埕島油田反復(fù)插拔樁高擾動地層下動平臺插樁分析

摘" " 要：埕島油田動平臺反復(fù)在同一井口插拔樁作業(yè)對海底土層破壞擾動極大，常規(guī)插樁分析方法對高擾動地層預(yù)測不準的問題頻頻發(fā)生。為提高插樁分析符合率及降低平臺就位風(fēng)險，通過對比SY、ISO、SNAME等國內(nèi)外規(guī)范，提出了埕島油田地區(qū)反復(fù)插拔樁高擾動土層的插樁分析方法，該方法基于總結(jié)國內(nèi)外規(guī)范樁基承載力計算方法，定性分析插樁對土體的破壞模式，采用大數(shù)據(jù)分析歷史插樁深度和埕島油田水深特征，歸納就位區(qū)域海床均勻性和插樁深度規(guī)律，最后通過對已有樁坑強度判別和物探手段進行綜合分析。實例運用效果表明，該方法可提高動平臺在同一井口多次作業(yè)插樁符合率及作業(yè)效率，降低動平臺隱患。

關(guān)鍵詞：埕島油田；插樁分析；反復(fù)插拔樁；歷史插樁深度；大數(shù)據(jù)分析

Pile insertion analysis of moving platform of Shengli Chengdao Oilfield on high-disturbance stratum under repeated pile insertion and pullout

QI Xiaohui1， ZHANG Da2， AN Tao3， LIN Zengyong3， WANG Zixuan1

1. Qingdao Geological Exploration Institute of Metallurgical Geology of China， Qingdao 266000， China

2. Qingdao Huanhai Marine Engineer Prospecting Institute Co.， Ltd.， Qingdao 266000， China

3. Sinopec Shengli Petroleum Engineering Co.， Ltd.， Dongying 257000， China

Abstract：In Shengli Chengdao Oilfield， repeated pile insertion and pulloutl at the same wellhead causes great damage and disturbance to seabed soil strata， and conventional pile insertion analysis method frequently leads to inaccurate prediction of high-disturbance strata. In order to improve the compliance rate of pile driving analysis and reduce platform sitting risks， this paper proposes a comprehensive analysis method of pile insertion in high-disturbance areas under repeated pile insertion and pullout of Shengli Chengdao Oilfield by comparing SY， ISO， SNAME and other domestic and foreign norms. By summarizing domestic and foreign calculation methods and qualitatively analyzing the destruction mode of soil for pile insertion， this method made a big data analysis of historical pile driving depth and water depth of the oilfield， generalized the uniformity of the seabed in the sitting area and the pattern of pile insertion， performed a comprehensive analysis of the existing pile pit strength and geophysical means， and combined the use of case study. It greatly improves the compliance rate of multiple pile driving operations at the same wellhead of the moving platform， reduces its hidden dangers， and increases its operating efficiency.

Keywords：Chengdao Oilfield; pile insertion analysis; repeated pile insertion and pullout; historical pile driving depth; big data analysis

埕島油田位于復(fù)合現(xiàn)代三角洲體系，海底地質(zhì)條件復(fù)雜；隨著石油開采活動增大，各種侵蝕微地貌（如水下滑坡、滑塌洼地、凹坑等）發(fā)育普遍[1]；反復(fù)插拔樁形成的高擾動土地層存在橫向和縱向地層紊亂且力學(xué)性質(zhì)不均勻的問題[2]。SY/T 6707-2016《海洋井場調(diào)查規(guī)范》[3]沒有明確高擾動土地層中單一鉆孔適用性差的問題。ISO 19905-1規(guī)范[4]中樁基承載力的計算公式僅適用于未擾動地層，對樁坑復(fù)雜區(qū)域建議增設(shè)勘探孔查明不均勻性。SNAME規(guī)范[5]提出：為減少平臺就位風(fēng)險，再就位時盡量避開高擾動地層。目前在反復(fù)插拔樁地區(qū)，規(guī)范沒有給出適用的計算方法，且反復(fù)插拔樁地區(qū)海床不均勻性極強，給插樁分析帶來了較大不確定性。本文綜合國內(nèi)外規(guī)范中關(guān)于樁基承載力的計算方法，結(jié)合土力學(xué)土體破壞機理分析和埕島油田淺地層沉積規(guī)律，以及現(xiàn)有工程實踐，提出一種插樁綜合分析方法。

