丁紅巖，樂叢歡，張浦陽

(1. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300072；

2. 天津大學(xué)濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點實驗室，天津 300072；3. 大連理工大學(xué)海岸和近海工程國家重點實驗室，大連 116023)

海上自升式鉆井平臺拔樁階段樁靴上拔阻力的機理研究

丁紅巖1,2，樂叢歡1,3，張浦陽1,2

(1. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300072；

2. 天津大學(xué)濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點實驗室，天津 300072；3. 大連理工大學(xué)海岸和近海工程國家重點實驗室，大連 116023)

在樁靴上拔分析中，提出了將上拔阻力分為樁靴上部阻力和樁靴底部吸力的概念，通過數(shù)值模型模擬了多種加載條件和不同樁靴貫入深度時樁靴周圍孔壓的消散規(guī)律和樁靴上拔阻力不同組成部分的變化規(guī)律，證明了這種概念的可行性和準(zhǔn)確性；在此基礎(chǔ)上，確立了樁靴在不同貫入深度上拔時土體不同的破壞模式，給出了樁靴底部吸力在平臺工作荷載、上拔速度和貫入深度等參數(shù)變化時的發(fā)展規(guī)律，數(shù)值模擬的吸力變化范圍在總上拔阻力的 27%～80%，極限上拔阻力系數(shù)為12.62，這為平臺上拔能力儲備和樁靴底部環(huán)噴系統(tǒng)的準(zhǔn)確設(shè)計提供理論依據(jù).

海上自升式鉆井平臺；樁靴；上拔阻力；吸力

海上自升式鉆井平臺完成預(yù)定工作后，將收起樁靴遷航到下一個目的地，在這個過程中，上拔阻力的預(yù)測對于樁靴上拔安全至關(guān)重要.筆者從定性和定量兩個方面分析了上拔阻力的影響因素和數(shù)值大小.提出并定義上拔阻力的不同組成，計算和分析工作荷載時長和大小、上拔速度參數(shù)等變化時，樁靴上拔阻力不同組成部分，尤其是樁靴底面吸力發(fā)展的變化規(guī)律.建立樁靴在不同貫入深度下上拔的土體破壞模式，在此基礎(chǔ)上計算和分析了樁靴上拔阻力和吸力系數(shù)的取值規(guī)律.為平臺抗拔能力儲備和樁靴底部環(huán)噴系統(tǒng)的設(shè)計提供依據(jù).

1 數(shù)值模型的建立

1.1 有限元模型

ABAQUS軟件可以對土體的滲流和變形進行耦合分析，并能夠求解流體的總孔隙壓力或超孔隙壓力.滲透定律可采用 Darcy定律或非線性的Forchheimer定律，采用特殊的Pore Fluid/Stress耦合單元進行分析.為了有效模擬土體對樁靴承載力的影響，考慮流固耦合，對拔樁過程進行了數(shù)值模擬計算，關(guān)于該數(shù)值模型在此問題上的研究精度、研究誤差和可靠性分析參見文獻[1-2].

土-樁靴系統(tǒng)模型采用三維分析，土體側(cè)面施加水平方向約束，底面施加固定約束，頂面自由；為避免邊界效應(yīng)，有限元模型土體計算邊界寬度取 12D(為樁靴最大截面處直徑，D＝10,m)，深度取 10,D，黏土選用Mohr-Coulomb模型；樁土之間通過定義主動-被動面模擬接觸，接觸面的摩擦類型為庫侖摩擦；ABAQUS的數(shù)值計算模型見圖1，工作階段簡化為在樁靴頂部施加持續(xù)作用的豎向荷載.

