闫宏生，高率群，孟祥伟，李怀亮，于文太，刘建成
(1. 天津大学 建筑工程学院，天津 300072; 2. 海洋石油工程股份有限公司，天津 300461)
海洋中蕴含着丰富的油气资源[1-2]。随着陆地上的油气资源日渐枯竭，各国纷纷将油气勘探开发的目标转至海洋，特别是深海海域[3-6]。海底地形地貌十分复杂，沉积了厚度不一、不同类型的海洋沉积物，其中黏土、软黏土分布广泛[7-9]，因此，在不同海域进行系泊或海管铺设定位作业时要谨慎考虑锚固基础的类型[10]。重力锚是最早使用的锚型之一[11-12]，可以在多种土质条件中使用，且不需要太过详细的土质勘探资料，其应用范围较其他几种锚型更广[13-14]。传统重力锚如图1所示。
图1 传统重力锚Fig. 1 Traditional gravity anchor
国内外许多学者对重力锚进行了大量的研究。O"Neill等[15]采用有限元分析方法研究了锚与土的相互作用关系以及不同锚型作用下土体的破坏形式。Harris等[16]为波浪能转换器设计了锚泊系统，并从经济性和适用性探讨了多种类型的锚泊系统对该体系的作用效果，从而得出重力锚是比较优越的选择。Gourvenec[17]基于有限元计算结果，总结了均质和非均质地基下裙板重力锚在竖向、弯矩和水平荷载作用下的破坏包络线和承载机理。Yun和Bransby[18]发现了裙板重力锚的裙板部分可以有效提供承载力，并在数值分析的基础上，提出了一种计算竖向承载力的设计方法。李怀亮等[10]研究了重力锚在钙质砂上的承载机理，进而发现了在同一工况下，重力锚的水平承载力与锚底面积有关。李飒等[19]在室内模型试验的基础上，研究了重力锚在不同钙质土上的水平抗滑力，并采用有限元方法对重力锚在水平荷载下的承载机理进行了分析。郝潇涵和唐小微[20]着重研究了波浪作用下重力锚承载力的变化及海床土体的动力响应规律。徐保照等[21]通过有限元的方法研究了重力锚在水平荷载下的破坏机理，并对串锚的水平承载力以及承载力影响因素进行了进一步的探索。
通过总结国内外研究现状发现，目前在传统重力锚的承载性能和承载机理等方面的研究已经较为成熟。通过良好设计，可以满足系泊系统在水平方向的承载要求。由于黏土质的特性，在起锚回收时，黏土对锚体产生巨大的竖向吸附力，导致回收作业极为困难，甚至出现不得已弃锚的现象。为此，设计了一种利用普通拖船即可完成铺设作业的新型铰接式重力锚，通过铰接连接的设计，在保证水平承载性能的前提下，极大降低了黏土的吸附作用，有效降低了收锚作业的难度。
1.1 重力锚概述
重力锚通常被放置在海床表面，通过自重下锚底与土体之间的摩擦反力来提供水平或竖向承载力[22]。重力锚通常由混凝土块或者钢材、碎金属或其他高密度材料制作而成[23]，型式多样[24]，具体结构型式及特点如图2所示，其中工程中比较常用的如图2(a)、2(b)和2(e)所示。这里在传统重力锚的基础上，针对其较大的竖向吸附力进行优化，开展了新型铰接式重力锚的设计工作。
图2 传统重力锚的结构型式Fig. 2 Structural types and characteristics of traditional gravity anchor
1.2 新型铰接式重力锚的设计方案
传统型式的重力锚可以通过增加自身重力的方式来增加水平承载力，进而提高海管铺设时定位的准确性。但大多数重力锚在黏土上会产生较大的竖向吸附力，不利于回收。为克服这一缺陷，设计了一种新型铰接式重力锚。该锚型采用组块铰接串联的全新型式，不仅可以保证锚的水平承载性能，更重要的是铰接式重力锚在回收过程中有各模块单元相继拔出的特点，在回收时无需提供将整个锚组全体回收的上拔力，仅需一个组块的上拔力就能将铰接式重力锚单锚依次拔起回收，极大减轻了锚体回收的作业难度。
