重復(fù)插拔樁引發(fā)粉質(zhì)海床擾動效應(yīng)研究

宋玉鵬，宋丙輝，孫永福，周其坤，王振豪

(1. 自然資源部第一海洋研究所，山東 青島 266061；2. 青島海洋科學(xué)與技術(shù)試點國家實驗室海洋地質(zhì)過程與環(huán)境功能實驗室，山東 青島 266235；3. 國家深?；毓芾碇行模綎| 青島 266237)

自升式鉆井平臺是指具有若干個可自行升降樁腿的鉆井平臺，在海洋油氣勘探開發(fā)中，自升式鉆井平臺是目前應(yīng)用最為廣泛的移動式鉆井設(shè)施。自升式鉆井平臺漂浮和海底支撐狀態(tài)之間的轉(zhuǎn)換伴隨著插樁和拔樁過程，每次插拔樁后會在海底留下明顯的凹陷樁坑，周邊土體多被擾動，而擾動后的海床會對后續(xù)平臺作業(yè)活動產(chǎn)生影響，嚴重時甚至導(dǎo)致平臺插樁失敗，存在較大安全隱患[1-3]。

目前海洋平臺樁靴插拔擾動效應(yīng)研究主要分為兩類：一是樁靴插拔對樁坑及其周圍土體的影響；另一類是樁靴插拔對臨近平臺樁基的影響。在樁靴插拔擾動土體方面，宋清峰等[4-5]利用物探、野外鉆探及室內(nèi)試驗等多種手段對比分析了黃河三角洲埕島海域平臺插樁后樁穴內(nèi)外土層的工程地質(zhì)性質(zhì)，發(fā)現(xiàn)平臺插樁會造成海底淺部土層擾動破壞，但樁坑內(nèi)土層強度相對有所提高；黃瑛[6]基于大變形有限元數(shù)值算法分析了平底、紡錘形和桶形3 種形狀樁靴插樁引起的土體擾動效應(yīng)，結(jié)果表明桶形樁靴對土體的擾動最大；安永寧等[7]探討了插拔樁引起海底地層擾動的機理，指出擾動效應(yīng)不僅和原始地層的巖性組成有關(guān)，而且和插拔樁發(fā)生后的時間長短有關(guān)。

在樁靴插拔影響臨近平臺樁基方面，20 世紀90 年代Siciliano 等[8]開展了樁靴插拔離心模擬試驗，總結(jié)了插樁引起臨近樁基樁身彎矩的變化規(guī)律；郭紹曾等[9]基于球孔擴張理論和擬靜力數(shù)值模擬方法，分析了樁靴下沉深度對臨近樁基承載力的影響；李亞等[2]通過總結(jié)插樁引起的擠土效應(yīng)，提出了黏土中自升式鉆井船插樁對臨近樁基影響的分析計算方法；劉潤等[10]結(jié)合室內(nèi)模型試驗和理論分析結(jié)果，給出了樁靴插拔影響區(qū)內(nèi)臨近樁基承載力的計算方法。

綜上，現(xiàn)有關(guān)于單次插拔樁引起海床擾動以及臨近樁基變形和承載力變化的研究成果相對較多，但對重復(fù)插拔樁擾動效應(yīng)的研究較少?？紤]到日漸遞增的平臺作業(yè)頻次，開展重復(fù)插拔樁引發(fā)的海床擾動效應(yīng)研究是十分必要的?；诖?，本文通過室內(nèi)物理模型試驗和原位CPT 靜力觸探試驗?zāi)M了粉質(zhì)海床中自升式平臺的重復(fù)插拔樁過程，評價重復(fù)插拔樁引起的粉質(zhì)海床擾動效應(yīng)。

