深水平台吸力沉箱基础工程地质问题分析

曲延大，王建华

（1.中海油田服务股份有限公司，天津 300452；2.天津大学岩土工程研究所，天津 300072）

深水平台吸力沉箱基础工程地质问题分析

曲延大1，王建华2

（1.中海油田服务股份有限公司，天津 300452；2.天津大学岩土工程研究所，天津 300072）

针对深水平台吸力沉箱基础，讨论了与沉箱安装有关的分析方法及涉及的工程地质参数，分析了承受竖向拉拔荷载、倾斜与水平荷载作用的吸力沉箱极限承载力的分析方法及涉及的工程地质参数，对与吸力沉箱设计有关的其它问题也进行了分析。在此基础上，阐明了与吸力沉箱设计有关的工程场地调查内容及需要确定的工程地质参数。其目的是为开发深水平台吸力沉箱基础提供一些有益的参考。

深水平台；吸力沉箱；基础工程；地质分析

深水平台的设计与建造是“十二·五”重大科技专项深水油气资源开发中的重要研究内容，其中的地基基础设计是深水平台集成设计的关键支撑技术。与浅水平台相比，深水环境下，工程地质调查费用高，需要的设备投资大，如果不能按基础设计所需的参数恰当安排工程地质调查内容，后期再进行补救，会大大增加工程投资费用。因此，分析深水平台基础设计中所涉及的工程地质问题，正确理解深水平台地基基础设计所需的工程地质参数，对于规划与安排相应的工程地质调查内容是必要的前提。

与浅水平台的地基基础设计相比，设计深水平台基础时，遇到的不确定性因素更多。对已有的研究与工程经验进行分析，阐明进行深水平台基础设计与实践中涉及的关键工程地质问题，对于形成一套规范的深水平台基础工程设计方法是十分必要的。为此，本文针对在深水软弱土层中有良好应用前景的吸力沉箱基础，分析设计时需要考虑的关键工程地质问题以及在相应的平台场地工程地质调查中需要确定的工程地质参数，为进行工程实践与进一步的相关研究提供一些有益的参考。

1 吸力沉箱的安装

吸力沉箱基础是一端封闭一端敞开的钢质圆筒，为了增强吸力沉箱自身的稳定性，沉箱内部还会带有加筋结构。与桩基础相比，吸力沉箱是一种入土深度较浅的基础，它的高径比一般设计在1.5～6的范围内，安装时依靠自重与沉箱内外的压力差将吸力沉箱沉入海底的土层中。作为吸力沉箱基础，设计中需要考虑的主要工程地质问题之一就是确定吸力沉箱就位安装时的贯入阻力与贯入深度。

客观评价吸力沉箱安装时的贯入阻力对于成功安装沉箱是十分重要的[1-4]。吸力沉箱安装时的贯入阻力包括沉箱贯入土层时其内、外侧壁与土层之间的摩擦力以及沉箱端部受到的土层贯入阻力。对于带有内部加筋结构的吸力沉箱，尚需考虑这些部分结构产生的贯入阻力。如果仅考虑沉箱贯入土层过程中需要的负压，则它等于总的贯入阻力减去沉箱的有效重量后再除以沉箱内的横截面积。如果在沉箱贯入过程中考虑沉箱内土塞的稳定性，那么沉箱贯入土层时的安全负压为沉箱内壁的摩擦力与沉箱底部土塞范围内的地基反向承载力之和再除以沉箱内的横截面积。若后者小于前者，则无法单纯利用负压方法使沉箱完全贯入地基土层中。若后者大于前者，则能够在保证沉箱内部土塞稳定性（即沉箱内部土塞不产生隆起破坏）的前提下使沉箱贯入预定的土层深度。

按式（1）确定没有内部加强结构吸力沉箱的贯入阻力。通常使用总应力方法确定沉箱内、外侧壁与土层之间的剪切强度，同时还必须确定沉箱贯入深度范围内土层的重塑剪切强度。如果吸力沉箱的内、外侧壁涂有漆层，在依据土层的剪切强度确定贯入阻力时，应当对剪切强度进行适当折减。已有研究表明，利用总应力法确定的贯入阻力与实测结果基本吻合。对于带有内部加强结构的吸力沉箱，式中还应包括这些加强结构产生的贯入阻力。

