黏土中樁靴底部吸附力產生機理研究

閆國斌，潘 池，李 颯，尹蔣松，李婷婷

(天津大學 建筑工程學院巖土所，天津 300350)

近年來，隨著海洋資源的開發利用，移動自升式鉆井平臺在油氣開采和海上風電安裝中得到了廣泛應用。當其作業結束拔樁時，黏性土地基對樁靴底部產生的吸附力會導致拔樁困難，該問題目前仍被海洋巖土工程界的眾多學者所關注[1]。據相關報道在一些特殊情況下平臺拔樁的時長可達數十周[2]，這對工程正常運轉造成了極大的影響。

為此國內外眾多學者相繼針對結構物上拔時其底部所受吸附力的產生機理展開深入研究。Vesic[3]對埋入黏土中的圓形錨板進行上拔試驗，研究了錨板上拔過程中孔隙水壓力變化情況，并定義其上下超靜孔隙水壓力差值為錨板所受吸附力；Byrne和Finn[4]對黏土中裙式載荷板進行了拉拔試驗，認為板土之間的黏聚力是吸附力的主要組成部分，并提出采用反向地基承載力理論來求解吸附力的上限值；Craig和Chua[5]通過離心機模型試驗探究得出樁靴上拔時底部土體先前所受壓載及樁靴貫入速率都對樁底吸附力的產生有著重要影響；Sawicki和Mierczynski[6]通過室內模型試驗，從荷載板周圍所受應力變化的角度出發，指出板與底質之間的吸附力是荷載板上拔困難的重要因素；Purwana等[7]通過離心機模型試驗研究了正常固結軟黏土中，從樁靴工作時長及工作荷載等因素角度對樁靴底部吸力產生機理進行分析；Lehane等[8]通過土工離心機模型試驗研究了黏土中拔樁速率對基礎各部分受力的影響情況，認為結合基礎寬度和固結系數的歸一化速率是預測吸附力的一個有效指標；Bienen等[9]，Gao等[10]對底部帶有噴沖裝置的樁靴進行土工離心機試驗，分析了噴沖率及上拔荷載大小對樁靴吸附力的影響；Kohan等[11]研究了軟黏土中樁靴埋深比對拔樁時底部吸附力的影響，得出吸附力與埋深比正相關；Hossain等[12]利用離心機試驗與有限元模擬分析不同形狀樁靴在貫入與上拔時受力變化情況，研究表明帶開口樁靴與常規樁靴相比，吸附力有所減小。以上學者主要從上拔速率和埋深比這兩個因素來探究樁靴吸附力的變化情況。

國內學者諸如馮國棟等[13]通過室內試驗研究吸附力本質及其影響因素，研究指出物體所受吸附力與邊界條件和物體剛度有關；金廣泉等[14]對圓底形和方底形物體展開室內拉拔試驗，認為物體所受吸附力與其底部土質的均勻性存在關系；韓麗華等[15]對沉箱吸附力進行模擬試驗，并指出單位面積吸附力與結構物底部大小無關；張愛霞等[16]通過室內試驗及數值模擬研究了底質固結效應對平臺拔樁吸附力的影響，并得出吸附力與樁靴上拔力之間的比例關系。以上學者從樁靴形狀及底部土體特性等方面來研究對吸附力的影響。

由此可見，拔樁時底部吸附力涉及諸多影響因素，且由于不同工況下樁土相互作用機理復雜，因此國內外學者基于各自研究持有不同的說法，且目前尚未形成行業內一致認可的觀點，因此，探究拔樁過程中的樁靴底部吸附力特性有著非常重要的意義。

國內外學者諸如于徽和王聞愷[17]，Han等[18]，Hossain和Dong[19]，Purwana等[7]均通過粒子圖像測速技術研究發現黏土中樁靴上拔初期在樁靴底部會形成一個不斷變化的空腔，這是由于黏土具有一定的結構強度，因此當樁靴向上移動時，其周邊土體無法立即將其下部空腔填充密實。由于插樁時外部豎向荷載較大，樁靴底部土體壓密效果明顯，且黏土的滲透性較差，因此樁靴在上拔過程初期，樁靴底面與其周邊的黏土體近似形成了一個密閉的真空狀態，在上拔力的作用下該空腔內外表面將逐步產生壓力差，壓力差使得樁靴底部出現真空吸力，從而阻礙樁靴上拔。