1 物理模型試驗

1.1 土箱及樁靴模型

模型土箱尺寸為長800 mm、寬800 mm、高400 mm（圖1），側(cè)板底部對稱設(shè)計了兩個排水孔，用于真空固結(jié)法制備模型試驗用土。根據(jù)模型土箱尺寸設(shè)定物模試驗幾何相似比為1∶100。樁靴模型見圖2，樁靴原型為正八邊形，邊長為9 200 mm，高度為1 650 mm，樁靴模型為圓形，直徑92 mm，高度16.5 mm。其中樁身材料為鋁合金，不考慮材料的相似性。雖然模型試驗無法完全還原實際情況，但試驗獲得的參數(shù)變化規(guī)律可為后續(xù)相關(guān)研究提供經(jīng)驗和參考。

圖1 模型土箱Fig. 1 Model box

圖2 樁靴模型尺寸(單位：mm)Fig. 2 Model size of pile shoe (unit: mm)

1.2 試驗用土

黃河三角洲埕島油田海域海上平臺眾多，平臺插拔樁作業(yè)頻繁，因此選取該海域海底土作為試驗用土，土質(zhì)類型為粉土和粉質(zhì)黏土，基本物理性質(zhì)如表1 所示。土樣經(jīng)風(fēng)干、碾散、過篩后放入攪拌機加水制備成飽和泥漿，然后分批倒入模型土箱，模型箱底部鋪設(shè)土工織布和排水砂層，采用真空預(yù)壓方式固結(jié)土樣（圖3），固結(jié)時間不小于15 d，然后開展插拔樁模擬試驗。

表1 海底土基本物理性質(zhì)Tab. 1 Basic physical properties of seabed soil

根據(jù)埕島海域海底地層特點[11-12]及模型箱尺寸，室內(nèi)物模試驗設(shè)計了海床土層組成工況：上部粉質(zhì)黏土層厚20 cm，下部粉土層厚7 cm。試驗開始前在模型箱4 個角點距離箱側(cè)10 cm 位置處測試模型土體物理性質(zhì)和十字板不排水抗剪強度，以了解海床初始賦存狀態(tài)，結(jié)果如表2 所示，其中，根據(jù)土體強度隨埋深線性變化規(guī)律可推算得出海床泥面不排水抗剪強度約為0.2 kPa。通過對比可知，模型試驗制備土體的初始物理性質(zhì)與天然海底土的物理性質(zhì)（表1）比較接近。

圖3 真空預(yù)壓固結(jié)模型箱原理Fig. 3 Schematic diagram of model box for vacuum preloading consolidation

表2 試驗土體初始物理、力學(xué)性質(zhì)Tab. 2 Initial physical and mechanical properties of testing soil

1.3 加載及測試系統(tǒng)

通過液壓千斤頂和反力架配合來實現(xiàn)插樁與拔樁過程（圖1）。千斤頂加載系統(tǒng)可根據(jù)試驗要求控制位移加載速率，并可進行往復(fù)加載，雙向加載行程均為25 cm，最大加載能力為±20 t，滿足試驗加載要求。有關(guān)研究[10]表明，插拔樁對周圍土體擾動的影響主要集中在距樁軸線1.50D（D 為樁徑）范圍內(nèi)，本次物模試驗微型孔壓計據(jù)此進行布置，詳細監(jiān)測系統(tǒng)布置方案見圖4。加載過程中采用DYLY-103S 型拉壓力傳感器測量插拔樁過程中的樁端阻力大小，量程為?200～200 kg，精度為0.03% FS。監(jiān)測超孔壓的微型孔隙水壓力傳感器量程為?60～60 kPa，精度為0.5% FS，設(shè)有溫度補償裝置。此外，重復(fù)插拔過程結(jié)束后，在距離樁靴0.75D、1.00D、1.25D、1.50D、1.75D 和樁底位置處采用便攜式十字板剪切儀分別測試土體的不排水抗剪強度，其中十字板頭尺寸為25.4 mm×50.8 mm，量程0～65 kPa，測試精度0.5 kPa，具體不排水抗剪強度測試位置分布如圖5 所示。

圖4 模型監(jiān)測系統(tǒng)布置方案（側(cè)剖面圖）（單位：mm）Fig. 4 Layout plan of model monitoring system (side profile view) (unit: mm)