圖1 有限元模型Fig.1 Finite element model

圖2 計算模型所取點相對位置Fig.2 Relative position of calculating points of model

數(shù)據(jù)分析中所用樁靴周圍諸點的位置如圖 2所示，圖中：點 A為樁靴下表面中點；點 B為樁靴中軸線上距樁靴下表面 0.5,D；點 C為樁靴中軸線上距樁靴下表面1,D；點D為樁靴下表面距離中心0.125,D；點E為樁靴下表面距離中心0.3,D；點F為樁靴下表面距離中心 0.5D，即樁靴下表面邊緣；點G為樁靴下表面距離中心0.5,D，即樁靴上表面邊緣；點J為樁靴下表面0.5,D，距離中心0.5,D；點K為樁靴下表面0.5,D，距離中心1.0D；點L為樁靴下表面 1.0,D，距離中心 0.5,D；點 M 為樁靴下表面 1.0,D，距離中心1.0,D.

1.2 工作荷載下樁靴周圍孔壓消散規(guī)律分析

如圖 1所示，首先將樁靴就位.在樁頂施加位移邊界條件，使其向下貫入 15～20,cm，在此應(yīng)力結(jié)果的基礎(chǔ)上施加工作荷載(工作荷載為 80%的樁靴安裝荷載)，從而得到樁靴周圍土體中孔隙水壓力的變化規(guī)律. 計算中采用的基本條件為：土質(zhì)參數(shù) cu/(γ ′D)=0.36，k D /cu＝0，cu＝20,kPa，其中 cu為土體的不排水抗剪強度；γ′為土體有效重度；k為土體強度梯度.工作荷載為 0.80倍的最大貫入阻力，樁靴基底相對貫入深度 d /D＝1.5.

圖 3～圖 5顯示了圖 2中土體各點(點 A、點 B、點 C、點 D、點 E、點 F、點 G)壓樁結(jié)束后超孔壓隨工作荷載施加時間逐步變化的過程.圖 6為樁靴下表面中點A的超孔壓消散率.

從圖 3～圖 6可以看到，樁靴下方土體超孔壓隨時間變化的特征十分明顯，加載過程孔壓迅速增大，土骨架有效應(yīng)力很小，隨著工作荷載作用時間的增加，超孔隙水壓力逐漸消散，荷載由土體承擔(dān).B、C、E、F各點的超孔壓消散曲線都有著相同的趨勢和特征；點A和點D的孔壓初始時段有升高現(xiàn)象，出現(xiàn)了明顯的 Mandel效應(yīng)特征，說明樁靴下方存在一個Mandel效應(yīng)區(qū)域.在工作階段，安裝階段造成的超孔隙水壓開始消散，樁靴頂部回流重塑土體出現(xiàn)明顯的重固結(jié)現(xiàn)象.圖6中給出了在 960 d的工作階段，樁靴底部超孔隙水壓的大幅度消散過程.在工作荷載后期，在樁靴底部的孔壓值很接近靜水壓力.樁靴底部的孔隙水壓力下降很多，而樁靴底部的整體壓力在工作階段降低不多，顯示了土中有效應(yīng)力的增長.

如圖 3所示，加載后樁靴中軸線上 A、B和 C 3點超孔隙水壓力隨深度依次遞減.開始階段，3個點的孔壓消散速度都比較大，深度較淺的點A超孔壓消散得更快，此后消散速度逐漸同步.

如圖 4所示，位于樁靴底部同一深度處的 A、D和E 3點初始時段孔壓差別不太大，點A和點D的孔壓產(chǎn)生先升后降的 Mandel效應(yīng)，最后 3點的消散趨向于同一孔壓值.

如圖5所示，點G位于樁靴上部，荷載作用初始階段該處出現(xiàn)吸力，故在固結(jié)初期超孔隙水壓為負(fù)值，驗證了考慮土體流固耦合效應(yīng)時樁靴的貫入阻力會增大的現(xiàn)象；隨時間增長，超孔隙水壓逐漸變?yōu)檎?，趨向靜水壓力.點F正對點G，位于樁靴底部，其超孔壓變化規(guī)律與B、C和E 3點保持一致.