新型铰接式重力锚的三维模型如图3所示，具体设计方案如图4所示。其主体部分由7个组块构成，后端四个单元的尺寸均为3.00 m×0.62 m×0.76 m，前端三个单元的尺寸均为2.00 m×0.62 m×0.76 m，单元与单元之间采用铰接形式连接，可发生相对转动。上吊环铰接在锚体的顶部。锚底设计了多排复杂的剪力键和挡板，这些剪力键和挡板可以改变重力锚周围土体的破坏机理，使锚与土的滑动破坏变为土体内的剪切破坏，由土体的外摩擦变为内摩擦。这样不仅能提高重力锚的水平承载力，还可以增强重力锚的抗倾倒能力。
图3 新型铰接式重力锚三维模型Fig. 3 3D model of articulated gravity anchor
图4 新型铰接式重力锚设计方案Fig. 4 Design scheme of articulated gravity anchor
为了充分发挥剪力键和挡板的作用，需要将其完全埋入土中，所以对土质提出了一定的要求，新型铰接式重力锚通常被用在黏性较大的土质中，如黏土、淤泥质土、有机质土等。
从图3和图4中可以看出，该锚型使用多个块体铰接而成，易于装配，操作简单，可以根据需求，将多个组块连接起来获得所需重力，从而大大提高了锚单元的利用率。铰接式重力锚的运输和储存也极为便利，节省了大量时间和空间。且无需动用大型起重设备，仅利用拖轮上的绞车，即可完成铺设及回收作业，有效地简化了其作业工艺流程，安全性能得到了很大的提高，极具实际应用价值。具体作业流程如图5所示。
图5 铰接式重力锚铺设及回收作业流程Fig. 5 Deploying and retrieving process diagram of articulated gravity anchor
1.3 强度校核
为保证锚体的强度，采用有限元方法分析了新型铰接式重力锚在水平承载时的结构强度，主要考虑每个连接单元的整体强度。选择shell建立了新型铰接式重力锚的单元A和单元B，采用SR4单元划分网格。单元A和单元B的有限元模型如图6所示。
图6 新型铰接式重力锚单元模型Fig. 6 Unit model of articulated gravity anchor
铰接式重力锚在横向承载时边界条件为底面固定，其所受荷载主要包括各种钢制构件的自重和水平拉力。最后，利用软件内置求解器对模型进行应力求解，得出新型铰接式重力锚单元A和单元B在横向承载时整体结构所受的应力，其应力云图如图7所示。通过分析应力云图，可知最大von Mises应力分别为123.2 MPa和154.9 MPa，均小于Q235钢的许用应力。
图7 新型铰接式重力锚单元应力云图Fig. 7 Stress cloud of articulated gravity anchor unit
为了研究新型铰接式重力锚的水平承载性能和竖向上拔荷载，验证该锚型的优越性，开展了重力锚在黏土上的水平承载及上拔性能的模型试验。
2.1 试验装置
试验装置主要包括试验箱、加载装置和拉力、位移传感器，如图8所示。
图8 试验装置示意Fig. 8 Gravity anchor model test device
试验箱的主体尺寸为1 750 mm×600 mm×1 850 mm(长×宽×高)，黏土均匀平整的填布在试验箱底部，填土厚度不低于300 mm，以消除边界效应的影响。本试验采用向加载水箱中匀速加水的方式施加线性均匀的荷载，并在装置中安装三个传导力的滑轮，其中一个可以调节高度确保试验能够在不同拉力角度的工况下进行。拉力传感器的型号为CYT-202 S，量程0～100 kg，精度±0.05%；
位移传感器的型号为W-DCD200，量程0～200 mm，精度±0.3%，位移传感器与绳索刚性连接。传感器采集的数据通过多通道热工表传输到电脑的数据采集软件中进行处理。
2.2 重力锚模型
试验所用重力锚一共有三种锚型，新型铰接式重力锚(锚型1)的缩尺比为1∶20，模型总质量为7.50 kg，采用3D打印技术制作；
