混合破坏模式在自升式钻井平台插桩中的应用

佘 稳，蒋宝凡，刘剑涛

(中海油田服务股份有限公司，天津 300459)

自升式钻井平台属于海上移动式平台，被广泛运用在现代海洋油气资源的开发，其定位能力强和作业稳定性好的特点使其在大陆架海域的油气勘探和开发中居重要地位[1]。自升式钻井平台适用于不同海底地层条件和较大水深范围，移动灵活方便且便于建造，在全球现有海上钻井平台中约占到40%[2]。工程实践中，自升式平台灾难性事故主要有：平台倾覆、桩腿入泥过深拔桩困难、桩腿穿刺等，这些与海洋地基承载力及其稳定性息息相关[3]。而在钻井平台插桩过程中，穿刺事故是钻井平台作业期间的最大风险因素，根据挪威HSE统计资料表明，穿刺事故约占平台总事故的53%[4]。

自升式钻井平台插桩深度分析要求高，难度大，可检验性非常强。已有的工程实践分析表明，钻孔的布置、场地的地质情况、土性评价和土质参数选用、计算模型的选择、地区经验、桩靴压载速率和荷载增量是影响钻井平台插桩分析准确与否的关键[5]。根据国内近海数百个井场的调查和分析发现，近海大部分区域插桩分析的预测结果与实际结果基本吻合，但是对于某些复杂地层，如两硬地层夹一软弱层、硬地层与软弱层反复交替出现等，仍存在预测不准的情况。因此，钻井平台在复杂地层中的插桩深度分析及穿刺分析，是工程分析中的重点关注对象，也是钻井平台插桩作业时关注的焦点。

在总结穿刺破坏模式与排挤破坏模式的基础上[6-8]，提出了一种新的分析模式，即“混合破坏模式”。并结合南海的一个工程实例进行了具体分析，为在复杂地层中进行插桩分析提供了参考。

1 钻井平台基础承载力分析

平台的插桩深度与地层的极限承载力直接相关，土质条件、桩靴的形状及尺寸是影响地层承载力的主要因素。自升式钻井平台采用静力压载的方式将桩腿插入海底面以下的土中，当施加的载荷大于地层的极限承载力时，桩靴就会发生贯入，直到土的极限承载力等于或者大于桩靴对土所施加的压力为止。

2016版《海洋井场调查规范》[9]在2008版的基础上对“自升式钻井装置基础承载力分析”的方法进行了修改和补充，其对于桩靴基础的极限承载力表达式如下：

QS=QV-WBF+γ1V

(1)

QS= (qn+P0)A-(Dk-Hcav)γ1′A+γ1V

(2)

2 桩端土体破坏模式

在一定的预压荷载情况下，桩端土体的破坏模式，包括单一土层的剪切、层状土的穿刺及层状土的排挤等。以两硬地层之间夹一软弱层为例，分析钻井平台在插桩过程中对地基土的破坏模式。

2.1 穿刺破坏模式

钻井平台在压载过程中，桩靴基础上施加的压载通过上部硬地层传递到软弱层，当桩靴基础底部的压力与硬土层的有效自重压力之和超过下部软弱层的极限承载力时，桩靴就会穿过硬土层及软弱层，造成桩靴迅速下沉，形成穿刺。其破坏机理如图1所示，桩靴在压载过程中，桩靴基础将上部硬层中的砂土横向排出，当软弱层顶部受到的压力超过软弱层的极限承载力时，上部硬层和中间软弱层发生冲剪破坏，桩靴迅速穿过上部硬层和中间软弱层，直接到达下部硬层，最终破坏结果如图1(b)所示。

图1 穿刺破坏模式示意Fig. 1 Schematic plot of punch-through model

工作实践中应用较多的穿刺分析法为《海洋井场调查规范》[9]中推荐的方法，即Young和Focht[10]发展的荷载扩展分析法。该方法与《建筑地基基础设计规范》中5.2.7节的“地基压力扩散角”方法原理类似。

Young和Focht发展的荷载扩展分析法假定施加在上层(硬层)上的基础荷载被扩展通过硬层，在软弱层的顶面产生一假设的等效基础。通过硬层的扩展比例为1∶3(水平方向∶垂直方向)，如果施加在等效基础上的压力超过下层土的承载力，则穿刺将会发生。穿刺分析中计算硬土层单位面积等效净极限承载力的表达式如下：

(3)

