相对密实度对沉贯中吸力基础桶壁–砂土界面力学特性的影响

李大勇; 侯新宇; 张雨坤; 高玉峰

doi:10.11779/CJGE202209004

相对密实度对沉贯中吸力基础桶壁–砂土界面力学特性的影响 English Version

李大勇^{1, 2,},
侯新宇¹,
张雨坤^1, ,,
高玉峰³

1.
山东科技大学山东省土木工程防灾减灾重点实验室, 山东青岛 266590
2.
中国石油大学(华东)储运与建筑工程学院, 山东青岛 266580
3.
河海大学土木交通学院, 江苏南京 210098

基金项目:

国家自然科学基金重点项目 51879044

国家自然科学基金重点项目 51808325

国家自然科学基金重点项目 51639002

山东科技大学科研创新团队项目 2015TDJH104

详细信息

作者简介:
李大勇(1971—)，男，教授，从事海洋岩土工程和土力学理论等方面的研究。E-mail: ldy@upc.edu.cn

通讯作者:
张雨坤, E-mail: philc007@163.com

中图分类号: TU470
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出版历程
- 收稿日期: 2021-04-13
- 网络出版日期: 2022-09-22
- 刊出日期: 2022-08-31

Effects of relative densities on mechanical characteristics of interface between sand and suction caisson during penetration

1.
Key Laboratory of Civil Engineering Disaster Prevention and Mitigation, Shandong University of Science and Technology, Qingdao 266590, China
2.
College of Pipeline and Civil Engineering, China University of Petroleum, Qingdao 266580, China
3.
College of Civil and Transportation Engineering, Hohai University, Nanjing 210098, China

摘要

摘要: 吸力基础是一种系泊海洋浮动平台及固定海上风电塔架的基础形式。吸力基础在砂土中吸力贯入时，沉贯阻力主要由内外壁摩阻力组成。吸力基础沉贯过程中基础–土体界面力学特性决定侧壁摩阻力的大小。开展界面剪切试验，研究了相对密实度及沉贯深度对吸力基础–砂土界面沉贯过程中相互作用的影响。结果表明：吸力基础–砂土界面剪应力随剪切位移增加，呈现出软化特征；随砂土密实程度的增加，界面摩擦系数、界面峰值强度和相对应的剪切位移逐渐增大；但上述参数随沉贯深度的增加先减小后逐渐增大。研究工况条件下，界面摩擦系数量值处于0.2~0.34。根据试验结果，得到了不同沉贯深度处基础桶壁摩阻力，基础侧壁摩阻力–贯入深度之间关系可用指数函数表示；内外壁摩阻力随砂土密实程度增加逐渐增大，外壁摩阻力增长幅度较内壁摩阻力更加明显，外壁摩阻力最大值是相同沉贯深度处内壁摩阻力的2.1倍。界面剪切试验中，砂土发生明显挤出现象，砂土挤出主要发生在剪切初期，对应剪切位移较小，可用于揭示吸力基础沉贯过程中，由于桶壁贯入造成的砂土置换侧向挤出现象。界面剪切过程中砂土颗粒发生破碎，填充至砂土颗粒间孔隙中，导致土体试样高度下降，砂土呈现出“剪缩”现象。发现界面摩擦角与土体内摩擦角之比随土体密实程度的增加逐渐降低。研究内容有助于准确得到沉贯摩阻力和沉贯所需吸力，确保吸力基础沉贯至预定位置。
- 界面剪切试验 /
- 吸力基础沉贯 /
- 相对密实度 /
- 界面摩擦系数 /
- 侧壁摩阻力
Abstract: Suction caissons are popular for mooring oil and gas platforms and fixing wind turbines. The penetration resistance is mainly the friction between the inner and outer walls during suction penetration in sand. During installation of the suction caisson, the frictional forces between the caisson wall and the soil are dominated by the shear behaviors of the interface between the caisson wall and the soil. A series of interface shear tests with the GDS interface shearing instrument are conducted to investigate the influences of the initial relative densities and penetration depth on the interfacial shear characteristics of soil-suction caisson. The test results show that the shear stress–shear displacement relationship curve of interface under different relative densities exhibits strain softening, and interfacial shear strength and the corresponding shear displacement increase with the increasing relative densities. It is found that the friction coefficient of interface increases with the increase of the relative density, and firstly increases and then decreases with the increase of the penetration depth. Under the experimental programs of tests, the friction coefficient of interface ranges from 0.2 to 0.34, and the friction resistance at different depths can be calculated in terms of the test results, indicating the friction resistance between the inner and outer walls increases exponentially with the increase of the penetration depth. The friction resistance between the inner and outer walls increases with the increase of the relative density, and the increase rate of friction of the outer wall is greater than that of the inner wall. When the penetration completes, the friction of the outer wall is 2.12 times that of the inner wall. During shearing, sand particles are found to be squeezed out, and they are mainly squeezed out at the initial stage of the testing, i.e., the corresponding shear displacement is relatively small. This phenomenon indicates that during installation of the suction caisson, the sand particles are squeezed out because of the replacement between the sand volume and the volume of suction caisson wall. The sand particles broken in the process of testing causes the sand volume to decrease. Besides, it is found that the ratio of the interfacial friction angle to the internal friction angle decreases with the increase of the relative density. To obtain the accurate installation resistance and the required suction to install the suction caisson, it is important to investigate the shear behaviors of the interface between the suction wall and the sand.
- interface shear test /
- suction caisson installation /
- relative density /
- friction coefficient of interfacie /
- frictional force acting on caisson wall

