吸力基礎抗拔與拔出機理的研究進展*

陳林平 張雨坤 李大勇

(①福州大學土木工程學院，福州 350116，中國) (②山東科技大學山東省土木工程防災減災重點實驗室，青島 266590，中國)

0 引 言

據(jù)統(tǒng)計，截至2016年，我國石油儲量約為1.257×1011it，其中陸上石油地質(zhì)資源量為1.018×1011it，近海地質(zhì)資源量為2.39×1010it(方圓等，2018)，近海石油儲量約占全國總量的20%，海上石油資源開發(fā)潛力巨大。海上石油開采主要依托于海洋平臺，近海海洋平臺其主要形式為重力式平臺和導管架平臺，然而這兩種平臺海上安裝工作量大，且不適宜應用在深海海域。未來全球石油總儲量的40%將來自超400im的深海區(qū)，為滿足深海石油開采需要，須采用深海浮動式平臺(董艷秋等，2000)。

目前深海浮動式平臺基礎形式為吸力基礎。吸力基礎是一種底部開口，頂部封閉的薄壁圓筒狀結構，似倒置的水桶，故又稱為吸力桶。圖 1表示砂土中吸力基礎沉貫的原理：基礎在自重下部分刺入海床，隨后使用抽水泵逐漸抽取基礎內(nèi)部密閉水體，基礎內(nèi)外形成壓力差(即吸力)，砂土中的滲流作用顯著減低了基礎的沉貫阻力，在吸力作用下繼續(xù)將基礎貫入到海床中(Andersen et al.，2005)。然而，粗砂或堅硬黏性土中的吸力沉貫是很困難的，主要是難以實現(xiàn)滲流降低阻力的作用。相比于單桶重力式基礎和導管架基礎，吸力基礎具有造價低、施工方便、快速、可回收等優(yōu)點，尤其適合應用在深海，目前應用最深海域水深已超過2500im。

圖 1 吸力基礎沉貫(砂土海床)Fig. 1 Installing of suction caisson

吸力基礎不僅應用于海洋平臺，近年來也在海上風電工程中得到應用(Randolph et al.，2011；劉波等，2016)。海上風電常見的基礎形式有單樁基礎、三樁基礎、重力式基礎、吸力基礎等(圖 2)。單樁或群樁基礎適合30im以內(nèi)的淺海區(qū)。重力式基礎由大體積的鋼材組成或由鋼筋混凝土澆筑而成，適合更淺的水域。而吸力基礎幾乎不受水深條件的限制，施工工期短，受施工氣候的影響也較小。

圖 2 海上風電基礎型式Fig. 2 Foundations for offshore wind turbine

目前針對吸力基礎的研究主要集中在沉貫特性、水平承載力、豎向承載力、組合承載力、抗拔承載力等方面，而對于吸力基礎高壓注水拔出回收的研究較少。近年來，早期海洋結構物尤其是海上風機面臨著服役期滿后的升級改造問題，需要采用更大功率發(fā)電設備(有12iMW海上風機的報道)，風機葉片直徑、塔架高度隨之增加，原基礎難以滿足新的設計要求，從可持續(xù)發(fā)展角度，塔架基礎的拔出、回收、重復利用等方面正逐漸引起人們的高度重視。通過文獻調(diào)研，本文從吸力基礎抗拔、拔出機理及影響因素等方面展開論述，可為基礎抗拔和注水拔出理論、試驗研究提供參考。

1 吸力基礎的拔出

1.1 吸力基礎發(fā)展現(xiàn)狀

吸力基礎的研究始于20世紀60年代(Goodman et al.，1961)，70年代末首次進行了現(xiàn)場小比尺試驗(Hogervorst，1980)。1980年在歐洲北海丹麥GORM油田的系泊儲油裝置上應用了非傳統(tǒng)負壓樁(Senpere，1982)，1994年，挪威石油公司首次將吸力基礎應用于Europipe-16/11-E大型導管架平臺(Bye et al.，1995)，我國于1994年在曹妃甸1-6兩點系泊系統(tǒng)中首次應用了吸力基礎(徐繼祖等，1995)。