式中：Su，b为下伏软黏土层的平均不排水抗剪强度，D′为等效基础深度，B′为等效基础直径，A′为等效基础面积，W为实际基础与等效基础深度间“土塞”的有效荷重。

2.2 排挤破坏模式

钻井平台在压载过程中，桩靴基础对其下地基土的破坏模式也可能表现为上部硬层整体向下移，即排挤破坏模式。其破坏机理如图2所示，桩靴在压载过程中，上部硬土层发生垂直剪切破坏，破坏后的砂土层在桩靴下方形成土塞，即与桩靴形成一个整体一起向下运动，而中间的软土层在上部压力作用及下部硬层的阻隔下，被横向排出，这时整个土塞体的厚度可以等效为桩靴的高度，最终破坏结果如图2(b)所示。

图2 排挤破坏模式示意Fig. 2 Schematic plot of squeezing model

《海洋井场调查规范》[9]在“SNAME”推荐方法[3]的基础上，对排挤计算公式进行了修订，软土层横向排挤总极限轴向承载力QV表达式为：

(4)

利用上式计算出的承载力应不小于在单一软黏土层中计算出的承载力，不大于在软黏土层上部或下部的硬层中计算出的承载力。

2.3 混合破坏模式

在工作实践中发现，对于某些地质条件比较复杂的井场，自升式钻井平台插桩过程中的破坏模式并不是单一的穿刺破坏模式或者排挤破坏模式，按照这两种方法计算的结果与实际结果之间存在一定的偏差。在对实际插桩结果反分析的基础上，提出了一种新的破坏模式，即“混合破坏模式”。其破坏机理如图3所示，在桩靴的压载下，上部硬土层首先被压密；随着压载量的增加，上部硬层发生垂直剪切破坏，并暂时与桩靴形成一个整体一起向下运动，而中间的软土层被局部排挤压缩，且承载力也在逐渐增加；随着压载的继续增加，上部硬层受到的上部桩靴压力和下部地层的反力超过了它的承载极限，硬层被破坏，发生穿刺。最终破坏结果如图3(b)所示。

图3 混合破坏模式示意Fig.3 Schematic plot of mixed failure model

3 钻井平台插桩实例

以南海A井场为例，在A井场完成了2个40 m的CPT(cone penetration test)测试孔和1个40 m的取样孔，分别位于钻井平台的3个桩腿位置处，孔位编号分别为CPT1、CPT2和BH。各孔分别相距约50 m，钻遇深度内的土层分布基本一致，但土层厚度及强度在横向上存在一定差异。A井场内各钻孔土质对比见图4。

图4 A场址土质对比Fig. 4 Comparison of soil properties at site A

分析的钻井平台为三腿自升式移动钻井平台，其桩靴式基础的最宽部分面积为415 m2，等效直径为23.0 m，桩靴尖至最大截面处的高度为1.6 m，每只桩靴的最大预压载为112.2 MN。根据各桩腿位置的土质资料，分别进行了工程分析。

3.1 CPT1孔位

图5为CPT1孔位的CPT原位测试结果，表1为CPT1孔位的土质设计参数表。

图5 CPT1孔CPT原位测试结果Fig. 5 CPT in situ test results of borehole CPT1

表1 CPT1孔土质设计参数表Tab. 1 Soil design parameters of borehole CPT1

初步分析中，对于0.0～2.5 m的粉质细砂层，按照穿刺破坏模式进行计算；对于9.5～10.7 m的黏土层，按照排挤破坏模式进行计算。初步分析结果以承载力曲线形式表示在图6上。

图6 CPT1孔承载力初步分析结果 Fig. 6 Preliminary analysis results of bearing capacity of borehole CPT1

从图6中可以得出，在轻载(78 MN)下，钻井平台桩靴尖入泥深度为8.8 m；在最大预压载(112.2 MN)下，钻井平台桩靴尖最终入泥深度为9.8 m。而根据钻井平台反馈的实际插桩结果，初步预测结果与实际结果存在一定的偏差，CPT1孔的插桩结果对比见表2。

表2 CPT1孔插桩结果对比Tab. 2 Comparison of footing penetration results of borehole CPT1

从表2可以看出，在最大预压下，预测结果与实际结果一致，说明预测的钻井平台桩靴尖最终入泥深度是准确的。但对于轻载下的入泥深度及穿刺深度范围，预测结果与实际结果存在较大偏差。因此，预测结果未能精确指导钻井平台就位作业，尤其是未能准确地对穿刺风险深度的范围进行提示。

针对预测的偏差，逐一对影响钻井平台插桩分析准确与否的关键因素[5]进行了分析判断，造成偏差的主要原因是初步分析中计算模型的选择不合理。在此基础上，根据表2的插桩实际结果用混合破坏模式进行了反分析，CPT1孔的承载力反分析结果见图7。