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0. 引言

土石坝的施工质量是工程安全运行的关键，筑坝材料的压实密度是压实质量评价的基础参数，具有重要的作用^[1]。工程实践中，附加质量法以其简洁高效的特点在筑坝料压实密度检测中得到了较为广泛的应用^[2-3]。经过大量学者的研究和应用，附加质量法已经在土石坝的黏土、砂砾、堆石等典型填筑料中得出了较好的密度检测准确度^[4-5]。近年来，部分工程开始采用具有一定工程尺度且同时含有一定数量的细颗粒材料的土石混合料进行填筑^[6]。《水利水电物探规程》（SL 326—2005）规定：当堆石（土）体分层碾压施工、粒径较大（0.2 m以上）、堆石（土）体成分相对均一时，可选用附加质量法。但是土石混合料的颗粒粒径跨度大，岩性成分复杂，现阶段附加质量法在土石混合料中的适用性尚不明确。

以某在建抽水蓄能电站工程为依托，开展了现场坑测密度试验和附加质量法试验，讨论了附加质量法在不同混合比例混合料的密度检测中的适用性。该工程上水库料源中以岩性良好的白云岩为主，但在不同区域混合有比例不一的闪长玢岩。料源中的玢岩风化程度高，岩性较差，混合料的整体工程性能较差，不均匀性强，呈现出较为典型的土石混合料特征。

1. 附加质量法

李丕武等^[7]将附加质量的概念引入堆石体密度测量中，通过在小浪底土石坝工程开展的一系列现场探索性试验，确定了现场密度测试的方法及基于质弹（m-K）模型假定的基础理论，为附加质量法的假定模型。将测点处的堆石体等效为一根具有固定刚度K的线性弹簧，将堆石体自身的质量等效为弹簧顶端质量为 ${m_0}$ 的质点。在试验过程中施加的不同级附加质量 $\Delta m$ 与测点堆石体的质量一起构成振动弹簧系统中的振子质量 $m$ ，根据振动方程即可推导出振动频率f与附加质量 $\Delta m$ 之间的关系为

$D = {(2{\text{π}}f)^{ - 2}} = ({m_0} + \Delta m)/K 。$

(1)

图 1 附加质量法的假定模型

Figure 1. Assumed model for additive mass method

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将 ${(2{\text{π}}f)^{ - 2}}$ 记为D即可得到D与 $\Delta m$ 的线性关系，从而可得到受测堆石体的刚度K和堆石体参振质量 ${m_0}$ 。

