宋玉鵬 宋丙輝 孫永福 周其坤

(①自然資源部第一海洋研究所， 青島 266061， 中國) (②國家深?；毓芾碇行?， 青島 266237， 中國) (③青島海洋科學與技術試點國家實驗室， 海洋地質過程與環(huán)境功能實驗室， 青島 266235， 中國)

0 引 言

海上平臺是海洋油氣開發(fā)的重要基礎設施，灘淺海區(qū)海上平臺多采用樁基礎。準確估算樁基的承載力，設計合理的樁基入泥深度，對于保障海上平臺安全具有重要意義(安永寧等， 2013)。目前海上平臺樁基承載力計算主要依據(jù)美國石油協(xié)會API規(guī)范進行，該方法綜合了理論分析與實踐經(jīng)驗，本文稱為鉆探規(guī)范法，其中最關鍵的土力學參數(shù)為粒狀土的內(nèi)摩擦角及黏性土的不排水抗剪強度。常規(guī)獲取土體力學參數(shù)的方式是鉆探取樣并開展室內(nèi)土工試驗，由于海洋工程環(huán)境和海底土的特殊性，海上取樣并保持原狀土的應力狀態(tài)十分困難，使得樁基承載力計算結果有時較實際情況偏差較大(朱劍鋒， 2011； 李守定等， 2019)。海洋靜力觸探屬海底原位測試技術，可快速連續(xù)探測土體原位強度，獲取錐尖阻力、側壁摩擦力及孔隙水壓力等參數(shù)，并用于土層劃分、土體力學參數(shù)換算及樁基承載力計算等工程地質分析評價中，近年來在海上石油平臺、海底管纜路由、海上風電等海洋工程勘察中得到了較為廣泛的應用(郭紹曾等， 2015； 賈沼霖等， 2016； 楚立鵬等， 2017； 胡越等， 2020)。

國外學者最早將CPT探測資料用于單樁承載力的計算，并提出了兩類計算方法：一類是通過數(shù)學擬合分析建立靜力觸探測試數(shù)據(jù)與土體強度指標(如不排水抗剪強度、內(nèi)摩擦角)間的經(jīng)驗關系，然后依據(jù)傳統(tǒng)土力學理論計算樁基承載力，本文簡稱為靜探間接法(Kuiter et al.，1979)； 另一類是借助試樁資料將靜力觸探得到的錐尖阻力、側壁摩擦力直接與樁端阻力、側摩阻力建立半經(jīng)驗、半理論相關關系，進而獲得樁基承載力，本文簡稱為靜探直接法(Bustamante et al.，1982)。其中靜探間接法和鉆探規(guī)范法一樣受限于傳統(tǒng)土力學理論假設，往往帶有較明顯的主觀性，而靜探直接法雖然在確定錐尖阻力的取值影響范圍、經(jīng)驗修正系數(shù)等方面也存在一定的經(jīng)驗偏好，但計算原理簡單直接，相對更加客觀，應用也更加廣泛。

國內(nèi)賈沼霖等(2016)利用LCPC法(直接法)計算了南海某平臺樁基的樁端阻力和樁側摩阻力，為樁基施工中的溜樁問題提供了設計依據(jù)； 耿功巧(2016)評價了多種基于CPT/CPTU單樁承載力計算方法對于開口管樁的適用性，并提出了計算開口管樁承載力的改進方法； 鄒海峰(2018)結合可靠度理論評估了4種基于CPTU的樁基極限承載力預測方法，分別給出了相應的安全系數(shù)建議。

以往研究多關注靜力觸探在陸地單樁承載力計算中的應用，由于海底軟土分布廣泛，且多處于飽和狀態(tài)，特別適合采用孔壓靜力觸探技術進行原位勘察，因此，開展靜力觸探在海上平臺樁基承載力計算方面的應用研究是十分必要的。本文擬將海洋靜力觸探探測技術應用于勝利油田埕島海域某平臺工程地質勘察，以常規(guī)鉆探取樣測試并開展樁基承載力計算結果為參考，對比討論不同樁基承載力計算方法之間的異同，具有一定的科學意義與應用價值。