為此，基于飽和黏土中樁靴上拔室內模型試驗，使用壓力傳感器、位移傳感器、孔隙水壓力傳感器和單晶硅壓力變送器來測量模型樁靴在上拔過程中的上拔力、負孔壓和樁靴底部真空度的變化情況，探討在不同形式的樁靴、不同拉拔速率及不同埋置深度條件下樁靴底部真空度的變化對樁靴底部吸附力的影響，以及吸附力與上拔力之間的變化趨勢關系，并結合“真空吸盤效應”原理[20]，提出以樁靴底部真空度來計算樁靴底部所受吸附力的方法，為海洋鉆井平臺的拔樁工程實踐提供一定的參考。

1 現有樁靴上拔力計算公式

關于自升式鉆井平臺的樁靴大都入泥一定深度，對樁靴上拔受力情況進行分析時，通常忽略橫向受力而只考慮樁土豎向作用力，此時樁靴受到拔樁力，樁靴自重及其上部覆土重力Wa，樁靴及上部土體的側剪切阻力Fs和樁靴底部的吸附力Fv這三大部分。因此，一般認為樁靴上拔力通常可表示為[21]：

Fb=Wa+Fs+Fv

(1)

其中，樁靴自重及其上部土重力Wa可按照式(2)計算：

Wa=Wb+Wc

(2)

式中：Wb為樁靴自重；Wc為樁靴上部圓臺土體自重，見圖1，其中傾斜角β通常取為土體的內摩擦角φ[22]。

圖1 黏土樁靴上拔示意

樁靴及上部土體的側剪切阻力Fs通常采用式(3)進行計算：

Fs=Su,avgHPs

(3)

式中：Su,avg為樁靴埋深范圍內土體的平均抗剪強度；H為基礎側邊高度；Ps為基礎最大橫截面長度。

目前國內外對于樁靴所受吸附力Fv的計算并未形成統一的結論，且存在眾多分別適用于特定條件下相應的經驗方法，大多是考慮基礎材料、形狀及埋深比等因素，根據試驗結果進行修正而得到。

其中,Lee[23]通過對某海灣拉拔試驗數據進行分析，發現數據點較大比例落在指數方程±50%包絡線內，并基于此提出吸附力可表示為：

(4)

式中：Fq為樁靴底面土質承載力；B為基礎寬度；D為基礎埋置深度。

金廣泉等[14]利用反向地基承載力理論，假設基礎與周邊土體達到極限平衡狀態來求解結構物所受吸附力：

(5)

式中：A為樁靴底面水平投影面積；D為基礎埋置深度；B為基礎寬度；L為基礎長度。

Das等[24]通過室內模型試驗研究了飽和軟高嶺土中板錨底部吸力隨埋深比的變化特性，并根據試驗結果提出了吸力經驗計算公式：

(6)

以上吸附力公式皆是基于不同條件下的試驗研究得到的經驗公式，對于具體工程實踐僅供參考，因此在面對不同工況時仍需要選擇合理可行的方法來進行預測分析。為了提高上拔力的計算精度，本文通過模型試驗對飽和軟黏土中樁靴底部吸附力的影響因素以及產生機理進行了研究。

2 室內模型試驗

2.1 試驗裝置

試驗選用一個尺寸為1 m×1 m×1 m(長×寬×高)的正方體渡漆鋼模型箱，位于試驗槽上方中心的反力架最大受荷20 kN。試驗裝置如圖2所示。動力由三相電機提供，通過電氣控制柜可實現樁靴的勻速貫入與上拔，整個加載系統傳感器安裝到位之后，連接DH5922N型號數采儀通過電腦采集數據并保存。電機下方安裝LTR-10 kN型號拉壓力傳感器采集插拔樁阻力，反力架上焊接拉線式5G203-750型號位移傳感器記錄插拔樁位移，樁靴底部安裝CYG41000KY型號孔壓計測量插拔樁過程中樁靴底部的孔隙水壓力，采用ZDY9800D0WY型號單晶硅壓力變送器連接樁靴底部的氣動軟管，通過檢測軟管中的絕壓變化來檢測樁靴底部的真空度變化。

