随着全球经济快速发展，面对全球能源日益消耗、资源枯竭、环境污染严重等问题，寻求新的可再生清洁能源成为21世纪最重要的课题。1991年，在波罗的海Vindeby附近兴建了世界上第一个商业化海上风电场以来，截止到2015年，欧洲已建立74个海上风电场，并网总容量约为8045MW，我国并网发电约为700MW。随着大型海上风电场的建设逐步由浅水海域向深水海域发展，传统固定式基础结构已不能满足海上风机工作性能要求，新型的结构理念与新型的基础型式应运而生，如张力腿平台、立柱式平台及半潜浮式平台等新型浮式结构。为了解决大型浮式结构在海底的锚泊问题，作为深水海域漂浮式基础的锚固形式，吸力式沉箱基础受到了广大工程师青睐。吸力式沉箱基础它尺寸范围广，承载能力大，极限水深大，安装过程对海床影响小，可以应用在粘土、粉土、密实的砂土海床中（图1）。吸力锚是一种大直径顶部密封、底部开口的薄壁圆沉箱，材料一般为钢，在吸力锚的顶部设有阀门，以便在需要时开启。一般而言，吸力锚的长径比小于桩的长径比，范围为4~12，锚外径为3~7m，壁厚为25~75mm，有时为了提高锚的整体刚度，在锚环向和竖向设置加筋肋。 目前，吸力式沉箱基础已有一定的研究基础与工程应用。20世纪70年代末，荷兰Shell Research公司在砂土和粘土中对直径为3.8m的负压桩进行了试验，得出其锚固能力可以达到2000kN。1985年，挪威国家石油公司，在北海对两个直径为6.5m、高为20m的负压沉箱完成了原位大型下沉试验。1991年，挪威土工技术研究所对直径为1.5m、高为1.7m的桶形基础在不同条件下进行了沉放试验。在我国海上油田的基础建设以及海上的风电基础建设中也大量采用了吸力式沉箱基础。如JZ9-3油田，水深7m，内沉箱3.2m*6m，外沉箱6*3m，1996年完成了安装试验，同时先后也实现CDF1-6-1油田、JZ20-2油田和南海陆丰22/1油田吸力锚的安装试验。1997年在葫芦岛海域，中国海军在水深9m处，安装了单沉箱式吸力式沉箱基础作为打靶平台使用。2011年，国电鲁北风电场雷达测风塔以及山东莱州湾海上测风塔采用的吸力式沉箱基础分别为4*12m、5*18m，安装方式均为负压加打桩。除了单沉箱吸力锚的安装还有多沉箱吸力锚的安装，如1999年JZ9-3油田、2005年文昌19-1A/19-1B/15-1A/8-3A油田、2007年茂名博贺海洋气象站、2007年渤中29-4油田口平台、2008年锦州9-3西井口平台、2011年崖城13-4水下管汇安装等均采用多沉箱式吸力式沉箱基础。 作为海上漂浮式平台的锚固基础，受力情况与海上石油平台有所不同，根据受荷作用方式的不同，吸力锚可以分为三种：张力腿平台(TLP)中受竖向拉拔荷载作用的吸力锚（图2）；锚链为悬链线状、受水平荷载作用的吸力锚；用于立柱式平台(SPA)、锚链为张紧式、受倾斜荷载作用的吸力锚。图3为共享吸力式沉箱基础，锚链为张紧式，由于水平力相互抵消，因此吸力锚主要还是受竖向抗拔荷载作用。图4为漂浮式桥梁基础，漂浮式桥梁也需要靠锚固基础提供其稳定性。 图1 图2
图3 图4 实际海洋工程中，桶形基础在服役过程中，不仅受到上部平台结构自重及其设备所引起的竖向荷载的长期作用，还可能遇到暴风巨浪等非常环境荷载的瞬时或反复作用，使得桶型基础受波浪等循环荷载的长期作用，期间沉箱体周围孔压的累积会引起砂质海床的液化，或者使海洋软土地基在循环荷载作用下弱化。弱化后的海洋软土地基会使桶型基础承载力有明显下降，循环荷载的作用也可能使桶型基础内渗透特性改变，从而导致桶型基础顶部与底部的负压改变，降低吸力式沉箱基础的抗拔承载力。