與樁基礎相比，吸力基礎直徑相對較大，通常為4～20im，長度較短，長徑比通常為1～5，遠小于樁基礎(長徑比為30～60)。長徑比不僅影響排水路徑的長度，更增加了吸力基礎上拔過程中內(nèi)外側壁摩阻力。研究表明，吸力基礎長徑比對其承載力影響顯著，承載力隨長徑比增大而逐漸增大，且基礎直徑D對抗拔承載力的影響程度大于基礎長度L(Chen et al.，2012；Hung et al.，2012；Barari et al.，2014)。

單桶吸力基礎無法滿足承載力要求時，可采用多桶組合的形式來提高承載力。魯曉兵等(2006)通過室內(nèi)模型試驗，研究發(fā)現(xiàn)單桶吸力基礎與四桶吸力基礎在基礎頂板排水口開啟時，四桶基礎的極限拉拔承載力約是單桶基礎的6倍，說明多桶吸力基礎存在明顯的“群桶效應”?！叭和靶笔侵付嗤拔A在受拉拔荷載作用下，由于桶-土之間的相互作用使桶壁內(nèi)外側阻力、端部阻力等性狀發(fā)生變化而與單桶吸力基礎明顯不同，承載力往往大于各單桶基礎承載力之和這一現(xiàn)象。但在頂板封口的情況下卻不存在此效應，此時四桶基礎的極限拉拔承載力約是單桶基礎的4倍?！叭和靶笔够A承載力得到極大的提高，然而“群桶效應”機理需要進一步深入研究。

李大勇等(2009)在單桶吸力基礎外圍增加了裙結構(圖 3)，與單桶吸力基礎相比，顯著提高了吸力基礎的水平承載能力和彎矩承載力(Li et al.，2015)，并且豎向承載力的提升也十分明顯(李大勇等，2015)。通過比較等用鋼量下不同結構尺寸的裙式吸力基礎與單桶吸力基礎在單調(diào)荷載、組合荷載下的承載特性，發(fā)現(xiàn)裙寬是豎向承載力的主控因素，主桶高及裙高是水平承載力及彎矩承載力的主控因素(李大勇等，2017)。對于抗拔承載力，Zhai et al. (2017)通過室內(nèi)試驗得出在主桶長徑比相同的條件下，裙式吸力基礎的抗拔承載力是單桶吸力基礎的1.4～1.7倍，且增加裙結構的長度和直徑可明顯提高抗拔承載力。李大勇等(2018)發(fā)現(xiàn)裙寬對抗拔承載力的影響更為明顯。

圖 3 裙式吸力基礎示意圖Fig. 3 Schematic diagram of modified suction caisson

1.2 吸力基礎的拔出技術

近年來，海上風機面臨著服役期滿后的升級改造問題，原有風場將采用更大功率的風機，葉片隨之加大，帶來了更大水平荷載和彎矩作用，再加上原基礎的腐蝕，難以滿足新的設計要求。從可持續(xù)發(fā)展角度，吸力基礎的拔出、回收逐漸引起人們的高度重視。

吸力基礎的拔出方法有兩種：(1)直接施加上拔荷載拔出(Zhang et al.，2018)；(2)通過向桶內(nèi)泵入水或者空氣，從而增大桶內(nèi)壓力，形成壓力差將基礎拔出(Lehane et al.，2014；Zhang et al.，2017；Zhang et al.，2018)。注水拔出方法施工簡便，不需要大型設備即可將基礎拔出，這是吸力基礎區(qū)別于傳統(tǒng)重力式基礎和樁基礎的重要特征。除上述拔出方法外，還可借鑒其他類型樁基的拔樁方法。如鉆孔樁的主要拔樁方法：旋挖鉆機法和振管拔樁法(韓澤亮，2010)。又如套管法拔樁法，此法可大幅減少施工對既有構筑物的影響(宋輝等，2011)。林良慶等(2017)利用高頻液壓振動錘對灌注樁進行套管沉拔，發(fā)現(xiàn)激振頻率越大，套管上拔時地表水平向峰值速度越小，施工影響范圍越小。

