吸力基础抗拔与拔出机理的研究进展*

2020-07-07陈林平张雨坤李大勇

工程地质学报 2020年3期

陈林平张雨坤李大勇

(①福州大学土木工程学院，福州 350116，中国) (②山东科技大学山东省土木工程防灾减灾重点实验室，青岛 266590，中国)

0 引言

据统计，截至2016年，我国石油储量约为1.257×1011it，其中陆上石油地质资源量为1.018×1011it，近海地质资源量为2.39×1010it(方圆等，2018)，近海石油储量约占全国总量的20%，海上石油资源开发潜力巨大。海上石油开采主要依托于海洋平台，近海海洋平台其主要形式为重力式平台和导管架平台，然而这两种平台海上安装工作量大，且不适宜应用在深海海域。未来全球石油总储量的40%将来自超400im的深海区，为满足深海石油开采需要，须采用深海浮动式平台(董艳秋等，2000)。

目前深海浮动式平台基础形式为吸力基础。吸力基础是一种底部开口，顶部封闭的薄壁圆筒状结构，似倒置的水桶，故又称为吸力桶。图 1表示砂土中吸力基础沉贯的原理：基础在自重下部分刺入海床，随后使用抽水泵逐渐抽取基础内部密闭水体，基础内外形成压力差(即吸力)，砂土中的渗流作用显著减低了基础的沉贯阻力，在吸力作用下继续将基础贯入到海床中(Andersen et al.，2005)。然而，粗砂或坚硬黏性土中的吸力沉贯是很困难的，主要是难以实现渗流降低阻力的作用。相比于单桶重力式基础和导管架基础，吸力基础具有造价低、施工方便、快速、可回收等优点，尤其适合应用在深海，目前应用最深海域水深已超过2500im。

图 1 吸力基础沉贯(砂土海床)Fig. 1 Installing of suction caisson

吸力基础不仅应用于海洋平台，近年来也在海上风电工程中得到应用(Randolph et al.，2011；刘波等，2016)。海上风电常见的基础形式有单桩基础、三桩基础、重力式基础、吸力基础等(图 2)。单桩或群桩基础适合30im以内的浅海区。重力式基础由大体积的钢材组成或由钢筋混凝土浇筑而成，适合更浅的水域。而吸力基础几乎不受水深条件的限制，施工工期短，受施工气候的影响也较小。

图 2 海上风电基础型式Fig. 2 Foundations for offshore wind turbine

目前针对吸力基础的研究主要集中在沉贯特性、水平承载力、竖向承载力、组合承载力、抗拔承载力等方面，而对于吸力基础高压注水拔出回收的研究较少。近年来，早期海洋结构物尤其是海上风机面临着服役期满后的升级改造问题，需要采用更大功率发电设备(有12iMW海上风机的报道)，风机叶片直径、塔架高度随之增加，原基础难以满足新的设计要求，从可持续发展角度，塔架基础的拔出、回收、重复利用等方面正逐渐引起人们的高度重视。通过文献调研，本文从吸力基础抗拔、拔出机理及影响因素等方面展开论述，可为基础抗拔和注水拔出理论、试验研究提供参考。

1 吸力基础的拔出

1.1 吸力基础发展现状

吸力基础的研究始于20世纪60年代(Goodman et al.，1961)，70年代末首次进行了现场小比尺试验(Hogervorst，1980)。1980年在欧洲北海丹麦GORM油田的系泊储油装置上应用了非传统负压桩(Senpere，1982)，1994年，挪威石油公司首次将吸力基础应用于Europipe-16/11-E大型导管架平台(Bye et al.，1995)，我国于1994年在曹妃甸1-6两点系泊系统中首次应用了吸力基础(徐继祖等，1995)。

与桩基础相比，吸力基础直径相对较大，通常为4～20im，长度较短，长径比通常为1～5，远小于桩基础(长径比为30～60)。长径比不仅影响排水路径的长度，更增加了吸力基础上拔过程中内外侧壁摩阻力。研究表明，吸力基础长径比对其承载力影响显著，承载力随长径比增大而逐渐增大，且基础直径D对抗拔承载力的影响程度大于基础长度L(Chen et al.，2012；Hung et al.，2012；Barari et al.，2014)。