基于弹性半空间模型，可推导出受测堆石体的密度解析式为

$\rho = (1 - \mu )K/4V_{\text{s}}^{\text{2}}r 。$

(2)

式中： $\mu$ 为堆石体泊松比； ${V_{\text{s}}}$ 为堆石体的横波波速。

由于波速和泊松比的精确测量受到的限制较大，因此，工程中多采用刚度相关法、数字量板法和人工神经网络法等分析刚度 $K$ 和参振质量 ${m_0}$ 与压实密度的统计关系进而求解压实密度，本文采用刚度相关法。

2. 现场试验

2.1 试验设置

现场试验所用开挖料料源主体为白云岩类石料，分布有易风化崩解的闪长玢岩岩脉。依照岩脉的分布情况，开挖料按玢岩含量分为0%，5%，25%，33%4种典型料源，分别记作DC-0，DC-5，DC-25，DC-33。开挖料中小于5 mm的细料含量指标C5随着玢岩含量的增加而增大，随着玢岩含量的提高，C5数值分别为6.7%，14.2%，30.2%，39.3%，4种典型开挖料级配曲线如图 2所示。

图 2 4种混合料的级配曲线

Figure 2. Grain-size distribution curves of four different mixtures

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现场试验中对不同试料各开展一个场次的试验，每场试验分散布置18个测点，每个测点位置在测量附加质量法参数后立即开展坑测灌水试验和含水率试验以测定实际干密度。附加质量法试验采用直径50 cm，重75 kg的圆盘形砝码分级施加附加质量，每个测点施加5级不同附加质量，最大附加质量525 kg。

2.2 试验结果

现场通过附加质量法采集响应频率并求得的刚度参数K以及通过坑测法得到的压实密度 ${\rho _{\text{d}}}$ 。试验结果采用概率密度函数的形式进行可视化，如图 3（a），4（a）所示。同时，不同开挖料刚度与密度的平均值随玢岩含量的变化也绘制在图 3（b），4（b）中。

图 3 现场坑测密度的概率分布以及其均值随玢岩含量的变化

Figure 3. Distribution of compaction densities obtained from field tests and their variation ranges

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图 4 现场刚度结果的概率分布及其均值随玢岩含量的变化

Figure 4. Distribution of stiffness obtained from field tests and their variation ranges

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图 3（a）所展示的4种不同开挖料的压实密度分布规律大致呈现正态分布的形态，符合土石材料的一般规律^[8]。此外可以看出，对于DC-0和DC-5的开挖料，干密度的分布范围更加集中，峰值段较为明显；但是在DC-25和DC-33的开挖料中，干密度分布范围较宽，同时曲线形态整体较为扁平。如图 3（b）所示，在DC-0的开挖料试验结果中，压实密度的平均值为2.26 g/cm³，随着玢岩含量的提高，密度均值先在DC-5中增加至2.28 g/cm³后，后续分别在DC-25和DC-33中减小至2.24，2.23 g/cm³。玢岩含量的增加直接导致了开挖料中小于5 mm细料含量的增加，这也正是开挖料干密度均值随玢岩含量升高而呈现出先增大后减小的根本原因。上述试验中密度的变化与Wang等^[9]、Chang等^[10]和Yin等^[11]在混合料孔隙率-细料含量方向的试验和数值模拟研究中得到的结论相吻合。这一变化可以通过骨架孔隙比的概念来进行解释，基于这一理论，本文中不同玢岩含量的开挖料呈现出了不同的主要骨架承力结构，DC-0以石（粗颗粒）骨架为主，而DC-25和DC-33以土骨架为主，DC-5则处于两种骨架结构的变化转折点位置。同时，可以从图 3（b）中看出，干密度的变化幅度在DC-0和DC-5开挖料中基本一致，约为0.08 g/cm³，之后随着玢岩含量的增加而增大至0.11，0.13 g/cm³。在玢岩含量较高的土石混合料中，较宽的压实密度变化幅度反映了土石混合料的较强的变异性。