1" " 樁靴承載力主要計算方法

1.1" 《海洋井場調(diào)查規(guī)范》規(guī)范[3]

SY/T 6707—2016中，黏性土樁靴基礎(chǔ)的極限承載力表達式為：

[QV=[6（1+D5B）Su+p0′]πB24]" "（ 1 ）

式中：[QV]為基礎(chǔ)底面的總極限軸向承載力，kN；D為樁靴最大截面入泥深度，m；B為樁靴的當(dāng)量直徑，m；Su為樁靴最大截面以下B/2深度內(nèi)的平均不排水抗剪強度，kPa；[p0′]為計算深度點的有效覆蓋土壓力，kPa。

SY/T 6707—2016中，砂性土樁靴基礎(chǔ)的極限承載力表達式為：

[QV=0.3γBNγ+p0′（Nq-1）]" （ 2 ）

式中：γ?為樁端以下B/2深度范圍內(nèi)土的平均重度，kN/m3；Nγ和Nq為排水粒狀土的無量綱承載力系數(shù)。

1.2" " ISO規(guī)范[4]

ISO 19905-1：2016中，黏性土樁靴基礎(chǔ)的極限承載力表達式為：

[QV=（SuNcscdc+p0′）πB24]" （ 3 ）

式中：Su為樁靴最大截面以下B/2深度內(nèi)的平均不排水抗剪強度，kPa；Nc、sc、dc為無量綱承載力因子，一般情況下，Nc、sc取6.0，dc =1+0.2（D/B）≤1.5；[p0′]為計算深度點的有效覆蓋土壓力，kPa；B為樁基礎(chǔ)的當(dāng)量直徑，m。

ISO 19905-1：2016中，砂性土樁靴基礎(chǔ)的極限承載力表達式為：

[QV=（γdγNγπB38+p0′）dqNqπB24]" （ 4 ）

式中：γ?為樁端貫入深度范圍內(nèi)土的平均有效重度，kN/m3；dγ、Nγ、dq、Nq為無量綱承載力因子，一般情況下，Nγ和Nq為軸對稱情況下確定的系數(shù)，已包含形狀系數(shù)的影響，與內(nèi)摩擦角有關(guān)；p0?為計算深度點的有效覆蓋土壓力，kPa；B為樁基礎(chǔ)的當(dāng)量直徑，m。

1.3" " "SNAME規(guī)范[5]

美國造船與輪機工程師學(xué)會發(fā)布的《Recommended Practice for Site Specific Assessment of Mobile Jack-up Units》，給出黏性土樁靴基礎(chǔ)的極限承載力表達式為：

[QV=（SuNcscdc+p0′）πB24]" "（ 5 ）

式中：Su為樁靴最大截面以下B/2深度內(nèi)的平均不排水抗剪強度，kPa；Nc、sc、dc為無量綱承載力因子；[p0′]為計算深度點的有效覆蓋土壓力，kPa；B為樁基礎(chǔ)的當(dāng)量直徑，m。

樁靴砂性土基礎(chǔ)的極限承載力表達式為：

[QV=（γdγNγπB38+p0′）dqNqπB24]" "（ 6 ）

式中：γ?為樁端貫入深度范圍內(nèi)土的平均有效重度，kN/m3；dγ、Nγ、dq、Nq為無量綱承載力因子，一般情況下，Nγ和Nq為軸對稱情況下確定的系數(shù)，已包含形狀系數(shù)的影響，與內(nèi)摩擦角有關(guān)。