1.4 物模試驗過程

考慮到土層組成情況及邊界效應(yīng)（圖4），本次物模試驗插樁深度設(shè)為22 cm，即樁靴進入粉土層2 cm 左右。插拔樁過程采用位移控制，速度均為0.1 mm/s[13-14]。插樁至預(yù)定深度后，靜置等孔壓完全消散后開始拔樁，待樁孔內(nèi)土體完全回流結(jié)束且孔壓完全消散后開始再次插樁，重復(fù)上述操作，共進行往復(fù)兩次插拔樁，之后終止試驗并移除設(shè)備。

圖5 土體十字板不排水抗剪強度測試點分布Fig. 5 Distribution of test points for vane undrained shear strength of soil

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 土體變形特征

由于表層粉質(zhì)黏土強度較低，樁靴初次貫入時土層發(fā)生沖剪破壞，沖坑周邊未出現(xiàn)明顯擠土隆起，相反樁靴附近表層土體出現(xiàn)環(huán)形裂縫（圖6）。這主要是因為隨著樁靴貫入深度增加，樁坑內(nèi)壁土體不同程度坍塌陷落，坑壁支撐力降低，坑外側(cè)主動土壓力引起樁坑側(cè)壁土體發(fā)生了卸荷變形。

初次拔樁過程中樁靴擠土效應(yīng)不甚明顯，拔樁結(jié)束后，樁靴帶出部分完全擾動土體，呈流塑狀，主要是插樁后樁坑側(cè)壁土體坍塌或回流而形成。初次插拔樁形成樁坑呈倒錐形，最大深度約8.5 cm（約0.92D），最大直徑約12 cm（約1.30D）（圖7）。

圖6 初次插樁樁坑Fig. 6 Pile pit after initial spudcan penetration

圖7 初次插拔樁后形成的樁坑Fig. 7 Pile pit after initial spudcan extraction

初次插拔過程結(jié)束后，等待海床內(nèi)部超孔壓消散以及樁坑內(nèi)土體回流完畢，在相同位置處繼續(xù)進行二次插拔樁。由于初次插拔已形成完整樁坑，二次插樁時，樁靴擠土效應(yīng)也不明顯（圖8），樁靴二次拔出后仍攜帶部分完全擾動土體，并進一步擾動了周圍土體，使得樁坑孔壁坍塌較嚴重，樁坑深度和直徑較初次插拔樁均有所增大，其中樁坑最大深度約10 cm（1.09D），最大直徑約15 cm（1.63D）（圖9）。

圖9 二次插拔樁后形成的樁坑Fig. 9 Pile pit after second spudcan extraction

2.2 超靜孔隙水壓力變化特征

圖10 揭示了初次插樁過程中海床不同位置處超靜孔隙水壓力發(fā)展變化情況。從圖10 中可以看出，本次物模試驗插樁引起的海床內(nèi)部超孔壓響應(yīng)特征可基本分為兩類：一類是距樁靴中心較遠的1#和4#孔壓計（1.50D），此處雖有超孔壓產(chǎn)生，但超孔壓響應(yīng)很弱，整個插樁過程中海床內(nèi)部超孔壓均小于其有效上覆土壓力，表明插樁對該處及更遠處土體的擾動變形影響有限；另一類是距樁靴中心1.00D 處的2#和3#孔壓計，隨著樁靴貫入深度的增加，該處超孔壓逐漸累積增大，增長速率先快后慢，最終累積超孔壓可達有效上覆土壓力5 倍以上，表明插樁引起該范圍內(nèi)海床壓縮變形明顯，土體擾動效應(yīng)比較顯著。由于粉質(zhì)黏土海床的低滲透特性，插樁過程結(jié)束時各處超孔壓無明顯消散跡象，后續(xù)經(jīng)過約2 h 方才消散完畢。

