粉土中吸力桶沉贯阻力与土塞失稳机理研究

余璐庆，吕学金，李玲玲，沈侃敏，邢月龙

(1.浙江大学 建筑工程学院，浙江 杭州 310058;2.浙江省电力设计院，浙江 杭州 310012;3.浙江建设职业技术学院，浙江 杭州 311231)

海上风电作为一种安全、清洁的可再生能源，在欧洲丹麦、英国、德国与荷兰等国家得到了大规模开发利用。而在我国，海上风电的开发则处于刚起步阶段，各项技术均还不成熟。随着能源短缺与环境污染问题的日益严重，我国在“十二五”期间提出了要实现海上风电总装机容量在2015年达到5 000 MW 的目标，而到2020年底这一数字有望突破30 GW［1］。由于海上特殊而恶劣的环境，对风机基础结构的安全、稳定性提出了更高的要求。如图1 所示，基础结构造价占到了风机总投资的比重达到了34%之多［2］。因此，选择一种安全、经济的基础是今后高效低成本开发海上风能的关键。

图1 海上风机各部分建造成本Fig.1 Construction cost for every part of the offshore wind turbine

图2 给出了不同水深下的风机基础类型。重力式浅基础(图2(a))内部填充碎石、混凝土等材料，主要依靠自身重力和埋深范围内的土体抗力抵抗上部结构传下来的水平和倾覆荷载。多足基础(图2(d)－(g))借鉴了海上石油平台导管架的设计经验，适应的水深范围更广。但该类型基础钢材用量大，焊接节点多，结构疲劳问题严重。适用于深水条件下的张力式与浮式基础(图2(h)、(i))目前仍处于研究阶段。因此，大直径(桩径4 ～6 m)单桩基础(图2(c))仍然是当前20 ～30 m 水深条件下的海上风机所普遍采用的基础形式。但单桩基础耗材量大，现场施工中需要大型液压打桩锤和起吊设备，海上安装成本高，施工噪音大。

图2 海上风机基础形式Fig.2 Foundations for offshore wind turbine

吸力式桶形基础(简称吸力桶)是近年来国外逐渐发展起来的一种新颖的风机基础［3］。如图3 所示，该基础形状为大型圆柱状钢制或混凝土薄壁结构，其顶端封闭，底部开口，并在顶部设有排水抽气口。与其他传统海洋基础相比，吸力桶具有安装简便、抗倾覆承载力高、节约材料可重复利用等优点。吸力桶的海上安装方式比较特殊，首先为依靠自身浮重量贯入海床一定深度形成足够密封环境的自重沉贯阶段;然后为通过基础顶部预留的排水抽气口向外抽取海水，以形成持续作用的负压而使其缓慢贯入到指定深度的吸力沉贯阶段［4］。

目前，国内外已开展了大量吸力桶在黏性土或砂土中的安装过程的研究［5－8］。相关研究主要集中在吸力安装阶段对沉贯阻力的预测及内部土体稳定性的分析。首先，在桶体吸力沉贯过程中，与沉贯阻力紧密相关的是对其最低需求吸力进行预测。国外API［9］和DNV［10］规范给出了黏土中基础沉贯时需求吸力预测公式。吸力桶在砂土中沉贯时，由内部吸力引起的桶体周围渗流场显著降低了桶内土体的有效应力和抗剪强度，从而大大减小了沉贯阻力。王庚荪等［11］为此专门研究了吸力沉贯过程中桶外部渗流对桶外壁摩阻力的影响。Andersen 等［12］基于大量的现场实测数据及室内外模型试验结果，给出了两套吸力桶在砂土中安装时的阻力计算公式。吸力桶安装过程中另一个值得关注的问题是土塞失稳隆起，而导致其不能沉贯到预定深度［13］。相关研究指出，黏土中吸力桶土塞失稳隆起主要由过大吸力下土塞的反向承载力破坏而导致;而在砂土中过大的吸力则会导致内部土体发生管涌、流砂等形式的失稳破坏［4］。丁红岩等［14］在粉质黏土中开展了吸力桶吸力沉贯模型试验，研究了沉贯速率和贯入深度等因素对土塞隆起高度的影响。

图3 海上风机吸力桶基础和丹麦Frederikshaven 海域施工中的吸力桶Fig.3 Illustration of a suction caisson supported offshore wind turbine