現(xiàn)有規(guī)范中的樁靴承載力計算方法對于未擾動原始地層的適用性較好。對于反復(fù)插拔樁形成的高擾動土體，由于其具有不均勻性和離散性，現(xiàn)有規(guī)范尚未規(guī)定適用的方法。

2" " 土體破壞模式定性分析

結(jié)合土力學(xué)原理，將插樁對不同類型土質(zhì)形成的破壞模式分為5類，分別為常規(guī)均質(zhì)黏性土破壞模式、常規(guī)均質(zhì)粒狀土破壞模式、“上軟下硬”土體破壞模式、“上硬下軟”穿刺破壞模式、“上硬下軟”擠壓破壞模式。

2.1" " 常規(guī)均質(zhì)黏性土破壞模式（見圖1）

插樁在均質(zhì)黏性土地層中時，土體因靈敏度高而發(fā)生觸變，強度喪失。隨著壓載的增加，插樁深度逐漸增加，一部分土體被排出樁靴底部，一部分土體破壞后作為強度增大的重塑土體聚集在樁靴底部。主動土壓力區(qū)主要為強度增大的重塑土體，被動土壓力區(qū)主要為排出樁靴底部的土體，過渡土壓力區(qū)介于重塑和排出土體的之間。黏性土土體作為一種細粒土體，靈敏度和觸變性較高，確定插樁深度的重點是需考慮土體變形排出量和土體重塑在樁靴底部的強度。

2.2" " 常規(guī)均質(zhì)粒狀土破壞模式（見圖2）

插樁在粒狀土地層中時，粒狀土土體結(jié)構(gòu)以單粒結(jié)構(gòu)為主，比表面積小，在粒間作用力下，顆粒與顆粒之間保持點與點的接觸。粒狀土地層受到上部樁靴作用后，樁靴底部主動土壓力區(qū)和部分過渡土壓力區(qū)土體顆粒之間孔隙減小，部分顆粒破碎，土體變密。當(dāng)粒狀土被動土壓力區(qū)無周邊荷載時，隨著樁靴荷載增加，地層局部呈現(xiàn)一般剪切破壞模型凸起；若存在周邊荷載，粒狀土地層被動土壓力區(qū)呈現(xiàn)樁靴底部主動土壓力區(qū)逐漸變密，孔隙減小的形態(tài)。

2.3" "“上軟下硬”土體破壞模式

“上軟下硬”地層結(jié)構(gòu)為上部黏性土層、下部粒狀土層?！吧宪浵掠病钡貙悠茐哪Ｊ街饕憩F(xiàn)為常規(guī)均質(zhì)黏性土和常規(guī)均質(zhì)粒狀土組合破壞模式。當(dāng)均質(zhì)黏性土層整體承載力足夠承擔(dān)樁靴荷載、插樁深度在黏性土層時，可按常規(guī)均質(zhì)黏性土層考慮。當(dāng)均質(zhì)黏性土層整體承載力小于樁靴荷載、插樁深度至粒狀土層時，上部黏性土層可作為粒狀土層的均布荷載考慮，該情況和均質(zhì)粒狀土土體破壞模式的區(qū)別在于，各壓力區(qū)需考慮上部黏性土層形成的重塑土區(qū)和黏性土層形成的均布荷載的影響。

2.4" “上硬下軟”土體穿刺破壞模式（見圖3）

“上硬下軟”地層結(jié)構(gòu)為上部粒狀土層、下部黏性土層，作為插樁風(fēng)險最大的地層類型，其破壞模式為穿刺破壞，是插樁分析的重點和難點。穿刺破壞模式表現(xiàn)為上部粒狀土層整體承載力不足以承擔(dān)樁靴荷載，樁靴進入下部黏性土層使之發(fā)生流動破壞，最終導(dǎo)致粒狀土層發(fā)生塌陷式破壞。上部粒狀土層局部填充至黏性土流動區(qū)域，形成黏性土和粒狀土的重塑混合物。該破壞模式主動土壓力區(qū)主要為粒狀土層，被動土壓力區(qū)主要為流動黏性土，過渡土壓力區(qū)主要為粒狀土和黏性土重塑混合物。

