宋玉鹏，宋丙辉，孙永福，周其坤，王振豪

(1. 自然资源部第一海洋研究所，山东 青岛 266061；2. 青岛海洋科学与技术试点国家实验室海洋地质过程与环境功能实验室，山东 青岛 266235；3. 国家深海基地管理中心，山东 青岛 266237)

自升式钻井平台是指具有若干个可自行升降桩腿的钻井平台，在海洋油气勘探开发中，自升式钻井平台是目前应用最为广泛的移动式钻井设施。自升式钻井平台漂浮和海底支撑状态之间的转换伴随着插桩和拔桩过程，每次插拔桩后会在海底留下明显的凹陷桩坑，周边土体多被扰动，而扰动后的海床会对后续平台作业活动产生影响，严重时甚至导致平台插桩失败，存在较大安全隐患[1-3]。

目前海洋平台桩靴插拔扰动效应研究主要分为两类：一是桩靴插拔对桩坑及其周围土体的影响；另一类是桩靴插拔对临近平台桩基的影响。在桩靴插拔扰动土体方面，宋清峰等[4-5]利用物探、野外钻探及室内试验等多种手段对比分析了黄河三角洲埕岛海域平台插桩后桩穴内外土层的工程地质性质，发现平台插桩会造成海底浅部土层扰动破坏，但桩坑内土层强度相对有所提高；黄瑛[6]基于大变形有限元数值算法分析了平底、纺锤形和桶形3 种形状桩靴插桩引起的土体扰动效应，结果表明桶形桩靴对土体的扰动最大；安永宁等[7]探讨了插拔桩引起海底地层扰动的机理，指出扰动效应不仅和原始地层的岩性组成有关，而且和插拔桩发生后的时间长短有关。

在桩靴插拔影响临近平台桩基方面，20 世纪90 年代Siciliano 等[8]开展了桩靴插拔离心模拟试验，总结了插桩引起临近桩基桩身弯矩的变化规律；郭绍曾等[9]基于球孔扩张理论和拟静力数值模拟方法，分析了桩靴下沉深度对临近桩基承载力的影响；李亚等[2]通过总结插桩引起的挤土效应，提出了黏土中自升式钻井船插桩对临近桩基影响的分析计算方法；刘润等[10]结合室内模型试验和理论分析结果，给出了桩靴插拔影响区内临近桩基承载力的计算方法。

综上，现有关于单次插拔桩引起海床扰动以及临近桩基变形和承载力变化的研究成果相对较多，但对重复插拔桩扰动效应的研究较少。考虑到日渐递增的平台作业频次，开展重复插拔桩引发的海床扰动效应研究是十分必要的。基于此，本文通过室内物理模型试验和原位CPT 静力触探试验模拟了粉质海床中自升式平台的重复插拔桩过程，评价重复插拔桩引起的粉质海床扰动效应。

1 物理模型试验

1.1 土箱及桩靴模型

模型土箱尺寸为长800 mm、宽800 mm、高400 mm（图1），侧板底部对称设计了两个排水孔，用于真空固结法制备模型试验用土。根据模型土箱尺寸设定物模试验几何相似比为1∶100。桩靴模型见图2，桩靴原型为正八边形，边长为9 200 mm，高度为1 650 mm，桩靴模型为圆形，直径92 mm，高度16.5 mm。其中桩身材料为铝合金，不考虑材料的相似性。虽然模型试验无法完全还原实际情况，但试验获得的参数变化规律可为后续相关研究提供经验和参考。

图1 模型土箱Fig. 1 Model box

图2 桩靴模型尺寸(单位：mm)Fig. 2 Model size of pile shoe (unit: mm)

1.2 试验用土

黄河三角洲埕岛油田海域海上平台众多，平台插拔桩作业频繁，因此选取该海域海底土作为试验用土，土质类型为粉土和粉质黏土，基本物理性质如表1 所示。土样经风干、碾散、过筛后放入搅拌机加水制备成饱和泥浆，然后分批倒入模型土箱，模型箱底部铺设土工织布和排水砂层，采用真空预压方式固结土样（图3），固结时间不小于15 d，然后开展插拔桩模拟试验。