与压实干密度结果对比，不同玢岩含量开挖料的刚度结果在分布规律、分布范围以及均值变化趋势上均与密度结果的特性保持一致，说明附加质量法测得的刚度结果与试坑法测得的密度结果存在潜在的相关性，将二者绘制在同一平面上可得，其中横坐标采用刚度参数 $K/r$ ，对照本文试验，承载板半径r值为0.25 m。中不同颜色的散点代表 4种开挖料每个测点的密度与刚度试验结果；对应颜色的色块为试验结果在 ${\rho _{\text{d}}}$ - $K/r$ 平面的散布范围；斜线是密度与刚度参数的拟合直线。

图 5 压实干密度

${\rho _{\text{d}}}$ -刚度参数

$K/r$ 关系图

Figure 5.

${\rho _{\text{d}}}$ plotted against

$K/r$ and fitting lines

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通过图 5可以看出，在DC-0和DC-5中，色块的形态较为狭长，干密度随着刚度增加而变大的趋势较为明显，符合土石料的特性。对比而言，DC-25和DC-33的色块形态较为宽大，干密度随刚度增加而增加的趋势并不明显，在DC-33中甚至出现了相反的趋势，说明在这两组试验中的试验结果较为分散。

3. 适用性分析

现行规范中并未对附加质量法测得密度的误差范围进行明确限定，但在多数研究案例中，测点密度的相对误差一般能控制在3%以下。因此，本文选取3%作为密度相对误差的控制范围，以开展压实密度与响应频率的相关性分析。

为了直观展示采用附加质量法分析响应频率参数而得的压实密度相对误差，将密度求解结果 $\rho '$ 与现场坑测结果 ${\rho _{\text{d}}}$ 绘制在平面坐标系中，如所示，图中相对误差小于3%的区域标记为灰色。可以看出，在DC-0和DC-5中，所有测点的 $\rho '$ 均落在可以接受的误差范围之内；而DC-25和DC-33中，部分测点的 $\rho '$ 落在3%范围以外，最大相对误差分别为5.1%，6.99%。同时可以看出，在DC-25和DC-33中， $\rho '$ 变化范围（2.21~2.24 g/cm³）明显小于 ${\rho _{\text{d}}}$ 的变化范围（2.10 ~2.34 g/cm³）。这说明，在玢岩含量较高、细料比例较大的土石混合料中，以响应频率分析为基础，通过附加质量法检测密度的准确性与常规堆石料具有较大的差距。

图 6 压实密度求解值-坑测值

Figure 6. Compaction density: evaluated from AMM vs. measured by pit tests

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前文已介绍过，密度求解值是通过刚度相关法得到的，密度求解的准确性是建立在刚度计算的准确性之上的。通过附加质量法的基本原理不难看出，刚度反映的是由现场施加的不同级附加质量 $\Delta m$ 以及对应响应频率参数 ${\omega ^{ - 2}}$ 之间的关系，刚度计算的合理性可以通过 ${\omega ^{ - 2}}$ - $\Delta m$ 的相关系数 ${r^2}$ 进行评判。试验中各场次测点的 ${r^2}$ 的样本统计学变化由的箱型图表示。可以看出，在DC-0和DC-5中，所有测点的决定系数均在0.98以上，且不存在离群点。而在DC-25和DC-33中，箱型图范围出现明显的扩展，且离群点数值分别达到了0.958，0.786。但是，DC-25和DC-33测点决定系数的中位数仍然较接近于0.98，说明仍有半数的测点决定系数不小于0.98，具有较好的 ${\omega ^{ - 2}}$ - $\Delta m$ 相关性，仍有可能进行较为准确的密度分析。

图 7

${\omega ^{ - 2}}$ -

$\Delta m$ 相关关系决定系数

${r^2}$

Figure 7. Determination coefficient

${r^2}$ between

${\omega ^{ - 2}}$ and

$\Delta m$

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通过参考DC-0和DC-5的决定系数分布，本文选择 ${r^2}$ ≥0.98作为条件，对DC-25和DC-33中具有较好 ${\omega ^{ - 2}}$ - $\Delta m$ 相关性的测点进行筛选，并对通过筛选的测点再次进行密度求解，结果如图 8所示。

