混合破壞模式在自升式鉆井平臺插樁中的應(yīng)用

佘 穩(wěn)，蔣寶凡，劉劍濤

(中海油田服務(wù)股份有限公司，天津 300459)

自升式鉆井平臺屬于海上移動式平臺，被廣泛運用在現(xiàn)代海洋油氣資源的開發(fā)，其定位能力強和作業(yè)穩(wěn)定性好的特點使其在大陸架海域的油氣勘探和開發(fā)中居重要地位[1]。自升式鉆井平臺適用于不同海底地層條件和較大水深范圍，移動靈活方便且便于建造，在全球現(xiàn)有海上鉆井平臺中約占到40%[2]。工程實踐中，自升式平臺災(zāi)難性事故主要有：平臺傾覆、樁腿入泥過深拔樁困難、樁腿穿刺等，這些與海洋地基承載力及其穩(wěn)定性息息相關(guān)[3]。而在鉆井平臺插樁過程中，穿刺事故是鉆井平臺作業(yè)期間的最大風(fēng)險因素，根據(jù)挪威HSE統(tǒng)計資料表明，穿刺事故約占平臺總事故的53%[4]。

自升式鉆井平臺插樁深度分析要求高，難度大，可檢驗性非常強。已有的工程實踐分析表明，鉆孔的布置、場地的地質(zhì)情況、土性評價和土質(zhì)參數(shù)選用、計算模型的選擇、地區(qū)經(jīng)驗、樁靴壓載速率和荷載增量是影響鉆井平臺插樁分析準(zhǔn)確與否的關(guān)鍵[5]。根據(jù)國內(nèi)近海數(shù)百個井場的調(diào)查和分析發(fā)現(xiàn)，近海大部分區(qū)域插樁分析的預(yù)測結(jié)果與實際結(jié)果基本吻合，但是對于某些復(fù)雜地層，如兩硬地層夾一軟弱層、硬地層與軟弱層反復(fù)交替出現(xiàn)等，仍存在預(yù)測不準(zhǔn)的情況。因此，鉆井平臺在復(fù)雜地層中的插樁深度分析及穿刺分析，是工程分析中的重點關(guān)注對象，也是鉆井平臺插樁作業(yè)時關(guān)注的焦點。

在總結(jié)穿刺破壞模式與排擠破壞模式的基礎(chǔ)上[6-8]，提出了一種新的分析模式，即“混合破壞模式”。并結(jié)合南海的一個工程實例進行了具體分析，為在復(fù)雜地層中進行插樁分析提供了參考。

1 鉆井平臺基礎(chǔ)承載力分析

平臺的插樁深度與地層的極限承載力直接相關(guān)，土質(zhì)條件、樁靴的形狀及尺寸是影響地層承載力的主要因素。自升式鉆井平臺采用靜力壓載的方式將樁腿插入海底面以下的土中，當(dāng)施加的載荷大于地層的極限承載力時，樁靴就會發(fā)生貫入，直到土的極限承載力等于或者大于樁靴對土所施加的壓力為止。

2016版《海洋井場調(diào)查規(guī)范》[9]在2008版的基礎(chǔ)上對“自升式鉆井裝置基礎(chǔ)承載力分析”的方法進行了修改和補充，其對于樁靴基礎(chǔ)的極限承載力表達(dá)式如下：

QS=QV-WBF+γ1V

(1)

QS= (qn+P0)A-(Dk-Hcav)γ1′A+γ1V

(2)

2 樁端土體破壞模式

在一定的預(yù)壓荷載情況下，樁端土體的破壞模式，包括單一土層的剪切、層狀土的穿刺及層狀土的排擠等。以兩硬地層之間夾一軟弱層為例，分析鉆井平臺在插樁過程中對地基土的破壞模式。

2.1 穿刺破壞模式

鉆井平臺在壓載過程中，樁靴基礎(chǔ)上施加的壓載通過上部硬地層傳遞到軟弱層，當(dāng)樁靴基礎(chǔ)底部的壓力與硬土層的有效自重壓力之和超過下部軟弱層的極限承載力時，樁靴就會穿過硬土層及軟弱層，造成樁靴迅速下沉，形成穿刺。其破壞機理如圖1所示，樁靴在壓載過程中，樁靴基礎(chǔ)將上部硬層中的砂土橫向排出，當(dāng)軟弱層頂部受到的壓力超過軟弱層的極限承載力時，上部硬層和中間軟弱層發(fā)生沖剪破壞，樁靴迅速穿過上部硬層和中間軟弱層，直接到達(dá)下部硬層，最終破壞結(jié)果如圖1(b)所示。

