海床CPT和井下CPT在砂土中貫入機理差異研究

李 颯，戴 旭，周楊銳，蔣寶凡

(1.天津大學 建工學院巖土所，天津 300072; 2.中海油服物探事業部，天津 300456)

海床CPT和井下CPT在砂土中貫入機理差異研究

李 颯1，戴 旭1，周楊銳2，蔣寶凡2

(1.天津大學 建工學院巖土所，天津 300072; 2.中海油服物探事業部，天津 300456)

海洋石油建設中的一個關鍵環節是對有關海域的工程地質條件作出準確評價。海上原位靜力觸探(CPT)是主要的原位勘察手段，與陸地CPT不同，其貫入方式主要有Seabed和Downhole兩種形式。這兩種CPT由于貫入方式不同，所得到的錐端阻力存在一定的差異。采用有限元方法對這兩種形式的CPT錐端阻力和貫入模式進行計算分析。研究顯示，CPT入土過程中，周圍土體存在兩種不同位移狀態，即滑動狀態和排擠狀態。在入土初期，土體以滑動狀態為主，土體中豎向應力隨貫入深度的增加而遞增。在入土一定深度以后，土體的排擠狀態占主導地位，豎向應力變化趨于平穩。這兩種位移狀態的相互轉化解釋了Seabed CPT和Downhole CPT實測數據之間的差異。在貫入深度較大時，Seabed CPT 受排擠狀態控制，而Downhole CPT仍然受滑動狀態的影響。

Seabed CPT；Downhole CPT；砂土；貫入機理

Abstract:The in situ CPT in offshore engineering has two forms:Seabed and Downhole.Due to the difference of construction technology using different methods,there is certain difference of cone tip resistance.Using the finite element method,the cone tip resistance and penetration mode of two different forms of CPT are analyzed.The results show that during the penetration process,the soil around has two different displacement modes,the rotation mode and the compaction mode.In the initial stage of penetration,rotation mode dominates soil behavior,and the soil vertical stress increases with the depth of penetration.After drill pipe penetrates to a certain depth,compaction mode becomes dominant,and the change of vertical stress with depth tends to be steady.The conversion of two kinds of mode explains the difference of measured data between Seabed CPT and Downhole CPT.When the penetration is relatively large,the Seabed CPT is controlled by the compacted state,while the Downhole CPT is still affected by the rotated state.

Keywords:Seabed CPT; Downhole CPT; sand; penetration mechanism

對有關海域的工程地質情況作出準確評價是海洋石油建設的關鍵環節。CPT測試技術由于可以獲得較為可靠的土質參數成為目前海洋石油工程領域中主要的原位勘察方法。由于海洋環境的特殊性，海上CPT技術和陸地CPT技術存在一些差異。

目前用于海洋地質勘察的CPT根據其貫入方法的不同主要分為兩大類：海床靜力觸探(Seabed CPT)和井下靜力觸探(Down-hole CPT)[1]，如圖1。 這兩種技術在貫入方式及數據處理上均有所區別。

Seabed CPT技術與陸地CPT相似，屬于連續貫入式靜力觸探，有輕型和重型兩種類型。其主要特點是推進裝置將觸探探頭直接連續的貫入海底以獲得數據，觸探基準為海床面且基準唯一，空間上容易保證觸探過程的完整性；在方式上有船載式、海底遙控式和鉆井平臺式，其中以船載式最為普遍，缺點是觸探深度有限。Downhole CPT的主要特點是靜力觸探與鉆探相結合的循環推進方式，推進裝置在鉆桿內軸向定位并將觸探頭從鉆桿底部經鉆頭貫入海底土體，觸探基準一般取鉆頭位置，因此相對基準面并不唯一。Downhole CPT實際上是一個先鉆孔后貫入的過程，其優點是總的貫入深度大，可以貫入更堅硬的土層[2-3]。