表1 海底土基本物理性质Tab. 1 Basic physical properties of seabed soil

根据埕岛海域海底地层特点[11-12]及模型箱尺寸，室内物模试验设计了海床土层组成工况：上部粉质黏土层厚20 cm，下部粉土层厚7 cm。试验开始前在模型箱4 个角点距离箱侧10 cm 位置处测试模型土体物理性质和十字板不排水抗剪强度，以了解海床初始赋存状态，结果如表2 所示，其中，根据土体强度随埋深线性变化规律可推算得出海床泥面不排水抗剪强度约为0.2 kPa。通过对比可知，模型试验制备土体的初始物理性质与天然海底土的物理性质（表1）比较接近。

图3 真空预压固结模型箱原理Fig. 3 Schematic diagram of model box for vacuum preloading consolidation

表2 试验土体初始物理、力学性质Tab. 2 Initial physical and mechanical properties of testing soil

1.3 加载及测试系统

通过液压千斤顶和反力架配合来实现插桩与拔桩过程（图1）。千斤顶加载系统可根据试验要求控制位移加载速率，并可进行往复加载，双向加载行程均为25 cm，最大加载能力为±20 t，满足试验加载要求。有关研究[10]表明，插拔桩对周围土体扰动的影响主要集中在距桩轴线1.50D（D 为桩径）范围内，本次物模试验微型孔压计据此进行布置，详细监测系统布置方案见图4。加载过程中采用DYLY-103S 型拉压力传感器测量插拔桩过程中的桩端阻力大小，量程为−200～200 kg，精度为0.03% FS。监测超孔压的微型孔隙水压力传感器量程为−60～60 kPa，精度为0.5% FS，设有温度补偿装置。此外，重复插拔过程结束后，在距离桩靴0.75D、1.00D、1.25D、1.50D、1.75D 和桩底位置处采用便携式十字板剪切仪分别测试土体的不排水抗剪强度，其中十字板头尺寸为25.4 mm×50.8 mm，量程0～65 kPa，测试精度0.5 kPa，具体不排水抗剪强度测试位置分布如图5 所示。

图4 模型监测系统布置方案（侧剖面图）（单位：mm）Fig. 4 Layout plan of model monitoring system (side profile view) (unit: mm)

1.4 物模试验过程

考虑到土层组成情况及边界效应（图4），本次物模试验插桩深度设为22 cm，即桩靴进入粉土层2 cm 左右。插拔桩过程采用位移控制，速度均为0.1 mm/s[13-14]。插桩至预定深度后，静置等孔压完全消散后开始拔桩，待桩孔内土体完全回流结束且孔压完全消散后开始再次插桩，重复上述操作，共进行往复两次插拔桩，之后终止试验并移除设备。

图5 土体十字板不排水抗剪强度测试点分布Fig. 5 Distribution of test points for vane undrained shear strength of soil

2 试验结果及分析

2.1 土体变形特征

由于表层粉质黏土强度较低，桩靴初次贯入时土层发生冲剪破坏，冲坑周边未出现明显挤土隆起，相反桩靴附近表层土体出现环形裂缝（图6）。这主要是因为随着桩靴贯入深度增加，桩坑内壁土体不同程度坍塌陷落，坑壁支撑力降低，坑外侧主动土压力引起桩坑侧壁土体发生了卸荷变形。

初次拔桩过程中桩靴挤土效应不甚明显，拔桩结束后，桩靴带出部分完全扰动土体，呈流塑状，主要是插桩后桩坑侧壁土体坍塌或回流而形成。初次插拔桩形成桩坑呈倒锥形，最大深度约8.5 cm（约0.92D），最大直径约12 cm（约1.30D）（图7）。

图6 初次插桩桩坑Fig. 6 Pile pit after initial spudcan penetration

图7 初次插拔桩后形成的桩坑Fig. 7 Pile pit after initial spudcan extraction

初次插拔过程结束后，等待海床内部超孔压消散以及桩坑内土体回流完毕，在相同位置处继续进行二次插拔桩。由于初次插拔已形成完整桩坑，二次插桩时，桩靴挤土效应也不明显（图8），桩靴二次拔出后仍携带部分完全扰动土体，并进一步扰动了周围土体，使得桩坑孔壁坍塌较严重，桩坑深度和直径较初次插拔桩均有所增大，其中桩坑最大深度约10 cm（1.09D），最大直径约15 cm（1.63D）（图9）。