式中：Qtot为沉箱贯入时受到的总阻力；Awall为沉箱入土部分内外壁的面积；α为土与沉箱侧壁之间的摩擦系数，通常可以取为粘土灵敏度系数的倒数；Su1为通过单剪试验确定的沉箱侧面处土的剪切强度；Nc为按照平面应变条件确定的地基承载力系数，可以取为0.5；Su2为按三轴压缩、三轴拉伸与单剪试验确定的沉箱底部土层的平均剪切强度；γ'为土层的有效容重；z为沉箱入土深度；Atip为沉箱底部的环状面积；Ra为沉箱内部加强结构产生的贯入阻力。

一旦负压作用下沉箱贯入土层的过程达到平衡，增大负压只能使箱内的土塞产生隆起、甚至破坏而不能改变沉箱的贯入深度。因此，在用负压方法安装吸力沉箱时，为避免产生上述现象，必须确定沉箱贯入土层时使用的临界负压，可以按式(2)确定吸力沉箱贯入土层时使用的临界负压。

式中：pc为沉箱贯入时使用的临界负压；Nc1为沉箱底面的地基反向承载力系数，其变化范围在6.2～9之间；Su2含意同上；A3为吸力沉箱入土部分内壁的面积；A4为沉箱内壁围成的横截面积。

通常，土塞影响的不确定性是评价沉箱最大贯入深度时遇到的主要问题。可以使用两种方法确定吸力沉箱的最大贯入深度，通过引入沉箱安装时的安全系数确定吸力沉箱的最大贯入深度。安全系数的定义是临界负压与实际使用的负压之比。当安全系数达到1.5时对应的沉箱贯入深度可以作为吸力沉箱的最大贯入深度。一般讲，软粘土中吸力沉箱的最大贯入深度大约是其直径的7～15倍，当然这也取决于沉箱重量、侧壁摩擦系数与贯入过程中使用的安全系数[1-2]。

2 吸力沉箱的承载力

评价承载力是设计吸力沉箱基础的又一关键工程地质问题。深水平台一般采用浮式结构，作为深水平台的基础，吸力沉箱是当作锚来利用的。它受到的荷载主要为平台通过锚索传给沉箱的工作荷载以及海洋极端环境条件引发的循环荷载。按照其工作方式的差异，工程中主要有三种工作方式的吸力沉箱基础：承受竖向抗拔力的吸力沉箱基础，承受水平荷载的链悬式吸力沉箱基础以及承受倾斜荷载的张紧式吸力沉箱基础。评价不同工作方式的吸力沉箱承载力包括工作荷载作用下的承载力以及在工作荷载与环境荷载（循环荷载）共同作用下的承载力。

图1 受拉拔荷载吸力沉箱的破坏模式

2.1 承受竖向拉拔荷载的吸力沉箱极限承载力

当吸力沉箱承受竖向拉拔力时，按照其受到的荷载作用时间、沉箱密封方式的差异可以将其破坏模式分为3种，见图1。图中：W是沉箱有效重量，fo与fi是沉箱外壁、内壁与土之间的摩擦力；Wplug是土塞的有效重量。无论是哪一种破坏模式，均可以用式(3)描述沉箱的承载力。

式中：W为沉箱的有效重量；Wsoil为沉箱内土塞的重量；Qside为沉箱侧壁与土之间的摩擦力，按式(4)计算；Qtip为沉箱端部的反向承载力，按式(5)计算。

式中：Aside为沉箱入土范围内侧壁的面积；α为桩侧壁与土之间的摩擦系数，研究表明，土体完全固结后，α的取值在0.5～0.7之间；Su为由单剪试验确定的桩侧土的不排水剪切强度。

式中：Nc为地基反向承载力系数，变化范围为7.6-9；Su为由三轴压缩、拉伸与单剪试验确定的沉箱底部土层不排水平均剪切强度；σv0'为沉箱贯入深度范围内的有效上覆压力，Atip为沉箱底部的面积。

