“踩腳印”工況下自升式鉆井平臺樁靴結(jié)構(gòu)優(yōu)化

賀林林 ，楊 柳 ，馮楚杰 ，梁 越

(1. 重慶交通大學(xué) 國家內(nèi)河航道整治工程技術(shù)研究中心，重慶 400074； 2. 重慶交通大學(xué) 水利水運(yùn)工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400074； 3. 重慶交通大學(xué) 河海學(xué)院，重慶 400074)

隨著海上油氣資源開發(fā)作業(yè)愈加頻繁，自升式鉆井平臺在同一位置進(jìn)行二次插樁作業(yè)的情況越來越多。此時，海床上存在由于先前開采作業(yè)時形成的直徑可達(dá)十幾米的樁坑，也稱為“腳印”，由于二次插樁作業(yè)過程中樁靴-“腳印”相互作用的實(shí)際情況復(fù)雜，引起工程及科研人員的廣泛關(guān)注，被稱之為“踩腳印”工況問題。在“踩腳印”過程中，樁靴可能由于受到偏心或傾斜荷載作用而滑移進(jìn)舊樁坑，導(dǎo)致樁腿彎曲變形、平臺傾覆，甚至平臺與導(dǎo)管架相撞等不安全事故發(fā)生，如圖1所示。隨著舊井位二次鉆采需求的增多，由樁靴“踩腳印”而導(dǎo)致海洋平臺失穩(wěn)事故比例也在逐漸增加。根據(jù)Berg等[1]統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)得知，歐洲殼牌（Shell EP）公司近海作業(yè)曾留下大約1 200個樁坑，導(dǎo)致每年大概有80口新井位與這些舊樁坑形成的“腳印”相鄰。因此，須對樁靴“踩腳印”工況下自升式鉆井平臺樁靴插樁作業(yè)的穩(wěn)定性及其不利響應(yīng)的防治措施進(jìn)行深入研究，以尋求減小自升式鉆井平臺樁靴插樁作業(yè)工程風(fēng)險(xiǎn)的方法。

針對樁靴“踩腳印”問題，國際海洋平臺設(shè)計(jì)規(guī)范SNAME[2]僅給出了回避和減少舊樁坑影響的措施性建議。在工程設(shè)計(jì)中也常簡化為不平整地基上基礎(chǔ)抗側(cè)滑極限承載力的驗(yàn)算，未考慮樁坑和樁靴形狀等因素影響，這種處理方式顯然不符合工程實(shí)際。國際上關(guān)于樁靴“踩腳印”工況的研究首先是通過離心機(jī)模型試驗(yàn)展開的。Gan等[3]通過離心機(jī)模型試驗(yàn)分析了硬黏土中樁靴拔樁形成的樁坑幾何特征，指出樁坑形狀可簡化為直徑D、深度0.5D（D為樁靴直徑）的圓柱形樁坑。Kong等[4]在飽和軟黏土中模擬樁靴“踩腳印”過程，將樁坑形狀簡化為直徑2D、深度0.33D的倒圓錐形，并通過離心機(jī)模型試驗(yàn)分析了腳印幾何形狀對豎向反力V、水平滑動力H、彎矩M的影響，軟黏土中倒圓錐形樁坑模型符號如圖2所示。Jun等[5]在離心試驗(yàn)中依據(jù)軟硬黏土屬性的不同，利用切割工具創(chuàng)建了倒圓錐形和圓柱形兩種不同深度的樁坑，并且分析了傳統(tǒng)紡錘形樁靴在這兩種樁坑附近貫入土體時樁靴的承載特性。上述對樁坑幾何形狀的研究成果為后續(xù)樁靴“踩腳印”問題相關(guān)研究中采用的“人工樁坑”提供了一定的理論依據(jù)。Cassidy等[6]通過離心機(jī)試驗(yàn)研究綜合考慮到樁靴“踩腳印”后樁靴受到的水平滑動力、彎矩和樁靴偏移距及傾斜角，得出插樁偏心距為0.5D時樁坑對平臺穩(wěn)定性影響最大，而偏心距超過1.5D時影響則非常小，可以忽略。Kong等[7]也通過離心機(jī)試驗(yàn)闡明平臺二次插樁樁靴峰值彎矩出現(xiàn)在地基表面（即樁靴剛接觸土體時），水平反力峰值位于樁坑底部位置線處；且通過討論樁坑深度、樁坑大小及不同偏心距對樁靴二次插樁的影響，提出偏心距為D時樁靴“踩腳印”后所受到的水平滑動力和彎矩最大。Jun等[8]提出帶孔洞的新型樁靴結(jié)構(gòu)，通過離心試驗(yàn)與數(shù)值分析同傳統(tǒng)樁靴進(jìn)行對比，證實(shí)了該新型樁靴結(jié)構(gòu)能有效減小平臺樁靴二次插樁的滑移風(fēng)險(xiǎn)。上述研究成果可為本文在“踩腳印”工況下自升式鉆井平臺樁靴結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究中對樁坑型式及最不利偏心距的選擇提供參考和借鑒。