直接施加荷載的拉力上拔法較為常見，如Zhang et al. (2018)的室內(nèi)試驗，其試驗的部分結果見圖 4。上拔阻力的絕對值在初始上拔階段迅速增大，然后降低到平穩(wěn)值，當基礎拔出水面后又急劇減小。此外，從圖中可看出抗拔承載力(豎向阻力絕對值的最大值)隨著上拔速率的增大而增大。Zhang et al. (2018)得出在不同加載速率下，基礎內(nèi)部土塞均會發(fā)生滲流破壞?？焖偌虞d條件下，基礎內(nèi)發(fā)生局部滲流破壞；滿速加載條件下，基礎內(nèi)部發(fā)生整體滲流破壞。

圖 4 不同加載速率下吸力基礎的上拔響應(Zhang et al.，2018)Fig. 4 Pullout response of suction caissons under various pullout rates(Zhang et al.，2018)

圖 5 注氣法下的歸一化豎向位移-壓力關系圖(Zhang et al.，2018)Fig. 5 Relationships between the normalized vertical displacement and the pressure(Zhang et al.，2018)

Zhang et al. (2018)介紹了一種向吸力基礎中泵入空氣以拔出吸力基礎的方法。圖 5表明：在初始上拔階段，桶內(nèi)壓力首先快速增加，隨后緩慢降低。長徑比為1的吸力基礎，當上拔高度接近0.7D(其中，D為基礎直徑)時，壓力急劇降低，這是因為基礎內(nèi)部砂土發(fā)生了滲流破壞，基礎內(nèi)外連通，內(nèi)部壓力無法繼續(xù)增加。因此，注氣法無法讓吸力基礎完全拔出。

圖 6 注水法下的歸一化豎向位移-壓力關系圖(Zhang et al.，2017)Fig. 6 Relationships between the normalized vertical displacement and the pressure(Zhang et al.，2017)

與注氣法相同，注水法也無法將吸力基礎完全拔出。Zhang et al. (2017)通過注水拔出吸力基礎的方法進行了室內(nèi)模型試驗。圖 6表明：在上拔開始時，桶內(nèi)壓力急劇增加，達到峰值后，隨著基礎上拔緩慢降低，長徑比為1的吸力基礎上拔高度約為0.9D時，砂土發(fā)生滲流破壞，此時無法再通過注水的方式拔出吸力基礎，而長徑比為2的吸力基礎約在上拔1.8D時發(fā)生滲流破壞。

注水法(注氣法)的實際工程應用如下：Zhang et al. (2013)通過現(xiàn)場試驗，在吸力基礎沉貫安裝12ih后，采用向基礎內(nèi)注水與施加拉拔力相結合的方式將基礎拔出；Le et al. (2018)為調(diào)整一個服役7ia后的吸力基礎，向其內(nèi)部進行高壓注水實現(xiàn)基礎部分拔出。Lehane et al. (2014)通過開展離心試驗發(fā)現(xiàn)：黏性土中，注水拔出基礎為近似不排水條件，施加吸力使黏土中的孔壓增加，但有效應力和內(nèi)壁摩擦力幾乎無變化；而在砂土中，壓力差使之產(chǎn)生一定滲流，并增加有效應力和內(nèi)壁摩擦力。

對比上述的3種方法(拉力上拔法、注氣法、注水法)，發(fā)現(xiàn)豎向阻力以及桶內(nèi)壓力的變化趨勢相似，兩者都是在上拔初始階段急劇增大，之后趨于穩(wěn)定或是緩慢減小，最后再驟然降低。但是最后降低的原因不同，前者是因為基礎拔出水面，桶-土相互作用消失，阻力減小，后者是因為注水或注氣使砂土發(fā)生滲流破壞，桶內(nèi)壓力降低。此外，建議注水法與拉力上拔法相結合，兩者優(yōu)勢互補，可增加基礎上拔效率。

圖7 吸力基礎破壞模式Fig.7 Failure modes of suction caissona. 局部剪切破壞；b. 底部張力破壞；c. 反向地基承載力破壞

2 吸力基礎抗拔機理

單桶吸力基礎拔出的破壞模式主要有3種(圖 7)：局部剪切破壞、底部張力破壞、反向地基承載力破壞(Deng et al.，2000；王志云等，2008；Guo et al.，2014)。