图 8 压实密度求解值-坑测值（筛后DC-25，DC-33测点）

Figure 8. Determination coefficient

${r^2}$ between

${\omega ^{ - 2}}$ and

$\Delta m$ (DC-25 and DC-33 Screened)

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可以看出，对比未筛选的DC-25和DC-33测点，筛选过程提升了压实密度求解值与坑测值间的相关性，使得 $\rho '$ 的变化范围与 ${\rho _{\text{d}}}$ 更加接近，且筛选后的所有测点均能满足3%的相对误差要求。同时，筛选后的DC-25和DC-33试料压实密度求解的平均误差由2.21%降至1.17%，最大误差由6.99%降至2.53%。这表明， ${\omega ^{ - 2}}$ - $\Delta m$ 相关性差的测点是影响高玢岩含量，即高细料含量的土石混合料整体密度分析的根本原因。

4. 结论

以某抽水蓄能电站上水库料源中4种不同玢岩含量的土石混合填筑料为对象，开展了附加质量法检测和坑测密度检测，对附加质量法在土石混合料密度检测中的适用性进行了讨论，得到3点结论。

（1）随着风化料比例的增加，筑坝料的细料含量升高。在相同的碾压参数下，细料含量较高的土石混合料压实密度变化范围宽、随机性强。

（2）在细料含量较低的土石混合料中，附加质量法能较为准确的评价其压实密度。而在细料含量较高的土石混合料中，附加质量法测得的刚度与干密度的相关性较差，难以准确评价其压实密度。

（3）对高细料含量土石混合料的附加质量法测点采用 ${\omega ^{ - 2}}$ - $\Delta m$ 相关关系的决定系数进行筛选后即可满足3%的相对误差要求，表明， ${\omega ^{ - 2}}$ - $\Delta m$ 相关性差的测点是影响高细料含量的土石混合料整体密度分析的根本原因。

图 1 GDS界面剪切仪

Figure 1. GDS interface shearing instrument

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图 2 轴向压杆

Figure 2. Axial pressure bar

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图 3 直剪仪

Figure 3. Direct shear apparatus

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图 4 颗粒级配曲线

Figure 4. Grain-size distribution curve of particles

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图 5 界面剪应力–剪切位移关系曲线

Figure 5. Shear stress–shear displacement relationships of interface under different relative densities

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图 6 砂土剪应力–剪切位移关系曲线

Figure 6. Shear stress–shear displacement curves of saturated sand under different relative densities

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图 7 不同相对密实度下界面竖向位移–剪切位移关系

Figure 7. Vertical displacement–shear displacement relationship curves of interface under various relative densities

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图 8 剪切试验前后颗粒级配曲线对比

Figure 8. Comparison between grain-size distribution curves of particles before and after shear test

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图 9 砂土挤出

Figure 9. Sand to be squeezed out

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图 10 不同初始相对密实度下砂土界面抗剪强度包络线

Figure 10. Shear strength envelopes of sand interface under different initial relative densities

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图 11 界面摩擦角–内摩擦角曲线

Figure 11. Relationship between interfacial friction angle and internal friction angle

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图 12 界面摩擦系数变化规律

Figure 12. Variation laws of friction coefficient of interface

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图 13 沉贯摩阻力变化规律

Figure 13. Variation of friction resistance with penetration depth in sand with different densities

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表 1 试验用砂相关物理参数

Table 1 Relevant physical parameters of sand for tests

试验用砂		C_u	C_c	D₅₀/mm	e_max	e_min
细砂	2.33		0.98	0.18	0.980	0.560

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表 2 法向应力与沉贯深度对应关系

Table 2 Normal stresses under various penetration depths

土压力/kPa	10	20	30	50	100	150	200
对应外壁沉贯深度/m	0.35	0.60	0.83	1.30	2.50	3.70	5.00
对应内壁沉贯深度/m	0.55	1.06	1.56	2.58	5.00	—	—

