2)[19]，試驗(yàn)所用A、B、C三個(gè)沉箱模型(如圖3所示)長(zhǎng)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(jiàn)表 1。沉箱頂蓋外邊緣焊接一鋁合金橫桿以連接導(dǎo)向桿，保證垂直沉貫。頂蓋上有3個(gè)預(yù)留孔：①孔向沉箱內(nèi)部注水；②孔在沉貫過(guò)程中抽氣排水；③孔布設(shè)孔隙水壓傳感器，測(cè)量沉貫過(guò)程中頂蓋底面處的負(fù)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(yàn)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(fù)壓系統(tǒng)由真空泵和兩個(gè)負(fù)壓罐組成，A負(fù)壓罐用于提前儲(chǔ)存負(fù)壓，B負(fù)壓罐通過(guò)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(fù)壓。外部抽吸提供的負(fù)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(fù)壓罐容積小于100倍沉箱模型體積，試驗(yàn)中沉箱模型內(nèi)部負(fù)壓處于變化的過(guò)程，但仍然能夠保證沉箱順利沉貫。

三個(gè)24 V直流振動(dòng)電機(jī)布設(shè)于沉箱頂部以提供微幅高頻振動(dòng)荷載，振動(dòng)頻率為0～110 Hz(0～7 000 r/min)，單個(gè)電機(jī)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(guò)程中的沉貫位移Z(t)和內(nèi)部吸力S(t)，以及負(fù)壓罐的內(nèi)部負(fù)壓，試驗(yàn)數(shù)據(jù)采集頻率為200 Hz。

1.2 試驗(yàn)土體

試驗(yàn)土的顆粒級(jí)配曲線如圖4所示，中值粒徑為34.9 μm，黏粒、粉沙、細(xì)沙含量分別為9%、66%、25%，塑限為18.2%，塑性指數(shù)為10。土體過(guò)篩晾干后，加水?dāng)嚢杈鶆颍刂坪试?9%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(yàn)土體，土體在每次試驗(yàn)完成后均重新制備。通過(guò)便攜式十字剪切板測(cè)得每組試驗(yàn)土體擾動(dòng)前/后的不排水抗剪強(qiáng)度為1.5～3.5 kPa，靈敏度為1～4(詳見(jiàn)圖 5)。

圖4 試驗(yàn)土顆粒級(jí)配曲線Fig. 4 Grain size distribution curve of test soil

圖5 試驗(yàn)土體含水率、不排水抗剪強(qiáng)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(yàn)方案

2.1 試驗(yàn)工況

試驗(yàn)分為試驗(yàn)組(振動(dòng)工況)和對(duì)照組(常規(guī)工況)，共開(kāi)展20組，包括3種長(zhǎng)徑比(1.5，2.7，0.7)、3種振動(dòng)荷載施加方式(S1、S2、S3，如表 2所示)和5級(jí)振動(dòng)頻率(33、42、50、58、67 Hz)，試驗(yàn)工況的詳細(xì)參數(shù)如表 3所示。

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

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

2.2 試驗(yàn)步驟

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

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

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

2)調(diào)節(jié)導(dǎo)向桿使模型觸底，連接數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，標(biāo)記數(shù)據(jù)采集的基準(zhǔn)點(diǎn)；

3)打開(kāi)夾具，使沉箱模型在自身重力作用下沉貫至穩(wěn)定；

4)打開(kāi)振動(dòng)電機(jī)，使沉箱模型在預(yù)設(shè)頻率的振動(dòng)荷載作用下繼續(xù)沉貫，統(tǒng)一8 min后關(guān)閉振動(dòng)電機(jī)；

5)通過(guò)①孔向沉箱內(nèi)部緩慢注水，當(dāng)觀察到水從②孔中溢出時(shí)停止注水，連接沉箱模型與B負(fù)壓罐，封閉預(yù)留孔；

6)打開(kāi)振動(dòng)電機(jī)，施加預(yù)設(shè)頻率的振動(dòng)荷載；

7)打開(kāi)閥門(mén)2，B負(fù)壓罐內(nèi)負(fù)壓達(dá)到預(yù)定值后，關(guān)閉閥門(mén)2、打開(kāi)閥門(mén)1，使模型在負(fù)壓和振動(dòng)荷載聯(lián)合作用下沉貫至穩(wěn)定；