圖3 樁靴下方中軸線上超孔壓的變化Fig.3 Excess pore water pressure variation of the points in the medial axis beneath the spudcan with time

圖4 樁靴底面沿徑向超孔壓的變化Fig.4 Excess pore water pressure variation of the points in Fig.4 the radial direction of spudcan base with time

圖5 樁靴側(cè)邊點超孔壓變化Fig.5 Excess pore water pressure variation of the points on the spudcan side with time

圖6 點A的消散率隨時間的變化Fig.6 Dissipation rate variation of point A with time

如圖6所示，樁靴底部中點A的超孔壓在前期較短的時間內(nèi)消散得比較快，7個月左右超孔隙水壓力消散50%左右，1 a之后，消散60%左右，2 a左右消散85%左右.

1.3 上拔過程樁靴周圍孔壓變化規(guī)律分析

以工作荷載 480 d時的樁靴情況為初始條件進行上拔過程樁靴周圍孔壓變化的規(guī)律研究.圖 7顯示了上拔階段樁靴周圍各點(點 A～點 M)的最大負(fù)超孔壓值uΔ.圖中：x為各點距中心軸的距離；D為樁靴最大截面處的直徑.圖8為樁靴上拔時最大負(fù)超孔壓產(chǎn)生的相對上拔距離.圖中udΔ為出現(xiàn)最大負(fù)超孔壓時上拔距離.

圖7 樁靴周圍各點最大超孔壓Fig.7 Maximum excess pore water pressure distribution of calculating points around the spudcan

如圖 7所示，在上拔階段，最大負(fù)超孔隙水壓力在樁靴中心部分產(chǎn)生，此值沿半徑方向降低.這說明，在樁靴底部，上拔力主要通過孔隙壓力的變化轉(zhuǎn)換到土中，而不是土中有效應(yīng)力的變化.文獻[3]的試驗也表明，樁靴上拔達到最大上拔阻力后，上拔阻力呈下降趨勢，孔隙壓力增長回歸到靜水壓力.上拔阻力呈下降趨勢是因為樁靴與下層土之間流入了水，破壞了它們之間的黏力或吸力.從圖 7中還可看到，樁靴中間部分底面的孔隙壓力在上拔階段的變化最大，負(fù)超孔壓沿樁靴半徑方向和沿樁靴深度方向都呈減小趨勢.

圖8 最大負(fù)超孔壓出現(xiàn)時上拔相對距離Fig.8 Relative extracting distance when the maximum Fig.8 negative excess pore water pressure appears

如圖 8所示，隨工作荷載作用時間的增長，最大負(fù)超孔壓出現(xiàn)的相對距離udΔ/D也隨之增長，從 4%增長到 6.6%，但在 6個月以后，最大負(fù)超孔壓出現(xiàn)的相對距離udΔ/D 開始穩(wěn)定，最后穩(wěn)定在 6.7%，這說明在樁靴上拔初級階段，樁靴周圍的孔壓變化很大，隨著工作荷載時間的增長，孔壓的變化值也趨于穩(wěn)定.

2 樁靴抗拔力影響因素分析

樁靴抗拔力影響因素很多，主要有樁靴上施加工作荷載時間和大小、樁靴上拔速度等.通過將上拔阻力分為樁靴底部的吸力和樁靴上拔的非吸力兩部分，分別研究各個因素對樁靴上拔阻力及其各組成部分的貢獻.

2.1 工作荷載加載時間的影響

表1給出了工作荷載(工作荷載為80%的樁靴安裝荷載)加載不同時間后，樁靴的最大上拔阻力和上拔距離.為了方便比較，可以將參數(shù)標(biāo)準(zhǔn)化，上拔距離標(biāo)準(zhǔn)化為 dL/D，其中 dL為最大上拔阻力出現(xiàn)時的上拔距離；樁靴最大抗拔力標(biāo)準(zhǔn)化為 F / (A cu)，A為樁靴最大直徑處的面積.

從表1可知隨著工作時長的增長，最大上拔阻力逐漸增加，從 1,d到 960,d，最大上拔阻力可以增加 1倍以上，但出現(xiàn)最大上拔阻力時的相對上拔距離dL/D卻從15%下降到了9.9%.這一點與文獻[4]的結(jié)論規(guī)律一致.