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表 3 试验工况

Table 3 Experimental programs

剪切类型	相对密实度	法向应力/kPa
界面剪切	0.3, 0.5, 0.7, 0.9, 1.0	10, 20, 30, 50, 100, 150, 200
直剪	0.3, 0.5, 0.7, 0.9, 1.0	10, 20, 30, 50, 100, 150, 200

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表 4 抗剪强度–法向应力线性回归方程

Table 4 Shear strength–linear regression equations for vertical pressure

相对密实度	a	b	c	R²
1.0	0.00021	0.3050	-0.1190	0.997
0.9	0.00015	0.2871	-0.1090	0.999
0.7	0.00027	0.2885	-0.6047	0.999
0.5	0.00060	0.2741	-0.8873	0.999
0.3	0.00018	0.2206	-0.1780	0.997

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表 5 不同相对密实度下砂土抗剪强度指标

Table 5 Parameters of sand under different relative densities

D_r	界面摩擦角 $\delta$ /(°)	内摩擦角 $\varphi$ /(°)	m
1.0	18.12	54.07	0.335
0.9	17.23	50.89	0.338
0.7	16.13	47.20	0.342
0.5	15.51	43.50	0.357
0.3	14.05	39.15	0.359

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参考文献(19)

[1]	李大勇, 张雨坤, 高玉峰, 等. 中粗砂中吸力锚的负压沉贯模型试验研究[J]. 岩土工程学报, 2012, 34(12): 2277–2283. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201212022.htm LI Da-yong, ZHANG Yu-kun, GAO Yu-feng, et al. Model tests on penetration of suction anchors in medium-coarse sand[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2012, 34(12): 2277–2283. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201212022.htm
[2]	王胤, 朱兴运, 杨庆. 考虑砂土渗透性变化的吸力锚沉贯及土塞特性研究[J]. 岩土工程学报, 2019, 41(1): 184–190. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201901025.htm WANG Yin, ZHU Xing-yun, YANG Qing. Installation of suction caissons and formation of soil plug considering variation of permeability of sand[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2019, 41(1): 184–190. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201901025.htm
[3]	丁红岩, 张浦阳. 海上吸力锚负压下沉渗流场的特性分析[J]. 海洋技术, 2003, 22(4): 44–48. doi: 10.3969/j.issn.1003-2029.2003.04.011 DING Hong-yan, ZHANG Pu-yang. Suction penetration seepage field's characteristics of suction anchor[J]. Ocean Technology, 2003, 22(4): 44–48. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.1003-2029.2003.04.011
[4]	HOULSBY G T, BYRNE B W. Design procedures for installation of suction caissons in sand[J]. Proceedings of the Institution of Civil Engineers-Geotechnical Engineering, 2005, 158(3): 135–144. doi: 10.1680/geng.2005.158.3.135
[5]	HOULSBY G T, BYRNE B W. Design procedures for installation of suction caissons in clay and other materials[J]. Proceedings of the Institution of Civil Engineers- Geotechnical Engineering, 2005, 158(2): 75–82. doi: 10.1680/geng.2005.158.2.75
[6]	MEHRAVAR M, HARIRECHE O, FARAMARZI A, et al. Modelling the variation of suction pressure during caisson installation in sand using FLAC3D[J]. Ships and Offshore Structures, 2017, 12(7): 893–899. doi: 10.1080/17445302.2015.1051311
[7]	李大勇, 吴宇旗, 张雨坤, 等. 砂土中桶形基础吸力值的设定范围[J]. 岩土力学, 2017, 38(4): 985–992, 1002. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201704010.htm LI Da-yong, WU Yu-qi, ZHANG Yu-kun, et al. Determination of suction range for penetration of suction caissons in sand[J]. Rock and Soil Mechanics, 2017, 38(4): 985–992, 1002. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201704010.htm