1 工程概況

平臺場址位于勝利油田埕島海域，如圖 1所示，該區(qū)域是黃河多期次改道形成的快速沉積體系，海底沉積物分布不均，發(fā)育多種海底地質災害，工程地質條件極為復雜。

圖 1 平臺場址示意圖Fig. 1 Schematic diagram of platform site

勝利油田埕島海域某海上平臺采用4根鋼樁支撐，鋼樁尺寸φ=2500 mm，由于建成時間較久，后期開展延壽評估時需重新估算平臺各樁的承載力。為查明地基土分層特征及其土力學參數(shù)，基于平臺周邊實際情況(圖 2)，在1#、3#和4#樁腿附近共布置勘探點4個，其中靜力觸探孔3個，設計孔深20 m，工程地質鉆探孔1個，設計孔深50 m。靜力觸探采用ROSON100重型海床式靜力觸探設備(圖 3)，適用于海底管線路由、鉆井平臺、沉管隧道、跨海橋梁等海洋工程勘察，觸探探頭技術指標如表 1所示。通過鉆孔采集海底原狀土樣開展室內(nèi)土工參數(shù)測試，同時作為靜力觸探土層劃分的檢驗依據(jù)。

圖 2 平臺周邊勘探點平面布置圖Fig. 2 Layout of exploration sites around platform

圖 3 ROSON 100重型海床式靜力觸探儀Fig. 3 ROSON 100 CPT

表 1 ROSON 100靜力觸探儀主要技術指標Table 1 Major technical indices of ROSON 100 CPT

2 靜探成果應用及討論

2.1 土層劃分

依據(jù)我國土木工程學會標準《孔壓靜力觸探測試技術規(guī)程》(T/CCES 1-2017)，采用靜力觸探測試參數(shù)劃分土層時，分層界面一般為錐尖阻力超前深度與滯后深度的中點位置。本次探測獲取的3組靜力觸探貫入曲線如圖 4所示，需要注意的是根據(jù)各個靜探孔處實測水深數(shù)據(jù)，以水深最深的1#靜探孔處海底標高為基準，對3#和4#靜探曲線進行了海底地形修正，略去了海底表層以淺約1 m的探測結果。依據(jù)前述土層分層原則，對平臺區(qū)21 m以淺地層進行了分層，同時結合相鄰位置處鉆孔柱狀圖檢驗了土層分層精度。

圖 4 靜力觸探貫入曲線及工程地質剖面圖Fig. 4 Cone penetration testing curves and soil profile

由圖 4可知，經(jīng)過地形修正后的3組靜力觸探貫入曲線彼此吻合良好，尤其是錐尖阻力曲線基本吻合一致，體現(xiàn)了此次海洋靜力觸探探測技術的可靠性。平臺區(qū)21 m以淺海底土由上至下可依次劃分為粉土、粉質黏土、粉砂、粉質黏土、粉土等5組土層，通過比對鉆孔柱狀圖可知，靜力觸探與地質鉆孔在標定土層底界深度上最大差值約0.5 m，出現(xiàn)在海底15 m埋深粉質黏土層與粉砂層界面處，其余土層界面處兩者標定的分層深度基本一致，表明靜力觸探貫入曲線可以較好地反映平臺所在海區(qū)海底主要土層分界面，為靜力觸探在相關海域推廣應用奠定了工作基礎(蔡國軍等， 2009； 劉松玉等， 2013)。另外，值得注意的是第二層厚約8.0 m的粉質黏土層通過地質鉆孔可細分為軟塑和可塑兩個亞層，而相應分層在靜力觸探錐尖阻力曲線上表征不甚明顯，但通過結合側摩阻力曲線可以對其進行區(qū)分，表現(xiàn)為可塑粉質黏土層的側摩阻力較軟塑粉質黏土層增大明顯。以距離地質鉆孔最近的3#靜探孔為例，各土層靜力觸探參數(shù)代表值(孔壓靜力觸探測試技術規(guī)程(T/CCES 1-2017))列于表 2中。

表 2 各層土靜力觸探參數(shù)代表值Table 2 Representative indices of CPT for every soil stratum

2.2 單樁承載力計算

2.2.1 平臺樁基承載力計算方法

灘淺海區(qū)平臺多采用鋼管樁基礎，利用打樁或振動沉樁的方式將樁貫入至預設深度以獲取足夠承載力。靜荷載條件下，鋼管樁承載力計算方法如下：

Qd=Qf+Qp=f·As+q·Ap

(1)