第1种破坏模式对应于沉箱顶盖部分不能保持密封的情况。此时，在竖向拉拔荷载作用下，吸力沉箱与其内部的土塞之间不能保持密封。这时的承载力Q包括沉箱内壁、外壁与土体之间的摩擦力Qside，沉箱底部环状边缘的反向承载力Qtip以及沉箱的有效重量W。由于此种条件下沉箱内的土塞不能与沉箱一起拔出土面，这时式(1)中的Wsoil应取为零。Atip是沉箱底部环状面积。

第2种破坏模式对应于沉箱顶部密封，在竖向拉拔荷载作用下底部土层中能产生足够的负压使沉箱底部整个圆形面积上的反向承载力完全发挥，且沉箱内的土塞随沉箱一起拔出土面的情况。此时的承载力包括沉箱外壁与土体之间的摩擦力Qside、沉箱的有效重量W、沉箱底部圆形面积范围内的反向承载力Qtip。如果沉箱安装后能确认沉箱顶部密封，就可以按这种破坏模式评价沉箱的短期稳定性。

在评价长期荷载作用下吸力沉箱承载力时，须考虑极端海洋环境导致的循环荷载对沉箱承载力的影响。由于循环荷载的作用，即便是吸力沉箱顶部能保持比较好的密封情况，其沉箱底面的反向承载力也很难完全发挥。因此，作为一种保守的估计，依据第3种破坏模式评价长期拉伸荷载作用下吸力沉箱的承载力是比较恰当的。此时，将沉箱底部的反向承载力取为零是一种最安全的估计。因此第3种破坏模式对应的沉箱承载力就等于沉箱外壁与土体之间的摩擦力、沉箱内部土塞的有效重量与沉箱的有效重量之和。

2.2 水平与倾斜荷载作用下吸力沉箱承载力

水平或倾斜荷载作用下吸力沉箱的承载力取决于荷载的作用位置与沉箱的破坏模式。此时无法用经典地基承载力公式评价吸力沉箱的极限承载力，采用塑性极限上限分析法与极限平衡分析法评价其极限承载力是目前常用方法[5-10]。

式(6)是利用塑性极限上限分析法确定水平与倾斜荷载作用下吸力锚极限承载力的关系式。式中转动中心位置L0以及速度相关参数ξ为求解未知量，改变参数L0和ξ，求出所有上限解的最小值就得到与锚真实解最接近的上限解。

式中：H为张紧式吸力锚极限承载力的水平分量；α为锚侧壁和土之间摩擦系数，0≤α≤1；s为土层对锚水平阻力的衰减系数；Fls为锚侧壁单位长度水平阻力；Rf为泥面处土层承载力衰减系数；Fas为锚侧壁单位长度土体的竖向阻力；L0为转动中心距泥面距离；Li为系泊点距泥面距离；Mb为吸力锚底部球形破坏面剪切阻力对转动中心的力矩；Vb为底部土层的反向承载力；ξ为速度转化参数，θ为荷载倾斜角。

图2 受水平与倾斜荷载作用吸力沉箱的极限平衡破坏模式

当吸力沉箱在最佳受荷点受水平或倾斜荷载时，其达到极限平衡状态时的破坏模式见图2。该破坏模式包括浅层三维楔体滑动破坏区与深层平面应变流动破坏区，浅层滑动破坏区深度为H1。水平方向作用力有：沉箱受到的主动土压力Hactive和被动土压力Hpassive，考虑滑动楔体三维效应时在主动、被动区形成的水平土压力Hactive，side和Hpassive,side， 沉箱前后面与土体之间相互作用产生的水平剪切力Hanchor,side，由于深部土层流动作用在沉箱上的水平力Hanchor,deep，沉箱底部与土层之间的水平剪切力Hanchor,tip；竖直方向作用力有：主动、被动区的沉箱侧壁与土体之间的竖向剪切力Tactive与Tpassive，沉箱前后面与浅部土层之间相互作用产生竖向力Tanchor,side，深层部分沉箱侧壁与土之间相互作用产生的竖向力Tanchor,deep，以及沉箱底部的反向承载力Vanchor,tip。利用极限平衡法计算极限承载力时，通过改变沉箱侧壁与土体之间摩擦系数，求出相应的优化解，此时在一个方向（竖直或水平）满足极限平衡条件，在另一个方向（水平或竖直）满足静力平衡条件，即在这个方向的极限承载力大于此方向实际受到的力。