国内外就吸力桶在黏土与砂土中的吸力安装已开展了大量卓有成效的研究工作，但很少有关于吸力桶在粉土中吸力沉贯的研究报道。中国东南沿海离岸10 km 范围的在建或潜在风电场海域内广泛分布着粉土地基，而粉土是一种性质介于黏土与砂土之间的特殊类型的土。如粉土渗透系数比黏土大，故当水力梯度达到某一临界值后易发生渗流破坏;由于粉土中存在一定的黏聚力，在一定程度上又有某些黏土的性状。杨少丽等［15］、Tran 和Randolph［16］开展了少量吸力桶在粉土中的吸力沉贯模型试验，认为在吸力引起的渗流作用下，内部土体的失稳主要是由渗流力导致桶内土体变松散，形成了一定的渗流通道，并由端部土体的塑性变形所引起，但未能从本质上定性解释土体失稳的机理。文中利用自行研制的模型试验平台，开展了粉土中的吸力桶吸力安装的模型试验研究，系统分析了内部吸力与桶体沉贯阻力和土塞失稳之间的关系，并借助有限元对吸力作用下的桶体周围渗流场变化趋势及对土体阻力的影响进行了分析，所得到的结论具有一定的科学研究意义和工程应用价值。

1 试验设备

1.1 吸力桶模型

本试验所用的吸力桶模型见图4 所示。该模型由不锈钢加工而成，高13.0 cm，外径26.6 cm，壁厚3 mm，质量(包括上部导向杆)8.49 kg。模型桶顶盖中央有一钢制导向杆，在其沉贯过程中可防止桶身倾斜，顶盖上有排水抽气口及多个预留孔。在预留孔(图4(b)中P1位置)可布置PVC 细管，并与孔隙水压传感器相连，量测模型桶沉贯过程中内部吸力的变化;在桶内外壁距底端2.0 cm(图4(b)P2和P3)处，粘贴微孔透水薄片，通过PVC 细管与孔隙水压传感器相连，可以记录模型安装过程中周围土体中的孔隙水压变化，研究吸力对周围土体的影响。

图4 吸力桶模型Fig.4 Illustration of the model caisson

1.2 模型槽，土体制备及其参数测定

吸力桶模型安装试验在图5 所示的模型槽内进行，该模型槽尺寸为3 m×1.2 m×1.5 m(长×宽×高)。槽底部布置了一个由30 cm 厚砂砾层、排水管、土工布等组成的排水系统，加速槽内土体的排水固结沉降。

槽内试验粉土取自浙江杭州钱塘江边某基坑，该土样颗粒级配曲线见图6 所示，从图6 可见该土体的黏粒、粉粒和砂粒含量分别为5%，90%和5%。该类型的土体在一定程度上代表了我国东南沿海在建或潜在风电场的海床地基条件。土样均匀混合后，采用泥浆沉降法进行制备，搅拌成浆后的粉土在其自重作用下固结沉降一个月，最终粉土层厚度约70 cm，试验用土的塑限为27.3%，塑性指数为6.4。

图5 模型槽示意Fig.5 Layout of the model tank

表1 给出了槽内土体的基本物理力学参数，在槽内不同位置还进行了6 组静力触探试验(CPT)，试验结果如图7 所示。从图7 可见，从土体表面到15 cm 深范围内，锥尖阻力随深度呈非线性增长，并在15 cm 深度时达到最大值并开始下降，从CPT 试验结果可见槽内土体性状是比较均匀的。

表1 试验土体物理力学参数Tab.1 Physical properties of the soil

图6 粉土的颗粒级配曲线Fig.6 Grain size distribution curve of the silt

图7 CPT 锥尖强度试验结果Fig.7 Cone resistance results

1.3 吸力桶安装设备

为了模拟吸力桶的实际安装过程，用图8 所示装置实现其自重沉贯。在试验开始前，首先对PVC 细管进行饱和处理，并与模型槽钢架上的孔隙水压传感器相连。然后，将模型桶通过竖向杆与固定在试验槽上的竖向油压加载设备相连，并设置荷载传感器和位移传感器量测贯入阻力和位移。