8)重復(fù)步驟7，施加下一級(jí)負(fù)壓，每級(jí)負(fù)壓增加約1 kPa，當(dāng)由②孔抽出的水變渾濁時(shí)，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(yàn)對(duì)照的常規(guī)沉貫試驗(yàn)，不施加高頻振動(dòng)荷載，步驟3結(jié)束后在沉箱頂蓋上分三級(jí)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(guò)步驟6。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 振動(dòng)荷載對(duì)沉箱沉貫的影響

圖7為A沉箱模型在不同振動(dòng)荷載下的相對(duì)沉貫位移—時(shí)間曲線，其中，相對(duì)沉貫位移Z/H定義為沉箱模型的沉貫位移與設(shè)計(jì)高度之比。圖7中可以看出，振動(dòng)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(wú)振動(dòng)荷載時(shí)沉箱在壓載作用下僅發(fā)生一小段位移，而后沉貫過(guò)程停止。振動(dòng)荷載作用時(shí)，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(dòng)荷載作用時(shí)間緩慢增加。這應(yīng)當(dāng)是由于表層泥沙抗剪強(qiáng)度小，振動(dòng)荷載使沉箱模型側(cè)壁周?chē)馏w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(qiáng)度和待流化的泥沙體積不斷增大，而振動(dòng)荷載的大小和頻率保持不變，導(dǎo)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(zhǎng)變緩。另外，振動(dòng)頻率越大，對(duì)黏性泥沙流化的作用越強(qiáng)、流化范圍越大，相同時(shí)間內(nèi)沉箱的沉貫位移更大。吸力沉貫階段[圖7(b)]，振動(dòng)荷載作用下沉箱模型的各級(jí)沉貫位移較常規(guī)工況均有所增大，且振動(dòng)頻率越高，各級(jí)沉貫位移越大。進(jìn)一步表明，振動(dòng)荷載使黏性泥沙發(fā)生流化，降低其抗剪強(qiáng)度，更加有利于沉箱的沉貫。

圖7 振動(dòng)荷載作用下的相對(duì)沉貫位移—時(shí)間曲線Fig. 7 Variation of relative penetration displacement with time under vibration loads

3.1.2 對(duì)沉貫效率的影響

圖8為不同振動(dòng)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(gè)階段位移之和與時(shí)間之和的比值。

圖8 振動(dòng)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(gè)沉箱模型的總平均沉貫速度均隨著振動(dòng)頻率增加而逐漸增大。這是由于振動(dòng)頻率越高，振動(dòng)荷載對(duì)原有泥沙結(jié)構(gòu)的破壞作用越強(qiáng)、對(duì)泥沙的流化效率越高，相同時(shí)間內(nèi)沉箱沉貫位移更大，沉貫效率增大。需說(shuō)明的是，振動(dòng)頻率低于50 Hz時(shí)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(shí)間效應(yīng)[18]，其流化過(guò)程需要振動(dòng)荷載的累積[20]，為了使沉箱側(cè)壁附近的泥沙在恒定振動(dòng)荷載作用下充分流化，振動(dòng)工況中壓力沉貫階段振動(dòng)荷載的作用時(shí)間統(tǒng)一采用8 min，而常規(guī)工況中，沉箱在分級(jí)壓載下沉貫，壓力沉貫時(shí)間較短。