利用上述两种方法评价水平或倾斜荷载作用下吸力沉箱的极限承载力时，需要通过单剪试验确定锚贯入深度范围土层的不排水剪切强度，还需要通过三轴压缩、三轴拉伸、单剪试验确定锚底以下土层的不排水剪切强度。

2.3 循环承载力

正常使用过程中的吸力沉箱，不仅仅受到工作荷载的作用，还受到由波浪通过上部结构传递的循环荷载作用。因此在评价吸力沉箱静承载力的同时，还必须评价循环荷载作用下吸力沉箱的循环承载力。已有研究表明，循环荷载作用下粘土地基中吸力沉箱的地基承载力会明显降低。导致降低的主要原因有 (1)循环荷载的作用会使土体发生弱化，从而导致地基土体强度特性的降低；(2)循环荷载的作用会使吸力沉箱底部区域的负压降低，从而导致吸力沉箱底部的反向承载力降低。目前，评价吸力沉箱循环承载力的成果为数甚少。原则讲，可以使用极限平衡法或有限元数值方法评价循环承载力，但需要通过循环土性试验确定分析所需的循环土性参数。已有研究表明，土的循环破坏既取决于循环应力的大小，也取决于静应力的作用方式与大小。循环强度随静应力的变化不是一个单调增减的关系，当破坏振次给定时，只有当静应力达到某一特定值时，土单元才具有最大的循环强度。

Andersen曾利用循环三轴与循环单剪试验较为系统地研究了粘土的不排水循环特性，得出了一系列粘土在循环破坏时的静应力与循环应力之间的关系[13-14]。依据这些试验结果，就能利用他建议的平面极限平衡分析方法评价吸力沉箱基础的循环承载力[15]。但是需要注意的是，利用极限平衡方法，需要进行大量的循环三轴与循环单剪试验，这对吸力沉箱场地的工程勘察具有很高的要求，因为必须获得数量足够、土性相近的土样而且必须进行高质量的循环土性试验才能满足计算分析的要求。

有限元方法可以充分考虑地基中不同位置处土单元应力状态的差异对其循环强度的影响，并且可以较好地处理吸力沉箱基础与土层之间的接触边界条件[16-18]。对于分析粘土地基的不排水循环承载力，只需要通过循环三轴试验确定不同静应力与循环应力组合下土单元的循环强度，进而就可以依据地基土单元的循环强度、采用理想弹塑性本构关系计算地基的循环承载力。然而，如何将这一方法应用于评价吸力沉箱的地基循环承载力尚需做进一步研究。特别是当吸力沉箱受拉伸荷载或倾斜荷载作用时，尚需研究粘土在不同的静拉伸应力与循环应力共同作用下的强度特性，也就是要说明粘土的各向异性对其循环强度特性的影响。

3 设计吸力沉箱需要考虑的其它问题

已有的研究表明，在进行吸力沉箱设计时，还需要考虑下述问题。

土层剪切强度取值。通常土层的剪切强度随深度的变化有一定的分散性，因此在利用剪切强度进行计算时，必须确定怎样利用土层的剪切强度。一般讲，应当把保守地估计剪切强度反映在所需要的安全系数中，依据以往的工程经验，进行吸力沉箱贯入过程分析时，使用特征剪切强度的上限值，而进行吸力沉箱承载力分析时，使用特征剪切强度的下限值。而且，依据土的重塑剪切强度进行沉箱的贯入分析是恰当的。可以采用两种方法确定土层的重塑剪切强度：直接测量土的重塑剪切强度，依据原状土的剪切强度与灵敏度系数确定重塑剪切强度。

土层剪切强度的各向异性。实际工程中，绝大多数的海洋粘土都显示出明显的各向异性，表现为三轴压缩的剪切强度明显大于三轴拉伸的剪切强度，而单剪的剪切强度大致为三轴压缩与三轴拉伸剪切强度的平均值。因此，在确定吸力沉箱地基土层的剪切强度时，应该分别确定三轴压缩、三轴拉伸与简单剪切试验条件下的强度。