表1 不同工作時間最大上拔阻力和上拔距離Tab.1 Maximum uplift resistance and extracting distance Tab.1 with different work time

海上自升式鉆井平臺工作完畢后，開始施加上拔荷載到拔出樁靴，上拔阻力開始緩慢增長，一般在拔出6.5% D～15% D時達到最大值，過了最大值后上拔阻力開始顯著減少.本文下面探討的樁靴上拔阻力，如果不做特別說明就是指這個最大上拔阻力值.

2.2 樁靴上拔速度的影響

表2給出了不同上拔速度v下的 F / (A cu)和dL/D.同上，衡量最大上拔阻力和最大上拔阻力出現(xiàn)時上拔距離的指標(biāo)為 F / (A cu)和 dL/D.

表2 不同上拔速度的最大上拔阻力和上拔距離Tab.2 Maximum uplift resistance and extracting distance Tab.2 with different uplift velocities

一般的試驗和現(xiàn)場上拔過程都是不排水過程，可以通過Finnie準(zhǔn)則來計算最小上拔速度，通過計算本文的不排水條件上拔速度v＞0.013,mm/s.如表2所示，當(dāng)在不排水條件下，上拔阻力隨著上拔速度而提高，出現(xiàn)最大上拔阻力的上拔距離也最小，而在排水條件附近v為0.01,mm/s和0.1,mm/s，最大上拔阻力相差不大，只在出現(xiàn)最大上拔阻力時的上拔距離上有差別.另外，不排水條件下，v為1.0,mm/s和2.5,mm/s 2種上拔速度的最大上拔阻力相差 10%左右.

2.3 上拔阻力的組成分析

為了進一步研究數(shù)值結(jié)果，這里將最大上拔阻力F分為2部分：

(1)不考慮流固耦合允許出現(xiàn)裂縫的有限元分析值，即樁靴上部的阻力tF，tF本質(zhì)上是由去除土體吸力外主要由樁靴上部土貢獻的上拔阻力；

(2)考慮流固耦合不允許出現(xiàn)裂縫的有限元分析值F減去(1)中的tF值得到的樁靴下部的吸力sF.

吸力的定義還可以理解為位于海底飽和土體中的樁靴受到上拔力作用時，樁靴上部的土將受到擠壓，同時樁靴下部的土將釋放一些應(yīng)力.這樣樁靴上方的孔隙水壓力增加，相反樁靴下方的孔隙水壓力下降.在樁靴上拔的過程中，樁靴上方土的孔隙水壓力增加，相反樁靴下方的土的孔隙水壓力減小，這種區(qū)別將產(chǎn)生一個樁靴底部吸力.文獻[3]中的試驗都表明，吸力在上拔過程中產(chǎn)生，過上拔阻力最大值后開始顯著減小.試驗結(jié)果和下面的分析都將證明這種樁靴上部阻力tF和樁靴底部吸力sF的分解方法是可行的.

通過數(shù)值分析得到工作荷載(工作荷載為 80%的樁靴安裝荷載)加載不同時間后上拔阻力F及其2個組成部分上部阻力 Ft和樁靴底部吸力 Fs值，對 F、Ft、Fs進行標(biāo)準(zhǔn)化得到 F/(A cu)、Ft/(A cu)和Fs/(A cu)，其隨工作時長的變化曲線如圖 9所示.可以看到隨著工作荷載加載時間的增加，上部阻力tF略微增長，樁靴底部吸力sF則增長較大，上拔阻力的增長主要來源于樁靴底部吸力sF，從圖 9中也可以看到，工作荷載加載時間從 1,d到 960,d，樁靴底部吸力sF的增長近 3倍，而上部阻力tF的增長只有 40%左右.這驗證了試驗文獻中樁靴上拔期間，樁靴底部吸力產(chǎn)生的現(xiàn)象，而本文定量地給出了以不同工作時長為變量時吸力的產(chǎn)生及貢獻的大小.