國內(nèi)樁靴“踩腳印”離心試驗(yàn)這方面的研究成果較少，主要集中在數(shù)值模擬分析不同偏心距對樁靴“踩腳印”貫入土體過程中樁靴承載特性影響的研究。Mao等[9]在選取按比例變化的偏心距比條件下，通過軟件擬合出峰值水平反力、不同偏心距與樁坑直徑比值的關(guān)系曲線，并得出當(dāng)偏心距比大于等于5D時可以不考慮遺留樁坑影響的結(jié)論。毛東風(fēng)等[10]基于數(shù)值模型研究了隨樁靴插樁偏心距變化樁靴下方及靠近“腳印”一側(cè)土體的運(yùn)移形式及變化規(guī)律，提出了采用適當(dāng)?shù)木嚯x和深度進(jìn)行試“踩”的方法，能夠較好地減小樁靴水平滑動力、降低平臺滑移風(fēng)險(xiǎn)。

圖1 自升式鉆井平臺樁靴“踩腳印”示意Fig. 1 Schematic diagram of the footprints of the spudcans of the jack-up drilling platform

圖2 倒圓錐形樁坑模型符號和參數(shù)Fig. 2 Symbols and parameters of inverted cone pile pit model

可見，目前國內(nèi)外關(guān)于傳統(tǒng)紡錘形樁靴“踩腳印”過程中不同偏心距對樁靴承載特性的研究較多，而針對減小自升式鉆井平臺樁靴“踩腳印”插樁作業(yè)過程中工程風(fēng)險(xiǎn)的方法與措施的研究較少。因此，本文將基于ABAQUS有限元分析平臺，采用耦合歐拉-拉格朗日（CEL）方法[11-12]建立樁靴-地基土體相互作用的三維有限元模型開展相關(guān)研究?；谧陨姐@井平臺作業(yè)時樁靴的受力機(jī)理、地基土流動機(jī)理，對傳統(tǒng)紡錘形樁靴的結(jié)構(gòu)型式進(jìn)行優(yōu)化，提出六孔蓮蓬形樁靴、平底樁靴、內(nèi)凹形樁靴3種新型樁靴結(jié)構(gòu)，并且借助CEL有限元數(shù)值分析方法定量分析3種新型樁靴結(jié)構(gòu)在插樁偏心距為0.5D的“踩腳印”工況下樁靴-地基土體相互作用機(jī)制，然后分析3種新型樁靴結(jié)構(gòu)貫入土層后受擾動土體的塑性變形水平范圍，以及樁靴傾斜角和樁腿偏移距等與傳統(tǒng)紡錘形樁靴結(jié)構(gòu)的差異，最后評估4種樁靴貫入硬黏土覆軟黏土的成層土地基中發(fā)生穿刺事故的風(fēng)險(xiǎn)，可為自升式鉆井平臺樁靴結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供參考。