土塞隆起。在沉箱的贯入安装过程中，由于其端部附近的土向沉箱内移动而形成土塞。由于沉箱内部的加强结构而导致的土的位移、土塞移动后不能变形回到裙板边壁、在加强筋之间形成高含水区间等因素均可能引起沉箱内部的土塞隆起。在沉箱的贯入过程中，由于过大的负压使土体发生过量的位移也会导致土塞的隆起。土塞隆起的大小将取决于沉箱贯入过程中反向承载力的变化程度。同时，在斜坡、不平的海底也应当考虑是否只有一点与沉箱的顶面接触。土塞隆起会使沉箱内部的土塞不能全部与吸力沉箱的内壁很好的接触，对安装与使用过程的安全性构成一定的威胁。为了减小沉箱贯入过程中、由于土的位移而引起的土塞隆起，可将裙板的端部设计成楔体形状。

载荷优化。如果沉箱的破坏模式只是平移而不发生转动，那么此时吸力沉箱将获得最大的承载力。如果使锚链总荷载的作用点与零转动力矩的合力中心相重合，此时的沉箱破坏模式就只有平动。吸力沉箱锚零力矩作用点的位置取决于土层的剪切强度沿深度变化的趋势、沉箱外壁与土之间的摩擦力、荷载的倾斜角以及沉箱的高径比。如果粘土层的剪切强度随深度的变化是线性的，那么零转动力矩的合力作用点将位于吸力沉箱中心线上的0.67～0.7倍的沉箱贯入深度之间。

吸力沉箱裙板的粗糙度。通常吸力沉箱安装时其裙板已锈蚀，此时它具有足够的粗糙度提供足够大的摩擦力防止裙板与土之间的滑动。如果安装时吸力沉箱裙板不具有足够的粗糙度（例如其表面涂有防锈漆），设计时就需要考虑裙板与土体之间摩擦力的减少，一般通过环剪试验确定处理过的裙板与土体之间的摩擦力。

裙板内壁的接触强度。如果吸力沉箱顶部是密封的，裙板内壁与土之间的接触强度可能不发挥很大的作用（见前面有关承载力的讨论）。但是，如果沉箱顶面是非密封的，那么裙板内壁与土之间的接触强度将对沉箱的承载力起重要的作用。对于外部裙板与土之间的接触强度，即便没有外径的变化与内部的环形加强结构，安装之后外壁的接触强度也会降低。但是对于裙板内壁，如果沉箱有内部环形加强结构且又有直径的变化，由于环形加强结构与直径变化以上的土体不能很好地与内壁接触，从而导致内壁的接触强度明显降低。如果沉箱内部有多个环形加强结构，沉箱安装后，可能在环形加强结构之间形成高含水区，从而导致很低甚至是零的接触强度，同时在这些区域可能形成与外部连通的通道，使吸力沉箱与土塞之间无法形成应有的吸力。因此，在设计中客观评价是否在沉箱安装后存在高含水区是十分重要的。

循环荷载周期的影响。有资料表明，长周期循环荷载的作用会导致粘土的强度明显降低，且降低的幅度会比10 s周期循环荷载的降低幅度要大。因此，在分析吸力沉箱的循环承载力时，应当在试验室中利用与实际一致的循环周期荷载确定相应的循环土性数据。目前，有关这方面的研究结果较少，今后应当针对比较典型的海洋粘土，研究大于10s循环荷载作用下的强度特性。

长期荷载的影响。长期荷载作用下，由于蠕变的影响，会导致地基土的不排水强度降低。同时，也应当考虑在长期的波浪荷载作用下，是否在吸力沉箱的内壁或者在内部环形加强筋之间形成可能的排水通道，从而降低了沉箱与周围土体之间的负压作用并导致其承载力的降低。

砂层的影响。如果在沉箱贯入范围内有砂层，那么将会增加沉箱贯入过程的阻力，同时也增大了沉箱贯入时需要的负压。当砂层较厚时，应当以较快的贯入速度使沉箱贯入预定深度，以防止水有足够的时间流入砂层并导致砂层上面的粘土塞形成工程上不能接受的土塞隆起。另一方面，如果沉箱底部有砂层，将会导致其端部的反向承载力明显降低。