图8 模型桶压力沉贯设备Fig.8 Deadweight installation rig

当模型桶被压入土中一定深度形成足够的密封环境后，将竖向杆与模型桶分离，移开压力沉贯设备，连接模型桶上的中心导向杆到横梁上的滑动固定块，防止沉贯过程中桶体发生倾斜，通过图9 所示装置实现其吸力沉贯。有关该吸力安装装置在国振和王立忠等［4］的研究中给出了较详细的介绍，限于文章篇幅要求这里不再重复。

图9 模型桶吸力沉贯设备和负压抽吸系统Fig.9 (a)Illustration of the suction insertion apparatus;(b)suction providsion system;(c)suction installation

2 模型试验方案与流程

在模型槽内不同位置共进行了4 组吸力桶的安装试验，其中前3 组试验，CP－1、CP－2 和CP－3 为依靠桶体自重加吸力共同完成的沉贯。这3 组试验的目的为研究模型桶在吸力沉贯阶段，吸力对桶体贯入阻力及土塞稳定性的影响。试验JP 为对比试验，模型桶全程采用图8 所示的装置进行压贯，而不施加吸力。有关各组试验的具体参数如表2 所示。吸力桶模型在自重沉贯和吸力沉贯两个阶段的具体操作步骤可参见国振和王立忠等［4］的工作。

表2 吸力桶模型试验方案Tab.2 Summary of the tests

3 试验结果与分析

3.1 位移与孔压变化

图10 吸力桶贯入深度随时间关系Fig.10 Penetration depth versus time

模型桶贯入深度随时间关系如图10 所示，在试验CP－1、CP－2 和CP－3 的整个吸力沉贯中，位移随时间线性增大，至沉贯后期，观察到大量泥浆涌入抽水管造成淤塞并阻止桶体进一步下沉，最终稳定在一个特定的贯入深度上。从中可见，吸力沉贯阶段只需通过调整吸力抽吸系统球阀的开度，即可保证模型桶平稳下沉，直至达到最终贯入深度。在JP 试验中，用压力沉贯设备完成对模型桶的整个安装，桶体以8.5 mm/min的速率平稳下沉，直至桶顶内侧接触泥面。

吸力沉贯阶段为本研究所关注的重点，从如图9(c)可见，由于孔隙水压传感器与测点P1、P2和P3间存在一定高度差，因此，在P1、P2和P3位置所采集的吸力和孔压数据还应减去由于高度降低所引起的变化量。图11 给出了试验中在桶体P1、P2及P3位置(见图4(b))所测到吸力及周围孔压的发展情况。从图中可见，粘帖微孔透水薄片的孔压测点完全没入泥面以下之前(深度z1)，内部吸力U1与端部孔压U2基本同步发展，该阶段因筒裙下插引起的土体扰动使得外侧端部所测孔压U3略大于零。随着对桶内抽水过程的进行，内部吸力逐渐降低，其对桶内土体的影响也逐渐增大，这种影响随着贯入深度的增大而慢慢弱化;但吸力对外部土体的影响已明显没有对内部大。图11 中表现出当超过深度z1后，U1，U2与U3发展趋势形状较类似，但U1与U2呈现出逐渐分离的趋势，整个过程中U3始终远小于U1与U2。在模型桶达到最终沉贯深度z2后，U1，U2与U3基本能在5 分钟时间内恢复到初始值0 附近。说明桶体安装过程中，桶体内壁与土体接触的区域内形成了良好的渗流通道，吸力沉贯结束后，外部水在内部残余吸力影响下能迅速渗入内部，从而使孔压恢复到初值。这与黏土中吸力沉贯结束后所观察到的现象不同［4］。

图11 试验CP－1，CP－2 与CP－3 中的孔压变化Fig.11 Variation of pore pressures in tests CP－1，CP－2 and CP－3

3.2 贯入阻力与土塞失稳机理分析

模型桶在吸力安装中的沉贯力由桶体自重和吸力所形成的等效下贯力组成。由图11 可知，整个吸力沉贯中，桶体基本保持匀速下沉，故可认为沉贯力始终与贯入阻力平衡，从而根据吸力发展情况及桶体自重对桶体沉贯阻力进行换算。图12 给出了沉贯阻力随深度的变化曲线。