单桶吸力基础无法满足承载力要求时，可采用多桶组合的形式来提高承载力。鲁晓兵等(2006)通过室内模型试验，研究发现单桶吸力基础与四桶吸力基础在基础顶板排水口开启时，四桶基础的极限拉拔承载力约是单桶基础的6倍，说明多桶吸力基础存在明显的“群桶效应”。“群桶效应”是指多桶吸力基础在受拉拔荷载作用下，由于桶-土之间的相互作用使桶壁内外侧阻力、端部阻力等性状发生变化而与单桶吸力基础明显不同，承载力往往大于各单桶基础承载力之和这一现象。但在顶板封口的情况下却不存在此效应，此时四桶基础的极限拉拔承载力约是单桶基础的4倍。“群桶效应”使基础承载力得到极大的提高，然而“群桶效应”机理需要进一步深入研究。

李大勇等(2009)在单桶吸力基础外围增加了裙结构(图 3)，与单桶吸力基础相比，显著提高了吸力基础的水平承载能力和弯矩承载力(Li et al.，2015)，并且竖向承载力的提升也十分明显(李大勇等，2015)。通过比较等用钢量下不同结构尺寸的裙式吸力基础与单桶吸力基础在单调荷载、组合荷载下的承载特性，发现裙宽是竖向承载力的主控因素，主桶高及裙高是水平承载力及弯矩承载力的主控因素(李大勇等，2017)。对于抗拔承载力，Zhai et al. (2017)通过室内试验得出在主桶长径比相同的条件下，裙式吸力基础的抗拔承载力是单桶吸力基础的1.4～1.7倍，且增加裙结构的长度和直径可明显提高抗拔承载力。李大勇等(2018)发现裙宽对抗拔承载力的影响更为明显。

图 3 裙式吸力基础示意图Fig. 3 Schematic diagram of modified suction caisson

1.2 吸力基础的拔出技术

近年来，海上风机面临着服役期满后的升级改造问题，原有风场将采用更大功率的风机，叶片随之加大，带来了更大水平荷载和弯矩作用，再加上原基础的腐蚀，难以满足新的设计要求。从可持续发展角度，吸力基础的拔出、回收逐渐引起人们的高度重视。

吸力基础的拔出方法有两种：(1)直接施加上拔荷载拔出(Zhang et al.，2018)；(2)通过向桶内泵入水或者空气，从而增大桶内压力，形成压力差将基础拔出(Lehane et al.，2014；Zhang et al.，2017；Zhang et al.，2018)。注水拔出方法施工简便，不需要大型设备即可将基础拔出，这是吸力基础区别于传统重力式基础和桩基础的重要特征。除上述拔出方法外，还可借鉴其他类型桩基的拔桩方法。如钻孔桩的主要拔桩方法：旋挖钻机法和振管拔桩法(韩泽亮，2010)。又如套管法拔桩法，此法可大幅减少施工对既有构筑物的影响(宋辉等，2011)。林良庆等(2017)利用高频液压振动锤对灌注桩进行套管沉拔，发现激振频率越大，套管上拔时地表水平向峰值速度越小，施工影响范围越小。

直接施加荷载的拉力上拔法较为常见，如Zhang et al. (2018)的室内试验，其试验的部分结果见图 4。上拔阻力的绝对值在初始上拔阶段迅速增大，然后降低到平稳值，当基础拔出水面后又急剧减小。此外，从图中可看出抗拔承载力(竖向阻力绝对值的最大值)随着上拔速率的增大而增大。Zhang et al. (2018)得出在不同加载速率下，基础内部土塞均会发生渗流破坏。快速加载条件下，基础内发生局部渗流破坏；满速加载条件下，基础内部发生整体渗流破坏。

图 4 不同加载速率下吸力基础的上拔响应(Zhang et al.，2018)Fig. 4 Pullout response of suction caissons under various pullout rates(Zhang et al.，2018)