圖1 穿刺破壞模式示意Fig. 1 Schematic plot of punch-through model

工作實踐中應(yīng)用較多的穿刺分析法為《海洋井場調(diào)查規(guī)范》[9]中推薦的方法，即Young和Focht[10]發(fā)展的荷載擴展分析法。該方法與《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》中5.2.7節(jié)的“地基壓力擴散角”方法原理類似。

Young和Focht發(fā)展的荷載擴展分析法假定施加在上層(硬層)上的基礎(chǔ)荷載被擴展通過硬層，在軟弱層的頂面產(chǎn)生一假設(shè)的等效基礎(chǔ)。通過硬層的擴展比例為1∶3(水平方向∶垂直方向)，如果施加在等效基礎(chǔ)上的壓力超過下層土的承載力，則穿刺將會發(fā)生。穿刺分析中計算硬土層單位面積等效凈極限承載力的表達(dá)式如下：

(3)

式中：Su，b為下伏軟黏土層的平均不排水抗剪強度，D′為等效基礎(chǔ)深度，B′為等效基礎(chǔ)直徑，A′為等效基礎(chǔ)面積，W為實際基礎(chǔ)與等效基礎(chǔ)深度間“土塞”的有效荷重。

2.2 排擠破壞模式

鉆井平臺在壓載過程中，樁靴基礎(chǔ)對其下地基土的破壞模式也可能表現(xiàn)為上部硬層整體向下移，即排擠破壞模式。其破壞機理如圖2所示，樁靴在壓載過程中，上部硬土層發(fā)生垂直剪切破壞，破壞后的砂土層在樁靴下方形成土塞，即與樁靴形成一個整體一起向下運動，而中間的軟土層在上部壓力作用及下部硬層的阻隔下，被橫向排出，這時整個土塞體的厚度可以等效為樁靴的高度，最終破壞結(jié)果如圖2(b)所示。

圖2 排擠破壞模式示意Fig. 2 Schematic plot of squeezing model

《海洋井場調(diào)查規(guī)范》[9]在“SNAME”推薦方法[3]的基礎(chǔ)上，對排擠計算公式進行了修訂，軟土層橫向排擠總極限軸向承載力QV表達(dá)式為：

(4)

利用上式計算出的承載力應(yīng)不小于在單一軟黏土層中計算出的承載力，不大于在軟黏土層上部或下部的硬層中計算出的承載力。

2.3 混合破壞模式

在工作實踐中發(fā)現(xiàn)，對于某些地質(zhì)條件比較復(fù)雜的井場，自升式鉆井平臺插樁過程中的破壞模式并不是單一的穿刺破壞模式或者排擠破壞模式，按照這兩種方法計算的結(jié)果與實際結(jié)果之間存在一定的偏差。在對實際插樁結(jié)果反分析的基礎(chǔ)上，提出了一種新的破壞模式，即“混合破壞模式”。其破壞機理如圖3所示，在樁靴的壓載下，上部硬土層首先被壓密；隨著壓載量的增加，上部硬層發(fā)生垂直剪切破壞，并暫時與樁靴形成一個整體一起向下運動，而中間的軟土層被局部排擠壓縮，且承載力也在逐漸增加；隨著壓載的繼續(xù)增加，上部硬層受到的上部樁靴壓力和下部地層的反力超過了它的承載極限，硬層被破壞，發(fā)生穿刺。最終破壞結(jié)果如圖3(b)所示。

圖3 混合破壞模式示意Fig.3 Schematic plot of mixed failure model

3 鉆井平臺插樁實例

以南海A井場為例，在A井場完成了2個40 m的CPT(cone penetration test)測試孔和1個40 m的取樣孔，分別位于鉆井平臺的3個樁腿位置處，孔位編號分別為CPT1、CPT2和BH。各孔分別相距約50 m，鉆遇深度內(nèi)的土層分布基本一致，但土層厚度及強度在橫向上存在一定差異。A井場內(nèi)各鉆孔土質(zhì)對比見圖4。

圖4 A場址土質(zhì)對比Fig. 4 Comparison of soil properties at site A

分析的鉆井平臺為三腿自升式移動鉆井平臺，其樁靴式基礎(chǔ)的最寬部分面積為415 m2，等效直徑為23.0 m，樁靴尖至最大截面處的高度為1.6 m，每只樁靴的最大預(yù)壓載為112.2 MN。根據(jù)各樁腿位置的土質(zhì)資料，分別進行了工程分析。