图7 CPT1孔承载力反分析结果 Fig. 7 Back analysis results of bearing capacity of borehole CPT1

CPT1孔实际插桩情况模拟：在压载过程中，0.0～2.5 m的粉质细砂首先发生部分排挤，并随着桩靴一起向下运动，而2.5～4.0 m的软黏土在上部砂层与桩靴共同作用下逐渐被排挤破坏，这一过程见图7中的标记1，即0.0～2.5 m粉质细砂被部分排挤(从CPT中估算，约被排挤1.4 m)，2.5～4.0 m软黏土被全部排挤；随着压载量的继续增加，上部砂层(土塞体约1.1 m)与桩靴共同继续向下运动，4.0～7.8 m的黏土层开始被局部排挤压缩，且该层承载力也在逐渐增加，这一过程见图7中的标记2；当达到轻载(78 MN)时，桩靴尖入泥深度达到6.1 m，此时桩靴、砂层土塞体和下部黏土层达到一个初始平衡状态，加之轻载完成后停歇时间比较长，使桩靴、砂层土塞体和下部黏土层形成一个新的相对稳定的状态；随着压载量的继续增加，桩靴入泥深度暂时不再增加，而当压载量达到87 MN时，砂层土塞体受到的上部桩靴压力和下部地层的反力超过了它的承载极限，导致砂层土塞体被破坏，发生穿刺，即桩靴尖由6.1 m迅速贯入至9.4 m；随着压载量继续增加，9.5～10.7 m黏土层开始发生部分排挤，当达到最大预压载时，桩靴尖最终入泥深度达到9.8 m。

通过分析可以得出，CPT1孔采用混合破坏模式模拟的插桩情况与实际情况基本吻合。混合破坏模式是在发生穿刺破坏之前有一个排挤破坏过程，其穿刺深度范围较穿刺计算预测的结果有一定程度的下移，但其具体的深度范围难以定量预测。因此，在钻井平台桩靴尖达到预测最终入泥深度之前均存在穿刺风险，应提醒钻井平台采取相应措施，防止穿刺对平台造成危害。

3.2 CPT2孔位

图8为CPT2孔位的CPT原位测试结果，表3为CPT2孔位的土质设计参数表。

图8 CPT2孔CPT原位测试结果Fig. 8 CPT in situ test results of borehole CPT2

表3 CPT2孔土质设计参数表Tab. 3 Soil design parameters of borehole CPT2

初步分析中，对于0.0～2.7 m的粉质细砂层，按照穿刺破坏模式进行了计算；对于9.0～9.9 m的黏土层，按照排挤破坏模式进行了计算。初步分析结果以承载力曲线形式表示在图9上。

图9 CPT2孔承载力初步分析结果Fig. 9 Preliminary analysis results of bearing capacity of borehole CPT2

而根据钻井平台反馈的实际插桩结果，初步预测结果与实际结果存在一定的偏差，CPT2孔的插桩结果对比见表4。

表4 CPT2孔插桩结果对比Tab. 4 Comparison of footing penetration results of borehole CPT2

从表4可以看出，最大预压下的预测结果与实际结果基本一致；但对于轻载下的入泥深度及穿刺深度范围，预测结果与实际结果存在较大偏差。根据表4的插桩实际结果用混合破坏模式进行了反分析，CPT2孔的承载力反分析结果见图10。

图10 CPT2孔承载力反分析结果Fig. 10 Back analysis results of bearing capacity of borehole CPT2

CPT2孔实际插桩情况模拟：在压载过程中，0.0～2.7 m的粉质细砂首先发生部分排挤，并随着桩靴一起向下运动，而2.7～3.7 m的软黏土在上部砂层与桩靴共同作用下逐渐被排挤破坏，这一过程见图10中的标记1；随着压载量的继续增加，上部砂层(土塞体约1.5 m)与桩靴共同继续向下运动，3.7～7.7 m的黏土层开始被局部排挤压缩，且该层承载力也在逐渐增加，这一过程见图10中的标记2。当达到轻载(78 MN)时，桩靴尖入泥深度达到5.6 m，此时桩靴、砂层土塞体和下部黏土层达到一个初始平衡状态。而当压载量达到88 MN时，此时砂层土塞体受到的上部桩靴压力和下部地层的反力超过了它的承载极限，导致砂层土塞体被破坏，发生穿刺，即桩靴尖由5.6 m迅速贯入至9.3 m。随着压载量继续增加，9.0～9.9 m黏土层开始发生部分排挤，当达到最大预压载时，桩靴尖最终入泥深度达到9.6 m。