1 有限元模型及驗(yàn)證

1.1 有限元計(jì)算模型建立

本文采用CEL大變形有限元方法且以樁靴插樁偏心距為0.5D、樁坑直徑為2D、斜坡角度為 的典型樁坑尺寸為例，建立了自升式鉆井平臺樁靴踩腳印工況的三維有限元數(shù)值計(jì)算模型，樁坑模型形狀及尺寸參數(shù)如圖2所示。地基土體模型為長方體，長8D、寬4D、深4D[13]，模型上方預(yù)留4 m深的空單元。由于單樁樁靴“踩腳印”的對稱性，計(jì)算時取1/2對稱模型，底部約束3個方向的平動自由度，四周約束法向平動自由度。地基網(wǎng)格采用結(jié)構(gòu)化六面體單元EC3D8R進(jìn)行剖分，樁靴采用線性減縮積分單元C3D8R劃分網(wǎng)格。綜合考慮計(jì)算精度與計(jì)算效率，樁靴及樁坑周圍2.5D范圍內(nèi)土體網(wǎng)格采取局部加密，加密區(qū)網(wǎng)格最小尺寸為0.5 m[14]，加密區(qū)以外區(qū)域的網(wǎng)格距離樁坑處越遠(yuǎn)越稀疏，如圖3所示。

圖3 地基土體尺寸、網(wǎng)格劃分及平底樁靴Fig. 3 Foundation soil size, grid division and flat bottom spudcan

1.2 有限元模型驗(yàn)證

本文利用CEL法建立的計(jì)算模型可通過Kong等[4]離心試驗(yàn)結(jié)果、Jun等[15]與Zhang等[16]的數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。Kong等[4]離心試驗(yàn)在250g加速度條件下進(jìn)行，試驗(yàn)對應(yīng)原型樁靴結(jié)構(gòu)尺寸為直徑15 m，高度1.75 m，樁腿長度為47.5 m。樁靴結(jié)構(gòu)參數(shù)為：彈性模量E=2.1×1011Pa， 密度 ρ=7800kg/m3，泊松比 ν =0.3，且在有限元計(jì)算模型中對樁靴進(jìn)行剛體約束，采用平底樁靴結(jié)構(gòu)型式（見圖3）。模型中考慮土的正常固結(jié)，其不排水抗剪強(qiáng)度隨深度增加而增加，且深層與淺層的變化率不同，其地基土體材料參數(shù)如表1所示。

土體本構(gòu)采用理想彈塑性模型并遵從Tresca強(qiáng)度準(zhǔn)則，樁靴與地基土體的接觸定義為符合庫倫摩擦定律的主從接觸面接觸型式。切向方向，樁靴與土體接觸表面采用罰函數(shù)定義摩擦公式；法線方向設(shè)為“硬接觸”，接觸面之間能夠傳遞的接觸壓力大小不設(shè)上限，當(dāng)接觸壓力變?yōu)?或負(fù)值時，接觸分離。鑒于典型錐形樁靴側(cè)面積比底面積小很多，忽略樁靴側(cè)面摩擦阻力。對于樁靴底部與地基土體的接觸，本文在模型驗(yàn)證中摩擦系數(shù)取0.1[15-17]。

表1 地基土體材料屬性Tab. 1 Model soil material properties

采用Kong等[4]離心試驗(yàn)結(jié)果對本文有限元數(shù)值計(jì)算模型進(jìn)行驗(yàn)證（圖4）。可見，本文數(shù)值模擬與離心試驗(yàn)所得計(jì)算結(jié)果變化趨勢基本相似，但模型計(jì)算結(jié)果普遍偏大。究其原因是數(shù)值模擬采用理想彈塑性土體本構(gòu)模型，而在離心試驗(yàn)中，由于土體存在一定軟化特性，使得樁靴在貫入土體過程中土體更快地回填樁坑和回流，樁靴的水平力達(dá)到峰值后的降低速率相較于模型計(jì)算結(jié)果較快，但樁靴貫入一定深度后兩者計(jì)算結(jié)果最終均會趨近于固定的值，進(jìn)而驗(yàn)證了本文建立的CEL方法的正確性。

