钙质土上的海洋平台桩基安装阻力研究

黄山田 王浩宇 魏佳广 聂晓明

（海洋石油工程股份有限公司）

钙质土主要分布在南纬30°与北纬30°之间，在中国南海、阿拉伯湾、墨西哥湾和澳大利亚周边海域分布广泛，其主要成分为CaCO3，具有高密度、高孔隙比、易破碎且易胶结的特性［1～3］。钙质土因其独特的成因、 表现出的特殊应力、 应变、强度、破碎与桩土接触面摩擦特性，在桩基的贯入作业中，会产生较大的桩端和桩侧阻力［4］。钙质土的存在增加了海洋工程项目实施的难度和风险，在“一带一路”和“海洋强国”的指引下，越来越多的工程项目将会在钙质土上进行。

钢桩将海上油气平台固定在海床上，承受整座平台的环境载荷，是各种形式海洋油气平台的关键部分，钢桩的安装工期通常超过整座平台安装工期的50%， 钢桩能否顺利完成安装并达到设计载荷是海上油气平台安装的关键。 高碳酸钙含量的地质条件使得打桩变得更加复杂，可能在打桩过程中发生拒锤、桩身疲劳损坏及实际承载力不足等现象。

某项目位于沙特与科威特中立海域， 共有5座平台，平台位置土壤中钙含量高，部分土层碳酸钙含量超过80%，笔者以此项目为背景，根据现场打桩记录和4根桩的打桩全程监测结果， 对钙质土上桩基的可打入性分析方法进行了研究。

1 打桩分析理论模型

打桩过程中的锤击能量转换为桩内应力，桩内应力以应力波的形式传播，并可用一维波动方程来描述［5］：

经过多年的实践，一维波动理论已经成功应用于海洋工程领域， 形成了GRLWEAP等打桩数值分析软件［6］。

打桩过程中的阻力由桩侧阻力和桩端阻力两部分组成： 桩侧阻力由静阻力和动阻力组成，分别由非线性弹簧和缓冲壶（图1）来模拟［7］；桩端阻力由桩端土体单元压缩变形的弹性、塑性和动阻力组成，分别由弹簧、摩擦键和缓冲壶来模拟。

2 打桩动态监测的分析方法

利用美国PDI公司生产的PDA打桩分析仪，对打桩过程中的锤击能量、 桩身拉应力/压应力、贯入度、 钢桩承载力及其完整性进行实时监控，利用CAPWAP法和CASE法对采集到的数据进行分析处理得到钢桩的承载力，评估打桩结束后或拒锤后钢桩的承载力是否满足桩基设计承载力的要求。

图1 桩侧土体模型

CAPWAP法又称实测波形拟合法， 假定桩土力学模型及其参数， 利用在桩顶附近截面检测到的质点速度（或力、上行波、下行波）曲线作为输入边界条件，数值求解波动方程，得到桩顶检测截面位置的力（或上行波、下行波）曲线。 如果计算得到的曲线与实际测量的曲线不吻合， 说明假设的桩土模型或其参数不合理， 需要根据具体情况反复调整模型与参数重新计算， 其中对桩基承载力影响最大的4个参数为桩端土阻尼系数、桩侧土阻尼系数、桩端土弹性极限和桩侧土弹性极限，直到计算得到的曲线与实际测量的曲线吻合为止。

3 桩基平台概况

项目电力分配平台的导管架为四腿三水平层结构，设计水深25.4m，顶部标高7.1m。 导管架的4腿均为1∶10双斜， 每条腿中安装一根钢桩，钢桩壁厚45mm、直径914mm、桩长65.5m、入泥深度32m，设计抗压力6 284kN、设计抗拔力979kN。 平台安装地基的土层地质构成见表1。

表1 平台安装地基的土层地质构成

从表1可以看到， 本海域10m以上的土体碳酸钙含量较高，10～32m的土体以粉质砂为主。根据地勘资料得到平台安装位置的单位桩侧摩阻力和单位桩端阻力随入泥深度的变化如图2所示。

图2 土层阻力曲线

4 桩基可打入性分析

采用基于波动方程的GRLWEAP软件，对连续打桩进行可打入性分析，在计算过程中，根据API《海上固定平台规划、设计和建造的推荐作法 工作应力设计法》中的推荐值，选取桩端土弹性变形量和桩侧土弹性变形量均为2.54mm； 桩端土阻尼系数为砂土0.500s/m、黏土0.033s/m；桩侧土阻尼系数为砂土0.200s/m、黏土0.656s/m。 利用IHC-280锤90%的能量进行打桩， 由项目地质勘测报告应力实验结果计算工程中采用的动阻力系数列于表2。

表2 打桩动阻力系数

基于以上参数，算出不同工况下的锤击数及其锤击能量（图3）。 结果显示，工况D的锤击数最大，最大锤击数89锤/0.25m，小于API规范要求的拒锤标准值（250锤/0.25m）［8］，满足工程要求。