传统正方形重力锚(锚型2)和传统长方形重力锚(锚型3)均为实际工程应用中锚型的等比例缩小模型，其实体质量分别为68 t和60 t，两种锚型试件所用的缩尺比均为1∶15，模型尺寸分别为200 mm×200 mm×100 mm和267 mm×200 mm×100 mm，总质量分别为20.15 kg和17.78 kg，由钢材焊制而成。所有锚型前端中间都设有能够连接绳索的环扣。图9为三种锚型按比尺缩小后的模型试件。
图9 重力锚模型试件Fig. 9 Gravity anchor model
2.3 土质数据
试验总共选取三种类型的黏土，黏土1取自中国南海海底，黏土2取自渤海，黏土3为天然土样。应用环刀法密度试验可测定黏土的饱和密度，然后根据式(1)计算出浮容重。
γ′=(ρ-ρw)g
(1)
式中：γ"为浮容重；
ρ为测定黏土的饱和密度；
ρw为水的密度；
g为重力加速度。
通过土的直剪试验可以测定出三种黏土的内摩擦角、黏聚力等基本物理力学指标，具体参数见表1。对试验用黏土充分搅拌，加适量水，铺设高度30 cm，土体表面保持平整以防止土坡角对试验承载力测量准确性的影响。
表1 土质参数Tab. 1 Soil parameters
2.4 试验原理和步骤
考虑到重力锚的承载性能受浮重力直接影响，在设计重力锚模型的重力时，应与实体重力锚的浮重力成比例关系。在保持重力锚缩尺比的基础上，通过减小锚体配重重力来代替浮力效果。
待试验所用设备调试就绪后，将重力锚模型放在土体上方静置15 min，使土体的超孔隙水压力消散。将拉力传感器与重力锚前端环扣连接牢固，接着打开水泵开始向水箱内缓慢加水，水箱内注入水的重力作为荷载施加在重力锚上，随着加力水箱中注入水量的增加，作用在重力锚上的荷载越来越大。直到重力锚滑出土体，停止注水并观察重力锚与土体的变化，待重力锚稳定后卸除荷载，用数据采集软件测量并记录重力锚的拉力和水平位移变化。每组试验需进行三次平行试验，取三次结果的平均值。
3.1 新型铰接式重力锚水平运动过程
观察新型铰接式重力锚的运动过程是分析其承载机理的重要依据。试验全程录像记录铰接式重力锚的水平运动和上拔回收过程，主要观察铰接式重力锚的整体运动和壅土过程以及与之作用的土体运动过程。
图10和图11显示了新型铰接式重力锚在黏土中的运动过程。刚开始加力时，新型铰接式重力锚只有缓慢变化的较小位移，壅土量较少；
在一段时间后，随着拉力的逐渐增大，铰接式重力锚开始启动，位移发生突变，迅速壅土。整个过程中土体无明显的剪切破坏，只有在最靠前的一个大单元两侧出现局部剪切破坏。壅土现象同时发生在小单元和大单元的前端，且大单元前端壅土量较多。
图10 铰接式重力锚水平承载试验运动过程Fig. 10 Movement process of horizontal bearing test of articulated gravity anchor
图11 铰接式重力锚前端壅土过程Fig. 11 Change process of soil in front of articulated gravity anchor
3.2 新型铰接式重力锚上拔过程分析
图12中的新型铰接式重力锚处于尚未拔出土体的状态，铰接式重力锚在拔出土体之前的垂向位移变化极其缓慢，周围的土体没有发生明显的破坏。重力锚刚从土体中拔出的状态如图13所示，从图中可以看出铰接式重力锚在拔出后附着了极少量的黏土，土体破坏程度较小。锚体在拔出土体前受到黏土的吸附力基本保持不动，在上拔拉力达到一定数值后迅速将锚从土体中拔出。
图12 铰接式重力锚上拔过程中未拔出状态Fig. 12 Unpulled status of gravity anchor during pull up
图13 铰接式重力锚上拔过程中拔出状态Fig. 13 Pull out status of gravity anchor during pull up