當基礎緩慢拔出時，土體處于完全排水狀態(tài)，孔隙水壓力和“被動吸力”可完全消散，基礎內(nèi)部無土塞。基礎上拔過程中主要克服基礎內(nèi)外壁摩阻力和基礎自重，基礎拔出時發(fā)生局部剪切破壞(圖 4a)。此時，吸力基礎的拔出力計算公式如下：

Pv=Wf+Fi+Fe

(1)

式中：Pv為拔出力；Wf為基礎的自重；Fi為基礎內(nèi)壁與土體之間的摩擦力；Fe為基礎外壁與土體之間的摩擦力。

隨著上拔速度增加，土體處于部分排水狀態(tài)，吸力基礎內(nèi)部的孔隙水壓力不能完全消散，基礎內(nèi)部形成“被動吸力”。基礎在拉拔力作用下，其外側摩擦力首先發(fā)揮作用，隨后其內(nèi)側摩擦力也發(fā)揮作用，形成土塞，隨著土塞上移，底部張力也逐漸發(fā)揮作用。繼續(xù)施加拉力，基礎內(nèi)表面摩擦力不足以維持土塞自重，土塞與桶壁之間開始有相對位移，隨著位移的出現(xiàn)，基礎頂部下方的被動吸力開始發(fā)展以保持土塞隨基礎上升，并且總阻力逐漸上升到峰值。最后，基礎被拔出，發(fā)生底部張力破壞(圖7b)。此時，拔出力計算公式如下：

Pv=Wf+Ws+Fe+Rb

(2)

式中：Pv為拔出力；Wf為基礎的自重；Ws為土塞自重；Fe為基礎外壁與土體之間的摩擦力；Rb為土塞底部極限張力。

當吸力基礎快速拔出時，土體處于不排水狀態(tài)?；A拔出時的作用機理與土體處于部分排水時類似，但由于基礎拔出時“被動吸力”較大，不僅土塞隨基礎一起被拔出，而且還有少量黏附在基礎外壁的土體被拔出，端部發(fā)生反向地基承載力破壞(圖4c)，拔出力計算公式為：

Pv=Wf+Ws+Fe+Ru

(3)

式中：Pv為拔出力；Wf為基礎的自重；Ws為土塞自重；Fe為基礎外壁與土體之間的摩擦力；Ru為反向地基承載力。

李大勇等(2018)對裙式吸力基礎上拔的破壞模式進行了分析，發(fā)現(xiàn)基礎拔出后主桶內(nèi)與裙結構內(nèi)均存在土塞，基礎底部的破壞形式與單桶吸力基礎拔出時的破壞模式相近，為局部剪切破壞。并分析了裙結構對桶內(nèi)負壓的影響：裙式吸力基礎主桶內(nèi)極限負壓值大于單桶吸力基礎，裙結構只對裙高范圍的主桶內(nèi)的負壓造成影響，當裙結構拔出土體后，主桶內(nèi)負壓與單桶吸力基礎內(nèi)負壓趨于一致；裙內(nèi)負壓隨位移增大而增大，直至達到最大值，隨后，隨位移增大，負壓開始減小，直至裙結構拔出水面，負壓驟減至0。魏代琳等(2018)比較了單桶吸力基礎與裙式吸力基礎拔出過程的滲流特性：單桶吸力基礎周圍土體的孔壓隨時間逐漸消散；桶內(nèi)的水頭等勢線分布密集，桶外則分布稀疏；桶底滲流速度梯度曲線呈多重圓弧包線，桶尖端處滲流速度最大；裙式吸力基礎的滲流分布規(guī)律與單桶吸力基礎相似，但裙式吸力基礎的水頭損失存在于主桶與裙結構內(nèi)部，且裙結構部分的滲流速度較大；裙結構使?jié)B流路徑變長，使其主桶內(nèi)的最大水流勢能、滲流速度均小于單桶吸力基礎。

吸力基礎的抗拔與拔出，兩者的研究目的不同，前者是為了基礎能夠在設計使用年限內(nèi)安全穩(wěn)定地工作，后者是將無法繼續(xù)安全穩(wěn)定工作的基礎順利拔出、回收?；A抗拔過程中所受荷載主要由上部結構傳遞，而拔出可分為直接施加拉拔荷載拔出與向基礎內(nèi)部注水實現(xiàn)拔出。直接施加拉拔荷載拔出與抗拔過程具有相同的抗拔機理(拔出機理)與破壞過程，而注水拔出則截然不同，目前對于注水拔出的拔出機理研究還處于空白階段，缺乏系統(tǒng)性研究。