同时，由于竖向循环荷载作用造成沉箱内负压循环，导致沉箱内软黏土软土地基累积变形，使基础可能由于过大的循环累积变形而导致基础失稳破坏。这种循环荷载的作用将导致土的刚度降低、强度衰减，甚至引起海床液化和滑动，从而造成海床与地基失稳。因此，对桶型基础在长期海洋环境下循环承载力的研究是非常必要的。上部结构在这些荷载的作用下能否正常使用，在很大程度上取决于吸力锚基础的承载能力与地基土体的稳定性。但是目前关于吸力式沉箱基础的设计方法与施工技术等方面的探索仍落后于工程实践，对于吸力式沉箱等新型海洋基础的工作机理及其稳定性分析尚未得到统一认识，在复杂海况条件下新型海洋基础的设计与建造技术是深海海洋工程建设中所面临的新挑战。因此在设计吸力式沉箱基础时，就需要依据不同荷载条件和土性条件对吸力式沉箱的抗拔承载力进行评价。 |
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吸力式沉箱基础抗拔承载力的确定是实际工程中要解决的关键问题之一，在上拔荷载作用下，不同的加载速率和不同排水条件下地基土中孔隙水压力消散程度不同，导致吸力式沉箱基础竖直上拔失效模式有所不同。一般认为在完全排水、部分排水与完全不排水三种条件下吸力式沉箱基础可能发生局部剪切破坏、底部张力破坏与整体破坏三种不同的竖直上拔失效模式。对这三种破坏模式，已有不少学者做了相应的研究，每种破坏模式都有相应的理论分析，然而在长期的工作荷载作用下，沉箱内孔隙水压力消散程度直接影响吸力式沉箱基础的工作状态，三种破坏模式与沉箱内的孔隙水压力的消散程度有关，沉箱内孔隙水压力的消散与沉箱内土体性质、受荷形式、沉箱与土体之间接触特性以及沉箱的长细比有关，很少有学者研究沉箱内孔隙水压力的消散与吸力式沉箱基础承载力之间的关系。由于影响吸力式沉箱基础抗拔承载特性的因素较多，工程中很难有一定的设计标准来指导工程实践，因此对吸力式沉箱基础长期抗拔承载特性的研究具有一定的工程价值。张紧式吸力式沉箱基础是深水浮式平台一种系泊基础，除了受到上部结构物引起的平均荷载外，同时在深水海洋环境中，吸力式沉箱基础还会受到由于风暴、波浪、洋流以及涡激振动等多种环境因素引起的循环荷载的作用。期间孔压的累积会引起砂质海床的液化，或使海洋软土地基在循环荷载作用下弱化。弱化后的海洋软土地基会使桶型基础承载力有明显下降，循环荷载的作用也可能使桶型基础底部区域的负压降低，或影响沉箱内土体的渗透特性，导致土体渗透特性改变，影响吸力式沉箱基础竖向抗拔承载特性。同时，由于循环荷载作用造成软土地基累积变形，过大的循环累积变形将导致循环荷载后吸力式沉箱基础的长期承载特性改变。目前，对吸力式沉箱基础循环荷载作用的研究中多集中在软黏土中，对粉质土中吸力沉箱基础的极限荷载状态以及循环承载特性研究较少，粉质土的工程力学特性，尤其是粉质土在循环荷载作用下的强度衰减与应变累计特性等基础性研究还很缺乏，对粉土中吸力沉箱的循环承载特性还不清楚。同时，对于循环荷载作用后吸力式沉箱基础的长期承载特性研究尚无报道，因此，对沉箱基础在长期竖向荷载作用下以及竖向循环荷载作用下以及作用后的吸力式沉箱基础的承载机理研究具有重要的工程意义和学术价值。 |