二次插樁引起超孔隙水壓力變化情況如圖11 所示?？梢?，二次插樁產(chǎn)生的超孔壓累積規(guī)律與初次插樁情況比較類似，但相比起初次插樁，二次插樁累積的超孔壓幅值有所下降，特別是距樁靴中心較近的2#和3#孔壓計處超孔壓最大降幅可達35%，這是因為初次插樁壓密固結(jié)了海床，減弱了海床土體的可壓縮性，使得二次插樁引起海床土體體積壓縮變形的程度有所降低，從而累積的超孔隙水壓力也有所減小[15]。該試驗結(jié)果表明：先期插樁可有效緩解后期再次插樁時海床中累積的超孔隙水壓力，一定程度上利于樁靴就位和基礎(chǔ)穩(wěn)定。

圖10 初次插樁引起超孔壓累積Fig. 10 Excess pore pressure accumulation during initial spudcan penetration

圖11 二次插樁引起超孔壓累積Fig. 11 Excess pore pressure accumulation during second spudcan penetration

2.3 土體強度變化特征

二次拔樁結(jié)束后，利用便攜式十字板剪切儀分別測試了距樁靴中心水平距離0.75D、1.00D、1.25D、1.50D 和1.75D 位置處土體的不排水抗剪強度，并與土體初始強度進行了對比分析，測試結(jié)果如表3 所示。

表3 重復(fù)插拔樁試驗前后土體不排水抗剪強度（平均值）Tab. 3 Undrained shear strength of soil before and after repeated spudcan penetration and extraction (mean value)

從不排水剪切強度角度給出插拔樁引起海床擾動程度的定量化評價指標：

式中：Dis為海床擾動度，S0、S1分別為海床初始不排水抗剪強度及重復(fù)插拔樁后的不排水抗剪強度。

圖12 揭示了重復(fù)插拔樁后距樁靴中心不同水平距離處海床土體受擾動程度分布規(guī)律。整體而言，隨著距樁靴中心水平距離的增大，重復(fù)插拔樁引起的海床擾動度基本呈線性衰減趨勢，其中距樁靴中心0.75D 處海床擾動程度相對比較嚴重，最高可達60%，水平距離增至1.50D 時，土體擾動度約為10%，距離增至1.75D 時，土體擾動度一般小于5%，基本未受擾動，這與超孔隙水壓力監(jiān)測結(jié)果（圖10和圖11）相吻合。前人有關(guān)研究[16]表明黏性土層中單次插拔樁可引起樁坑內(nèi)土體強度降低達40%，距插樁中心1.50D 范圍之外的土體基本未發(fā)生軟化，對比本文研究可知，相比單次插拔樁，重復(fù)插拔樁可引起黏性土體更高程度和更廣范圍的強度降低。

另外，需要注意的是不同埋深處土體擾動程度存在一定的差異，其中隨著距樁靴中心水平距離的增大，不同埋深土體受擾動程度的離散性越來越小，相比起淺表層（d=4 cm）和插樁最深處（d=22 cm）土體，中間層位土體的受擾動程度相對更大一些。這主要是因為淺表層土體本身強度較小，靈敏度也較低，經(jīng)重復(fù)插拔樁擾動后土體強度降低的程度有限，而由于插拔樁附加應(yīng)力有限的作用范圍，插樁最深處土體受到的擾動作用也是相對較弱的。

通過測試樁坑底部中心處土體不排水剪切強度發(fā)現(xiàn)重復(fù)插拔樁試驗后坑底土體強度較初始強度增加約40%，這是由于重復(fù)插拔樁引起坑底粉土壓密固結(jié)的結(jié)果[11]。

圖12 不同埋深處海床擾動度隨距樁靴中心水平距離發(fā)展演變規(guī)律Fig. 12 The evolution law of seabed disturbance at different buried depths with the horizontal distance from the center of the pile shoe

2.4 樁端阻力變化特征

插拔樁過程中樁端阻力歷時曲線如圖13 所示。由圖13 可知，插樁初期樁端阻力由粉質(zhì)黏土提供，阻力隨插樁深度的增加呈緩慢線性增加趨勢，當下部粉土開始發(fā)揮作用時，樁端阻力快速增大，插樁后期樁端阻力又逐漸趨于平穩(wěn)。需要注意的是由于樁坑內(nèi)土體受到初次插拔樁的擾動，降低了土體強度，導(dǎo)致二次插樁時樁端阻力小于初次插樁的阻力。當達到預(yù)定插樁深度（22 cm）時樁端阻力增大至峰值強度，其中初次插樁樁端峰值阻力Q1p約為0.20 MPa，而二次插樁樁端峰值阻力Q2p約為0.21 MPa，這主要與初次插樁引起了樁坑底部粉土壓密固結(jié)有關(guān)。