图 5 注气法下的归一化竖向位移-压力关系图(Zhang et al.，2018)Fig. 5 Relationships between the normalized vertical displacement and the pressure(Zhang et al.，2018)

Zhang et al. (2018)介绍了一种向吸力基础中泵入空气以拔出吸力基础的方法。图 5表明：在初始上拔阶段，桶内压力首先快速增加，随后缓慢降低。长径比为1的吸力基础，当上拔高度接近0.7D(其中，D为基础直径)时，压力急剧降低，这是因为基础内部砂土发生了渗流破坏，基础内外连通，内部压力无法继续增加。因此，注气法无法让吸力基础完全拔出。

图 6 注水法下的归一化竖向位移-压力关系图(Zhang et al.，2017)Fig. 6 Relationships between the normalized vertical displacement and the pressure(Zhang et al.，2017)

与注气法相同，注水法也无法将吸力基础完全拔出。Zhang et al. (2017)通过注水拔出吸力基础的方法进行了室内模型试验。图 6表明：在上拔开始时，桶内压力急剧增加，达到峰值后，随着基础上拔缓慢降低，长径比为1的吸力基础上拔高度约为0.9D时，砂土发生渗流破坏，此时无法再通过注水的方式拔出吸力基础，而长径比为2的吸力基础约在上拔1.8D时发生渗流破坏。

注水法(注气法)的实际工程应用如下：Zhang et al. (2013)通过现场试验，在吸力基础沉贯安装12ih后，采用向基础内注水与施加拉拔力相结合的方式将基础拔出；Le et al. (2018)为调整一个服役7ia后的吸力基础，向其内部进行高压注水实现基础部分拔出。Lehane et al. (2014)通过开展离心试验发现：黏性土中，注水拔出基础为近似不排水条件，施加吸力使黏土中的孔压增加，但有效应力和内壁摩擦力几乎无变化；而在砂土中，压力差使之产生一定渗流，并增加有效应力和内壁摩擦力。

对比上述的3种方法(拉力上拔法、注气法、注水法)，发现竖向阻力以及桶内压力的变化趋势相似，两者都是在上拔初始阶段急剧增大，之后趋于稳定或是缓慢减小，最后再骤然降低。但是最后降低的原因不同，前者是因为基础拔出水面，桶-土相互作用消失，阻力减小，后者是因为注水或注气使砂土发生渗流破坏，桶内压力降低。此外，建议注水法与拉力上拔法相结合，两者优势互补，可增加基础上拔效率。

图7 吸力基础破坏模式Fig.7 Failure modes of suction caissona. 局部剪切破坏；b. 底部张力破坏；c. 反向地基承载力破坏

2 吸力基础抗拔机理

单桶吸力基础拔出的破坏模式主要有3种(图 7)：局部剪切破坏、底部张力破坏、反向地基承载力破坏(Deng et al.，2000；王志云等，2008；Guo et al.，2014)。

当基础缓慢拔出时，土体处于完全排水状态，孔隙水压力和“被动吸力”可完全消散，基础内部无土塞。基础上拔过程中主要克服基础内外壁摩阻力和基础自重，基础拔出时发生局部剪切破坏(图 4a)。此时，吸力基础的拔出力计算公式如下：

Pv=Wf+Fi+Fe

(1)

式中：Pv为拔出力；Wf为基础的自重；Fi为基础内壁与土体之间的摩擦力；Fe为基础外壁与土体之间的摩擦力。

随着上拔速度增加，土体处于部分排水状态，吸力基础内部的孔隙水压力不能完全消散，基础内部形成“被动吸力”。基础在拉拔力作用下，其外侧摩擦力首先发挥作用，随后其内侧摩擦力也发挥作用，形成土塞，随着土塞上移，底部张力也逐渐发挥作用。继续施加拉力，基础内表面摩擦力不足以维持土塞自重，土塞与桶壁之间开始有相对位移，随着位移的出现，基础顶部下方的被动吸力开始发展以保持土塞随基础上升，并且总阻力逐渐上升到峰值。最后，基础被拔出，发生底部张力破坏(图7b)。此时，拔出力计算公式如下：