由于粉土渗透系数比黏土大，结合3.1 部分的分析，吸力引起的渗流场对沉贯阻力的影响不容忽视。迄今为止，国内外还未见较成熟的有关粉土中吸力桶沉贯阻力计算公式。这里首先引用了Andersen 等［12］提出的承载力及经验计算公式，对吸力桶在粉土中的沉贯阻力进行预测并与实测值对比，并据此对承载力公式提出一定的修正，如表3 所示。

表3 沉贯阻力公式Tab.3 Equations for the prediction of soil resistance

图12 理论计算值与实测沉贯阻力对比Fig.12 Predicted and measured soil resistance with penetration depth

从图12 可见，试验CP－1、CP－2 和CP－3中，实测阻力的发展趋势大致相同，可将其分为3 个阶段。第1 阶段，为吸力沉贯刚启动时，随着贯入深度的增大，阻力急剧增大;第2阶段，贯入阻力随深度近线性增大;第3 阶段，桶体达到一定贯入深度后，随着位移增大，阻力增长缓慢或基本不变。从图12 还可看出，用CPT 锥尖强度指标的经验法所预测的阻力发展趋势比承载力公式更接近于实测结果，但这两种预测结果均小于实测值。由于Andersen 等［12］所提供的两种方法均为针对砂土中吸力桶的阻力计算，这里为了考虑粉土中黏聚力的影响，对承载力法进行了一定修正(见表3)。从阻力曲线图上可知，修正的承载力计算结果在第1 与第2 阶段与实测值较为吻合，第3 阶段却明显大于实测值。但从整个发展趋势上看，修正值与JP试验中所测到的贯入阻力较为接近。从以上分析可知，理论预测结果与实测值的偏差主要是由粉土在吸力影响下所引起的渗流造成的，而在所有的预测方法中均未考虑渗流对贯入阻力的影响。

根据Senders 和Randolph［17］的研究，吸力贯入阶段，桶体端阻力与内摩阻力受吸力影响，而吸力对外壁摩阻力的影响可以忽略。据此，可采用上述修正的承载力计算方法得到外壁摩阻力，用实测总的贯入阻力减去这部分外壁摩阻力，即可得到内壁摩阻力与端阻力之和(Fi+Qtip)。采用式(1)和(2)定义桶内土塞及端部土体内的平均水力梯度，并研究其与(Fi+Qtip)和内部土塞失稳之间的关系，从机理上进一步解释图12 中观察到的阻力发展趋势及沉贯后期大量泥浆涌入抽水管造成淤塞阻止桶体进一步下沉的原因。

式中:i12和i23分别为桶内土塞及端部土体内的平均水力梯度;U1，U2和U3为在桶体P1，P2和P3处(见图4(b))所量测到的孔隙水压力值;γw为水的重度，取9.8 kN/m3;Ls2为位置P2至泥面的距离;L23为P2与P3之间最短的渗流路径。

图13 给出了(Fi+Qtip)、i12和i23随相对贯入深度(Lp/Do)的关系(其中Lp为桶体贯入深度，Do为桶外径)。从图中可见，与图12 中的贯入阻力类似，也可用临界点1、2 将(Fi+Qtip)随贯入深度的关系曲线分成3 个阶段。第1 阶段，(Fi+Qtip)随贯入深度的增大而增大。在该阶段，i12从初始值3 附近开始下降，直至降低到1 左右，而i23却稳步增大到峰值10 ～12。从第1 阶段的这些变化趋势可见，在吸力影响下，桶内土体在向上渗流力作用下变松散，表层土颗粒被渗流水带走，并发生着一种自上而下的管涌或砂沸趋势。从而造成该部分区域土体中的水力梯度有下降趋势。但从(Fi+Qtip)的稳步增长可知，此时土体管涌或砂沸的区域非常有限，并未造成桶体端部更大范围内的土体失稳。第2 阶段，(Fi+Qtip)随深度的增大而继续增大，但阻力增长速率已明显降低。此时，i12稳定在0 ～1 之间，而i23从峰值开始迅速跌落。造成这一现象的原因，可以解释为:端部粉土在较高的水力梯度下逐渐发生失稳，并有向桶内部发生流动的趋势。在第3 阶段，(Fi+Qtip)已经开始从峰值下降，i12维持在较低水平上，而i23则不断继续降低。此时，端部失稳土体范围不断扩大，发生塑性变形，并向桶内流动。桶体端部及内壁与涌入的弱化土体的不断剪切作用，造成了阻力(Fi+Qtip)的下降。表层土体自上而下的管涌或砂沸，土颗粒随渗流水沿渗流通道被带入上部，加上端部失稳土体向桶内的流动，最终造成了沉贯后期所观察到的大量泥浆涌入抽水管造成淤塞的现象。综合以上分析结果，可推断在吸力沉贯后期，随着内部土体密实度的降低，桶体外壁摩阻力在总的贯入阻力中的比重越来越大，而(Fi+Qtip)的影响越来越小。下面结合有限元计算结果对这一结论进行进一步分析。