3 吸力基礎抗拔承載力影響因素

吸力基礎的抗拔特性一直是國內(nèi)外學者研究的熱點。吸力基礎安裝之后長期受到風暴、波浪、環(huán)流、潮汐等水平荷載以及系錨產(chǎn)生的拉拔荷載的作用。在深海中，吸力基礎受到的系錨荷載顯著增加，上拔荷載成為主要荷載(張建紅等，2004)。為滿足吸力基礎在使用期間的穩(wěn)定性與安全性，需要明確其因素影響。

3.1 加載速率

土的排水條件決定孔隙水壓力和被動吸力的消散程度。試驗條件下一般通過控制加載速率來實現(xiàn)不同排水條件(Luke et al.，2005)。Byrne et al. (2004)提出只有當吸力基礎豎向位移超過0.02倍基礎直徑時，基礎的抗拔承載特性受加載速率影響顯著。

目前主要采用模型試驗和有限元分析研究吸力基礎抗拔承載力和加載速率之間的關系。Erbrich(1994)使用有限元軟件ABAQUS分析了吸力基礎在含有黏土層的致密石英砂地基中的抗拔承載力，發(fā)現(xiàn)其抗拔承載力隨加載速率增大而增大。在此基礎上，Singh et al. (1996)發(fā)現(xiàn)加載速率通過影響基底承載力來影響基礎的抗拔承載力，加載速率越大，基礎的抗拔承載力也越大。矯濱田等(2006)和魯曉兵等(2006)展開了進一步的研究，結果表明加載速率主要是通過提高基底抗拔阻力和側壁摩阻力來實現(xiàn)上述影響，其關系呈非線性。

上述研究表明，吸力基礎的抗拔承載力隨加載速率增大而增大且呈現(xiàn)為非線性的關系。為了進一步量化加載速率的影響，F(xiàn)innie(1993)提出了無量綱化的加載速率：

(4)

式中：V為無量綱化的加載速率；v為加載速率；D為基礎直徑；cv為土的豎向固結系數(shù)。在此基礎上，F(xiàn)innie et al.(1994)得出吸力基礎沉貫時的土體排水情況的判斷方法：當V>25時，土體處于完全不排水狀態(tài)。劉嘉等(2009)通過有限元分析，給出了平板錨基礎受上拔荷載作用下的臨界加載速率：V≤0.025時，土體處于完全排水狀態(tài)；V≥25時，為完全不排水狀態(tài)；0.025≤V≤25時，土體處于一個過渡區(qū)。并認為：在完全排水或完全不排水狀態(tài)下，加載速率對抗拔承載力幾乎沒有影響；只有處于過渡區(qū)時，基礎的抗拔承載力才會隨著加載速率增加而增大。

圖 8中匯總了4條加載速率-極限承載力關系曲線。從魯曉兵等(2006)的試驗數(shù)據(jù)可看出：加載速率10imm·min-1和20imm·min-1所對應的極限承載力相差極小，同樣的情況也發(fā)生在Zhang et al. (2017)的試驗中。同時，Zhang et al. (2017)的試驗中加載速率為 0.05mm·min-1、0.2mm·min-1、0.5mm·min-1時所對應的極限承載力相差較小，遠不如加載速率為 0.5mm·min-1、2imm·min-1、5imm·min-1、10imm·min-1時對應的極限承載力變化明顯?？梢姡敿虞d速率小于某值a或大于某值b時(a

圖 8 加載速率-極限承載力關系曲線Fig. 8 Relationship of loading rate versus ultimate bearing capacity

在拉力上拔條件下，對吸力基礎加載速率的研究已趨于完善，但針對吸力基礎注水拔出時上拔速率的研究未見于文獻中。

3.2 荷載類型及荷載作用點位置

吸力基礎作為海洋平臺和海上風電塔架基礎，長期受到風暴、波浪、環(huán)流、潮汐等持續(xù)或循環(huán)荷載作用。荷載類型、荷載作用角度以及作用點位置都是影響基礎承載力的重要因素。