Pv=Wf+Ws+Fe+Rb

(2)

式中：Pv为拔出力；Wf为基础的自重；Ws为土塞自重；Fe为基础外壁与土体之间的摩擦力；Rb为土塞底部极限张力。

当吸力基础快速拔出时，土体处于不排水状态。基础拔出时的作用机理与土体处于部分排水时类似，但由于基础拔出时“被动吸力”较大，不仅土塞随基础一起被拔出，而且还有少量黏附在基础外壁的土体被拔出，端部发生反向地基承载力破坏(图4c)，拔出力计算公式为：

Pv=Wf+Ws+Fe+Ru

(3)

式中：Pv为拔出力；Wf为基础的自重；Ws为土塞自重；Fe为基础外壁与土体之间的摩擦力；Ru为反向地基承载力。

李大勇等(2018)对裙式吸力基础上拔的破坏模式进行了分析，发现基础拔出后主桶内与裙结构内均存在土塞，基础底部的破坏形式与单桶吸力基础拔出时的破坏模式相近，为局部剪切破坏。并分析了裙结构对桶内负压的影响：裙式吸力基础主桶内极限负压值大于单桶吸力基础，裙结构只对裙高范围的主桶内的负压造成影响，当裙结构拔出土体后，主桶内负压与单桶吸力基础内负压趋于一致；裙内负压随位移增大而增大，直至达到最大值，随后，随位移增大，负压开始减小，直至裙结构拔出水面，负压骤减至0。魏代琳等(2018)比较了单桶吸力基础与裙式吸力基础拔出过程的渗流特性：单桶吸力基础周围土体的孔压随时间逐渐消散；桶内的水头等势线分布密集，桶外则分布稀疏；桶底渗流速度梯度曲线呈多重圆弧包线，桶尖端处渗流速度最大；裙式吸力基础的渗流分布规律与单桶吸力基础相似，但裙式吸力基础的水头损失存在于主桶与裙结构内部，且裙结构部分的渗流速度较大；裙结构使渗流路径变长，使其主桶内的最大水流势能、渗流速度均小于单桶吸力基础。

吸力基础的抗拔与拔出，两者的研究目的不同，前者是为了基础能够在设计使用年限内安全稳定地工作，后者是将无法继续安全稳定工作的基础顺利拔出、回收。基础抗拔过程中所受荷载主要由上部结构传递，而拔出可分为直接施加拉拔荷载拔出与向基础内部注水实现拔出。直接施加拉拔荷载拔出与抗拔过程具有相同的抗拔机理(拔出机理)与破坏过程，而注水拔出则截然不同，目前对于注水拔出的拔出机理研究还处于空白阶段，缺乏系统性研究。

3 吸力基础抗拔承载力影响因素

吸力基础的抗拔特性一直是国内外学者研究的热点。吸力基础安装之后长期受到风暴、波浪、环流、潮汐等水平荷载以及系锚产生的拉拔荷载的作用。在深海中，吸力基础受到的系锚荷载显著增加，上拔荷载成为主要荷载(张建红等，2004)。为满足吸力基础在使用期间的稳定性与安全性，需要明确其因素影响。

3.1 加载速率

土的排水条件决定孔隙水压力和被动吸力的消散程度。试验条件下一般通过控制加载速率来实现不同排水条件(Luke et al.，2005)。Byrne et al. (2004)提出只有当吸力基础竖向位移超过0.02倍基础直径时，基础的抗拔承载特性受加载速率影响显著。

目前主要采用模型试验和有限元分析研究吸力基础抗拔承载力和加载速率之间的关系。Erbrich(1994)使用有限元软件ABAQUS分析了吸力基础在含有黏土层的致密石英砂地基中的抗拔承载力，发现其抗拔承载力随加载速率增大而增大。在此基础上，Singh et al. (1996)发现加载速率通过影响基底承载力来影响基础的抗拔承载力，加载速率越大，基础的抗拔承载力也越大。矫滨田等(2006)和鲁晓兵等(2006)展开了进一步的研究，结果表明加载速率主要是通过提高基底抗拔阻力和侧壁摩阻力来实现上述影响，其关系呈非线性。

