鈣質土上的海洋平臺樁基安裝阻力研究

黃山田 王浩宇 魏佳廣 聶曉明

（海洋石油工程股份有限公司）

鈣質土主要分布在南緯30°與北緯30°之間，在中國南海、阿拉伯灣、墨西哥灣和澳大利亞周邊海域分布廣泛，其主要成分為CaCO3，具有高密度、高孔隙比、易破碎且易膠結的特性［1～3］。鈣質土因其獨特的成因、 表現出的特殊應力、 應變、強度、破碎與樁土接觸面摩擦特性，在樁基的貫入作業中，會產生較大的樁端和樁側阻力［4］。鈣質土的存在增加了海洋工程項目實施的難度和風險，在“一帶一路”和“海洋強國”的指引下，越來越多的工程項目將會在鈣質土上進行。

鋼樁將海上油氣平臺固定在海床上，承受整座平臺的環境載荷，是各種形式海洋油氣平臺的關鍵部分，鋼樁的安裝工期通常超過整座平臺安裝工期的50%， 鋼樁能否順利完成安裝并達到設計載荷是海上油氣平臺安裝的關鍵。 高碳酸鈣含量的地質條件使得打樁變得更加復雜，可能在打樁過程中發生拒錘、樁身疲勞損壞及實際承載力不足等現象。

某項目位于沙特與科威特中立海域， 共有5座平臺，平臺位置土壤中鈣含量高，部分土層碳酸鈣含量超過80%，筆者以此項目為背景，根據現場打樁記錄和4根樁的打樁全程監測結果， 對鈣質土上樁基的可打入性分析方法進行了研究。

1 打樁分析理論模型

打樁過程中的錘擊能量轉換為樁內應力，樁內應力以應力波的形式傳播，并可用一維波動方程來描述［5］：

經過多年的實踐，一維波動理論已經成功應用于海洋工程領域， 形成了GRLWEAP等打樁數值分析軟件［6］。

打樁過程中的阻力由樁側阻力和樁端阻力兩部分組成： 樁側阻力由靜阻力和動阻力組成，分別由非線性彈簧和緩沖壺（圖1）來模擬［7］；樁端阻力由樁端土體單元壓縮變形的彈性、塑性和動阻力組成，分別由彈簧、摩擦鍵和緩沖壺來模擬。

2 打樁動態監測的分析方法

利用美國PDI公司生產的PDA打樁分析儀，對打樁過程中的錘擊能量、 樁身拉應力/壓應力、貫入度、 鋼樁承載力及其完整性進行實時監控，利用CAPWAP法和CASE法對采集到的數據進行分析處理得到鋼樁的承載力，評估打樁結束后或拒錘后鋼樁的承載力是否滿足樁基設計承載力的要求。

圖1 樁側土體模型

CAPWAP法又稱實測波形擬合法， 假定樁土力學模型及其參數， 利用在樁頂附近截面檢測到的質點速度（或力、上行波、下行波）曲線作為輸入邊界條件，數值求解波動方程，得到樁頂檢測截面位置的力（或上行波、下行波）曲線。 如果計算得到的曲線與實際測量的曲線不吻合， 說明假設的樁土模型或其參數不合理， 需要根據具體情況反復調整模型與參數重新計算， 其中對樁基承載力影響最大的4個參數為樁端土阻尼系數、樁側土阻尼系數、樁端土彈性極限和樁側土彈性極限，直到計算得到的曲線與實際測量的曲線吻合為止。

3 樁基平臺概況

項目電力分配平臺的導管架為四腿三水平層結構，設計水深25.4m，頂部標高7.1m。 導管架的4腿均為1∶10雙斜， 每條腿中安裝一根鋼樁，鋼樁壁厚45mm、直徑914mm、樁長65.5m、入泥深度32m，設計抗壓力6 284kN、設計抗拔力979kN。 平臺安裝地基的土層地質構成見表1。

表1 平臺安裝地基的土層地質構成

從表1可以看到， 本海域10m以上的土體碳酸鈣含量較高，10～32m的土體以粉質砂為主。根據地勘資料得到平臺安裝位置的單位樁側摩阻力和單位樁端阻力隨入泥深度的變化如圖2所示。

圖2 土層阻力曲線

4 樁基可打入性分析

采用基于波動方程的GRLWEAP軟件，對連續打樁進行可打入性分析，在計算過程中，根據API《海上固定平臺規劃、設計和建造的推薦作法 工作應力設計法》中的推薦值，選取樁端土彈性變形量和樁側土彈性變形量均為2.54mm； 樁端土阻尼系數為砂土0.500s/m、黏土0.033s/m；樁側土阻尼系數為砂土0.200s/m、黏土0.656s/m。 利用IHC-280錘90%的能量進行打樁， 由項目地質勘測報告應力實驗結果計算工程中采用的動阻力系數列于表2。

表2 打樁動阻力系數

基于以上參數，算出不同工況下的錘擊數及其錘擊能量（圖3）。 結果顯示，工況D的錘擊數最大，最大錘擊數89錘/0.25m，小于API規范要求的拒錘標準值（250錘/0.25m）［8］，滿足工程要求。

