佘 穩(wěn)，蔣寶凡，劉劍濤

(中海油田服務(wù)股份有限公司，天津 300459)

自升式鉆井平臺(tái)屬于海上移動(dòng)式平臺(tái)，被廣泛運(yùn)用在現(xiàn)代海洋油氣資源的開(kāi)發(fā)，其定位能力強(qiáng)和作業(yè)穩(wěn)定性好的特點(diǎn)使其在大陸架海域的油氣勘探和開(kāi)發(fā)中居重要地位[1]。自升式鉆井平臺(tái)適用于不同海底地層條件和較大水深范圍，移動(dòng)靈活方便且便于建造，在全球現(xiàn)有海上鉆井平臺(tái)中約占到40%[2]。工程實(shí)踐中，自升式平臺(tái)災(zāi)難性事故主要有：平臺(tái)傾覆、樁腿入泥過(guò)深拔樁困難、樁腿穿刺等，這些與海洋地基承載力及其穩(wěn)定性息息相關(guān)[3]。而在鉆井平臺(tái)插樁過(guò)程中，穿刺事故是鉆井平臺(tái)作業(yè)期間的最大風(fēng)險(xiǎn)因素，根據(jù)挪威HSE統(tǒng)計(jì)資料表明，穿刺事故約占平臺(tái)總事故的53%[4]。

自升式鉆井平臺(tái)插樁深度分析要求高，難度大，可檢驗(yàn)性非常強(qiáng)。已有的工程實(shí)踐分析表明，鉆孔的布置、場(chǎng)地的地質(zhì)情況、土性評(píng)價(jià)和土質(zhì)參數(shù)選用、計(jì)算模型的選擇、地區(qū)經(jīng)驗(yàn)、樁靴壓載速率和荷載增量是影響鉆井平臺(tái)插樁分析準(zhǔn)確與否的關(guān)鍵[5]。根據(jù)國(guó)內(nèi)近海數(shù)百個(gè)井場(chǎng)的調(diào)查和分析發(fā)現(xiàn)，近海大部分區(qū)域插樁分析的預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)際結(jié)果基本吻合，但是對(duì)于某些復(fù)雜地層，如兩硬地層夾一軟弱層、硬地層與軟弱層反復(fù)交替出現(xiàn)等，仍存在預(yù)測(cè)不準(zhǔn)的情況。因此，鉆井平臺(tái)在復(fù)雜地層中的插樁深度分析及穿刺分析，是工程分析中的重點(diǎn)關(guān)注對(duì)象，也是鉆井平臺(tái)插樁作業(yè)時(shí)關(guān)注的焦點(diǎn)。

在總結(jié)穿刺破壞模式與排擠破壞模式的基礎(chǔ)上[6-8]，提出了一種新的分析模式，即“混合破壞模式”。并結(jié)合南海的一個(gè)工程實(shí)例進(jìn)行了具體分析，為在復(fù)雜地層中進(jìn)行插樁分析提供了參考。

1 鉆井平臺(tái)基礎(chǔ)承載力分析

平臺(tái)的插樁深度與地層的極限承載力直接相關(guān)，土質(zhì)條件、樁靴的形狀及尺寸是影響地層承載力的主要因素。自升式鉆井平臺(tái)采用靜力壓載的方式將樁腿插入海底面以下的土中，當(dāng)施加的載荷大于地層的極限承載力時(shí)，樁靴就會(huì)發(fā)生貫入，直到土的極限承載力等于或者大于樁靴對(duì)土所施加的壓力為止。

2016版《海洋井場(chǎng)調(diào)查規(guī)范》[9]在2008版的基礎(chǔ)上對(duì)“自升式鉆井裝置基礎(chǔ)承載力分析”的方法進(jìn)行了修改和補(bǔ)充，其對(duì)于樁靴基礎(chǔ)的極限承載力表達(dá)式如下：

QS=QV-WBF+γ1V

(1)

QS= (qn+P0)A-(Dk-Hcav)γ1′A+γ1V

(2)

2 樁端土體破壞模式

在一定的預(yù)壓荷載情況下，樁端土體的破壞模式，包括單一土層的剪切、層狀土的穿刺及層狀土的排擠等。以?xún)捎驳貙又g夾一軟弱層為例，分析鉆井平臺(tái)在插樁過(guò)程中對(duì)地基土的破壞模式。