上述研究表明，吸力基础的抗拔承载力随加载速率增大而增大且呈现为非线性的关系。为了进一步量化加载速率的影响，Finnie(1993)提出了无量纲化的加载速率：

(4)

式中：V为无量纲化的加载速率；v为加载速率；D为基础直径；cv为土的竖向固结系数。在此基础上，Finnie et al.(1994)得出吸力基础沉贯时的土体排水情况的判断方法：当V>25时，土体处于完全不排水状态。刘嘉等(2009)通过有限元分析，给出了平板锚基础受上拔荷载作用下的临界加载速率：V≤0.025时，土体处于完全排水状态；V≥25时，为完全不排水状态；0.025≤V≤25时，土体处于一个过渡区。并认为：在完全排水或完全不排水状态下，加载速率对抗拔承载力几乎没有影响；只有处于过渡区时，基础的抗拔承载力才会随着加载速率增加而增大。

图 8中汇总了4条加载速率-极限承载力关系曲线。从鲁晓兵等(2006)的试验数据可看出：加载速率10imm·min-1和20imm·min-1所对应的极限承载力相差极小，同样的情况也发生在Zhang et al. (2017)的试验中。同时，Zhang et al. (2017)的试验中加载速率为 0.05mm·min-1、0.2mm·min-1、0.5mm·min-1时所对应的极限承载力相差较小，远不如加载速率为 0.5mm·min-1、2imm·min-1、5imm·min-1、10imm·min-1时对应的极限承载力变化明显。可见，当加载速率小于某值a或大于某值b时(a

图 8 加载速率-极限承载力关系曲线Fig. 8 Relationship of loading rate versus ultimate bearing capacity

在拉力上拔条件下，对吸力基础加载速率的研究已趋于完善，但针对吸力基础注水拔出时上拔速率的研究未见于文献中。

3.2 荷载类型及荷载作用点位置

吸力基础作为海洋平台和海上风电塔架基础，长期受到风暴、波浪、环流、潮汐等持续或循环荷载作用。荷载类型、荷载作用角度以及作用点位置都是影响基础承载力的重要因素。

由环流引起的持续荷载可持续数天甚至数周(Clukey et al.，2004)，持续荷载作用下，基础内部“被动吸力”会随时间流逝而减小，抗拔能力也随之降低(Huang et al.，2003)。Clukey et al. (2004)对长径比为4.5～5.0的吸力基础进行离心试验，发现在持续荷载作用下抗拔承载力与单调不排水荷载下的抗拔承载力之比(承载力比)为87%～101%。Randolph et al. (2002)得出对于长径比为4的吸力基础受垂直持续载荷作用下，其承载力比为81%。Chen et al. (2007)也得出吸力基础在持续荷载下承载力比为72%～85%。上述结果表明，吸力基础在长期持续荷载下其抗拔承载力有明显的降低。

波浪荷载、风荷载通常以循环荷载形式作用于海工结构，循环荷载对吸力基础抗拔承载力的影响汇总于表 1。Chen et al. (2007)开展离心试验发现吸力基础在循环荷载作用下存在承载力降低的现象。原因为循环荷载作用下土体发生循环软化，土体强度降低(瞿帅等，2017；杨爱武等，2017)。