式中：Qf為樁側摩阻力(kN)；Qp為樁端承載力(kN)；f為單位樁側摩阻力(kPa)；As為樁側表面積(m2)；q為單位樁端承載力(kPa)；Ap為樁端總面積(m2)。

2.2.1.1 鉆探規(guī)范法

由式(1)可知，在樁的尺寸及貫入深度確定的前提下，計算樁基承載力的關鍵取決于單位樁側摩阻力f及單位樁端承載力q?；诖罅吭嚇顿Y料以及物模試驗結果，美國石油協(xié)會API規(guī)范給出了單位樁側摩阻力f及單位樁端承載力q的經(jīng)驗計算方法(Dennis et al.， 1983； Randolph， 2003)：

對于黏性土：

f=aCu

(2)

q=9Cu

(3)

式中：a為無量綱系數(shù)，與計算點處土的不排水抗剪強度及有效上覆土壓力有關(海上平臺場址工程地質勘察規(guī)范(GB/T 17503-2009))；Cu為計算點處室內(nèi)測試得到的土體不排水抗剪強度(kPa)。

對于粒狀土：

f=Kσ′v0tanδ

(4)

q=σ′v0Nq

(5)

式中：K為橫向地基壓力系數(shù)，對于開口無土塞打入樁，取0.8，形成土塞或端部封閉樁，取1.0；σ′v0為計算點處的有效上覆土壓力(kPa)；δ為樁-土間的摩擦角(°)，一般約為0.6～0.7倍室內(nèi)砂土的內(nèi)摩擦角(Randolph et al.， 1994)；Nq為無量綱承載力系數(shù)，與粒狀土類別及密實程度有關(中華人民共和國國家標準編寫組，2009)。

2.2.1.2 靜探間接法

靜探間接法是在鉆探規(guī)范法的基礎上采用靜力觸探探測結果估算土體的抗剪強度參數(shù)。目前廣泛用于黏性土不排水抗剪強度Cu計算的經(jīng)驗公式(孔壓靜力觸探測試技術規(guī)程(T/CCES 1-2017))為：

(6)

式中：Cu為黏性土不排水抗剪強度(kPa)；qc為實測錐尖阻力(kPa)；σv0為總上覆土壓力(kPa)；Nkt為經(jīng)驗圓錐系數(shù)，具體取值根據(jù)地區(qū)經(jīng)驗確定， 若無地區(qū)經(jīng)驗，取值范圍宜為11～19。韓猛等(2020)對埕島油田海域9個典型鉆孔中UU不排水抗剪強度與其相對應深度CPT錐尖阻力進行了線性回歸分析，反推得到埋深0～5 m、5～10 m以及10～20 m土體的經(jīng)驗圓錐系數(shù)分別為17.54、16.89和19.05，雖然參與統(tǒng)計的數(shù)據(jù)量相對較少，但相關性良好，因此本文后續(xù)推算黏性土不排水抗剪強度時參考了該研究成果。

粒狀土有效內(nèi)摩擦角可按下式計算：

(7)

式中：φ′為有效內(nèi)摩擦角(°)；qc為實測錐尖阻力(kPa)；pa為標準大氣壓，取100 kPa；σ′v0為有效上覆土壓力(kPa)。

2.2.1.3 靜探直接法

相較于間接法，利用靜力觸探探測得到的錐尖阻力直接估算樁端阻力和樁側摩阻力顯然更切合實際，其中應用最廣泛的是由Bustamante et al.(1982)提出的LCPC法，預制樁的單位樁端極限阻力可按下式計算：

qp=ξc·qca

(8)

單位樁側極限摩阻力fp可按下式計算：

(9)