图3 打桩可行性分析曲线

5 根据现场打桩记录和监测数据的反算结果

5.1 现场打桩记录

海上施工过程中利用IHC-280锤连续完成4根钢桩的打桩作业，打桩的实际锤击数、打桩锤输出的锤击能量、打桩过程中的累积锤击能量和打不同桩的累积锤击能量的曲线对比如图4所示。

根据经验，同一座平台的几根钢桩在连续打入时，锤击数波动较小。 由图4d可知，在钢桩入泥10m以内，打A2、B2、B1桩的累积锤击能量与打A1桩的累积锤击能量相差较大，当钢桩入泥深度达到10m以上，累积锤击能量偏差逐渐减小。本平台底部尺寸为19m×19m，在如此小的范围内累积锤击能量出现这么大的波动，结合现场地质资料和平台附近挖沟施工的经验，分析产生这一现象的主要原因为： 入泥深度不超过10m的土层内碳酸钙含量高，超过35%，最高达80%；土层中还存在不连续的胶结块——强胶结珊瑚礁（图5）。

图4 实际锤击数和锤击能量曲线

图5 土层中的珊瑚礁

5.2 CAPWAP数据

为了便于打桩过程中发生拒锤后可以快速判断钢桩承载力是否满足设计要求，并防止钢桩过打造成桩身损坏， 现场采用美国PDI公司的动态监测检测仪对打桩过程进行了全程监测。 沿桩身轴向安装应变传感器和加速度传感器，两个传感器分别对称安装在桩顶以下桩身同一平面两侧， 传感器位于IHC-280锤套和钢桩桩头切割线之间（桩顶下2.8m），打桩完毕后将传感器安装孔与桩头一起切掉。

以B2桩最后一锤为例，将动态监测采集到的数据利用CAPWAP软件拟合，曲线如图6所示。

利用CAPWAP软件分析得到的4根桩桩身承载力与设计值的对比见表3。 由表3可见，连续打桩结束时监测到的桩身抗压力和抗拔力均已远大于设计值， 也验证了实际打桩比打桩可行性分析困难的情况， 根据规范要求无需进行复打即可判断钢桩承载力满足设计要求。

图6 CAPWAP分析曲线

表3 CAPWAP法分析结果

打桩过程中，桩端受力突破桩端总阻力后才能获得贯入深度。 在地勘报告中，单位表面摩擦力和单位桩端承载力按照API RP 2A（2000）计算方法得出，钢桩在达到设计入泥深度时桩端单位极限承载为12MPa。 另外，桩土塞的形成，主要是依赖桩内土体重新固结、土体抗剪强度逐渐恢复和桩土间内聚力的提高。 但是，桩土间内聚力的提高时间较长（主要部分在1h内完成恢复），土体抗剪强度的恢复和提高也需要时间的积累［9］。 而在作业中，桩体为连续贯入，没有足够的时间恢复土体内聚力和抗剪强度，因此在此期间很难形成土塞。 此时的桩端总阻力为桩端单位极限承载与钢桩圆环截面积的乘积，计算结果为1 473kN。通过现场钢桩动态监测数据CAPWAP法分析结果（表3），得到4根钢桩中最小桩端承载力（桩端总阻力）为2 834kN，最大桩端承载力为4 102kN，平均桩端总承载力为3 583.5kN，是设计桩端承载力的2.0～2.8倍。

现场实测和地勘报告中的桩侧摩阻力曲线如图7所示。

图7 桩侧摩阻力曲线

5.3 反算结果

将桩侧摩阻力、桩端阻力、土弹性极限、土阻尼系数和实际的打桩能量输入到GRLWEAP软件中进行打桩可行性分析，在钢桩最终入泥段的理论锤击数和实际锤击数的对比如图8所示， 图中数组前者为钢桩桩端阻力系数、后者为钢桩侧摩阻力系数。

由图8可见， 随着钢桩逐渐接近设计入泥深度， 实测锤击数和理论锤击数逐渐趋于一致，另由入泥深度32m附近某一锤的最终锤击情况可知， 此时的反算锤击数与实际锤击数也基本一致，该钢桩阻力模型计算结果与实际动态监测得到的数据基本吻合。

图8 反算锤击数曲线

6 结论

6.1 实际打桩锤击数非土塞工况的上限锤击数，部分土层超过土塞工况的下限锤击数，部分土层超过土塞工况的上限锤击数，但多数土层小于土塞工况的上限锤击数。 为了确保顺利完成钢桩安装工作， 在碳酸钙含量高的钙质土上打桩时，需按土塞工况的上限阻力选取打桩锤。

6.2 钙质土中含有不均匀分布的强胶结珊瑚礁，它对打桩的锤击数具有明显影响。

6.3 利用CAPWAP曲线拟合法得到的参数进行打桩可行性分析，与实际打桩结果基本一致，验证了该分析方法的科学性和可行性， 对类似地质条件下打桩方案的设计和施工具有指导意义。