3.1 CPT1孔位

圖5為CPT1孔位的CPT原位測試結(jié)果，表1為CPT1孔位的土質(zhì)設(shè)計參數(shù)表。

圖5 CPT1孔CPT原位測試結(jié)果Fig. 5 CPT in situ test results of borehole CPT1

表1 CPT1孔土質(zhì)設(shè)計參數(shù)表Tab. 1 Soil design parameters of borehole CPT1

初步分析中，對于0.0～2.5 m的粉質(zhì)細(xì)砂層，按照穿刺破壞模式進行計算；對于9.5～10.7 m的黏土層，按照排擠破壞模式進行計算。初步分析結(jié)果以承載力曲線形式表示在圖6上。

圖6 CPT1孔承載力初步分析結(jié)果 Fig. 6 Preliminary analysis results of bearing capacity of borehole CPT1

從圖6中可以得出，在輕載(78 MN)下，鉆井平臺樁靴尖入泥深度為8.8 m；在最大預(yù)壓載(112.2 MN)下，鉆井平臺樁靴尖最終入泥深度為9.8 m。而根據(jù)鉆井平臺反饋的實際插樁結(jié)果，初步預(yù)測結(jié)果與實際結(jié)果存在一定的偏差，CPT1孔的插樁結(jié)果對比見表2。

表2 CPT1孔插樁結(jié)果對比Tab. 2 Comparison of footing penetration results of borehole CPT1

從表2可以看出，在最大預(yù)壓下，預(yù)測結(jié)果與實際結(jié)果一致，說明預(yù)測的鉆井平臺樁靴尖最終入泥深度是準(zhǔn)確的。但對于輕載下的入泥深度及穿刺深度范圍，預(yù)測結(jié)果與實際結(jié)果存在較大偏差。因此，預(yù)測結(jié)果未能精確指導(dǎo)鉆井平臺就位作業(yè)，尤其是未能準(zhǔn)確地對穿刺風(fēng)險深度的范圍進行提示。

針對預(yù)測的偏差，逐一對影響鉆井平臺插樁分析準(zhǔn)確與否的關(guān)鍵因素[5]進行了分析判斷，造成偏差的主要原因是初步分析中計算模型的選擇不合理。在此基礎(chǔ)上，根據(jù)表2的插樁實際結(jié)果用混合破壞模式進行了反分析，CPT1孔的承載力反分析結(jié)果見圖7。

圖7 CPT1孔承載力反分析結(jié)果 Fig. 7 Back analysis results of bearing capacity of borehole CPT1

CPT1孔實際插樁情況模擬：在壓載過程中，0.0～2.5 m的粉質(zhì)細(xì)砂首先發(fā)生部分排擠，并隨著樁靴一起向下運動，而2.5～4.0 m的軟黏土在上部砂層與樁靴共同作用下逐漸被排擠破壞，這一過程見圖7中的標(biāo)記1，即0.0～2.5 m粉質(zhì)細(xì)砂被部分排擠(從CPT中估算，約被排擠1.4 m)，2.5～4.0 m軟黏土被全部排擠；隨著壓載量的繼續(xù)增加，上部砂層(土塞體約1.1 m)與樁靴共同繼續(xù)向下運動，4.0～7.8 m的黏土層開始被局部排擠壓縮，且該層承載力也在逐漸增加，這一過程見圖7中的標(biāo)記2；當(dāng)達(dá)到輕載(78 MN)時，樁靴尖入泥深度達(dá)到6.1 m，此時樁靴、砂層土塞體和下部黏土層達(dá)到一個初始平衡狀態(tài)，加之輕載完成后停歇時間比較長，使樁靴、砂層土塞體和下部黏土層形成一個新的相對穩(wěn)定的狀態(tài)；隨著壓載量的繼續(xù)增加，樁靴入泥深度暫時不再增加，而當(dāng)壓載量達(dá)到87 MN時，砂層土塞體受到的上部樁靴壓力和下部地層的反力超過了它的承載極限，導(dǎo)致砂層土塞體被破壞，發(fā)生穿刺，即樁靴尖由6.1 m迅速貫入至9.4 m；隨著壓載量繼續(xù)增加，9.5～10.7 m黏土層開始發(fā)生部分排擠，當(dāng)達(dá)到最大預(yù)壓載時，樁靴尖最終入泥深度達(dá)到9.8 m。