图9 二次插拔桩后形成的桩坑Fig. 9 Pile pit after second spudcan extraction

2.2 超静孔隙水压力变化特征

图10 揭示了初次插桩过程中海床不同位置处超静孔隙水压力发展变化情况。从图10 中可以看出，本次物模试验插桩引起的海床内部超孔压响应特征可基本分为两类：一类是距桩靴中心较远的1#和4#孔压计（1.50D），此处虽有超孔压产生，但超孔压响应很弱，整个插桩过程中海床内部超孔压均小于其有效上覆土压力，表明插桩对该处及更远处土体的扰动变形影响有限；另一类是距桩靴中心1.00D 处的2#和3#孔压计，随着桩靴贯入深度的增加，该处超孔压逐渐累积增大，增长速率先快后慢，最终累积超孔压可达有效上覆土压力5 倍以上，表明插桩引起该范围内海床压缩变形明显，土体扰动效应比较显著。由于粉质黏土海床的低渗透特性，插桩过程结束时各处超孔压无明显消散迹象，后续经过约2 h 方才消散完毕。

二次插桩引起超孔隙水压力变化情况如图11 所示。可见，二次插桩产生的超孔压累积规律与初次插桩情况比较类似，但相比起初次插桩，二次插桩累积的超孔压幅值有所下降，特别是距桩靴中心较近的2#和3#孔压计处超孔压最大降幅可达35%，这是因为初次插桩压密固结了海床，减弱了海床土体的可压缩性，使得二次插桩引起海床土体体积压缩变形的程度有所降低，从而累积的超孔隙水压力也有所减小[15]。该试验结果表明：先期插桩可有效缓解后期再次插桩时海床中累积的超孔隙水压力，一定程度上利于桩靴就位和基础稳定。

图10 初次插桩引起超孔压累积Fig. 10 Excess pore pressure accumulation during initial spudcan penetration

图11 二次插桩引起超孔压累积Fig. 11 Excess pore pressure accumulation during second spudcan penetration

2.3 土体强度变化特征

二次拔桩结束后，利用便携式十字板剪切仪分别测试了距桩靴中心水平距离0.75D、1.00D、1.25D、1.50D 和1.75D 位置处土体的不排水抗剪强度，并与土体初始强度进行了对比分析，测试结果如表3 所示。

表3 重复插拔桩试验前后土体不排水抗剪强度（平均值）Tab. 3 Undrained shear strength of soil before and after repeated spudcan penetration and extraction (mean value)

从不排水剪切强度角度给出插拔桩引起海床扰动程度的定量化评价指标：

式中：Dis为海床扰动度，S0、S1分别为海床初始不排水抗剪强度及重复插拔桩后的不排水抗剪强度。

图12 揭示了重复插拔桩后距桩靴中心不同水平距离处海床土体受扰动程度分布规律。整体而言，随着距桩靴中心水平距离的增大，重复插拔桩引起的海床扰动度基本呈线性衰减趋势，其中距桩靴中心0.75D 处海床扰动程度相对比较严重，最高可达60%，水平距离增至1.50D 时，土体扰动度约为10%，距离增至1.75D 时，土体扰动度一般小于5%，基本未受扰动，这与超孔隙水压力监测结果（图10和图11）相吻合。前人有关研究[16]表明黏性土层中单次插拔桩可引起桩坑内土体强度降低达40%，距插桩中心1.50D 范围之外的土体基本未发生软化，对比本文研究可知，相比单次插拔桩，重复插拔桩可引起黏性土体更高程度和更广范围的强度降低。

另外，需要注意的是不同埋深处土体扰动程度存在一定的差异，其中随着距桩靴中心水平距离的增大，不同埋深土体受扰动程度的离散性越来越小，相比起浅表层（d=4 cm）和插桩最深处（d=22 cm）土体，中间层位土体的受扰动程度相对更大一些。这主要是因为浅表层土体本身强度较小，灵敏度也较低，经重复插拔桩扰动后土体强度降低的程度有限，而由于插拔桩附加应力有限的作用范围，插桩最深处土体受到的扰动作用也是相对较弱的。