由環(huán)流引起的持續(xù)荷載可持續(xù)數(shù)天甚至數(shù)周(Clukey et al.，2004)，持續(xù)荷載作用下，基礎內(nèi)部“被動吸力”會隨時間流逝而減小，抗拔能力也隨之降低(Huang et al.，2003)。Clukey et al. (2004)對長徑比為4.5～5.0的吸力基礎進行離心試驗，發(fā)現(xiàn)在持續(xù)荷載作用下抗拔承載力與單調(diào)不排水荷載下的抗拔承載力之比(承載力比)為87%～101%。Randolph et al. (2002)得出對于長徑比為4的吸力基礎受垂直持續(xù)載荷作用下，其承載力比為81%。Chen et al. (2007)也得出吸力基礎在持續(xù)荷載下承載力比為72%～85%。上述結果表明，吸力基礎在長期持續(xù)荷載下其抗拔承載力有明顯的降低。

波浪荷載、風荷載通常以循環(huán)荷載形式作用于海工結構，循環(huán)荷載對吸力基礎抗拔承載力的影響匯總于表 1。Chen et al. (2007)開展離心試驗發(fā)現(xiàn)吸力基礎在循環(huán)荷載作用下存在承載力降低的現(xiàn)象。原因為循環(huán)荷載作用下土體發(fā)生循環(huán)軟化，土體強度降低(瞿帥等，2017；楊愛武等，2017)。

表 1 循環(huán)荷載的影響Table1 Effects of cyclic loading

文獻作者研究方法研究結果Kelly et al. (2006)室內(nèi)試驗進行了垂直單調(diào)荷載和循環(huán)荷載下的室內(nèi)模型試驗以模擬等效的現(xiàn)場試驗,并與現(xiàn)場試驗結果進行了對比,得出孔隙水壓力隨循環(huán)荷載的頻率增加而增加Chen et al. (2007)離心試驗得出長徑比為4的吸力基礎在循環(huán)荷載作用下的抗拔承載力為單調(diào)荷載作用下的72%～86%王志云等(2009)數(shù)值模擬進行了三維擬靜力分析,確定了循環(huán)荷載下吸力基礎的破壞包絡面。對比分析循環(huán)荷載下與單調(diào)加載下的抗拔承載力,結果表明循環(huán)加載下基礎的抗拔承載力顯著降低,但基礎長徑比對循環(huán)承載力降低效應影響不大Teodosio et al. (2014)室內(nèi)試驗模擬風和波浪來施加循環(huán)拉拔荷載,循環(huán)時間為1000s,結果表明循環(huán)荷載的振幅增大,達到破壞所需的循環(huán)次數(shù)或承載力將會急劇減小Hung et al. (2017)室內(nèi)試驗控制荷載最多達104次循環(huán),提出隨著循環(huán)次數(shù)以及荷載振幅的增加,累積豎向位移將增大,但卸載剛度將會降低Shen et al. (2017)數(shù)值模擬引入“振蕩和殘余機制”,提出一種數(shù)值模型來預測長期循環(huán)荷載作用下吸力基礎周圍的孔隙水壓力的變化

此外，王志云等(2009)發(fā)現(xiàn)雖然循環(huán)加載下基礎的抗拔承載力顯著降低，但是基礎的長徑比對循環(huán)承載力降低效應影響較小。Kelly et al. (2006)得出吸力基礎在循環(huán)荷載作用下孔隙水壓力與荷載頻率的關系，而孔隙水壓力與提供吸力基礎抗拔力的吸力密切相關；Teodosio et al. (2014)和Hung et al. (2017)則是研究了循環(huán)荷載的振幅、循環(huán)次數(shù)的影響。土體的循環(huán)強度取決于循環(huán)次數(shù)、平均剪應力以及循環(huán)剪應力(Andersen et al.，1988)，因此循環(huán)荷載的振幅、頻率、循環(huán)次數(shù)等參數(shù)對吸力基礎抗拔承載力的影響應引起重視。