式中：qc為實測錐尖阻力(kPa)；ξf為摩阻力系數(shù)。

2.2.2 樁基承載力計算結果及討論

基于鉆探取樣與室內(nèi)土工試驗結果以及原位靜力觸探探測成果，分別運用鉆探規(guī)范法、靜探間接法和靜探直接法對勝利油田埕島海域某平臺3#樁腿(φ=2500 mm)開展樁基承載力計算，相關計算參數(shù)如表 3～表 5所示，其中表 5中插樁深度分別對應層-層界面以及每層土的中間部位，另外最下部粉土層由于缺乏后續(xù)土層的CPT貫入阻力數(shù)據(jù)，故樁端附近等價平均錐尖阻力qca出現(xiàn)了空缺。樁基承載力計算結果如圖 5所示，其中圖 5b和圖 5c中鉆探規(guī)范法和靜探間接法對應的樁端阻力和單樁極限承載力經(jīng)過了修正，修正原則是承載力在粒狀土層頂和底部3倍樁徑范圍內(nèi)線性變化過渡至相鄰黏性土層(李大展等， 1982)。

表 3 3#樁腿鉆探規(guī)范法計算參數(shù)表Table 3 Calculating parameters for drilling method(3# pile)

表 4 3#樁腿靜探間接法計算參數(shù)表Table 4 Calculating parameters for CPT indirect method(3#pile)

表 5 3#樁腿靜探直接法計算參數(shù)表Table 5 Calculating parameters for CPT direct method(3#pile)

由圖 5a可知，雖然0～12 m埋深靜探直接法得到的樁側摩阻力稍大于鉆探規(guī)范法和靜探間接法的計算結果，而12～21 m埋深靜探間接法對應的樁側摩阻力相對鉆探規(guī)范法和靜探直接法的計算結果又有所偏小，但3種方法得到的樁側摩阻力隨埋深變化整體趨勢是基本一致的。

圖 5b給出了3種不同方法得到的樁端阻力隨埋深的變化趨勢，整體來看鉆探規(guī)范法和靜探間接法得到的樁端阻力基本吻合，這與本文選取用于推算土體強度參數(shù)的經(jīng)驗公式和經(jīng)驗系數(shù)有關，體現(xiàn)了一定的區(qū)域工程經(jīng)驗，而靜探直接法得到的樁端阻力相較前兩者明顯偏大，揭示了原位和室內(nèi)、直接和間接樁端阻力計算方法之間的差異。

圖 5 樁基承載力計算結果Fig. 5 Calculation results of pile bearing capacity

圖 5c展示了3種不同方法得到的單樁極限承載力計算結果，與樁端阻力隨埋深的變化趨勢類似，鉆探規(guī)范法和靜探間接法得到的單樁極限承載力也基本吻合，而靜探直接法得到的單樁極限承載力相較前兩者明顯偏大，由于缺乏相應的試樁資料，尚無法進一步評估不同計算方法的準確性。值得注意的是埋深約13 m處3種方法計算得到的單樁極限承載力彼此非常接近，而依據(jù)鉆探調查結果可知，平臺各樁腿均設計插入埋深11.6～15.4 m的海底粉砂層中，因此以粉砂作為持力層的前提來看此3種樁基極限承載力計算方法具有較好的兼容性。

3 結 論

本文從土層劃分和樁基承載力計算兩方面探討了海洋靜力觸探探測技術在勝利油田埕島海域的應用，結合鉆探取樣和室內(nèi)土工測試成果，對比分析了不同樁基承載力計算方法之間的異同，得出了如下結論：

(1)以鉆探地質剖面為基準，海洋靜力觸探貫入曲線可以較好地反映平臺海底主要地層分界面。

(2)3種樁基承載力計算方法對應的樁側摩阻力隨埋深變化整體趨勢基本一致，但埋深較淺時靜探直接法得到的樁側摩阻力稍大于鉆探規(guī)范法和靜探間接法的計算結果，而埋深較深時靜探間接法得到的樁側摩阻力稍小于鉆探規(guī)范法和靜探直接法的計算結果。

(3)基于一定的區(qū)域工程經(jīng)驗，鉆探規(guī)范法和靜探間接法得到的樁端阻力和單樁極限承載力基本吻合，而靜探直接法得到的樁端阻力和單樁極限承載力相較前兩者明顯偏大。

(4)考慮以粉砂作為持力層的前提下3種樁基極限承載力計算方法彼此間表現(xiàn)出較好的兼容性。

(5)限于缺乏試樁數(shù)據(jù)，本文僅從定性角度探討了海上平臺3種樁基承載力計算結果的異同，后續(xù)隨著資料的積累將開展定量化的對比研究。