兩種靜力觸探貫入方式不同，得到的數據也不相同：以觸探10 m為例，Seabed CPT利用推進裝置將觸探探頭直接連續貫入海底10 m深度，得到1～10 m的連續數據；而Downhole CPT則是先由鉆機成孔后推進觸探裝置貫入，例如采用首次鉆孔推進1 m，其后每次鉆孔推進3 m的推進方式，得到的則是不連續的觸探區間14 m,47 m,710 m的數據。并且由于兩種海上靜力觸探工藝的不同，在數據處理上也存在一定差異。

由CPT實測數據得到相應土質參數的途徑主要有兩種：一種是理論分析法，即通過相關理論建立錐端阻力(側摩阻力或孔壓)與相應指標之間的計算關系，常用的方法如承載力理論法，運動點錯位法，孔擴張法以及應力路徑法[4]。其中孔擴張理論[5-6]是應用最為廣泛的一種研究方法，這些理論公式的推導在一定程度上為經驗公式的建立提供了依據。另一種是經驗公式法，即利用數理統計的方法建立錐端阻力等和土的工程特性之間的各種相關關系。理論方法在模擬不同應力歷史條件下的土性、土的各向異性、靈敏度、地質年代等方面有很大的局限性，理論正確與否還需要通過現場測試和實驗室數據驗證，因此實際生產中，工程師更喜歡通過經驗公式求解。

例如，粘性土的不排水強度是通過CPT獲得的重要參數，一般采用如下的經驗公式

式中：qt為修正的總的錐端阻力，σv0為上覆壓力，Nkt為經驗系數。

利用這一公式確定不排水強度的關鍵在于經驗參數Nkt的取值。圖2為南海某海域根據式(1)得到的土體不排水強度。其中圖2(a)為Seabed CPT得到的不排水強度，圖2(b)為Downhole CPT得到的不排水強度，以及與十字板強度的對比。從圖中可以看到，對于Seabed CPT經驗參數的取值為Nkt=15時兩者吻合較好，而對于Downhole CPT取值為Nkt=20時兩者吻合較好。實際工程中發現Downhole CPT 的Nkt經驗取值普遍比一般的經驗值偏高。

圖1 Seabed CPT 和 Downhole CPTFig.1 The Seabed CPT and Downhole CPT

圖2 CPT得到的不排水強度與十字板的比較Fig.2 The comparison of undrained strength from CPT and vane shear test

為了得到可靠的經驗參數，人們進行了大量的工作，Fogru公司聯合NGI曾經在北海展開了大量的試驗研究，這些試驗包括現場試驗和室內三軸試驗[7]。他們通過對比高質量的現場CPT試驗以及經過嚴格篩選的高質量的并盡可能按照現場情況進行固結的土樣進行三軸試驗得到的結果獲得相關的經驗參數[8-9]。這些結果在北海的工程實踐中取得了良好的效果。但需要指出的是，這種通過大量試驗獲得經驗參數的方法具有一定的地域性，同時需要消耗大量的人力物力，而且給出的大都是一個范圍值，因此對CPT貫入機理的深入研究對合理選擇相應的計算參數大有裨益。為此，有必要對兩種海上靜力觸探方法貫入時土體變化過程進行深入研究，本文采用數值模擬技術對兩種不同貫入方式的靜力觸探在砂土中貫入過程的機理進行研究。

1 計算方法及參數選取

計算采用ABAQUS程序進行。CPT的貫入過程簡化為軸對稱問題。由于CPT的貫入過程為一連續的大變形過程，對有限元網格提出了較高要求，模擬難度較大。任意拉格朗日-歐拉法(ALE)可以有效地控制計算網格的扭曲與畸變，保證計算質量[10]，因此本文采用ALE法進行網格劃分。為了處理錐頭貫入過程中土體大變形問題，錐頭與土接觸采用了動態接觸算法，這一算法基于ABAQUS中的主-從接觸算法。對于主控面和從屬面的選擇，按照劃分原則，選取剛度大的面作為主控面。錐頭為剛性材料，剛度大于土體，所以選擇錐頭作為主控面，土體作為從屬面；從屬面節點不會穿透主控面，但是主控面節點可以穿透從屬面。