与水平承载不同，重力锚的上拔过程为突变破坏过程，土体破坏较为稳定，不会发生滑动和壅土的现象，破坏面仅为铰接式重力锚与土体的直接接触面，不会将破坏面延伸到更大面积的土体。在试验过程中能明显感觉到，相较于传统重力锚，新型铰接式重力锚仅需很小的力(约25 N)便能从土体中拔出，这是由该重力锚自身铰接式的特点决定的，每个单元只需克服该单元因黏土吸附作用而产生的抗拔阻力，逐渐减小相互作用面，使各单元的上拔过程分步进行，有效减小回收时需要克服的抗拔阻力，更有利于重力锚的回收利用。
3.3 承载性能结果及分析
通过模型试验，可以得到拉力—位移曲线。以新型铰接式重力锚在黏土1中贯入深度为0 mm，拉力角度为0°时的情况为例，从图14中可以发现该曲线有较明显的拐点，在拐点前，随着铰接锚的运动，拉力不断增大，当增大到拐点处时，拉力变化逐渐变小，所以可以判定铰接锚在该拐点处发生走锚现象，对应的拉力即为铰接锚的水平承载力。上拔力取铰接锚上拔试验过程中拉力的最大值，如图14所示，当拉力达到25 N后，随着位移的增加，拉力不再变化，因此该种工况下铰接锚的上拔力为25 N。将试验数据进行汇总于表2。
图14 黏土1中铰接锚的承载力/上拔力—位移曲线Fig. 14 Bearing capacity/uplift force-displacement curve in clay 1
定义承载力系数α=承载力大小/锚体重力，上拔力系数β=上拔力大小/锚体重力。分别表示单位锚重下铰接锚水平承载力和上拔力的大小，从而更精确地说明新型铰接式重力锚的特性。具体结果见表2和表3。
表2 铰接式重力锚的水平承载力试验结果Tab. 2 Test results of horizontal bearing capacity of articulated gravity anchor
表3 铰接式重力锚的上拔力试验结果Tab. 3 Test results of uplift force of articulated gravity anchor
根据规范计算公式[25]可知，重力锚的承载力和上拔力主要取决于锚型参数、土体性质、拉力角度、剪力键贯入深度等因素，为了深入了解各参数对新型铰接式重力锚承载性能的影响，分析了锚类型、黏土类型、拉力角度和贯入深度对其承载性能的影响。
3.3.1 锚类型自变量对比分析
为了对比新型铰接式重力锚与传统型式重力锚的区别，开展了另外两种锚型的试验研究。这两个重力锚均是工程实际应用中锚体的等比例缩小模型，模型试验所用锚型试件见图9。以锚类型为自变量的承载力系数α—位移曲线和上拔力系数β—位移曲线如图15和图16所示。
图15 三种锚型的α—位移曲线Fig. 15 α-displacement curves of three anchor types
图16 三种锚型的β—位移曲线Fig. 16 β-displacement curves of three anchor types
通过对比可以得出，锚型2和锚型3的启动位移分别为8.7 mm和7.8 mm，对应的水平承载力系数分别为0.82和0.80；
新型铰接式重力锚的启动位移为5.0 mm，水平承载力能够达到0.85倍的锚重，略大于锚型2和锚型3的水平承载力系数α，而且其承载力系数曲线也始终在传统型式重力锚的上方。对于上拔力而言，锚型2和锚型3的上拔力约为自身重力的1.6～2.0倍，而新型铰接式重力锚的上拔力系数β仅为0.33，相较于传统重力锚减小了4～5倍，这是由于其铰接式的创新设计，在上拔时只需克服单个组块产生的吸附力，使得铰接式重力锚在回收时所需的上拔力大幅降低，更有利于回收和重复利用。同时，新型铰接式重力锚在使用较小上拔力时锚体就能产生缓慢位移，在一定程度上避免了与传统型式重力锚突然拔出类似状况的发生，从而大大提高了作业的安全性。相对于传统型式的重力锚来说具有一定的优越性。