图13 试验CP－1，CP－2 与CP－3 中贯入阻力与水力梯度Fig.13 Soil resistance and hydraulic gradient with penetration depth

3.3 有限元分析

为了进一步分析上述实验现象的内在机理，用Plaxis 3D 开展了一系列有限元分析计算。在Plaxis 3D 平台上建立的三维有限元分析模型如图14 所示，吸力桶用板单元进行模拟，土体采用实体单元并选用Mohr－Coulomb模型，并考虑了桶体与土间的接触界面单元。为了消除模型边界对计算结果的影响，土体计算范围距吸力桶最短距离大于3 倍桶体直径，并在土体界面处设置为固定约束。假定桶体贯入到某一深度时桶体周围的渗流为稳态的。为了模拟在吸力作用下土体密度的降低及对贯入阻力的影响，桶外部土体渗透系数(kout)假定不变并按表1 取值，随着沉贯过程进行，桶内部土体渗透系数(kin)分别取作2、5、10 和20 倍外部土体渗透系数。并假设当贯入深度Lp=5 cm 时的瞬时吸力值S= －7 kPa。由于计算模型对称性，这里只取了右侧的计算结果，如图15 所示。

图14 Plaxis 3D 中的吸力桶及土体模型Fig.14 The FEM model in Plaxis 3D

从图15(a)可见，当桶体内外土体均一，即不考虑吸力引起的内部土体密度变化时，大部分水头损失发生于桶体内部。图15(b)－(e)为当内部土体渗透系数为外部土体的2、5、10 和20 倍时，桶体周围渗流场分布情况。从渗流场中水头分布变化趋势可见，随着内部渗透系数的增大，发生在桶体内部的水头损失不断减小，而大部分水头损失发生于桶体外部或端部附近。随着外部向下的水力梯度的不断增大，桶体外壁摩阻力对总的贯入阻力的贡献也越来越大，这也有力地解释了图13 中所得到的结论。

图15 内部土塞在不同渗透系数下的桶体周围渗流场Fig.15 Equi－potential lines for caisson with different internal soil permeabilities

4 结 语

在自行研制的试验平台上进行了一系列吸力桶模型在粉土中的沉贯试验。基于试验过程中所量测到的数据，研究了吸力沉贯中，吸力对桶体沉贯阻力及土塞稳定性的影响，主要结论如下:

从实测的贯入阻力发展情况可知，在沉贯初期，随着贯入深度增大，总的沉贯阻力稳步增长，直到贯入深度达到某一个临界深度，随着贯入深度继续增大，阻力增长缓慢或基本稳定在某一个范围内不变。文中认为吸力沉贯后期观察到大量泥浆涌入抽水管造成淤塞而阻止其进一步沉贯到位是土塞在吸力引起的渗流水作用下的失稳所致。并结合贯入阻力各组成部分的发展趋势与桶内、端部土中的水力梯度的变化关系，解释了内部土体失稳机理:桶内粉土在向上渗透力作用下表现为从土层表面开始的自上而下的管涌或渗流侵蚀。至沉贯后期，端部土体在较高水头差下发生失稳并向桶内流动，这部分弱化的土体与桶体端部及桶壁内侧的剪切作用，造成了桶内土体密度降低，导致端阻力与内壁摩阻力降低，此时的总贯入阻力主要由外壁摩阻力提供。最后，结合有限元模拟对上述试验现象的内在机理进行了解释。

［1］国家能源局.可再生能源发展“十二五”规划［S］.2012.(National Energy Administration.Renewable energy development‘Second Five－Year’plan［S］.Beijing，2012.(in Chinese))

［2］CARTER J M.North hoyle offshore wind farm:design and build［J］.Proceeding of the ICE:Energy，2007，160(1):9－21.