靜力觸探儀的圓錐直徑0.036 m，錐角60°，由于貫入錐頭的剛度比土的剛度大得多，在分析中錐頭簡化為解析剛體。土體的模型大小為6.4 m×12 m，采用砂土的材料參數，砂土計算參數如表1所示。彈塑性模型采用D-P模型，流動法則采用相關聯的法則。由于在砂土的靜力觸探過程中，超孔壓對錐端阻力的影響不足10%[11]，則在本次分析中錐端阻力不考慮超孔壓的影響。

表1 砂土基本物理力學指標Tab.1 Physical characteristics of sand

計算模擬兩種不同的貫入方式。其中Seabed CPT采用直接貫入的方法，而Down-hole CPT則是先開挖，然后在開挖面進行貫入。為了做對比分析，兩種貫入方式探頭的貫入深度都為10 m，不同的是，Seabed貫入為一次進尺10 m，而Downhole貫入為0～7 m開挖(模擬鉆孔)而后在7～10 m貫入，一次進尺為3 m。

2 數值模擬結果及分析

2.1數值模擬結果

2.1.1 初始位移場和應力場的區別

在模擬貫入過程之前，首先需要確定土體當中的初始位移場和應力場。圖3(a)為Seabed CPT地應力場平衡后的位移情況，土體中的初始位移非常小，為10-7量級，達到了地應力場平衡的目的。而對于Downhole CPT，初始場不僅要考慮地應力平衡，還需要考慮鉆孔取土(0～7 m)對地應力帶來的影響。圖3(b)顯示了鉆孔取土后土體中的位移場，可以看到，鉆孔取土對周圍土體產生了一定的影響。這種影響可以通過鉆孔取土后土體中的剪應力場(圖4)更加明顯地觀察到。

圖3 兩種模式的初始位移場Fig.3 The initial displacement field of two kinds of CPT

圖4 鉆孔取土后的剪應力云圖Fig.4 The shear stress field of Downhole CPT after drilling

2.1.2 貫入過程豎向應力和位移場的區別

在確定初始狀態以后，模擬CPT的貫入過程。對于Seabed CPT為從0～10 m的連續貫入，而對于Downhole CPT 貫入過程只發生在7～10 m。兩種模式豎向應力存在明顯差別。圖5給出了兩種貫入方式豎向應力隨貫入深度增加的變化情況。由于Downhole的貫入只發生在7～10 m，所以只比較了7～10 m的變化情況。從圖中可以看到，總體來說，Downhole CPT的單位豎向應力隨錐頭入土深度的增加有明顯的增加，而Seabed CPT的豎向應力隨深度變化平穩。在7～8 m處，Downhole CPT的豎向應力小于Seabed CPT的數值，超過8 m后，其數值則明顯高于Seabed模式。

對于7～8 m處的差異可以考慮為鉆孔取土的影響。由于鉆孔取土屬于卸荷作用，雖然孔徑較小，但這種卸荷作用仍然會導致貫入點(7 m)周圍土體應力水平的下降，從而使得貫入阻力減小。但這種原因無法解釋貫入達到8 m以后兩者的明顯差異。為了探究產生這種差異的原因，對比分析了兩者的位移矢量。

圖5 豎向應力隨深度變化的比較Fig.5 The comparison of the change of vertical stress with depth

圖6 位移矢量圖Fig.6 Displacement vector of two kinds of CPT

圖6為Seabed CPT和Downhole CPT錐端7～10 m位置處的位移矢量。圖中可以看到，對于Seabed CPT緊鄰錐頭的土體向側下方移動，稍遠的周圍土體為水平向外移動，表現出明顯的排擠效應。而對于Downhole CPT，可以看到緊鄰錐頭的土體向側下方移動，而在周圍一定范圍內土體向斜上方旋轉擠出，這種趨勢在臨空面表現的尤為明顯。即周圍土體除了表現出排擠效應以外還有比較明顯的旋轉滑動趨勢。