圖2 試驗槽實物及布置示意

模型箱內土樣深度65 cm。根據工程中常用的直徑18 m樁靴進行了縮尺(1∶100)，樁靴直徑D=18 cm，高度H=7.2 cm。孔壓計尺寸d×h=12 mm×13 mm，在樁靴底部斜面中心打孔略大于孔壓計尺寸，加工卡槽便于安裝孔壓計以及走線。樁靴底部中心通眼直徑5 mm，從樁腿側邊引出，并于孔中放置直徑為5 mm的氣動軟管，軟管的末端用來連接單晶硅壓力變送器。本試驗所用樁靴的模型簡圖如圖3所示。

圖3 試驗所用模型樁靴尺寸

為研究樁靴上拔時其底部真空度峰值對吸附力的影響，本試驗分別對樁靴做包裹單位面積質量為0.2 kg/m2的滌綸短纖針刺土工織布，底部斜面中心位置對稱開直徑25 mm孔洞(采用土工織布封住孔口)，以及開孔后連接通氣膠管這三種不同形式的處理去調整樁靴與底部土體的邊界接觸條件，上述處理措施均在不同程度上改變了樁土之間的氣密性。其中，在開孔樁靴貫入時，為避免土體進入膠管而堵塞，在樁靴底部孔眼上鋪設單位面積質量為0.2 kg/m2的滌綸短纖針刺土工織布，并蓋上密實的鋼絲網進行加固增加強度，在其四周用環氧樹脂固定。以上所述模型樁靴實物如圖4所示，通過對不同形式的樁靴進行試驗對比，分別探究樁靴底部真空度對樁靴底部吸附力的影響情況。

圖4 試驗所用模型樁靴

2.2 土體制備

試驗所用土體為高嶺土，試驗前參照《土工試驗方法標準》(GB/T 50123—2019)[25]對土體塑限ωP、液限ωL、相對密度GS、含水率ω與飽和容重γsat等基本物理指標進行測量，最終所得土體的具體指標參數見表1。

表1 土體物理性質指標

其中，用烘干法測量土體的含水率ω，用環刀法測量土體的容重γsat，試驗土體的塑限ωP和液限ωL用液塑限聯合測定儀進行三組平行試驗，取其平均值作為液限值和塑限值。

土體制作時，將高嶺土倒入攪拌桶中，按照水土質量比1.2∶1的比例混合，初始含水率約為液限的1.5倍，用攪拌機將水土攪拌均勻后分層填入試驗槽內，再于土體表面鋪設土工織布，上表面布置砂墊層以及排水管，然后表面覆蓋多層塑料薄膜，引出水管，四周用黏土進行密封，并采用抽真空方法和堆載預壓相結合來加速土體的固結。靜置一個月左右，此時土體沉降約達土體原厚度的20%。

試驗土體的不排水抗剪強度Su通過SZB-1.0型十字板剪切儀進行原位剪切試驗測量得到。在土體試樣深度為0.5D～2.0D范圍內選取4個不同位置進行測量，并將測量所得結果進行直線擬合，測量所得不排水抗剪強度Su隨深度Z變化曲線如圖5所示。

圖5 利用十字板剪切儀測量所得不排水抗剪強度變化曲線

2.3 試驗步驟

試驗準備工作及重點操作步驟為：首先要檢查試驗槽密封性；試驗抽真空采用雙面排水，在槽底鋪設5 cm厚砂墊層，其上放置綁扎土工織布的排水管，再加砂至墊層高度約15 cm，并蓋上一層土工織布將土與墊層隔開。將高嶺土置入攪拌桶內，按照水土質量比1.2∶1混合，初始含水率約為1.5倍液限，用攪拌機攪拌均勻，然后分層填入試驗槽。土體表面鋪設土工織布、砂墊層及排水管，并在墊層表面覆蓋多層塑料薄膜，引出水管，四周使用黏土密封。采用真空預壓與堆載預壓結合的方法加速得到相應強度要求的試驗土體。

制土完成后, 將土體表面刮平并加入2 cm高水層以防止空氣進入。通過電氣控制柜設置樁靴貫入與上拔速率，同時利用數采儀進行試驗數據的采集。利用十字板測量模型槽中試驗土體的不排水抗剪強度Su。待試驗用土恢復后，換取不同的位置對不同形式的樁靴重復上述步驟并記錄相關數據。其中，在樁靴貫入過程中會產生超孔壓，當樁靴以1 mm/s的速率貫入指定深度后停止加載，此時靜置一段時間，待超孔壓全部消散之后，再以相應速率上拔，至樁靴上升至土體表面關閉數采儀停止采集數據。