2.5" “上硬下軟”土體擠壓破壞模式（見圖4）

上部土層為中密到密實的粒狀土層、下部為流塑到軟塑的軟黏土層時，上部土層會在樁靴下作為“土墊層”，隨著樁靴荷載的逐漸增加，下部軟黏土層被排擠到周邊土體中。樁靴和上部粒狀土作為一個整體對黏性土區(qū)產(chǎn)生排擠作用。各類土壓力區(qū)的破壞模式類似均質(zhì)黏性土破壞模式。

3" " 反復(fù)插拔樁高擾動土地層特點分析

3.1" " 插樁樁靴就位區(qū)域土層均勻性分析

3.1.1" " 根據(jù)歷史插樁深度進行分析[7]

埕島油田動平臺就位頻繁，不同平臺在同一井口反復(fù)就位，且位于黃河三角洲地區(qū)，沉積環(huán)境復(fù)雜，歷史插樁深度變化規(guī)律主要有3種特征類型：第一種，隨著插樁次數(shù)增加，插樁深度越來越淺；第二種，隨著插樁次數(shù)增加的變化特征不明顯；第三種，隨著插樁次數(shù)增加的變化不規(guī)律，無特征可循。

表1中的A1井位屬于第一種特征，隨著插樁次數(shù)增加插樁深度逐漸變淺，插樁深度從2011年的8.10～11.63 m改變到2020年6月的2.44～5.46 m，呈逐漸變淺趨勢。表2中的A2井位屬于第二種特征，從2015年到2022年，插拔樁深度保持在6.39～7.90 m，整體變化不明顯。表3中的A3井位和表4中的A4井位屬于第三種特征，隨插樁次數(shù)增加的插樁深度變化無規(guī)律。以上3種特征受到水動力條件、水深、沉積環(huán)境、不同平臺就位、不同井位位置等因素影響。

平臺就位前首先通過歷史插樁深度變化規(guī)律判斷其特征類型，為反復(fù)插拔樁高擾動地區(qū)插樁深度、地層變化、水動力條件的進一步判斷提供依據(jù)。

3.1.2" " 根據(jù)就位區(qū)域水深進行分析[8]

埕島油田地貌地質(zhì)特征可分為近岸侵蝕淺水臺地、水下斜坡、平緩海底。近岸侵蝕淺水臺地沉積表層以中密～密實的粉土、粉砂為主，水深一般小于5 m，在該區(qū)域插樁深度較淺，土層均勻性對插樁深度影響較小。水下斜坡區(qū)域水深一般在5～15 m，該區(qū)域水動力復(fù)雜，極易在舊樁坑內(nèi)堆填粉土。歷史插拔樁對地層產(chǎn)生的不均勻性影響極強，插樁深度變化規(guī)律不明顯。水深大于15 m的海底地貌為平緩海底，以A4井位為例，該區(qū)域流速變緩，舊樁坑內(nèi)回填以細顆粒為主的低強度土體，反復(fù)插拔樁對地層不均勻性影響較弱。

平臺就位前，應(yīng)首先根據(jù)水深對地貌地質(zhì)特征進行初步分析，再根據(jù)不同地貌地質(zhì)特征內(nèi)的水動力特征、地層特征等進一步分析插樁深度。

3.2" " 擾動土影響范圍分析

3.2.1" " 根據(jù)物探資料分析[9]

前期插拔樁遺留的樁坑痕跡如圖5所示，通過多波束水深測量影像，可以直觀觀察到樁坑存在的高差起伏變化以及樁坑的邊界和范圍；插拔樁后在樁坑內(nèi)會形成擾動，在圖6所示的淺地層剖面影像中，擾動土體在聲學(xué)反射特征方面表現(xiàn)出的“透明層”可以直觀看到擾動深度和寬度；樁坑插拔后會對表層地貌產(chǎn)生影響，測掃聲吶影響（見圖7）可以直觀看到其對地貌影響的范圍和形成樁坑的形狀。