[8]	李大勇, 吴宇旗, 张雨坤. 砂土中吸力式桶形基础竖向承载性状研究[J]. 山东科技大学学报(自然科学版), 2016, 35(3): 33–39. doi: 10.3969/j.issn.1672-3767.2016.03.005 LI Da-yong, WU Yu-qi, ZHANG Yu-kun. Vertical bearing capacity of suction caisson foundation in sand[J]. Journal of Shandong University of Science and Technology (Natural Science), 2016, 35(3): 33–39. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.1672-3767.2016.03.005
[9]	CHEN F, LIAN J J, WANG H J, et al. Large-scale experimental investigation of the installation of suction caissons in silt sand[J]. Applied Ocean Research, 2016, 60: 109–120. doi: 10.1016/j.apor.2016.09.004
[10]	HARIRECHE O, MEHRAVAR M, ALANI A M. Suction caisson installation in sand with isotropic permeability varying with depth[J]. Applied Ocean Research, 2013, 43: 256–263. doi: 10.1016/j.apor.2013.10.008
[11]	闫澍旺, 霍知亮, 楚剑, 等. 黏土中桶形基础负压下沉阻力及土塞发展试验[J]. 天津大学学报(自然科学与工程技术版), 2016, 49(10): 1027–1033. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TJDX201610004.htm YAN Shu-wang, HUO Zhi-liang, CHU Jian, et al. Experiment on penetration resistance and soil plug development during suction caisson penetration in soft clay[J]. Journal of Tianjin University (Science and Technology), 2016, 49(10): 1027–1033. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TJDX201610004.htm
[12]	LIU R, MA W G, QI Y, et al. Experimental studies on the drag reduction effect of bucket foundation installation under suction pressure in sand[J]. Ships and Offshore Structures, 2019, 14(5): 421–431. doi: 10.1080/17445302.2018.1500188
[13]	NARDELLI A, CACCIARI P P, FUTAI M M. Sand-concrete interface response: the role of surface texture and confinement conditions[J]. Soils and Foundations, 2019, 59(6): 1675–1694. doi: 10.1016/j.sandf.2019.05.013
[14]	TIWARI B, AL-ADHADH A R. Influence of relative density on static soil–structure frictional resistance of dry and saturated sand[J]. Geotechnical and Geological Engineering, 2014, 32(2): 411–427. doi: 10.1007/s10706-013-9723-6
[15]	TEJCHMAN J, WU W. Experimental and numerical study of sand-steel interfaces[J]. International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, 1995, 19(8): 513–536. doi: 10.1002/nag.1610190803
[16]	JITSANGIAM P, PRA-AI S, BOULON M, et al. Characterization of a soil–rough structure interface using direct shear tests with varying cyclic amplitude and loading sequences under a large cyclic testing cycle condition[J]. Acta Geotechnica, 2021, 17(5): 1829–1845.
[17]	郭聚坤, 寇海磊, 许泓霖, 等. 桩–海洋黏土界面剪切性状试验研究[J]. 长江科学院院报, 2019, 36(4): 104–108, 117. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-CJKB201904024.htm GUO Ju-kun, KOU Hai-lei, XU Hong-lin, et al. Experimental study on shear behaviors of interface between pile and marine clay[J]. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute, 2019, 36(4): 104–108, 117. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-CJKB201904024.htm
[18]	祁越, 刘润, 练继建. 无黏性土中筒型基础负压下沉模型试验[J]. 岩土力学, 2018, 39(1): 139–150. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201801018.htm QI Yue, LIU Run, LIAN Ji-jian. Model test of bucket foundation suction installation in cohesionless soil[J]. Rock and Soil Mechanics, 2018, 39(1): 139–150. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201801018.htm
[19]	袁中立, 秦延龙, 唐海燕. 浅海桶形基础平台[M]. 北京: 石油工业出版社, 2010. YUAN Zhong-li, QIN Yan-long, TANG Hai-yan. Bucket Foundation Platform in Shallow Sea[M]. Beijing: Petroleum Industry Press, 2010. (in Chinese)