3.3.2 黏土类型自变量对比分析
为了研究新型铰接式重力锚在各种海底土质中的适应性，又选取了另外两种类型的黏土(黏土2和黏土3)进行试验，其力学性能参数见表3。对比分析结果见图17和图18。
图17 在三种黏土下的承载力—位移曲线Fig. 17 Bearing capacity-displacement curves under three kinds of clays
图18 在三种黏土下的上拔力—位移曲线Fig. 18 Uplift force-displacement curves under three kinds of clays
由图17、18可知，新型铰接式重力锚在三种黏土下的上拔力基本保持不变，大都维持在25 N。而水平承载力在黏土3中略大于在其余两种类型黏土中的承载力，但是差别不大。由此可见，无论在哪种黏土中，铰接式重力锚发生滑动时的位移大致相同，也就是说新型铰接式重力锚在不同类型黏土中破坏的形式基本是一致的，只是由于黏土的力学性质不同导致了承载力大小的变化，亦即铰接式重力锚在各种黏土中承载机理并没有改变，从而说明新型铰接式重力锚在黏土质中具有较好的适应性。
3.3.3 拉力角度自变量对比分析
图19所示的是不同拉力角度下新型铰接式重力锚的承载力—位移曲线的对比情况。不难看出，随着拉力角度的增加，新型铰接式重力锚更容易发生滑动，承载性能迅速降低。新型铰接式重力锚在0°角度拉力时能提供很大的水平承载力，而在45°角度拉力时能够提供的水平承载力只剩自身锚重的25%左右，已经不能有效地提供水平承载力。因此在实际应用中应在铰接式重力锚前铺设一段拖地链，确保承载角度为0°，从而保证较大的水平承载力。
图19 各拉力角度下的承载力—位移曲线Fig. 19 Bearing capacity-displacement curves under different tension angles
3.3.4 贯入深度自变量对比分析
在上述研究的基础上，也研究了铰接式重力锚贯入深度为2.5 mm和5.0 mm时承载力的变化趋势。图20为新型铰接式重力锚在不同贯入深度下的承载力—位移曲线。从图20中可以发现，新型铰接式重力锚在海底软黏土中有一定的贯入深度后承载力迅速增大，但随着贯入深度的继续增加，承载力的增幅效果不明显。因此，在海底黏土中，适当增加配重来增加重力锚的贯入深度，可提高其承载性能。
图20 不同贯入深度下的承载力—位移曲线Fig. 20 Bearing capacity-displacement curves at different penetration depths
1)新型铰接式重力锚通过采用铰接连接的设计方式，将土体吸附力进行合理的分散，极大减小了重力锚回收时需要克服的抗拔阻力，更有利于重力锚的重复利用。且铰接式重力锚在铺设和回收时无需动用大型起重设备，仅利用拖轮上的绞车即可完成，大大简化了其作业工艺流程，具有很高的实用价值。
2)铰接式重力锚设计宽度为3 m，使用常规运输车辆即可方便地进行陆上运输，并可根据需要进行适当组合满足不同工程的需求。各模块采用销连接，作业简单、可靠性高。
3)通过对铰接式重力锚在黏土中的水平运动和上拔过程进行分析，确定了其水平承载力和上拔力。模型试验结果可以得出：与传统型式重力锚相比，新型铰接式重力锚在确保水平承载性能的基础上，其上拔力系数β减小4～5倍，回收难度大幅降低，从而验证了设计方案的可行性。该锚型在黏土中具有较好的适应性，可广泛用于黏性土、淤泥质土、有机质土等土质中。值得注意的是，在拉力角度为45°时铰接式重力锚便不能有效承载，因此该锚体仅适用于悬链线式系泊系统。
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