［3］BYRNE B W，HOULSBY G T.Foundations for offshore wind turbines［J］.Phil.Trans.of the Royal Society of London，Series A，2003，361:2909－2930.

［4］国振，王立忠，袁峰.粘土中吸力锚沉贯阻力与土塞形成试验研究［J］.海洋工程，2011，29(1):9－19.(GUO Zhen，WANG Lizhong，YUAN Feng.An experimental investigation of insertion resistance and soil heave during caisson installation in soft clay［J］.The Ocean Engineering，2011，29(1):9－19.(in Chinese))

［5］李驰，王建华，刘振纹.软土地基单桶基础循环承载力研究［J］.岩土工程学报，2005，27(9):1040－1044.(LI Chi，WANG Jianhua，LIU Zhenwen.Cyclic bearing capacity of single bucket foundation on soft clay strata［J］.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2005，27(9):1040－1044.(in Chinese))

［6］栾茂田，武科，范庆来.复合加载下桶形基础循环承载性能数值分析［J］.海洋工程，2007，25(3):88－94.(LUAN Maotian，WU Ke，FAN Qinglai.Numerical analysis of cyclic bearing capacity of bucket foundation under combined loading mode［J］.The Ocean Engineering，2007，25(3):88－94.(in Chinese))

［7］张建红，林小静，鲁晓兵.水平荷载作用下张力腿平台吸力式基础的物理模拟［J］.岩土工程学报，2007，29(1):77－81.(ZHANG Jianhong，LIN Xiaojing，LU Xiaobing.Physical modeling of suction foundation of TLPs under horizontal loads［J］.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2007，29(1):77－81.(in Chinese))

［8］李大勇，王梅，刘小丽.离岸裙式吸力基础在砂土地基中沉贯性研究［J］.海洋工程，2011，25(1):111－115.(LI Dayong，WANG Mei，LIU Xiaoli.Behavior of installation of offshore skirted suction foundation in sand［J］.The Ocean Engineering，2011，25(1):111－115.(in Chinese))

［9］API RP－2SK，Recommended practice for design and analysis of station keeping systems for floating structures［S］.3 Edition，American Petroleum Institute，2005.

［10］RP－E303，Geotechnical design and installation of suction anchors in clay［S］.DNV Recommended Practice Høvik，2005.

［11］王庚荪，孔令伟，杨家岭，等.单桶负压下沉过程中土体与桶形基础的相互作用［J］.岩土力学，2003，24(6):877－881.(WANG Gengsun，KONG Lingwei，YANG Jialing，et al.Interaction between soil mass and bucket foundation in suction sinking process of single bucket［J］.Rock and Soil Mechanics，2003，24(6):877－881.(in Chinese))

［12］ANDERSON K H，JOSTAD H P，DYVIK R.Penetration resistance of offshore skirted foundations and anchors in dense sand［J］.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2008，134 (1):106－116.

［13］ERBRICH C T，TJELTA T I.Installation of bucket foundation and suction caissons in sand－geotechnical performance［C］//Proceedings of the 31th Annual Offshore Technology Conference.Houston:［s.n.］，1999:725－735.

［14］丁红岩，刘振勇，陈星.吸力锚土塞在粉质粘土中形成的模型试验研究［J］.岩土工程学报，2001，23(4):441－444.(DING Hongyan，LIU Zhenyong，CHEN Xing.Model tests on soil plug formation in suction anchor for silt clay［J］.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2001，23(4):441－444.(in Chinese))

［15］杨少丽，GRANDE L，齐剑锋，等.桶基负压沉贯下粉土中水力梯度的变化过程［J］.岩土工程学报，2003，25(6):662－665.(YANG Saoli，GRANDE L，QI Jianfeng，et al.Process of hydraulic gradient in silt during penetration of bucket by suction［J］.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2003，25(6):662－665.(in Chinese))

［16］TRAN M N，RANDOLPH M F.Variation of suction pressure during caisson installation in sand［J］.Géotechnique，2008，58(1):1－11.

［17］SENDERS M，RANDOLPH M F.CPT－ based method for the installation of suction caissons in sand ［J］.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2009，135 (1):14－25.