2.1 穿刺破壞模式

鉆井平臺(tái)在壓載過(guò)程中，樁靴基礎(chǔ)上施加的壓載通過(guò)上部硬地層傳遞到軟弱層，當(dāng)樁靴基礎(chǔ)底部的壓力與硬土層的有效自重壓力之和超過(guò)下部軟弱層的極限承載力時(shí)，樁靴就會(huì)穿過(guò)硬土層及軟弱層，造成樁靴迅速下沉，形成穿刺。其破壞機(jī)理如圖1所示，樁靴在壓載過(guò)程中，樁靴基礎(chǔ)將上部硬層中的砂土橫向排出，當(dāng)軟弱層頂部受到的壓力超過(guò)軟弱層的極限承載力時(shí)，上部硬層和中間軟弱層發(fā)生沖剪破壞，樁靴迅速穿過(guò)上部硬層和中間軟弱層，直接到達(dá)下部硬層，最終破壞結(jié)果如圖1(b)所示。

圖1 穿刺破壞模式示意Fig. 1 Schematic plot of punch-through model

工作實(shí)踐中應(yīng)用較多的穿刺分析法為《海洋井場(chǎng)調(diào)查規(guī)范》[9]中推薦的方法，即Young和Focht[10]發(fā)展的荷載擴(kuò)展分析法。該方法與《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》中5.2.7節(jié)的“地基壓力擴(kuò)散角”方法原理類(lèi)似。

Young和Focht發(fā)展的荷載擴(kuò)展分析法假定施加在上層(硬層)上的基礎(chǔ)荷載被擴(kuò)展通過(guò)硬層，在軟弱層的頂面產(chǎn)生一假設(shè)的等效基礎(chǔ)。通過(guò)硬層的擴(kuò)展比例為1∶3(水平方向∶垂直方向)，如果施加在等效基礎(chǔ)上的壓力超過(guò)下層土的承載力，則穿刺將會(huì)發(fā)生。穿刺分析中計(jì)算硬土層單位面積等效凈極限承載力的表達(dá)式如下：

(3)

式中：Su，b為下伏軟黏土層的平均不排水抗剪強(qiáng)度，D′為等效基礎(chǔ)深度，B′為等效基礎(chǔ)直徑，A′為等效基礎(chǔ)面積，W為實(shí)際基礎(chǔ)與等效基礎(chǔ)深度間“土塞”的有效荷重。

2.2 排擠破壞模式

鉆井平臺(tái)在壓載過(guò)程中，樁靴基礎(chǔ)對(duì)其下地基土的破壞模式也可能表現(xiàn)為上部硬層整體向下移，即排擠破壞模式。其破壞機(jī)理如圖2所示，樁靴在壓載過(guò)程中，上部硬土層發(fā)生垂直剪切破壞，破壞后的砂土層在樁靴下方形成土塞，即與樁靴形成一個(gè)整體一起向下運(yùn)動(dòng)，而中間的軟土層在上部壓力作用及下部硬層的阻隔下，被橫向排出，這時(shí)整個(gè)土塞體的厚度可以等效為樁靴的高度，最終破壞結(jié)果如圖2(b)所示。

圖2 排擠破壞模式示意Fig. 2 Schematic plot of squeezing model

《海洋井場(chǎng)調(diào)查規(guī)范》[9]在“SNAME”推薦方法[3]的基礎(chǔ)上，對(duì)排擠計(jì)算公式進(jìn)行了修訂，軟土層橫向排擠總極限軸向承載力QV表達(dá)式為：

(4)