表 1 循环荷载的影响Table1 Effects of cyclic loading

文献作者研究方法研究结果Kelly et al. (2006)室内试验进行了垂直单调荷载和循环荷载下的室内模型试验以模拟等效的现场试验,并与现场试验结果进行了对比,得出孔隙水压力随循环荷载的频率增加而增加Chen et al. (2007)离心试验得出长径比为4的吸力基础在循环荷载作用下的抗拔承载力为单调荷载作用下的72%～86%王志云等(2009)数值模拟进行了三维拟静力分析,确定了循环荷载下吸力基础的破坏包络面。对比分析循环荷载下与单调加载下的抗拔承载力,结果表明循环加载下基础的抗拔承载力显著降低,但基础长径比对循环承载力降低效应影响不大Teodosio et al. (2014)室内试验模拟风和波浪来施加循环拉拔荷载,循环时间为1000s,结果表明循环荷载的振幅增大,达到破坏所需的循环次数或承载力将会急剧减小Hung et al. (2017)室内试验控制荷载最多达104次循环,提出随着循环次数以及荷载振幅的增加,累积竖向位移将增大,但卸载刚度将会降低Shen et al. (2017)数值模拟引入“振荡和残余机制”,提出一种数值模型来预测长期循环荷载作用下吸力基础周围的孔隙水压力的变化

此外，王志云等(2009)发现虽然循环加载下基础的抗拔承载力显著降低，但是基础的长径比对循环承载力降低效应影响较小。Kelly et al. (2006)得出吸力基础在循环荷载作用下孔隙水压力与荷载频率的关系，而孔隙水压力与提供吸力基础抗拔力的吸力密切相关；Teodosio et al. (2014)和Hung et al. (2017)则是研究了循环荷载的振幅、循环次数的影响。土体的循环强度取决于循环次数、平均剪应力以及循环剪应力(Andersen et al.，1988)，因此循环荷载的振幅、频率、循环次数等参数对吸力基础抗拔承载力的影响应引起重视。

最佳系泊点是海洋系泊锚固系统设计的重要内容。Randolph et al. (2002)指出选择最佳系泊点本质上是为了使吸力基础的旋转中心位于无穷远处，即基础运动模式为平动，不发生转动。但这种情况难以实现，故通常情况下将系泊点固定在最佳系泊点正下方，以保证基础沿加载反方向旋转，最大程度调动承载力(Andersen et al.，1999；Wang et al.，2010)。

在最佳系泊点处施加荷载，承载力理论上可达到最大值，El-Sherbiny(2005)通过吸力基础在正常固结黏土中的室内试验，得出最佳系泊点位于基础嵌入土中的长度的2/3～3/4之间，但此结论是从水平加载试验中得出的。Bang et al. (2011)通过离心试验得到的吸力基础在倾斜荷载作用下，加载点从顶部向底部移动的过程中其抗拔能力先增加后减小，并且得到其最佳加载点位置位于距顶部0.7～0.75倍基础高度处，与水平加载试验的结果相近。

吸力基础最佳系泊点位置与荷载倾角也有密切关系：黎冰等(2013)发现荷载倾角较小时，吸力基础的最佳系泊点位于距基础顶部的2/3L或3/4L处。Gao et al. (2013)展开更进一步的研究，发现荷载倾角在0°～15°时，最佳系泊点位于距基础顶部2/3L和3/4L之间；荷载倾角等于60°时，最佳系泊点位于基础底部；荷载倾角等于90°时，可忽略加载位置对抗拔承载力的影响。对于裙式吸力基础，白云等(2018)通过数值模拟发现随着加载点向下移动，基础的抗拔承载力先增大后减小，当竖直加载时，最佳加载点位于顶面下方2/3L处，其结果与单桶吸力基础的结果相似。未来还可对裙式吸力基础在不同荷载倾角下最佳加载点位置做进一步的研究，为工程提供理论指导。

研究发现，当加载点固定时，倾角越接近0°(竖直加载)，其抗拔能力越强(黎冰等，2013)，随着荷载倾角增大，抗拔承载力逐渐减小(Hirai，2017；邱月等，2017)，当倾角为90°(水平加载)时，其抗拔承载力最小(白云等，2018)。荷载倾角还影响基础运动方式(Gao et al.，2013)，王建华等(2012)发现倾角在20°和40°之间时，吸力基础以平动的方式被拔出。白云等(2018)通过数值模拟得出荷载倾角为0°、30°、45°、60°时，当加载点由顶部到底部变化过程中，基础的破坏形式先是向前倾覆，再是平动，最后是向后倾覆。Guo et al. (2018)将倾角从50.2°减小到32°，基础的破坏模式变为垂直运动、水平运动与逆时针旋转的组合模式，且承载力随之增大。