通过分析可以得出，CPT2孔采用混合破坏模式模拟的插桩情况与实际情况也基本吻合。

3.3 BH孔位

表5为BH孔位的土质设计参数表。初步分析中，对于0.0～2.7 m的粉质细砂层，按照穿刺破坏模式进行了计算。初步分析结果以承载力曲线形式表示在图11上。

表5 BH孔土质设计参数表Tab. 5 Soil design parameters of borehole BH

图11 BH孔承载力初步分析结果 Fig. 11 Preliminary results of bearing capacity analysis of borehole BH

而根据钻井平台方反馈的实际插桩结果，初步预测结果与实际结果存在一定的偏差，BH孔的插桩结果对比见表6。

表6 BH孔插桩结果对比Tab. 6 Comparison of footing penetration results of borehole BH

从表6可以看出，最大预压下的预测结果与实际结果基本一致；但对于轻载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的黏土强度在横向上存在较大的差异，该层在BH孔的设计强度明显高于CPT1孔和CPT2孔，经校核，BH孔的设计参数是合理的。由于桩靴最大截面积为415 m2，横向的差异对实际承载力影响较大，而桩靴下该层的整体强度可能与CPT1孔和CPT2孔更接近，从而导致使用BH孔设计参数计算的轻载入泥深度比实际入泥深度浅，且BH孔轻载的实际结果与CPT1孔和CPT2孔的初始预测结果基本一致，更增加了这种可能性。

通过分析可以得出，BH孔0.0～2.7 m粉质细砂层在桩靴压载时直接发生了穿刺破坏，与初步分析中的预测结果基本一致，但由于土层横向上存在较大差异，导致预测的轻载入泥深度比实际浅，但并不影响指导钻井平台就位作业。

4 桩端土体破坏模式的影响因素

收集了近几年地质条件相对复杂场址的实际插桩结果，对其插桩过程进行了分析与反分析。并从中选取了数个具有代表性的典型实例，其土质条件及实际破坏模式统计结果见表7。

表7 插桩实例统计Tab. 7 Statistics of footing penetration examples

综合钻井平台插桩实例，再结合文中各破坏模式的内生原理与差异，针对两强夹一弱等复杂地层，插桩过程中桩端土体破坏的影响因素总结如下：

1) 桩靴尺寸：大桩靴相比小桩靴钻井平台更容易在土层中发生排挤破坏和混合破坏；小桩靴相比大桩靴更容易在土层中发生穿刺破坏。

2) 压载方式：如果就位过程中采用缓慢多级压载，土层更倾向于发生排挤破坏；如果压载过快，土层更倾向于发生穿刺破坏。

3) 软弱土层厚度：对于大桩靴，当软弱土层的厚度与上覆硬土层厚度比小于或等于1时，土层倾向于发生排挤破坏，且比值越小，排挤破坏的概率越大；当软弱土层的厚度与上覆硬土层厚度比大于1时，土层倾向于发生穿刺破坏或混合破坏，且比值越大，穿刺破坏或混合破坏的概率越大。

4) 软弱土层强度：软弱层抗剪强度越大越不易发生排挤破坏，工程实践证明，发生排挤的软弱土层强度一般小于40 kPa。

5 结 语

1) 文中工程实例分析结果表明：A井场应用混合破坏模式分析的结果与实际插桩结果较为吻合。

2) 混合破坏模式是一种先排挤后穿刺的动态模式，其破坏过程中的转折点受桩靴尺寸、压载方式、软弱土层厚度和强度等因素影响。对于上硬下软且上薄下厚的地层条件，大桩靴钻井平台在缓慢多级压载方式下插桩时，土层的破坏模式大概率会是混合破坏模式。

3) 混合破坏模式的最终入泥深度与穿刺破坏模式基本一致，但混合破坏模式的穿刺起始深度较穿刺破坏模式有一定程度的下移，其下移的具体深度受多因素影响，现阶段主要依据CPT原位测试结果和土工试验结果来进行估算。混合破坏模式的分析结果表明：对于有可能发生混合破坏模式的场址，钻井平台在达到预测的最终入泥深度之前均可能存在穿刺的风险。

4) 在实际应用中，要综合分析评价桩端土体破坏模式的各影响因素，选用最适宜且合理的方法进行全方位的分析判断，以提高钻井平台插桩预测的准确性，为钻井平台就位作业提供精确的指导建议。