研究具體試驗方案如表2所示。

表2 試驗方案

3 試驗結果及分析

在研究中，分別測量了孔隙水壓力和真空度。孔隙水壓力是孔隙液體的測壓管壓力，實際上是一種相對壓力(相對于預先認為0壓力的大氣壓力)，有正壓和負壓之分[20]。真空，是指在給定空間內低于一個標準大氣壓強的氣體狀態，是描述氣體狀態的一個定義，為描述該空間氣體的稀薄程度，用“真空度”這個指標進行衡量。

當真空度向周邊土體擴散與傳遞時，可引起周邊土體孔隙水壓力的變化，從而產生負孔壓。真空度可以看做是負壓產生的一個必要條件。為了對吸附力產生機理進行探討，文中對孔隙水壓力和真空度分別進行了探討。

試驗結果如表3所示。圖6為試驗S1,S4,S5,S6所得不同形式的樁靴底部真空度與負孔壓隨拔樁位移變化趨勢，由圖可以看出，在拔樁位移小于50 mm的初始階段，真空度與負孔壓值均呈快速增大趨勢，但在試驗中由真空表測得的真空度值與孔壓計探頭測得的負孔壓值并未同時達到峰值，且兩者達到峰值的位移距離小于0.1D，真空度存在滯后現象。這是由于真空度需要通過氣動軟管反映到真空表處，因此存在一定的延遲效應。

表3 試驗結果

當真空度與負孔壓值達到峰值后，兩者均處于減小階段，但減小的速度顯著小于初期上升時的速度，這是因為隨著樁靴持續上拔，其底部周邊土體發生持續變形，真空狀態遭受破壞，真空度逐步減小，樁靴底部空腔內外氣壓逐步達到平衡，負的超靜孔隙水壓力隨之消散為0，但由圖6可知在負的超靜孔隙水壓力為0后真空度值并未降至0，這是由樁靴底部黏著有部分黏土層造成的。

圖6 真空度與負孔壓測試結果對比

張功新等[25]基于伯努利方程和平衡方程推導了在某點真空表反映的真空度值與孔壓計反映的孔隙水壓力差值的理論關系式，可表示為：

(7)

式中：Pa為真空度值；Pw為孔壓值，此處取負孔壓的絕對值；γw為水的重度；L0為地下水位距離真空表的長度；P0為一個標準大氣壓值。

圖7為根據式(7)由試驗所測孔壓值換算為相應真空度值與試驗中真空表所測真空度值隨拔樁位移變化的對比曲線。需要說明的是，由于真空度相對于負孔壓存在滯后，圖7的計算值為真空度向左平移0.1D后的計算值。由圖7可知，換算值與實測值在上拔的初始階段與峰值后的下降階段均呈現出較高的一致性，且在接近峰值附近時，兩者平均誤差僅為1.37%。隨著樁靴位移的增加，由于樁靴底部有附著的黏土，因此真空度測試值存在一定的誤差，但由于文中主要研究拔樁真空度峰值附近的變化情況，因此在真空度值降低階段的數值對論證結果影響不大。

圖7 常規樁靴上拔時真空度試驗值與負孔壓換算值對比

對樁靴進行包布、底部開孔、底部通氣等不同條件的處理后，試驗測得的真空度如圖8所示。由圖8可知，拔樁位移為1D時，在不同條件的樁靴上拔過程中，試驗所得樁靴底部真空度值均在不斷變化，反映出樁靴底部真空區域是一個動態變化的過程。不同條件下拔樁時底部真空度峰值均在1/3D以內產生，之后隨著底部空腔密封遭受不同程度的破壞，真空度值呈現明顯下降趨勢。此外，真空度峰值大小為常規>包布>開孔>通氣，這是由于常規條件下，樁靴外部荷載作用下與黏土底質結合較為緊密，因此拔樁時其底部空腔密封性最好；當對樁靴做包布處理時，土工織布減小了樁靴與黏土底質之間的黏合，因此拔樁時底部空腔密封性次之；當對樁靴底部斜面中心位置對稱開孔并采用土工織布封住孔口處理時，等同于改變了樁土接觸邊界的密封性，因此拔樁時，底部空腔密封性與包土工織布時相差不大，均小于常規條件下樁靴底部空腔的真空度；當對樁靴底部對稱開孔后連接通氣膠管處理時，盡管通氣膠管截面面積僅占樁靴底面面積的7%，但由于其直接改變了樁靴底部空腔內外的壓力差，顯著地影響了空腔內外的氣壓平衡，因此由試驗可知，拔樁時樁靴底部真空度值在不到6 kPa時便停止增加，且在之后的整個位移過程中處于穩定狀態，這說明此時樁靴底部內外氣壓基本保持平衡。