3.1.3 對(duì)內(nèi)部負(fù)壓的影響

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

圖9 振動(dòng)荷載作用下內(nèi)部負(fù)壓隨相對(duì)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(yù)留孔是打開(kāi)的，沉箱模型內(nèi)外壓力一致，內(nèi)部負(fù)壓均為0 kPa，因此振動(dòng)荷載對(duì)內(nèi)部負(fù)壓的影響主要在吸力沉貫階段。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，在同一沉貫位移下，施加振動(dòng)荷載后沉箱模型的內(nèi)部負(fù)壓明顯低于常規(guī)沉貫試驗(yàn)，且內(nèi)部負(fù)壓隨振動(dòng)頻率增大而減小。這是因?yàn)檎駝?dòng)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(fù)壓減小。圖9還顯示，振動(dòng)荷載作用后在各級(jí)沉貫中沉箱內(nèi)部的負(fù)壓逐漸減小。這是因?yàn)椋阂环矫妫哳l振動(dòng)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(fù)壓減??；另一方面，振動(dòng)荷載使各級(jí)沉貫深度增加，由沉箱模型內(nèi)部抽吸到負(fù)壓儲(chǔ)存罐的水體體積增大，使負(fù)壓儲(chǔ)存罐提供的負(fù)壓減小。此外，在前幾級(jí)沉貫中沉箱的內(nèi)部負(fù)壓較小，沉貫后期沉箱模型內(nèi)部負(fù)壓小于由振動(dòng)荷載引起的孔隙水壓，因此前幾級(jí)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(dú)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(lái)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(fēng)貌、生產(chǎn)生活類型、社會(huì)結(jié)構(gòu)模式、風(fēng)俗習(xí)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(yùn)涵的華夏各族人民的凝聚力、向心力和自信心等價(jià)值形態(tài)［8］。因此應(yīng)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(shì)多層次、多方式向產(chǎn)業(yè)化轉(zhuǎn)化的途徑。

3.1.4 對(duì)土塞高度的影響

在沉貫過(guò)程中沉箱內(nèi)存在土塞現(xiàn)象，土塞高度即沉貫結(jié)束時(shí)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(guò)沉箱設(shè)計(jì)深度H與最大沉貫位移Zmax的差值計(jì)算，即d=H-Zmax。圖10展現(xiàn)了沉箱內(nèi)土塞高度在不同振動(dòng)荷載作用下的變化。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，在吸力沉貫階段施加高頻振動(dòng)荷載可以減小吸力式沉箱的土塞高度，有利于增加細(xì)長(zhǎng)沉箱的沉貫深度，幫助短粗沉箱完全沉貫到位。

圖10 振動(dòng)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(yàn)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(zhǎng)徑比的增大近似線性增長(zhǎng)；振動(dòng)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(yīng)當(dāng)是因?yàn)椋阂环矫?，振?dòng)荷載使沉貫所需的內(nèi)部負(fù)壓減小，沉箱內(nèi)部土體受到的“上拔”力也減?。毫硪环矫嬲駝?dòng)荷載使吸力沉貫的前幾級(jí)出現(xiàn)1 kPa左右的正壓，使沉貫過(guò)程變成“加載—卸載—反向加載”的交替過(guò)程。

3.2 振動(dòng)荷載對(duì)沉箱的減阻效果

吸力式沉箱的受力分析如圖11所示，試驗(yàn)過(guò)程中沉箱模型非勻速下沉，但加速度小，忽略加速度項(xiàng)不會(huì)改變沉貫阻力計(jì)算值的整體變化趨勢(shì)，沉貫阻力R(t)可根據(jù)力學(xué)方程由內(nèi)部吸力的實(shí)測(cè)值S(t)反算得到。試驗(yàn)中忽略加速度的影響，認(rèn)為沉貫過(guò)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(dòng)荷載對(duì)沉箱模型沉貫過(guò)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(dòng)荷載作用下的沉貫阻力；RVF為常規(guī)沉貫試驗(yàn)中的沉貫阻力。顯然，阻力減小率α等于0時(shí)表明振動(dòng)荷載對(duì)沉貫阻力無(wú)影響，其值大于0時(shí)表明振動(dòng)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(dòng)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(dòng)荷載的三種方式下，A沉箱模型的相對(duì)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(dòng)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(gè)階段均施加振動(dòng)荷載[圖 12(c)]，可以在沉箱沉貫的全過(guò)程中促使側(cè)壁周?chē)耐馏w產(chǎn)生流化，獲得較好的減阻效果，因此推薦采用S3的振動(dòng)施加方式。