通過分析可以得出，CPT1孔采用混合破壞模式模擬的插樁情況與實際情況基本吻合?；旌掀茐哪Ｊ绞窃诎l(fā)生穿刺破壞之前有一個排擠破壞過程，其穿刺深度范圍較穿刺計算預(yù)測的結(jié)果有一定程度的下移，但其具體的深度范圍難以定量預(yù)測。因此，在鉆井平臺樁靴尖達(dá)到預(yù)測最終入泥深度之前均存在穿刺風(fēng)險，應(yīng)提醒鉆井平臺采取相應(yīng)措施，防止穿刺對平臺造成危害。

3.2 CPT2孔位

圖8為CPT2孔位的CPT原位測試結(jié)果，表3為CPT2孔位的土質(zhì)設(shè)計參數(shù)表。

圖8 CPT2孔CPT原位測試結(jié)果Fig. 8 CPT in situ test results of borehole CPT2

表3 CPT2孔土質(zhì)設(shè)計參數(shù)表Tab. 3 Soil design parameters of borehole CPT2

初步分析中，對于0.0～2.7 m的粉質(zhì)細(xì)砂層，按照穿刺破壞模式進行了計算；對于9.0～9.9 m的黏土層，按照排擠破壞模式進行了計算。初步分析結(jié)果以承載力曲線形式表示在圖9上。

圖9 CPT2孔承載力初步分析結(jié)果Fig. 9 Preliminary analysis results of bearing capacity of borehole CPT2

而根據(jù)鉆井平臺反饋的實際插樁結(jié)果，初步預(yù)測結(jié)果與實際結(jié)果存在一定的偏差，CPT2孔的插樁結(jié)果對比見表4。

表4 CPT2孔插樁結(jié)果對比Tab. 4 Comparison of footing penetration results of borehole CPT2

從表4可以看出，最大預(yù)壓下的預(yù)測結(jié)果與實際結(jié)果基本一致；但對于輕載下的入泥深度及穿刺深度范圍，預(yù)測結(jié)果與實際結(jié)果存在較大偏差。根據(jù)表4的插樁實際結(jié)果用混合破壞模式進行了反分析，CPT2孔的承載力反分析結(jié)果見圖10。

圖10 CPT2孔承載力反分析結(jié)果Fig. 10 Back analysis results of bearing capacity of borehole CPT2

CPT2孔實際插樁情況模擬：在壓載過程中，0.0～2.7 m的粉質(zhì)細(xì)砂首先發(fā)生部分排擠，并隨著樁靴一起向下運動，而2.7～3.7 m的軟黏土在上部砂層與樁靴共同作用下逐漸被排擠破壞，這一過程見圖10中的標(biāo)記1；隨著壓載量的繼續(xù)增加，上部砂層(土塞體約1.5 m)與樁靴共同繼續(xù)向下運動，3.7～7.7 m的黏土層開始被局部排擠壓縮，且該層承載力也在逐漸增加，這一過程見圖10中的標(biāo)記2。當(dāng)達(dá)到輕載(78 MN)時，樁靴尖入泥深度達(dá)到5.6 m，此時樁靴、砂層土塞體和下部黏土層達(dá)到一個初始平衡狀態(tài)。而當(dāng)壓載量達(dá)到88 MN時，此時砂層土塞體受到的上部樁靴壓力和下部地層的反力超過了它的承載極限，導(dǎo)致砂層土塞體被破壞，發(fā)生穿刺，即樁靴尖由5.6 m迅速貫入至9.3 m。隨著壓載量繼續(xù)增加，9.0～9.9 m黏土層開始發(fā)生部分排擠，當(dāng)達(dá)到最大預(yù)壓載時，樁靴尖最終入泥深度達(dá)到9.6 m。

通過分析可以得出，CPT2孔采用混合破壞模式模擬的插樁情況與實際情況也基本吻合。

3.3 BH孔位

表5為BH孔位的土質(zhì)設(shè)計參數(shù)表。初步分析中，對于0.0～2.7 m的粉質(zhì)細(xì)砂層，按照穿刺破壞模式進行了計算。初步分析結(jié)果以承載力曲線形式表示在圖11上。

表5 BH孔土質(zhì)設(shè)計參數(shù)表Tab. 5 Soil design parameters of borehole BH

圖11 BH孔承載力初步分析結(jié)果 Fig. 11 Preliminary results of bearing capacity analysis of borehole BH