圖9 不同工作時長下上拔阻力組成Fig.9 Every component of uplift resistance with different Fig.9 work periods

圖10給出了隨工作荷載加載時間變化吸力 Fs占上拔阻力F的比例的變化，可以看到樁靴底部吸力Fs從工作時間很短的條件下占總上拔阻力F的40%，到工作時間較長時占到60%.但在200 d以后的增長趨勢緩和，基本穩(wěn)定在60%左右.

圖10 不同工作時長下吸力的百分比Fig.10 Proportion of suction in uplift resistance with dif-Fig.10 ferent work periods

2.4 工作荷載大小的影響

前面的分析工作荷載都為80%的樁靴安裝荷載.事實上，實際工程中，這個工作荷載和安裝荷載的比值是變化的.為了研究不同工作荷載的影響，下面再分別施加安裝荷載的50%和30%作為工作荷載Fw.貫入深度同前，工作時長480 d.表3給出了上述3種工作荷載下 F / (A cu)和 dL/D的值，圖11為不同工作荷載下 F /(A cu)、Ft/(A cu)和Fs/(A cu)的對應(yīng)數(shù)值.

表3 不同工作荷載的最大上拔阻力和上拔距離Tab.3 Maximum uplift resistance and extracting distance with different working loads

圖11 不同工作荷載下的上拔阻力組成Fig.11 Components of uplift resistance with different Fig.11 working loads

從表3可知，3種加載條件下，從0.3倍的安裝荷載到 0.8倍的安裝荷載，樁靴的最大上拔阻力增長了15%，出現(xiàn)最大上拔阻力時的相對上拔距離 dL/D也從12%提高到了14.5%，增長了20%.

如圖 11所示，3種加載條件下，從 0.3倍的安裝荷載到 0.8倍的安裝荷載，上部阻力系數(shù) Ft/(A cu)的數(shù)值變化很小，只有 9%的變化，基本保持不變，樁靴底部吸力系數(shù) Fs/(A cu)則隨著工作荷載占安裝荷載比例的增長而增長，但增加不大，只有 18%.對于同樣的工作荷載時長，越高的工作荷載在上拔階段產(chǎn)生越高的吸力 Fs.然而，工作荷載大小對樁靴底面吸力Fs的影響沒有工作時長對其大小的影響顯著.

3 樁靴上拔阻力系數(shù)計算分析

錨體在遭遇不排水條件下快速地上拔時，可能的失效機制包括土中的剪力和拉力破壞，錨體下將有孔隙水的吸力發(fā)展.文獻[4-7]研究表明，條形錨上拔性能是d/B、γH/c和uc/cu3個無量綱參數(shù)的函數(shù)，其中d為錨體的貫入深度，B是錨體的寬度，γ為土體的容重，uc為土中孔隙水引起的最大拉應(yīng)力.錨體極限抗拔能力受到土體表面水和條形錨下面土體中水的影響.分析也顯示淺錨在強度相對高的土體中趨向于錨體上土體的拉應(yīng)力失效模式.這些淺錨的極限抗拔力是土體不排水剪切強度、土體自重和孔隙水的抗拉強度 3個因素的函數(shù).通過對比分析，在深錨的失效模式中，在錨體處初始豎向應(yīng)力超過 7cu，僅僅包括錨體周圍的局部失效，極限抗拔力變成了只和土體不排水抗剪強度相關(guān)的函數(shù).

3.1 土體破壞模式的確定

很多學(xué)者提出了錨體上拔時不同的土體破壞模式，錨體上拔力將引起土體不同區(qū)域的不同應(yīng)力變化，也可引起錨體下面土體分離而產(chǎn)生裂縫的現(xiàn)象.本文根據(jù)錨體上拔和有限元模擬結(jié)果，給出了符合樁靴上拔的土體破壞模式，如圖 12所示，圖 12(a)為淺貫入深度的破壞模式；圖 12(b)為深貫入深度的破壞模式.