圖12 不同振動(dòng)荷載施加方式下的相對(duì)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(dòng)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?yàn)樵囼?yàn)中兩個(gè)沉貫階段的間隔時(shí)間較短，振動(dòng)荷載對(duì)土體結(jié)構(gòu)造成的破壞在吸力沉貫開(kāi)始時(shí)未完全恢復(fù)，使得吸力沉貫階段的沉貫阻力與常規(guī)沉貫試驗(yàn)相比略微減小。需說(shuō)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?yàn)檗D(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(dǎo)致吸力沉貫開(kāi)始時(shí)的深度不一致，在分析過(guò)程中可忽略此部分。

3.2.2 不同振動(dòng)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(dòng)荷載時(shí)，各振動(dòng)頻率下的相對(duì)沉貫位移—阻力減小率曲線。

圖13 不同振動(dòng)頻率下的相對(duì)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(duì)沉貫深度隨著振動(dòng)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(dòng)荷載平均減阻30%左右，施加42、50、58 Hz的振動(dòng)荷載平均減阻70%左右，施加67 Hz的振動(dòng)荷載平均減阻80%左右?？梢园l(fā)現(xiàn)，當(dāng)振動(dòng)頻率小于等于42 Hz時(shí)，阻力減小率隨振動(dòng)頻率增大而顯著增加，當(dāng)振動(dòng)頻率大于42 Hz后，阻力減小率隨振動(dòng)頻率的增加減緩。這說(shuō)明，振動(dòng)荷載的減阻效果與振動(dòng)頻率呈正相關(guān)，存在一個(gè)臨界頻率fcr，使振動(dòng)頻率高于該臨界頻率時(shí)，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(yīng)該與振動(dòng)強(qiáng)度、沉箱自身重力、土體性質(zhì)和土體強(qiáng)度等因素有關(guān)，需對(duì)此開(kāi)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(yàn)中的沉貫阻力)。這是因?yàn)檎駝?dòng)荷載的頻率越大，對(duì)土體原有結(jié)構(gòu)的破壞作用越強(qiáng)，沉箱側(cè)壁周?chē)馏w被流化的程度就越高，沉箱模型沉貫時(shí)受到的土體阻力就越小，使沉箱模型靠結(jié)構(gòu)自重W實(shí)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(dòng)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(zhǎng)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(gè)沉箱模型在壓力和吸力沉貫階段均施加振動(dòng)荷載時(shí)的相對(duì)沉貫位移—阻力減小率曲線。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，振動(dòng)荷載的減阻效果與沉箱模型的長(zhǎng)徑比具有明顯相關(guān)性，減阻效果隨長(zhǎng)徑比增大而減小，短粗沉箱的振動(dòng)減阻效果明顯優(yōu)于細(xì)長(zhǎng)沉箱。對(duì)比三圖發(fā)現(xiàn)，B沉箱模型的相對(duì)沉貫位移超過(guò)某一值時(shí)(圖14(a)中拐點(diǎn)1、2、3)，三級(jí)振動(dòng)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(dòng)荷載作用下，三個(gè)沉箱模型按減阻效果由大至小排序依次為C、A、B。這是因?yàn)檎駝?dòng)電機(jī)布置于沉箱頂部，沉箱入土后，高頻振動(dòng)荷載沿沉貫方向衰減很快。

圖14 B、C沉箱模型的相對(duì)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(yǔ)

分別通過(guò)有/無(wú)振動(dòng)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(yàn)，展示了振動(dòng)流化對(duì)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(dòng)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(dòng)荷載，能有效減小吸力式沉箱的土塞高度，增加細(xì)長(zhǎng)沉箱的沉貫深度，幫助短粗沉箱完全沉貫到位；

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

4)試驗(yàn)條件下，高頻振動(dòng)荷載的減阻效果與沉箱的長(zhǎng)徑比成反比，短粗沉箱的振動(dòng)減阻效果明顯優(yōu)于細(xì)長(zhǎng)沉箱。