最佳系泊點是海洋系泊錨固系統(tǒng)設計的重要內(nèi)容。Randolph et al. (2002)指出選擇最佳系泊點本質(zhì)上是為了使吸力基礎的旋轉(zhuǎn)中心位于無窮遠處，即基礎運動模式為平動，不發(fā)生轉(zhuǎn)動。但這種情況難以實現(xiàn)，故通常情況下將系泊點固定在最佳系泊點正下方，以保證基礎沿加載反方向旋轉(zhuǎn)，最大程度調(diào)動承載力(Andersen et al.，1999；Wang et al.，2010)。

在最佳系泊點處施加荷載，承載力理論上可達到最大值，El-Sherbiny(2005)通過吸力基礎在正常固結黏土中的室內(nèi)試驗，得出最佳系泊點位于基礎嵌入土中的長度的2/3～3/4之間，但此結論是從水平加載試驗中得出的。Bang et al. (2011)通過離心試驗得到的吸力基礎在傾斜荷載作用下，加載點從頂部向底部移動的過程中其抗拔能力先增加后減小，并且得到其最佳加載點位置位于距頂部0.7～0.75倍基礎高度處，與水平加載試驗的結果相近。

吸力基礎最佳系泊點位置與荷載傾角也有密切關系：黎冰等(2013)發(fā)現(xiàn)荷載傾角較小時，吸力基礎的最佳系泊點位于距基礎頂部的2/3L或3/4L處。Gao et al. (2013)展開更進一步的研究，發(fā)現(xiàn)荷載傾角在0°～15°時，最佳系泊點位于距基礎頂部2/3L和3/4L之間；荷載傾角等于60°時，最佳系泊點位于基礎底部；荷載傾角等于90°時，可忽略加載位置對抗拔承載力的影響。對于裙式吸力基礎，白云等(2018)通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)隨著加載點向下移動，基礎的抗拔承載力先增大后減小，當豎直加載時，最佳加載點位于頂面下方2/3L處，其結果與單桶吸力基礎的結果相似。未來還可對裙式吸力基礎在不同荷載傾角下最佳加載點位置做進一步的研究，為工程提供理論指導。

研究發(fā)現(xiàn)，當加載點固定時，傾角越接近0°(豎直加載)，其抗拔能力越強(黎冰等，2013)，隨著荷載傾角增大，抗拔承載力逐漸減小(Hirai，2017；邱月等，2017)，當傾角為90°(水平加載)時，其抗拔承載力最小(白云等，2018)。荷載傾角還影響基礎運動方式(Gao et al.，2013)，王建華等(2012)發(fā)現(xiàn)傾角在20°和40°之間時，吸力基礎以平動的方式被拔出。白云等(2018)通過數(shù)值模擬得出荷載傾角為0°、30°、45°、60°時，當加載點由頂部到底部變化過程中，基礎的破壞形式先是向前傾覆，再是平動，最后是向后傾覆。Guo et al. (2018)將傾角從50.2°減小到32°，基礎的破壞模式變?yōu)榇怪边\動、水平運動與逆時針旋轉(zhuǎn)的組合模式，且承載力隨之增大。

3.3 土體性質(zhì)

土體性質(zhì)主要包括黏聚力、摩擦角、土中礦物含量等(趙晶等，2018)。Koh et al. (2017)曾提出鈣質(zhì)土中高碳酸鹽含量、高原位孔隙率以及高靈敏度均為樁-土之間的摩擦系數(shù)的影響因素。上拔過程中，吸力基礎的內(nèi)外壁均與土體接觸，內(nèi)外壁摩阻力是吸力基礎抗拔力的重要組成部分。施曉春等(2003)研究發(fā)現(xiàn)吸力基礎在拔出過程中，內(nèi)外側壁摩阻力所提供的抗拔力占比較大。

對比吸力基礎在軟黏土與砂土中抗拔承載力，以探究不同土質(zhì)對抗拔承載力的影響，土體參數(shù)見表 2。吸力基礎長徑比均為6，荷載-位移曲線見圖 9。

表 2 土體參數(shù)Table2 Soil parameters

文獻作者土體類型重度γ/kN·m-3抗剪強度Su/kPa相對密實度Dr內(nèi)摩擦角φ/(°)戴國亮等(2019)軟黏土16.87.6——黎冰等(2013)砂土14.65(均值)—0.4936.8

圖 9 不同土質(zhì)下的荷載-位移曲線Fig. 9 Load-displacement curves of suction caisson under various soils