利用上式計(jì)算出的承載力應(yīng)不小于在單一軟黏土層中計(jì)算出的承載力，不大于在軟黏土層上部或下部的硬層中計(jì)算出的承載力。

2.3 混合破壞模式

在工作實(shí)踐中發(fā)現(xiàn)，對(duì)于某些地質(zhì)條件比較復(fù)雜的井場(chǎng)，自升式鉆井平臺(tái)插樁過(guò)程中的破壞模式并不是單一的穿刺破壞模式或者排擠破壞模式，按照這兩種方法計(jì)算的結(jié)果與實(shí)際結(jié)果之間存在一定的偏差。在對(duì)實(shí)際插樁結(jié)果反分析的基礎(chǔ)上，提出了一種新的破壞模式，即“混合破壞模式”。其破壞機(jī)理如圖3所示，在樁靴的壓載下，上部硬土層首先被壓密；隨著壓載量的增加，上部硬層發(fā)生垂直剪切破壞，并暫時(shí)與樁靴形成一個(gè)整體一起向下運(yùn)動(dòng)，而中間的軟土層被局部排擠壓縮，且承載力也在逐漸增加；隨著壓載的繼續(xù)增加，上部硬層受到的上部樁靴壓力和下部地層的反力超過(guò)了它的承載極限，硬層被破壞，發(fā)生穿刺。最終破壞結(jié)果如圖3(b)所示。

圖3 混合破壞模式示意Fig.3 Schematic plot of mixed failure model

3 鉆井平臺(tái)插樁實(shí)例

以南海A井場(chǎng)為例，在A井場(chǎng)完成了2個(gè)40 m的CPT(cone penetration test)測(cè)試孔和1個(gè)40 m的取樣孔，分別位于鉆井平臺(tái)的3個(gè)樁腿位置處，孔位編號(hào)分別為CPT1、CPT2和BH。各孔分別相距約50 m，鉆遇深度內(nèi)的土層分布基本一致，但土層厚度及強(qiáng)度在橫向上存在一定差異。A井場(chǎng)內(nèi)各鉆孔土質(zhì)對(duì)比見(jiàn)圖4。

圖4 A場(chǎng)址土質(zhì)對(duì)比Fig. 4 Comparison of soil properties at site A

分析的鉆井平臺(tái)為三腿自升式移動(dòng)鉆井平臺(tái)，其樁靴式基礎(chǔ)的最寬部分面積為415 m2，等效直徑為23.0 m，樁靴尖至最大截面處的高度為1.6 m，每只樁靴的最大預(yù)壓載為112.2 MN。根據(jù)各樁腿位置的土質(zhì)資料，分別進(jìn)行了工程分析。

3.1 CPT1孔位

圖5為CPT1孔位的CPT原位測(cè)試結(jié)果，表1為CPT1孔位的土質(zhì)設(shè)計(jì)參數(shù)表。

圖5 CPT1孔CPT原位測(cè)試結(jié)果Fig. 5 CPT in situ test results of borehole CPT1

表1 CPT1孔土質(zhì)設(shè)計(jì)參數(shù)表Tab. 1 Soil design parameters of borehole CPT1

初步分析中，對(duì)于0.0～2.5 m的粉質(zhì)細(xì)砂層，按照穿刺破壞模式進(jìn)行計(jì)算；對(duì)于9.5～10.7 m的黏土層，按照排擠破壞模式進(jìn)行計(jì)算。初步分析結(jié)果以承載力曲線(xiàn)形式表示在圖6上。

圖6 CPT1孔承載力初步分析結(jié)果 Fig. 6 Preliminary analysis results of bearing capacity of borehole CPT1

從圖6中可以得出，在輕載(78 MN)下，鉆井平臺(tái)樁靴尖入泥深度為8.8 m；在最大預(yù)壓載(112.2 MN)下，鉆井平臺(tái)樁靴尖最終入泥深度為9.8 m。而根據(jù)鉆井平臺(tái)反饋的實(shí)際插樁結(jié)果，初步預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)際結(jié)果存在一定的偏差，CPT1孔的插樁結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表2。

表2 CPT1孔插樁結(jié)果對(duì)比Tab. 2 Comparison of footing penetration results of borehole CPT1

從表2可以看出，在最大預(yù)壓下，預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)際結(jié)果一致，說(shuō)明預(yù)測(cè)的鉆井平臺(tái)樁靴尖最終入泥深度是準(zhǔn)確的。但對(duì)于輕載下的入泥深度及穿刺深度范圍，預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)際結(jié)果存在較大偏差。因此，預(yù)測(cè)結(jié)果未能精確指導(dǎo)鉆井平臺(tái)就位作業(yè)，尤其是未能準(zhǔn)確地對(duì)穿刺風(fēng)險(xiǎn)深度的范圍進(jìn)行提示。