平臺就位前，綜合各種物探手段，對樁坑擾動縱向深度和橫向范圍初步進行判斷，并結(jié)合歷史插樁位置和插樁深度進一步分析。

3.2.2" " 根據(jù)歷史插樁深度分析[10]

平臺每次插拔樁都是對就位海床進行的一次大型原位試驗，歷史實際插樁資料可參考性和類比性強，對每次就位的插樁深度和實際就位位置進行統(tǒng)計，結(jié)合物探結(jié)果，可綜合判斷海床樁坑的范圍和擾動土體的豎向破壞范圍。B1平臺二次就位埕島油田某井位的多波束影像示意如圖8所示。通過搜集先前B1平臺就位該井口歷史插樁深度資料，對判斷擾動土范圍具有較好的借鑒作用。

4" " 綜合分析方法步驟

通過前文介紹，綜合分析方法歸納如下。

1）通過規(guī)范方法計算穩(wěn)定持力層層位。

2）對土體破壞模式進行定性分析。

3）根據(jù)就位井口歷史入泥和就位水深，初步分析反復(fù)插拔樁就位區(qū)域土層均勻性。一方面，將歷史插樁深度規(guī)律特征分為3類，隨著插樁次數(shù)增加插樁深度越來越淺，土層均勻性差；隨著插樁次數(shù)增加的變化特征不明顯，入泥深度變化較小，土層均勻性較好；隨著插樁次數(shù)增加的變化不規(guī)律，無特征可循，土層均勻性差。另一方面，水深在5～15 m之間土層均勻性差，水深在0～5 m之間及大于15 m時土層均勻性較好。

4）通過淺地層剖面、多波束、聲吶等物探手段，結(jié)合歷史平臺就位位置和插樁深度等資料，判斷反復(fù)插拔樁區(qū)域擾動土范圍和形成樁坑土的強度。

5）結(jié)合實際就位壓載數(shù)據(jù)、插樁深度綜合分析確定最終就位深度風(fēng)險。

5" " 案例分析

以B1平臺二次就位在埕島某井位（水深12.8～13.0 m）為例，介紹綜合分析方法的運用過程。B1平臺（具體參數(shù)見表5）為3樁腿平臺，于2020年7月首次就位該井位，于2021年6月再次就位該井位，并選擇原樁坑就位方式。

根據(jù)2020年7月首次就位艏樁（見表6）和左艉樁（見表7）工程地質(zhì)調(diào)查結(jié)果，定性分析該土體破壞模式為“上軟下硬”土體破壞模式，以第6層粉砂為持力層，其上以淤泥、淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土等軟弱土層為主，局部夾粉土薄層。2021年6月二次就位艏樁、左艉樁和右艉樁的工程地質(zhì)調(diào)查結(jié)果分別見表8、表9和表10。

2020年7月B1平臺首次就位該井口，艏樁插樁深度8.5 m，左艉樁插樁深度9.5 m，右艉樁插樁深度8.3 m，該井口水深12.8～13.0 m，位于埕島油田水下斜坡區(qū)域，該區(qū)域水動力復(fù)雜，極易在舊樁坑內(nèi)堆填粉土，初步分析二次就位插樁深度因為2020年7月—2021年6月期間堆填粉土而變淺。2021年6月B1平臺二次就位該井位淺地層剖面影像如圖9所示，可以直觀看到樁坑的深度和橫切面輪廓，以及形成擾動土體的“透明層”范圍。