而根據(jù)鉆井平臺方反饋的實際插樁結(jié)果，初步預(yù)測結(jié)果與實際結(jié)果存在一定的偏差，BH孔的插樁結(jié)果對比見表6。

表6 BH孔插樁結(jié)果對比Tab. 6 Comparison of footing penetration results of borehole BH

從表6可以看出，最大預(yù)壓下的預(yù)測結(jié)果與實際結(jié)果基本一致；但對于輕載下的入泥深度存在一定的偏差。造成偏差的主要原因是3.7～7.9 m的黏土強度在橫向上存在較大的差異，該層在BH孔的設(shè)計強度明顯高于CPT1孔和CPT2孔，經(jīng)校核，BH孔的設(shè)計參數(shù)是合理的。由于樁靴最大截面積為415 m2，橫向的差異對實際承載力影響較大，而樁靴下該層的整體強度可能與CPT1孔和CPT2孔更接近，從而導(dǎo)致使用BH孔設(shè)計參數(shù)計算的輕載入泥深度比實際入泥深度淺，且BH孔輕載的實際結(jié)果與CPT1孔和CPT2孔的初始預(yù)測結(jié)果基本一致，更增加了這種可能性。

通過分析可以得出，BH孔0.0～2.7 m粉質(zhì)細(xì)砂層在樁靴壓載時直接發(fā)生了穿刺破壞，與初步分析中的預(yù)測結(jié)果基本一致，但由于土層橫向上存在較大差異，導(dǎo)致預(yù)測的輕載入泥深度比實際淺，但并不影響指導(dǎo)鉆井平臺就位作業(yè)。

4 樁端土體破壞模式的影響因素

收集了近幾年地質(zhì)條件相對復(fù)雜場址的實際插樁結(jié)果，對其插樁過程進行了分析與反分析。并從中選取了數(shù)個具有代表性的典型實例，其土質(zhì)條件及實際破壞模式統(tǒng)計結(jié)果見表7。

表7 插樁實例統(tǒng)計Tab. 7 Statistics of footing penetration examples

綜合鉆井平臺插樁實例，再結(jié)合文中各破壞模式的內(nèi)生原理與差異，針對兩強夾一弱等復(fù)雜地層，插樁過程中樁端土體破壞的影響因素總結(jié)如下：

1) 樁靴尺寸：大樁靴相比小樁靴鉆井平臺更容易在土層中發(fā)生排擠破壞和混合破壞；小樁靴相比大樁靴更容易在土層中發(fā)生穿刺破壞。

2) 壓載方式：如果就位過程中采用緩慢多級壓載，土層更傾向于發(fā)生排擠破壞；如果壓載過快，土層更傾向于發(fā)生穿刺破壞。

3) 軟弱土層厚度：對于大樁靴，當(dāng)軟弱土層的厚度與上覆硬土層厚度比小于或等于1時，土層傾向于發(fā)生排擠破壞，且比值越小，排擠破壞的概率越大；當(dāng)軟弱土層的厚度與上覆硬土層厚度比大于1時，土層傾向于發(fā)生穿刺破壞或混合破壞，且比值越大，穿刺破壞或混合破壞的概率越大。

4) 軟弱土層強度：軟弱層抗剪強度越大越不易發(fā)生排擠破壞，工程實踐證明，發(fā)生排擠的軟弱土層強度一般小于40 kPa。

5 結(jié) 語

1) 文中工程實例分析結(jié)果表明：A井場應(yīng)用混合破壞模式分析的結(jié)果與實際插樁結(jié)果較為吻合。

2) 混合破壞模式是一種先排擠后穿刺的動態(tài)模式，其破壞過程中的轉(zhuǎn)折點受樁靴尺寸、壓載方式、軟弱土層厚度和強度等因素影響。對于上硬下軟且上薄下厚的地層條件，大樁靴鉆井平臺在緩慢多級壓載方式下插樁時，土層的破壞模式大概率會是混合破壞模式。

3) 混合破壞模式的最終入泥深度與穿刺破壞模式基本一致，但混合破壞模式的穿刺起始深度較穿刺破壞模式有一定程度的下移，其下移的具體深度受多因素影響，現(xiàn)階段主要依據(jù)CPT原位測試結(jié)果和土工試驗結(jié)果來進行估算。混合破壞模式的分析結(jié)果表明：對于有可能發(fā)生混合破壞模式的場址，鉆井平臺在達(dá)到預(yù)測的最終入泥深度之前均可能存在穿刺的風(fēng)險。

4) 在實際應(yīng)用中，要綜合分析評價樁端土體破壞模式的各影響因素，選用最適宜且合理的方法進行全方位的分析判斷，以提高鉆井平臺插樁預(yù)測的準(zhǔn)確性，為鉆井平臺就位作業(yè)提供精確的指導(dǎo)建議。