針對(duì)預(yù)測(cè)的偏差，逐一對(duì)影響鉆井平臺(tái)插樁分析準(zhǔn)確與否的關(guān)鍵因素[5]進(jìn)行了分析判斷，造成偏差的主要原因是初步分析中計(jì)算模型的選擇不合理。在此基礎(chǔ)上，根據(jù)表2的插樁實(shí)際結(jié)果用混合破壞模式進(jìn)行了反分析，CPT1孔的承載力反分析結(jié)果見(jiàn)圖7。

圖7 CPT1孔承載力反分析結(jié)果 Fig. 7 Back analysis results of bearing capacity of borehole CPT1

CPT1孔實(shí)際插樁情況模擬：在壓載過(guò)程中，0.0～2.5 m的粉質(zhì)細(xì)砂首先發(fā)生部分排擠，并隨著樁靴一起向下運(yùn)動(dòng)，而2.5～4.0 m的軟黏土在上部砂層與樁靴共同作用下逐漸被排擠破壞，這一過(guò)程見(jiàn)圖7中的標(biāo)記1，即0.0～2.5 m粉質(zhì)細(xì)砂被部分排擠(從CPT中估算，約被排擠1.4 m)，2.5～4.0 m軟黏土被全部排擠；隨著壓載量的繼續(xù)增加，上部砂層(土塞體約1.1 m)與樁靴共同繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)，4.0～7.8 m的黏土層開(kāi)始被局部排擠壓縮，且該層承載力也在逐漸增加，這一過(guò)程見(jiàn)圖7中的標(biāo)記2；當(dāng)達(dá)到輕載(78 MN)時(shí)，樁靴尖入泥深度達(dá)到6.1 m，此時(shí)樁靴、砂層土塞體和下部黏土層達(dá)到一個(gè)初始平衡狀態(tài)，加之輕載完成后停歇時(shí)間比較長(zhǎng)，使樁靴、砂層土塞體和下部黏土層形成一個(gè)新的相對(duì)穩(wěn)定的狀態(tài)；隨著壓載量的繼續(xù)增加，樁靴入泥深度暫時(shí)不再增加，而當(dāng)壓載量達(dá)到87 MN時(shí)，砂層土塞體受到的上部樁靴壓力和下部地層的反力超過(guò)了它的承載極限，導(dǎo)致砂層土塞體被破壞，發(fā)生穿刺，即樁靴尖由6.1 m迅速貫入至9.4 m；隨著壓載量繼續(xù)增加，9.5～10.7 m黏土層開(kāi)始發(fā)生部分排擠，當(dāng)達(dá)到最大預(yù)壓載時(shí)，樁靴尖最終入泥深度達(dá)到9.8 m。

通過(guò)分析可以得出，CPT1孔采用混合破壞模式模擬的插樁情況與實(shí)際情況基本吻合?；旌掀茐哪Ｊ绞窃诎l(fā)生穿刺破壞之前有一個(gè)排擠破壞過(guò)程，其穿刺深度范圍較穿刺計(jì)算預(yù)測(cè)的結(jié)果有一定程度的下移，但其具體的深度范圍難以定量預(yù)測(cè)。因此，在鉆井平臺(tái)樁靴尖達(dá)到預(yù)測(cè)最終入泥深度之前均存在穿刺風(fēng)險(xiǎn)，應(yīng)提醒鉆井平臺(tái)采取相應(yīng)措施，防止穿刺對(duì)平臺(tái)造成危害。

3.2 CPT2孔位

圖8為CPT2孔位的CPT原位測(cè)試結(jié)果，表3為CPT2孔位的土質(zhì)設(shè)計(jì)參數(shù)表。

圖8 CPT2孔CPT原位測(cè)試結(jié)果Fig. 8 CPT in situ test results of borehole CPT2

表3 CPT2孔土質(zhì)設(shè)計(jì)參數(shù)表Tab. 3 Soil design parameters of borehole CPT2

初步分析中，對(duì)于0.0～2.7 m的粉質(zhì)細(xì)砂層，按照穿刺破壞模式進(jìn)行了計(jì)算；對(duì)于9.0～9.9 m的黏土層，按照排擠破壞模式進(jìn)行了計(jì)算。初步分析結(jié)果以承載力曲線(xiàn)形式表示在圖9上。

圖9 CPT2孔承載力初步分析結(jié)果Fig. 9 Preliminary analysis results of bearing capacity of borehole CPT2

而根據(jù)鉆井平臺(tái)反饋的實(shí)際插樁結(jié)果，初步預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)際結(jié)果存在一定的偏差，CPT2孔的插樁結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表4。