2020年7月理論計算持力層在第6層粉砂層上，第二次插樁對持力層土層影響小，通過統(tǒng)計2020年7月和2021年6月持力層上粒狀土占比對艏樁和左艉樁樁坑強度進行判斷，如表11、表12和圖10所示，以2020年7月第6層粉砂層為穩(wěn)定持力層作為基準，統(tǒng)計穩(wěn)定持力層上部土體中粒狀土和黏性土比例變化，艏樁粒狀土占比從16.5%增加到80.2%，左艉樁粒狀土占比從23.9%增加到44.6%。粒狀土以稍密到中密的粉土為主，粒狀土占比的增加會導(dǎo)致二次插樁樁靴下土體強度大于首次插樁樁靴下土體強度，從而導(dǎo)致二次插樁的深度變淺。

根據(jù)GB/T 17503—2009《海上平臺場址工程地質(zhì)勘察規(guī)范》和SY/T 6707—2016《海洋井場調(diào)查規(guī)范》，二次插樁艏樁理論插樁深度8.8 m，左艉樁理論插樁深度8.8 m，右艉樁理論插樁深度8.0 m；綜合樁坑土體的不均勻性、二次插樁粒狀土占比增加導(dǎo)致樁坑強度變大，以及首次插樁深度等因素，推薦艏樁插樁深度5.0～8.0 m、左艉樁插樁深度5.5～8.5 m、右艉樁插樁深度4.5～7.5 m。

B1平臺實際插樁深度情況如下：2021年6月13日12∶35平臺升至氣隙高度1.0 m，平臺樁腿入泥深度分別為艏樁6.0 m、左艉樁6.2 m、右艉樁5.3 m；12∶35—13∶35靜止觀察平臺，3樁無變化；13∶35開始預(yù)壓載，3個樁腿入泥深度均增加（艏樁6.8 m、左艉樁7.0 m、右艉樁6.1 m），其間根據(jù)平臺水平儀變化，不斷調(diào)整平臺保持水平；19∶00開始第二輪壓載（單樁腿預(yù)壓）至23∶00結(jié)束，其間3個樁腿入泥深度都有變化（艏樁7.5 m、左艉樁7.7 m、右艉樁6.8 m），調(diào)整平臺保持水平；6月14日2∶00完成最后預(yù)壓，3個樁腿入泥深度分為艏樁7.5 m、左艉樁7.7 m、右樁艉6.8 m。預(yù)計插樁深度和實際插樁深度相符，實際插樁深度和鉆孔地層持力層深度較為匹配，插樁就位作業(yè)風(fēng)險低。

6" " 結(jié)束語

本文提出了埕島油田反復(fù)插拔樁高擾動地層下的動平臺插樁綜合分析方法。通過對比國內(nèi)外規(guī)范關(guān)于插樁承載力的計算方法，并結(jié)合土力學(xué)原理對土體破壞模式進行分類，結(jié)合埕島油田已有平臺歷史插樁深度情況和就位區(qū)域水深特征規(guī)律統(tǒng)計，進行樁坑土層均勻性分析。此外，結(jié)合物探手段和歷史插樁深度資料對樁坑形成的擾動土縱向深度和擾動范圍進行判斷，并對同一平臺在同一位置二次插樁的案例進行分析，該分析方法對反復(fù)插拔樁高擾動地層下插樁分析具有較強的借鑒意義。今后應(yīng)結(jié)合不同位置多次插樁案例及樁坑不均勻?qū)е裸@孔地層代表性差的情況進一步分析研究。

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作者簡介：

亓孝輝（1992—），女，山東高密人，工程師，2018年畢業(yè)于河海大學(xué)地質(zhì)資源與地質(zhì)工程專業(yè)，碩士，現(xiàn)從事巖土工程方面的工作。Email：fzxyzd@126.com

通信作者：

張" " "達（1992—），男，河南濮陽人，工程師，2017年畢業(yè)于河海大學(xué)地質(zhì)資源與地質(zhì)工程專業(yè)，碩士，現(xiàn)從事巖土工程方面的工作。Email：fzxyzd@126.com

收稿日期：2024-03-04