2.2貫入過程機理分析

2.2.1 貫入過程位移狀態的轉換

為了對貫入過程有更加深入的了解，對連續貫入過程中位移場的變化進行跟蹤分析。見圖7。

圖7(a)為錐頭剛入泥階段(d=0.1 m)，錐頭下部土體受到擠壓向下移動，泥面土體受到排擠向外擠出，周圍土體回填，表現出明顯的旋轉滑動；當貫入深度達到3 m時(圖7(b))，這種狀態依然延續，泥面土體被擠出隆起，周圍土體滑動回填；圖7(c)為貫入達到d=10 m的位移矢量圖，可以看到此時的泥面土體已經不再有明顯的位移，周圍土體均向下移動。這種位移狀態的轉變從土體的水平位移可以更加明顯地看出，見圖8。

圖7 連續貫入過程位移矢量變化Fig.7 The change of total displacement vector

圖8 水平位移矢量變化Fig.8 The change of horizontal displacement vector

圖8顯示，在d=0.1～3 m時，周圍土體是向錐頭方向移動，即處于滑動回填狀態；而在d=10 m時，周圍土體均向背離錐頭的方向移動，表現為排擠狀態。由此可見，在探頭貫入過程中土體存在兩種狀態：滑動狀態和排擠狀態。位移矢量圖顯示，在入土初期滑動狀態處于主導狀態，隨著入土深度的增加向排擠狀態轉換。在本文計算條件下，入土4 m以后，排擠狀態開始控制土體的運動趨勢。

2.2.2 貫入過程應力狀態的轉變

在不同的土體位移狀態下，錐端豎向應力的分布也發生了相應變化。圖9為錐端豎向應力隨深度的變化情況。

圖9 錐端豎向應力隨深度變化Fig.9 The change of end resistance with the penetration depth

從圖中可以看到，在連續貫入情況下(對應Seabed模式)在滑動狀態起主導作用時，錐端豎向應力處于不斷增加的過程，而在排擠狀態控制下，錐端豎向應力變化平穩，趨于某一定值。這也就解釋了Seabed 和Downhole不同模式下錐端阻力差異的原因。Seabed模式屬于連續貫入模式，從地平面貫入開始，在達到一定深度后(本次計算為達到4 m)排擠狀態處于控制地位，貫入阻力趨于平穩，達到某一定值。Downhole模式由于鉆孔原因，探頭每次入土只有3 m，仍然處于滑動狀態控制范圍，其豎向應力會隨著入土的過程產生明顯的遞增。

為進一步說明應力的變化，分別計算了Downhole模式下，在開孔深度為4、7、10 m情況下的錐端豎向應力，并將結果與連續貫入情況(Seabed 模式)得到的錐端豎向應力進行了比較。圖10為兩種模式的貫入情況，圖11為豎向應力的比較。

圖10 不同貫入模式計算條件示意Fig.10 Sketch map of calculation conditions in different penetration models

圖11 不同模式豎向應力比較Fig.11 The comparison of vertical stress in different models

從圖11中可以看到，對于Seabed模式，貫入深度達到4 m后，錐端的豎向應力隨深度不再產生明顯的變化；而Downhole模式，由于取土卸荷，在各個深度的貫入初期，相同深度的貫入阻力稍小于Seabed模式。但隨著貫入深度的增加，貫入阻力持續增長，很快就會超過Seabed模式同等深度處的土阻力。這也就是實際工程中經常發現Downhole CPT測得的錐頭阻力要大于Seabed CPT的主要原因。

3 結 語

從實際工程中發現的問題出發，采用有限元模擬方法，對兩種不同貫入方式的海上CPT貫入機理進行了研究。計算分析顯示Downhole CPT的錐端阻力值要大于Seabed CPT錐端阻力值，這與實際工程中的情況相符。

有限元分析結果顯示，在CPT貫入過程中存在兩種位移狀態，即滑動狀態和排擠狀態。在貫入初期滑動狀態為主，土體中豎向應力隨著深度的增加而呈明顯遞增趨勢。貫入到一定深度(在本文的計算條件下，貫入4 m左右)后，排擠狀態開始占據主導地位，豎向應力變化趨于平穩。

這種位移狀態的轉換解釋了Seabed CPT和Downhole CPT錐端阻力差異的原因。在貫入深度較大時，Seabed CPT受排擠狀態的控制，而Downhole CPT 仍然主要受滑動狀態的影響。考慮到兩種模式的不同貫入過程，這將導致Downhole CPT測得的錐端阻力偏大。由于現有的CPT計算公式基本上是建立在陸上CPT的經驗之上，在利用已有的經驗公式進行CPT數據處理時，應該考慮到不同模式之間的差異，慎重選擇經驗參數。