如圖 9所示，在砂性土中吸力基礎上拔荷載先達到平衡，平衡前過渡階段歷時較短；在黏性土中過渡階段持續(xù)時間長，最終平衡值較大。原因是：吸力基礎在上拔力作用下桶內(nèi)產(chǎn)生被動負壓，而砂土中孔隙較大，被動負壓易消散，而黏土中孔隙較小，負壓不易消散，故在砂土中上拔荷載先達到平衡值，且小于黏土中的平衡值。

在吸力基礎注水拔出時，若吸力基礎置于砂土中，則隨著吸力基礎上拔，桶中砂土的滲流路徑縮短，水力梯度增大，當水力梯度大于臨界水力梯度時，砂土發(fā)生滲流破壞，基礎無法繼續(xù)注水拔出。若吸力基礎置于黏土中，由于黏土孔隙較小，注水拔出時不會發(fā)生滲流破壞。但基礎內(nèi)部黏性土在上拔過程中產(chǎn)生裂縫，裂縫在高水壓作用下進一步擴展，發(fā)生劈裂，導致基礎內(nèi)外水體連通，基礎內(nèi)部壓力迅速降低，基礎無法繼續(xù)拔出?？梢?，在不同土體中，注水拔出所產(chǎn)生的破壞形式不同，但土體發(fā)生破壞后，基礎無法通過注水繼續(xù)上拔或拔出，應結合拉力上拔或振動法對基礎進行回收。

4 討 論

本文系統(tǒng)地總結了吸力基礎拔出方式、吸力基礎抗拔、拔出機理；闡述了加載速率、荷載類型與作用位置、土體性質(zhì)等因素對吸力基礎抗拔特性的影響。

國內(nèi)外對于吸力基礎注水拔出特性研究剛起步，吸力基礎的拔出方法局限于施加上拔荷載拔出與高壓注水拔出。建議可借鑒樁基工程中高頻液壓振動錘拔樁法等方法，為工程實際提供更多選擇。此外，吸力基礎注水拔出機理尚需進一步研究。

上拔荷載的加載速率與抗拔承載力緊密相關，抗拔承載力隨加載速率增加而逐漸增加。在砂土中，通過施加上拔荷載拔出基礎時，緩慢上拔，桶中砂土發(fā)生向上的滲流作用，最終拔出之前桶內(nèi)被水充滿；快速上拔，桶中砂土將形成土塞，并隨著基礎向上運動。在黏土中，快速上拔時桶中黏土也將產(chǎn)生土塞并隨基礎向上運動。此外，對于吸力基礎注水拔出的上拔速率建議以抽水泵的注水速度進行控制。

不同土體對吸力基礎的抗拔承載力影響較大，這主要是因為基礎在不同土體中具有不同的上拔機理與破壞模式造成的。拉力上拔時，由于黏土孔隙較小，桶內(nèi)被動負壓消散較慢，故吸力基礎在黏土中抗拔承載力較大。而不同土體中，吸力基礎注水拔出的研究還鮮見報道。

5 結論與展望

介紹了吸力基礎抗拔及拔出特性方面取得的研究成果，闡述了影響基礎抗拔特性的因素，總結了吸力基礎的拔出方法、力學機制與作用機理。建議在以下方面展開進一步研究：

(1)吸力基礎拔出方法。注水法與拉力上拔法相結合，并探究最優(yōu)結合方式，提高吸力基礎上拔效率。此外，高頻液壓振動法有助于吸力基礎在黏性土中的拔出。

(2)吸力基礎注水拔出機理。目前國內(nèi)外對于吸力基礎注水拔出的研究較少，注水拔出機理尚需進一步研究。

(3)注水拔出的注水速率。進一步研究注水速率對基礎拔出的影響。

(4)土體性質(zhì)對注水拔出的影響。不同土體性質(zhì)對吸力基礎桶內(nèi)水壓在上拔過程中的變化情況的影響有待研究。

致 謝作者由衷感謝匿名審稿人的認真評閱和數(shù)次答復過程中的深入討論，這些寶貴意見，使得拙作研究水平得以提升。為審稿人的治學嚴謹態(tài)度、學識折服!感謝審稿人及編輯部的耐心!