圖8 不同條件樁靴底部真空度隨拔樁位移變化

拔樁時樁靴貫入深度對樁靴底部真空度值的影響見圖9。圖9為常規樁靴在不同貫入深度下樁靴底部真空度值隨拔樁位移的變化趨勢，據圖可知，樁靴貫入深度增大，則真空度峰值顯著增大，且貫入深度1.5D時真空度峰值約為貫入深度1.0D時真空度峰值的2倍。

圖9 貫入深度對常規樁靴底部真空度的影響

圖10 不同條件樁靴吸附力占比及真空度峰值變化對比

4 基于真空吸盤理論的樁靴吸附力計算

真空吸盤通常是利用真空吸力來抓取物品的一種自動化工具，由于其便捷性、無污染而在自動化生產線上被廣泛用來運輸物品等。其按照真空產生方式可分為主動型真空吸盤與被動型真空吸盤[26]；按照吸附模式可分為柔—剛貼合式，以及剛—柔貼合式(即為剛性的真空吸盤來抓取柔性的應用對象[27])。

黏土中樁靴上拔初期存在相似于被動型剛—柔貼合式真空吸盤原理的情況。真空吸力產生的全周期過程可分為3個階段：插樁過程可認為是壓力施加階段，拔樁初期可認為是吸力產生階段，最后為樁底土脫離階段，其示意如圖11所示。

圖11 真空吸盤原理

將樁靴底部吸附力視為真空吸力, 則吸附力可由式(8)表示：

Fv=P0n1dAe-Pan2dAi

(8)

式中：P0為大氣壓強，一般取101.325 kPa，Pa為絕對壓強，n1和n2分別為由內向外和由外向內的垂直朝向樁靴底部真空區域的單位法向量，dAe和dAi分別是真空區域外部和內部無窮小面積[26]。

根據上述原理, 鑒于樁靴底部真空區域內部面積Ai與真空區域外部面積Ae上法向量的對應性，`為簡化計算，假設Ai=Ae，則樁靴底部的單位吸附力可用ΔP來表示，即：

ΔP=P0-Pa

(9)

在試驗中Pa通過壓力變送器后端連接的氣動軟管近似反映絕對壓強的變化。

根據式(7)和式(9)，在已知孔壓的條件下，可以得到上拔過程中吸附力的大小。采用上述方法，得到試驗以及根據Kohan等[11]、韓麗華等[15]、Li等[28]試驗測得的孔壓數據計算得到的相應單位吸附力，將計算結果與各個試驗推薦的吸附力數值進行比較，結果見圖12。其中約73%的數據位于30%誤差線內。

圖12 吸附力計算值與試驗值對比

表4為根據本文試驗結果，采用本文計算方法及金廣泉(式(5))計算方法得到的結果比較。需要說明的是，為了使得結果對工程更具有指導意義，表4的計算結果為原型的數值(相似比為1∶100)。由表4中數據可看到采用本文的方法計算得到的吸附力誤差總體相對較小。

表4 試驗結果對比分析

考慮到在實際工程中無法直接量測Pa，而本文試驗顯示，峰值真空度的數值大小與峰值孔壓的數值大小非常接近，但是存在一定的相位差，見圖6。因此在實際應用中，建議采用負壓替代Pa進行計算。

5 結 語

通過對室內模型試驗結果進行分析，提出了基于真空吸盤理論的吸附力計算公式，探討了黏土基質下不同樁靴類型、埋深比及拉拔速率對樁靴底部真空度的影響及樁靴底部吸附力的產生機理，得出了如下結論：

1)在黏土地基條件下，樁靴上拔時底部吸附力的產生與樁靴底部近似密封狀態的空腔真空度數值大小存在重要關系。

2)樁靴在黏土中的吸附力與上拔力的比值隨樁靴底部真空度的增大而增大，樁靴底部真空度峰值越大，則拔樁就需要克服更大的吸附力。

3)基于本次試驗的試驗結果，基于真空吸盤理論提出的吸附力公式考慮了真空對吸附力的影響。利用多位學者的試驗數據對文中所述方法進行驗證，約73%的數據位于30%誤差范圍內。