維持階段樁靴豎向位移保持不變，隨著超孔壓的消散，樁端阻力出現(xiàn)了明顯下降并逐漸達到一穩(wěn)定值，其中初次插樁樁端阻力穩(wěn)定值Q1w約0.06 MPa，Q1w/Q1p=0.30，二次插樁樁端阻力穩(wěn)定值Q2w約0.07 MPa，Q2w/Q2p=0.33；待超孔隙水壓力完全消散后開始拔樁，起拔阻力主要源于端部土體對樁靴的吸附作用，其中初次拔樁最大起拔阻力Q1b約0.03 MPa，二次拔樁較初次拔樁略有下降，最大起拔阻力Q2b約0.02 MPa，隨后起拔阻力逐漸緩慢波動減小至零。

前人有關(guān)研究[17-18]表明靜力觸探能對靜壓樁受力作用進行較好的模擬，且尺寸效應(yīng)對樁端阻力的影響很小，因此本文借助Neptune3000 型坐底式CPT 設(shè)備還開展了現(xiàn)場原位海床靜力觸探重復(fù)貫入試驗，試驗期間CPT 設(shè)備一直靜置于海底泥面，測試探頭重復(fù)貫入海床2 次，貫入速度2 cm/s，貫入深度0.5 m，同時監(jiān)測探桿貫入時的貫入阻力以及探桿傾斜角度，后期通過對比2 次貫入時的傾角記錄發(fā)現(xiàn)探桿東向、北向傾角均小于1°，表明探桿工作狀態(tài)良好，兩次貫入基本處于同一位置。

圖14 描繪了CPT 探桿重復(fù)貫入海床記錄到的探頭阻力變化曲線。從圖14 可知，重復(fù)2 次貫入監(jiān)測的探頭阻力變化趨勢比較類似，但相比初次貫入，CPT 探桿原位二次貫入的探頭阻力在貫入前期有所減小，隨著貫入深度的增加，二者貫入阻力逐漸接近，待達到貫入設(shè)定深度時，二次貫入的探頭阻力超過了初次貫入的阻力。由此可見，現(xiàn)場原位CPT 貫入阻力變化特征與室內(nèi)插拔樁物模試驗樁端阻力監(jiān)測結(jié)果吻合較好。

3 結(jié) 語

通過室內(nèi)物理模型試驗探討了粉質(zhì)海床中自升式平臺重復(fù)插拔樁引起的海床擾動效應(yīng)，并與現(xiàn)場CPT 重復(fù)貫入測試結(jié)果進行了對比分析，得出了以下結(jié)論：（1）相比初次插拔樁，二次插拔樁形成樁坑的幾何尺寸會有所增大。（2）初次和二次插樁在距樁靴中心水平距離1.00D 處均引起了顯著超孔壓，但二次插樁較初次插樁引起的超孔壓有所下降，最大降幅可達35%，距樁靴中心水平距離1.50D 處初次和二次插樁引起的超孔壓均比較微弱。（3）重復(fù)插拔樁引起的海床擾動度隨距樁靴中心水平距離的增大大致呈線性減小趨勢，其中距樁靴中心水平距離0.75D 處土體擾動度高達60%，距樁靴中心水平距離1.75D 處土體擾動度一般小于10%，中間層位土體比淺表層和深層土體受到的擾動更大。（4）相較初次插樁，二次插樁時樁端阻力會有所減小，但樁端最終峰值阻力卻稍有增大，初次和二次拔樁時的起拔力則比較接近。（5）重復(fù)插拔樁物模試驗記錄的樁端阻力發(fā)展演變趨勢與現(xiàn)場CPT 重復(fù)貫入探頭阻力監(jiān)測結(jié)果吻合較好。