安装过程的监测。在沉箱安装过程中，必须进行适当的监测，包括贯入深度、施加的负压力、贯入速度、土塞的变化、倾斜度以及方位等。

地震荷载的影响。目前关于吸力沉箱的循环承载力，只考虑波浪引起循环荷载的作用，没有考虑地震荷载的作用。目前，尚没有见到关于这方面的研究成果。因此有必要对此做进一步研究。

4 工程地质调查

工程地质调查是进行吸力沉箱设计的必要前提。如何按照吸力沉箱的设计要求规划工程地质调查的内容，对于有效降低工程投资提高设计水平是十分重要的。与桩基础相比，吸力沉箱工程地质调查的范围较浅，但是需要调查的内容比较详细，应包括吸力沉箱场地的地球物理调查与工程地质勘察。后者涉及现场土性试验以及实验室的土性参数试验。

关于地球物理调查，可以考虑使用高质量的高分辨率地球物理方法确定海底以下土层的分布状况。同时，获得的调查数据也可以与现场的工程地质勘察结果相结合，以便从地质的角度评价可能影响设计的一些关键地质因素，同时也可以对工程勘察的结果进行适当的评价。Doyle(1998)与Jeanjean(1998)等曾结合深海平台的抗拉桩基础设计给出了有关这方面工作的实例。

关于工程地质调查，应当在每个吸力沉箱安装场地布置适当的钻孔进行现场试验和取样勘察。钻孔一般应达到沉箱设计贯入深度以下1.5～2.0倍直径的深度。在钻孔深度范围内应安排PCPT、T-Bar、十字板剪切等现场试验，以定量确定土层的不排水剪切强度随深度的变化。

通过海上现场试验与陆地实验室试验，应确定土的基本物性指标与工程分类，勘察范围内的土层划分，同时还应与地球物理方法获得的高分辨率地质剖面图显示的土层划分进行对比分析。

陆地实验室要进行原状土样的不排水三轴压缩与三轴拉伸试验，简单剪切静力试验，同时还应通过这三种试验应力条件下动力试验确定循环强度。另外，确定土的灵敏度系数也是必要的。

在以上这些调查内容中，客观地确定不排水剪切强度与重塑剪切强度随土层深度的变化规律是十分重要的，因为它是进行吸力沉箱地基承载力分析的基础。总之，与浅海导管架平台场地工程地质勘察相比，深海平台吸力沉箱场地的工程地质调查有了较大变化，需要高质量的取样与试验数据。

5 结语

目前，我国已就南海深水油气资源的开发开始进行实质性工作，但是由于技术方面等原因，尚没有启动真正意义上的深水平台基础的设计工作。基于这样的背景，本文针对有广泛应用前景的深水平台吸力沉箱基础，分析了沉箱设计中关于沉箱安装、极限承载力评价与其它相关的工程地质问题，依据分析结果，阐明了用于深水吸力沉箱设计的工程地质调查内容和需要确定的工程地质参数，目的是为我国开发深水平台设计建造技术提供一些有益的参考。

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Abstract：The method analyzing suction caisson installation and corresponding engineering geologic parameters was first discussed.The method evaluating ultimate bearing capacities of suction caissons and corresponding engineering geologic parameters was analyzed under vertical,horizontal and inclined loads.Other problems on suction caisson designs were also discussed.Engineering geologic investigating contents and parameters related to suction caisson design were clarified based on these analysis,which supplies some useful references for developing deepwater suction caissons.

Key words：caisson;engineering geologic problem;analysis

Analysis on Engineering Geologic Problems of Suction Caissons of Deepwater Platforms

QU Yan-da1,WANG Jian-hua2
（1.China Oilfield Services Limited,Tianjin 300452,China;2.Geotechnique Engineering Institute of Tianjin University,Tianjin 300072,China）

P751

A

1003-2029（2011）01-0072-06

2010-10-12

国家自然科学基金资助项目（50879055）

曲延大（1955－），男，高级工程师，天津大学兼职教授，主要从事海洋工程地质与物探工作。