圖12 土體破壞模式Fig.12 Failure modes of foundation soil

圖12(a)為淺貫入條件下上拔時土體破壞情況.土體出現(xiàn)分離情況，在此種條件下，失效出現(xiàn)是土體沿樁靴邊緣直線向上的剪力發(fā)展結(jié)果，因此上拔阻力包括樁靴上的土體，是土體表面拉應(yīng)力破壞的結(jié)果.

圖12(b)顯示了深貫入條件下土體破壞的機理.此種情況，土體流向錨體周圍，發(fā)生剪力破壞，包括土體的局部破壞.研究表明此種失效模式，土體的自重對失效荷載沒有作用.

3.2 上拔阻力系數(shù)的計算結(jié)果分析

在均質(zhì)土體條件下，如圖 12(a)破壞模式，即有限元允許裂縫的上拔條件，樁靴的上拔阻力系數(shù)cN可以定義為

式中：qnet為樁靴單位面積的凈荷載；d為樁靴貫入深度；h為樁靴的等效厚度.

這是淺貫入破壞模式下推導(dǎo)的適用于淺貫入的上拔阻力系數(shù)計算方法，所以在超過一定貫入深度時，式(1)的計算結(jié)果會有極值的限制，這一點在下面的分析中也將得到驗證.事實上，樁靴的貫入深度和樁靴的厚度都會影響到樁靴的上拔阻力，下面分析樁靴貫入深度對上拔阻力的影響.

表4給出了上拔阻力系數(shù)cN與其2個分解部分的上部阻力系數(shù)tN和吸力系數(shù)sN及公式(1)計算值隨樁靴貫入相對深度 d /D變化的結(jié)果(有限元模擬條件為 cu/(γ ′D)＝0.36，kD/cu＝0，D＝10 m，cu＝20 kPa).圖13給出了上拔阻力系數(shù) Nc及其上部阻力系數(shù) Nt隨樁靴貫入深度 d /D變化的結(jié)果及考慮樁底吸力的Das[8]試驗值和Rowe等[9]有限元計算值.

由表 4可知，有限元解在樁靴貫入深度 /dD＝4時達到極限上拔阻力系數(shù)值 12.62，介于文獻[10]對于薄板圓形錨的分析值12.42(光滑基底)至13.11(粗糙基底)之間.如圖 13所示，有限元解略高于 Das[8]考慮樁底吸力的上拔阻力試驗值，圖中與數(shù)值模擬結(jié)果做比較的還有Rowe等[9]關(guān)于錨體的有限元解，但Rowe等的有限元解顯然低估了錨體抗拔能力.

表4 樁靴上拔阻力系數(shù)Tab.4 Uplift resistance coefficients of spudcan

表 4比較式(1)的解和有限元的解析值，顯示這種破壞模式的計算方法在樁靴相對貫入深度 /dD＜2.0的淺貫入時，有較高的預(yù)測能力，當(dāng)樁靴相對貫入深度 /dD＞2.0時，有限元解和式(1)的解差距增大.說明樁靴上拔破壞模式的淺貫入模式是合理的.

圖13 樁靴上拔阻力系數(shù)比較Fig.13 Comparison of uplift resistance coefficients of Fig.13 spudan

表 5給出了樁靴底吸力系數(shù)sN以及樁靴底部吸力sF與樁靴凈上拔阻力 F比值的有限元分析值和Shin等[4]及 Das[8]考慮樁底吸力的上拔阻力試驗值.有限元解和試驗值在規(guī)律上有很好的統(tǒng)一性.由于試驗中土體為一系列不同的土質(zhì)參數(shù)，試驗結(jié)果為一個區(qū)間值.從表中可以看到本文的有限元解普遍高于Shin的試驗值區(qū)間，而介于Das試驗值區(qū)間.在樁靴較大貫入深度時，它們之間數(shù)值差距很小，比較吻合.說明本文定義的吸力計算方法很可行.從表 5可以看到，樁底吸力總體上隨著貫入深度比的增長呈降低趨勢，在 /dD＝1.0時達到最大值，而在 /dD＝4.0時，樁底吸力是相當(dāng)?shù)偷?，吸力系?shù)只有3.5，只占樁靴總上拔阻力 27%，而此時試驗值只有 2.5左右，只占樁靴總上拔阻力試驗值 20%左右.從表 5中可以看到在樁靴底面吸力值最高時，吸力系數(shù)可以達到7以上，占總體上拔阻力的 80%.這也顯示了樁靴在不同貫入深度上拔時土體破壞模式不同而造成的不同影響.