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Andersen等[1-2]在超固结比为3.3和7.3的黏土中进行了1组静荷载作用和3组循环荷载作用的现场试验，试验结果表明：在循环荷载作用下锚的极限承载力会降低到单调上拔荷载作用下极限承载力的66~82%。Bye等[3]分别在Europipe-16/11E平台和Sleipner T平台附近海域开展了吸力式沉箱基础在砂土中的原位抗拔试验。试验结果表明：影响抗拔承载力的主要因素是砂土的剪胀性、排水条件和加载时间等。Gharbawy等[4]在墨西哥湾深海底的正常固结黏土地基上，对吸力式沉箱基础进行了抗拔承载力原位试验研究。Allersma等[5]研究不同土质条件、水平加载点、土体强度以及沉箱长径比对吸力式沉箱的静承载力的影响。Waston和Randolph[6]对在正常固结钙质粉土中吸力式沉箱的竖向承载力进行了离心机试验，分别考虑了在排水与不排水条件下，加载速率对竖向承载力的影响。Luke[7]在正常固结黏土中进行了17组吸力锚模型试验，研究了吸力锚在轴向张拉荷载作用下的抗拔承载特性。Singh等[8]在黏性土中进行了18组吸力锚模型试验，研究了上拔速率、长径比、锚内的吸力和土的含水量等因素对其抗拔承载力的影响。Clukey和Morrison[9]研究吸力锚作为张力腿平台基础受循环荷载作用时的抗拔承载力特性，试验结果表明大约有60%~70%的轴向抗拔承载力由吸力锚的反向承载力来提供，在循环荷载作用下锚的承载力降低为其静承载力的61%~89%。Chen和Randolph[10]在正常固结黏土、轻度超固结黏性土和敏感黏性土中进行了一系列吸力锚的离心机试验，试验结果表明，在长期持续荷载作用，吸力锚的极限承载力是单调上拔荷载作用下所得极限承载力的72~85%，侧壁摩擦力系数减小到0.67~0.75，锚底部的负压消散导致反向承载力系数降低到7.5~9.4。黎冰[11-13]通过一系列的室内模型试验研究了砂土中吸力式沉箱基础的抗拔承载特性，着重分析了沉箱的长径比、荷载作用角度和荷载作用点位置的影响。Acosta-Martinez等[14-15]，Mana等[16-17]通过离心机模型试验，得出沉箱内的负压可以提高吸力式沉箱基础的抗拔承载力。Rao等[18]通过抗拔试验，研究了在不同加载速率以及不同长径比下的吸力式沉箱基础模型试验，并分析了沉箱抗拔承载力的组成。同样Singh等[8]在沉箱顶部与沉箱底部分别放置一个孔隙水压力计，从试验结果可以看出沉箱顶与沉箱底的负压是相等的，然而在分析中却忽略了该问题，仍然采用沉箱顶负压反求基底的反向承载力。Monajemi等[19]，Sukumaran等[20]建立了三维有限元模型，且假设土体的屈服遵循Mises准则，据此分析不排水条件下软黏土中张紧式吸力锚的极限承载力。Supachawarote[21]采用有限元方法，研究锚的长径比、荷载加载方向、系泊点的位置以及土性条件等因素对锚极限承载力的影响。Erbrich[22]对密实砂土地基上吸力锚在锚顶受竖向拉拔荷载作用时的抗拔极限承载力进行了有限元分析。分析中，采用理想弹塑性本构模型描述土的本构关系，利用Drucker-Prager和带帽的Drucker-Prager屈服准则描述土的破坏。Deng等[23]借助有限元程序AFENA对排水、不排水以及部分排水的软黏土地基中吸力式沉箱竖向抗拔承载力进行了研究，提出了三种破坏模式的竖向承载力计算公式。栾茂田等[24]使用有限元方法，对非均质软土中吸力锚的抗拔极限承载力进行三维有限元分析，分析中用遵循Mises屈服准则的理想弹塑性本构模型描述软黏土的应力应变关系。 虽然吸力式沉箱基础抗拔承载力现场试验、室内试验以及有限元的研究成果非常丰富，但是目前对不同工作阶段下吸力式沉箱基础抗拔承载机理研究较少。不同工作条件下，很少有考虑桶内负压以及尺寸效应的沉箱内部承载力发展机制，以及桶内土体渗透特性与沉箱基础抗拔承载力之间关系。 参考文献：
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