表4 CPT2孔插樁結(jié)果對(duì)比Tab. 4 Comparison of footing penetration results of borehole CPT2

從表4可以看出，最大預(yù)壓下的預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)際結(jié)果基本一致；但對(duì)于輕載下的入泥深度及穿刺深度范圍，預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)際結(jié)果存在較大偏差。根據(jù)表4的插樁實(shí)際結(jié)果用混合破壞模式進(jìn)行了反分析，CPT2孔的承載力反分析結(jié)果見(jiàn)圖10。

圖10 CPT2孔承載力反分析結(jié)果Fig. 10 Back analysis results of bearing capacity of borehole CPT2

CPT2孔實(shí)際插樁情況模擬：在壓載過(guò)程中，0.0～2.7 m的粉質(zhì)細(xì)砂首先發(fā)生部分排擠，并隨著樁靴一起向下運(yùn)動(dòng)，而2.7～3.7 m的軟黏土在上部砂層與樁靴共同作用下逐漸被排擠破壞，這一過(guò)程見(jiàn)圖10中的標(biāo)記1；隨著壓載量的繼續(xù)增加，上部砂層(土塞體約1.5 m)與樁靴共同繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)，3.7～7.7 m的黏土層開(kāi)始被局部排擠壓縮，且該層承載力也在逐漸增加，這一過(guò)程見(jiàn)圖10中的標(biāo)記2。當(dāng)達(dá)到輕載(78 MN)時(shí)，樁靴尖入泥深度達(dá)到5.6 m，此時(shí)樁靴、砂層土塞體和下部黏土層達(dá)到一個(gè)初始平衡狀態(tài)。而當(dāng)壓載量達(dá)到88 MN時(shí)，此時(shí)砂層土塞體受到的上部樁靴壓力和下部地層的反力超過(guò)了它的承載極限，導(dǎo)致砂層土塞體被破壞，發(fā)生穿刺，即樁靴尖由5.6 m迅速貫入至9.3 m。隨著壓載量繼續(xù)增加，9.0～9.9 m黏土層開(kāi)始發(fā)生部分排擠，當(dāng)達(dá)到最大預(yù)壓載時(shí)，樁靴尖最終入泥深度達(dá)到9.6 m。

通過(guò)分析可以得出，CPT2孔采用混合破壞模式模擬的插樁情況與實(shí)際情況也基本吻合。

3.3 BH孔位

表5為BH孔位的土質(zhì)設(shè)計(jì)參數(shù)表。初步分析中，對(duì)于0.0～2.7 m的粉質(zhì)細(xì)砂層，按照穿刺破壞模式進(jìn)行了計(jì)算。初步分析結(jié)果以承載力曲線(xiàn)形式表示在圖11上。

表5 BH孔土質(zhì)設(shè)計(jì)參數(shù)表Tab. 5 Soil design parameters of borehole BH

圖11 BH孔承載力初步分析結(jié)果 Fig. 11 Preliminary results of bearing capacity analysis of borehole BH

而根據(jù)鉆井平臺(tái)方反饋的實(shí)際插樁結(jié)果，初步預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)際結(jié)果存在一定的偏差，BH孔的插樁結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表6。

表6 BH孔插樁結(jié)果對(duì)比Tab. 6 Comparison of footing penetration results of borehole BH

從表6可以看出，最大預(yù)壓下的預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)際結(jié)果基本一致；但對(duì)于輕載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的黏土強(qiáng)度在橫向上存在較大的差異，該層在BH孔的設(shè)計(jì)強(qiáng)度明顯高于CPT1孔和CPT2孔，經(jīng)校核，BH孔的設(shè)計(jì)參數(shù)是合理的。由于樁靴最大截面積為415 m2，橫向的差異對(duì)實(shí)際承載力影響較大，而樁靴下該層的整體強(qiáng)度可能與CPT1孔和CPT2孔更接近，從而導(dǎo)致使用BH孔設(shè)計(jì)參數(shù)計(jì)算的輕載入泥深度比實(shí)際入泥深度淺，且BH孔輕載的實(shí)際結(jié)果與CPT1孔和CPT2孔的初始預(yù)測(cè)結(jié)果基本一致，更增加了這種可能性。