此外，由于滑動狀態控制深度有限，也間接說明采用孔擴張理論近似模擬連續貫入CPT的合理性。

[1] 陸鳳慈.靜力觸探技術在海洋巖土工程中的應用研究[D].天津：天津大學，2005.(LU Fengci.Research on the application of cone penetration test in offshore geotechnical engineering[D].Tianjin:Tianjin University,2005.(in Chinese))

[2] 吳鴻波.靜力觸探在渤海某海上平臺場址工程勘察中的應用研究[D].北京：中國地質大學，2008.(WU Hongbo.The application of cone penetration test in Bohai Offshore Platform site investigation[D].Beijing:China University of Geosciences,2008.(in Chinese))

[3] 陳奇，石要紅，潘毅，等.基于Downhole工藝的海底靜力觸探及其設備研制[J].海洋工程，2007,25(4):73-76.(CHEN Qi,SHI Yaohong,PAN Yi,et al.Downhole technology for submarine CPT and its equipment development [J].The Ocean Engineering,2007,25(4):73-76.(in Chinese))

[4] 徐海波，宋新江，錢財富.靜力觸探法研究綜述[J].南水北調與水利科技，2013,11(5)：78-82.(XUN Haibo,SONG Xinjiang,QIAN Caifu.Research review on static cone penetration test[J].South-to-North Water Transfers and Water Science & Technology,2013,11(5)：78-82.(in Chinese))

[5] POURNAGHIAZAR M,RUSSEL A R.Drained cavity expansions in soils of finite radial extent subjected to two boundary conditions[J].International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics,2013,37:331-352.

[6] HANG Z,HAN L L,GANG Q K.Analytical solution of undrained cylindrical cavity expansion in saturated soil under anisotropic initial stress[J].Computers and Geotechnics,2014,55:232-239.

[7] TOM Lunne.The Fourth James K.Mitchell Lecture:The CPT in offshore soil investigations - a historic perspective[J].Geomechanics and Geoengineering:An International Journal,2012,7(2):75-101.

[8] KARLSRUD K,LUNNE T,KORT DA,et al.CPTU correlations for clays[C]//Proceedings of the 16th ICSMGE.Osaka:September,2005.

[9] LOW H E,LUNNE T,ANDERSEN K H,et al.Estimation of intact and remouldedundrained shear strengths from penetration tests in soft clays[J].Géotechnique,2010,60(11):843-853.

[10] 唐世棟，朱小林.孔隙水壓力對靜力觸探成果的影響[J].工程勘察，1990,6：14-18.(TANG Shidong,ZHU Xiaolin.The influence of pore water pressure on cone penetration test[J].Geotechnical Investigation and Surveying,1990,6：14-18.(in Chinese))

[11] 費康，張建偉.ABAQUS在巖土工程中的應用[M].北京：中國水利水電出版社，2010：323-334.(FEI Kang,ZHANG Jianwei.The application of ABAQUS in geotechnical engineering[M].Beijing:China Waterpower Press,2010：323-334.(in Chinese))

Study on the penetration mechanism of Seabed CPT and Downhole CPT

LI Sa1,DAI Xu1,ZHOU Yangrui2,JIANG Baofan2

(1.Geotechnical Institution,Civil Engineering Department of Tianjin University,Tianjin 300072,China; 2.Geophysical Division of China Oilfield Services Limited,Tianjin 300456,China)

TU413

A

10.16483/j.issn.1005-9865.2016.02.005

1005-9865(2016)02-0035-06

2015-07-01

國家重點基礎研究發展計劃(973計劃)資助項目(2014CB046800)；國家重大專項資助任務(20112X05056-002-01)；上海交大國家重點實驗室開放課題資助項目(1201)

李 颯(1970-)，女，天津人，博士，教授，主要研究海洋工程結構物與土相互作用。E-mail：lisa@tju.edu.cn