表5 樁靴底面吸力系數(shù)Tab.5 Suction coefficients of spudcan base

在實際操作中，樁靴下面一般配有環(huán)噴裝置，通過高壓水減少超孔壓來減少吸力，從以上分析看，這種裝置對于樁靴在較淺貫入深度時會很有效果，此時樁底吸力很大，占總體上拔阻力的比例也很大，環(huán)噴裝置可以通過減少樁底吸力而大幅減少樁靴上拔阻力.但對于貫入深度很深的樁靴進行上拔時，這種環(huán)噴減少吸力的方式作用不會特別好，還需要海上自升式鉆井平臺儲備較強的上拔能力.

4 結(jié) 語

本文首先通過數(shù)值模型模擬了樁靴在海上自升式鉆井平臺工作狀態(tài)和上拔階段，樁靴周圍土體孔壓的變化規(guī)律，揭示了孔壓消散對樁靴上拔阻力的影響規(guī)律.然后通過將上拔阻力定義為上部阻力和樁靴底部吸力兩部分，詳細(xì)計算和分析了工作荷載時長和大小、上拔速度等變化下，樁靴上拔阻力不同組成部分，尤其是樁靴下面吸力發(fā)展的變化規(guī)律.最后給出了樁靴不同貫入深度下的上拔土體破壞模式、吸力系數(shù)和上拔阻力系數(shù)的取值及樁靴上拔阻力的計算方法.

［1］付麗娜.自升式鉆井船樁靴承載能力研究[D]. 天津：天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，2008.

Fu Lina. Research on Bearing Capacity of Spud Foundation for Jack-up Self-Elevating Drilling Platform[D].Tianjin：School of Civil Engineering，Tianjin University，2008(in Chinese).

［2］于曉洋.自升式鉆井船樁靴上拔力研究[D]. 天津：天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，2008.

Yu Xiaoyang. Research on Uplift Capacity of Spud Foundation for Jack-up Self-Elevating Drilling Platform[D]. Tianjin：School of Civil Engineering，Tianjin University，2008(in Chinese).

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Mechanism Study on Spudcan Uplift Resistance of Offshore Jack-up Drilling Platform During the Process of Extraction

DING Hong-yan1,2，LE Cong-huan1,3，ZHANG Pu-yang1,2
(1. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety of Ministry of Education，Tianjin University，Tianjin 300072，China；3. State Key Laboratory of Coastal and Offshore Engineering，Dalian University of Technology，Dalian 116023，China)

In the analysis of extracting spudcan，the conception of the uplift resistance divided into upper resistance and base suction was presented，which was proved to be feasible and accurate by the numerical models carried out to evaluate pore pressure changes in the soil around spudcan and uplift resistance of spudcan for different soil and working load conditions during extraction in different embedded depths. Based on the new conception，the soil failure modes for different depths of embedded spudcan during extraction were derived and the pattern in which the magnitude of base suction changes with operation period and magnitude of working load，uplift velocity and depth of embedded spudcan was revealed，which shows the range of base suction is 27%—80% of uplift resistance, and the limiting uplift resistance coefficient is 12.62. Thus the results have provided theoretical basis for designing the uplift capacity and jetting system of spudcan base in engineering.

offshore jack-up drilling platform；spudcan；uplift resistance；suction

U47

A

0493-2137(2011)04-0324-07

2009-12-21；

2010-08-20.

天津大學(xué)自主創(chuàng)新基金資助項目(60302014).

丁紅巖（1963— ），男，博士，教授，dhy_td@163.com.

張浦陽，zpy_td@163.com.