通过测试桩坑底部中心处土体不排水剪切强度发现重复插拔桩试验后坑底土体强度较初始强度增加约40%，这是由于重复插拔桩引起坑底粉土压密固结的结果[11]。

图12 不同埋深处海床扰动度随距桩靴中心水平距离发展演变规律Fig. 12 The evolution law of seabed disturbance at different buried depths with the horizontal distance from the center of the pile shoe

2.4 桩端阻力变化特征

插拔桩过程中桩端阻力历时曲线如图13 所示。由图13 可知，插桩初期桩端阻力由粉质黏土提供，阻力随插桩深度的增加呈缓慢线性增加趋势，当下部粉土开始发挥作用时，桩端阻力快速增大，插桩后期桩端阻力又逐渐趋于平稳。需要注意的是由于桩坑内土体受到初次插拔桩的扰动，降低了土体强度，导致二次插桩时桩端阻力小于初次插桩的阻力。当达到预定插桩深度（22 cm）时桩端阻力增大至峰值强度，其中初次插桩桩端峰值阻力Q1p约为0.20 MPa，而二次插桩桩端峰值阻力Q2p约为0.21 MPa，这主要与初次插桩引起了桩坑底部粉土压密固结有关。

维持阶段桩靴竖向位移保持不变，随着超孔压的消散，桩端阻力出现了明显下降并逐渐达到一稳定值，其中初次插桩桩端阻力稳定值Q1w约0.06 MPa，Q1w/Q1p=0.30，二次插桩桩端阻力稳定值Q2w约0.07 MPa，Q2w/Q2p=0.33；待超孔隙水压力完全消散后开始拔桩，起拔阻力主要源于端部土体对桩靴的吸附作用，其中初次拔桩最大起拔阻力Q1b约0.03 MPa，二次拔桩较初次拔桩略有下降，最大起拔阻力Q2b约0.02 MPa，随后起拔阻力逐渐缓慢波动减小至零。

前人有关研究[17-18]表明静力触探能对静压桩受力作用进行较好的模拟，且尺寸效应对桩端阻力的影响很小，因此本文借助Neptune3000 型坐底式CPT 设备还开展了现场原位海床静力触探重复贯入试验，试验期间CPT 设备一直静置于海底泥面，测试探头重复贯入海床2 次，贯入速度2 cm/s，贯入深度0.5 m，同时监测探杆贯入时的贯入阻力以及探杆倾斜角度，后期通过对比2 次贯入时的倾角记录发现探杆东向、北向倾角均小于1°，表明探杆工作状态良好，两次贯入基本处于同一位置。

图14 描绘了CPT 探杆重复贯入海床记录到的探头阻力变化曲线。从图14 可知，重复2 次贯入监测的探头阻力变化趋势比较类似，但相比初次贯入，CPT 探杆原位二次贯入的探头阻力在贯入前期有所减小，随着贯入深度的增加，二者贯入阻力逐渐接近，待达到贯入设定深度时，二次贯入的探头阻力超过了初次贯入的阻力。由此可见，现场原位CPT 贯入阻力变化特征与室内插拔桩物模试验桩端阻力监测结果吻合较好。

3 结 语

通过室内物理模型试验探讨了粉质海床中自升式平台重复插拔桩引起的海床扰动效应，并与现场CPT 重复贯入测试结果进行了对比分析，得出了以下结论：（1）相比初次插拔桩，二次插拔桩形成桩坑的几何尺寸会有所增大。（2）初次和二次插桩在距桩靴中心水平距离1.00D 处均引起了显著超孔压，但二次插桩较初次插桩引起的超孔压有所下降，最大降幅可达35%，距桩靴中心水平距离1.50D 处初次和二次插桩引起的超孔压均比较微弱。（3）重复插拔桩引起的海床扰动度随距桩靴中心水平距离的增大大致呈线性减小趋势，其中距桩靴中心水平距离0.75D 处土体扰动度高达60%，距桩靴中心水平距离1.75D 处土体扰动度一般小于10%，中间层位土体比浅表层和深层土体受到的扰动更大。（4）相较初次插桩，二次插桩时桩端阻力会有所减小，但桩端最终峰值阻力却稍有增大，初次和二次拔桩时的起拔力则比较接近。（5）重复插拔桩物模试验记录的桩端阻力发展演变趋势与现场CPT 重复贯入探头阻力监测结果吻合较好。