通過(guò)分析可以得出，BH孔0.0～2.7 m粉質(zhì)細(xì)砂層在樁靴壓載時(shí)直接發(fā)生了穿刺破壞，與初步分析中的預(yù)測(cè)結(jié)果基本一致，但由于土層橫向上存在較大差異，導(dǎo)致預(yù)測(cè)的輕載入泥深度比實(shí)際淺，但并不影響指導(dǎo)鉆井平臺(tái)就位作業(yè)。

4 樁端土體破壞模式的影響因素

收集了近幾年地質(zhì)條件相對(duì)復(fù)雜場(chǎng)址的實(shí)際插樁結(jié)果，對(duì)其插樁過(guò)程進(jìn)行了分析與反分析。并從中選取了數(shù)個(gè)具有代表性的典型實(shí)例，其土質(zhì)條件及實(shí)際破壞模式統(tǒng)計(jì)結(jié)果見(jiàn)表7。

表7 插樁實(shí)例統(tǒng)計(jì)Tab. 7 Statistics of footing penetration examples

綜合鉆井平臺(tái)插樁實(shí)例，再結(jié)合文中各破壞模式的內(nèi)生原理與差異，針對(duì)兩強(qiáng)夾一弱等復(fù)雜地層，插樁過(guò)程中樁端土體破壞的影響因素總結(jié)如下：

1) 樁靴尺寸：大樁靴相比小樁靴鉆井平臺(tái)更容易在土層中發(fā)生排擠破壞和混合破壞；小樁靴相比大樁靴更容易在土層中發(fā)生穿刺破壞。

2) 壓載方式：如果就位過(guò)程中采用緩慢多級(jí)壓載，土層更傾向于發(fā)生排擠破壞；如果壓載過(guò)快，土層更傾向于發(fā)生穿刺破壞。

3) 軟弱土層厚度：對(duì)于大樁靴，當(dāng)軟弱土層的厚度與上覆硬土層厚度比小于或等于1時(shí)，土層傾向于發(fā)生排擠破壞，且比值越小，排擠破壞的概率越大；當(dāng)軟弱土層的厚度與上覆硬土層厚度比大于1時(shí)，土層傾向于發(fā)生穿刺破壞或混合破壞，且比值越大，穿刺破壞或混合破壞的概率越大。

4) 軟弱土層強(qiáng)度：軟弱層抗剪強(qiáng)度越大越不易發(fā)生排擠破壞，工程實(shí)踐證明，發(fā)生排擠的軟弱土層強(qiáng)度一般小于40 kPa。

5 結(jié) 語(yǔ)

1) 文中工程實(shí)例分析結(jié)果表明：A井場(chǎng)應(yīng)用混合破壞模式分析的結(jié)果與實(shí)際插樁結(jié)果較為吻合。

2) 混合破壞模式是一種先排擠后穿刺的動(dòng)態(tài)模式，其破壞過(guò)程中的轉(zhuǎn)折點(diǎn)受樁靴尺寸、壓載方式、軟弱土層厚度和強(qiáng)度等因素影響。對(duì)于上硬下軟且上薄下厚的地層條件，大樁靴鉆井平臺(tái)在緩慢多級(jí)壓載方式下插樁時(shí)，土層的破壞模式大概率會(huì)是混合破壞模式。

3) 混合破壞模式的最終入泥深度與穿刺破壞模式基本一致，但混合破壞模式的穿刺起始深度較穿刺破壞模式有一定程度的下移，其下移的具體深度受多因素影響，現(xiàn)階段主要依據(jù)CPT原位測(cè)試結(jié)果和土工試驗(yàn)結(jié)果來(lái)進(jìn)行估算?；旌掀茐哪Ｊ降姆治鼋Y(jié)果表明：對(duì)于有可能發(fā)生混合破壞模式的場(chǎng)址，鉆井平臺(tái)在達(dá)到預(yù)測(cè)的最終入泥深度之前均可能存在穿刺的風(fēng)險(xiǎn)。

4) 在實(shí)際應(yīng)用中，要綜合分析評(píng)價(jià)樁端土體破壞模式的各影響因素，選用最適宜且合理的方法進(jìn)行全方位的分析判斷，以提高鉆井平臺(tái)插樁預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確性，為鉆井平臺(tái)就位作業(yè)提供精確的指導(dǎo)建議。