3.3 土体性质

土体性质主要包括黏聚力、摩擦角、土中矿物含量等(赵晶等，2018)。Koh et al. (2017)曾提出钙质土中高碳酸盐含量、高原位孔隙率以及高灵敏度均为桩-土之间的摩擦系数的影响因素。上拔过程中，吸力基础的内外壁均与土体接触，内外壁摩阻力是吸力基础抗拔力的重要组成部分。施晓春等(2003)研究发现吸力基础在拔出过程中，内外侧壁摩阻力所提供的抗拔力占比较大。

对比吸力基础在软黏土与砂土中抗拔承载力，以探究不同土质对抗拔承载力的影响，土体参数见表 2。吸力基础长径比均为6，荷载-位移曲线见图 9。

表 2 土体参数Table2 Soil parameters

文献作者土体类型重度γ/kN·m-3抗剪强度Su/kPa相对密实度Dr内摩擦角φ/(°)戴国亮等(2019)软黏土16.87.6——黎冰等(2013)砂土14.65(均值)—0.4936.8

图 9 不同土质下的荷载-位移曲线Fig. 9 Load-displacement curves of suction caisson under various soils

如图 9所示，在砂性土中吸力基础上拔荷载先达到平衡，平衡前过渡阶段历时较短；在黏性土中过渡阶段持续时间长，最终平衡值较大。原因是：吸力基础在上拔力作用下桶内产生被动负压，而砂土中孔隙较大，被动负压易消散，而黏土中孔隙较小，负压不易消散，故在砂土中上拔荷载先达到平衡值，且小于黏土中的平衡值。

在吸力基础注水拔出时，若吸力基础置于砂土中，则随着吸力基础上拔，桶中砂土的渗流路径缩短，水力梯度增大，当水力梯度大于临界水力梯度时，砂土发生渗流破坏，基础无法继续注水拔出。若吸力基础置于黏土中，由于黏土孔隙较小，注水拔出时不会发生渗流破坏。但基础内部黏性土在上拔过程中产生裂缝，裂缝在高水压作用下进一步扩展，发生劈裂，导致基础内外水体连通，基础内部压力迅速降低，基础无法继续拔出。可见，在不同土体中，注水拔出所产生的破坏形式不同，但土体发生破坏后，基础无法通过注水继续上拔或拔出，应结合拉力上拔或振动法对基础进行回收。

4 讨论

本文系统地总结了吸力基础拔出方式、吸力基础抗拔、拔出机理；阐述了加载速率、荷载类型与作用位置、土体性质等因素对吸力基础抗拔特性的影响。

国内外对于吸力基础注水拔出特性研究刚起步，吸力基础的拔出方法局限于施加上拔荷载拔出与高压注水拔出。建议可借鉴桩基工程中高频液压振动锤拔桩法等方法，为工程实际提供更多选择。此外，吸力基础注水拔出机理尚需进一步研究。

上拔荷载的加载速率与抗拔承载力紧密相关，抗拔承载力随加载速率增加而逐渐增加。在砂土中，通过施加上拔荷载拔出基础时，缓慢上拔，桶中砂土发生向上的渗流作用，最终拔出之前桶内被水充满；快速上拔，桶中砂土将形成土塞，并随着基础向上运动。在黏土中，快速上拔时桶中黏土也将产生土塞并随基础向上运动。此外，对于吸力基础注水拔出的上拔速率建议以抽水泵的注水速度进行控制。

不同土体对吸力基础的抗拔承载力影响较大，这主要是因为基础在不同土体中具有不同的上拔机理与破坏模式造成的。拉力上拔时，由于黏土孔隙较小，桶内被动负压消散较慢，故吸力基础在黏土中抗拔承载力较大。而不同土体中，吸力基础注水拔出的研究还鲜见报道。