圖3 打樁可行性分析曲線

5 根據現場打樁記錄和監測數據的反算結果

5.1 現場打樁記錄

海上施工過程中利用IHC-280錘連續完成4根鋼樁的打樁作業，打樁的實際錘擊數、打樁錘輸出的錘擊能量、打樁過程中的累積錘擊能量和打不同樁的累積錘擊能量的曲線對比如圖4所示。

根據經驗，同一座平臺的幾根鋼樁在連續打入時，錘擊數波動較小。 由圖4d可知，在鋼樁入泥10m以內，打A2、B2、B1樁的累積錘擊能量與打A1樁的累積錘擊能量相差較大，當鋼樁入泥深度達到10m以上，累積錘擊能量偏差逐漸減小。本平臺底部尺寸為19m×19m，在如此小的范圍內累積錘擊能量出現這么大的波動，結合現場地質資料和平臺附近挖溝施工的經驗，分析產生這一現象的主要原因為： 入泥深度不超過10m的土層內碳酸鈣含量高，超過35%，最高達80%；土層中還存在不連續的膠結塊——強膠結珊瑚礁（圖5）。

圖4 實際錘擊數和錘擊能量曲線

圖5 土層中的珊瑚礁

5.2 CAPWAP數據

為了便于打樁過程中發生拒錘后可以快速判斷鋼樁承載力是否滿足設計要求，并防止鋼樁過打造成樁身損壞， 現場采用美國PDI公司的動態監測檢測儀對打樁過程進行了全程監測。 沿樁身軸向安裝應變傳感器和加速度傳感器，兩個傳感器分別對稱安裝在樁頂以下樁身同一平面兩側， 傳感器位于IHC-280錘套和鋼樁樁頭切割線之間（樁頂下2.8m），打樁完畢后將傳感器安裝孔與樁頭一起切掉。

以B2樁最后一錘為例，將動態監測采集到的數據利用CAPWAP軟件擬合，曲線如圖6所示。

利用CAPWAP軟件分析得到的4根樁樁身承載力與設計值的對比見表3。 由表3可見，連續打樁結束時監測到的樁身抗壓力和抗拔力均已遠大于設計值， 也驗證了實際打樁比打樁可行性分析困難的情況， 根據規范要求無需進行復打即可判斷鋼樁承載力滿足設計要求。

圖6 CAPWAP分析曲線

表3 CAPWAP法分析結果

打樁過程中，樁端受力突破樁端總阻力后才能獲得貫入深度。 在地勘報告中，單位表面摩擦力和單位樁端承載力按照API RP 2A（2000）計算方法得出，鋼樁在達到設計入泥深度時樁端單位極限承載為12MPa。 另外，樁土塞的形成，主要是依賴樁內土體重新固結、土體抗剪強度逐漸恢復和樁土間內聚力的提高。 但是，樁土間內聚力的提高時間較長（主要部分在1h內完成恢復），土體抗剪強度的恢復和提高也需要時間的積累［9］。 而在作業中，樁體為連續貫入，沒有足夠的時間恢復土體內聚力和抗剪強度，因此在此期間很難形成土塞。 此時的樁端總阻力為樁端單位極限承載與鋼樁圓環截面積的乘積，計算結果為1 473kN。通過現場鋼樁動態監測數據CAPWAP法分析結果（表3），得到4根鋼樁中最小樁端承載力（樁端總阻力）為2 834kN，最大樁端承載力為4 102kN，平均樁端總承載力為3 583.5kN，是設計樁端承載力的2.0～2.8倍。

現場實測和地勘報告中的樁側摩阻力曲線如圖7所示。

圖7 樁側摩阻力曲線

5.3 反算結果

將樁側摩阻力、樁端阻力、土彈性極限、土阻尼系數和實際的打樁能量輸入到GRLWEAP軟件中進行打樁可行性分析，在鋼樁最終入泥段的理論錘擊數和實際錘擊數的對比如圖8所示， 圖中數組前者為鋼樁樁端阻力系數、后者為鋼樁側摩阻力系數。

由圖8可見， 隨著鋼樁逐漸接近設計入泥深度， 實測錘擊數和理論錘擊數逐漸趨于一致，另由入泥深度32m附近某一錘的最終錘擊情況可知， 此時的反算錘擊數與實際錘擊數也基本一致，該鋼樁阻力模型計算結果與實際動態監測得到的數據基本吻合。

圖8 反算錘擊數曲線

6 結論

6.1 實際打樁錘擊數非土塞工況的上限錘擊數，部分土層超過土塞工況的下限錘擊數，部分土層超過土塞工況的上限錘擊數，但多數土層小于土塞工況的上限錘擊數。 為了確保順利完成鋼樁安裝工作， 在碳酸鈣含量高的鈣質土上打樁時，需按土塞工況的上限阻力選取打樁錘。

6.2 鈣質土中含有不均勻分布的強膠結珊瑚礁，它對打樁的錘擊數具有明顯影響。

6.3 利用CAPWAP曲線擬合法得到的參數進行打樁可行性分析，與實際打樁結果基本一致，驗證了該分析方法的科學性和可行性， 對類似地質條件下打樁方案的設計和施工具有指導意義。