目前針對有限元模型中樁靴與地基土接觸摩擦系數(shù)的取值研究較少，且由于樁土相互作用的復(fù)雜性導(dǎo)致確定其相互摩擦系數(shù)的難度較大。高攀等[18]基于CEL方法的模型計(jì)算中，設(shè)定樁靴與土體之間的切向接觸為光滑無摩擦，但在有限元模型驗(yàn)證中未分析樁靴水平滑動力的變化。Jun等[15]與Zhang等[16]在樁靴“踩腳印”有限元模型計(jì)算中，建議樁靴底部與地基土體接觸的摩擦系數(shù)取0.1。毛東風(fēng)等[10]為了得到準(zhǔn)確的樁靴“踩腳印”水平滑移力-垂直方向位移曲線，建議不排水黏性土摩擦系數(shù)取0.2～0.3、排水粒狀土的摩擦系數(shù)取 tanδ。李晶等[19]和Yu等[20]為了揭示摩擦系數(shù)對樁靴“踩腳印”貫入過程中樁土相互作用的影響，計(jì)算了5種不同切向接觸摩擦系數(shù)的數(shù)值模型，提出了當(dāng)摩擦系數(shù)取值為0.5以上時，V、H、M受摩擦系數(shù)影響很小的結(jié)論。Xiao等[21]建議在用CEL方法分析結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)和軟土相互作用時，結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)和地基土之間的界面摩擦系數(shù)可設(shè)置為足夠高的值，以確保破壞發(fā)生在緊貼基礎(chǔ)的土體內(nèi)部而非界面處。此時結(jié)合考慮軟土的應(yīng)變軟化和率效應(yīng)的土體本構(gòu)模型，便可以評估軟土大變形擾動對界面摩擦阻力的影響。因此，考慮到忽略摩擦系數(shù)取值差異對優(yōu)化后樁靴結(jié)構(gòu)“踩腳印”貫入土體樁靴受力的影響且保證模型計(jì)算結(jié)果的精度，本文在考慮樁土摩擦的基礎(chǔ)上摩擦系數(shù) μ取0.5進(jìn)行后續(xù)數(shù)值模擬。

圖4 有限元模型計(jì)算與離心試驗(yàn)樁靴受力對比Fig. 4 Comparison of finite element model calculation and centrifugal test spudcan force

2 新型樁靴的結(jié)構(gòu)優(yōu)化機(jī)理

2.1 樁靴“踩腳印”樁腿的破壞機(jī)理分析

“踩腳印”工況下，傳統(tǒng)紡錘形樁靴貫入地基土過程中，樁靴受力機(jī)理如圖5所示。由于樁靴兩側(cè)土體明顯的不對稱性，樁靴貫入過程中底部地基土體的垂直豎向反力產(chǎn)生偏心矩為e的偏心效應(yīng)和右側(cè)樁靴擠土效應(yīng)產(chǎn)生的水平滑動力H。因此，樁靴踩腳印貫入土體后樁靴受到豎向反力V、水平滑動力H和彎矩值為M=eV的相互作用。

實(shí)際工程中，樁靴“踩腳印”工況下通常會導(dǎo)致平臺下方樁腿產(chǎn)生屈曲破壞。但樁靴參考點(diǎn)RP處的受力作用不足以引起該類事故的發(fā)生，若考慮參考點(diǎn)位于樁腿頂部RP1處，則整個樁腿的受力機(jī)理如圖6所示。樁靴貫入過程中樁腿的豎向反力V和水平滑動力H不會隨參考點(diǎn)的變化而變化，但在樁腿頂部RP1處由于水平滑動力力臂L（樁腿長度）的存在，產(chǎn)生大小為Ma=LH的附加彎矩。因此，樁腿RP1處的總彎矩為Mt=Ma+M，且實(shí)際工況中樁靴“踩腳印”后樁靴傾斜角與樁腿偏移距見圖7。為了更加直觀表現(xiàn)樁靴“踩腳印”后樁靴-地基土體相互作用下樁靴與樁腿變化趨勢，引入2個標(biāo)準(zhǔn)化參數(shù)，即樁靴受力相對傾斜角 α=tan-1(H/V)和樁腿偏移距 δ =Mt/V。其中，正值水平滑動力代表樁靴受到滑向樁坑的作用力，正值彎矩代表樁靴右側(cè)先接觸土體導(dǎo)致的逆時針方向彎矩。

圖5 倒錐面受力機(jī)理Fig. 5 Force mechanism diagram of inverted cone

圖6 樁靴踩腳印樁腿破壞機(jī)理Fig. 6 Failure mechanism diagram of pile leg with footprints of spudcan

圖7 實(shí)際工況中樁靴踩腳印后傾斜角與樁腿偏移距Fig. 7 Diagram of the inclination angle and the offset distance of the spudcan after the pile boots step on the footprint in the actual working condition

2.2 新型樁靴結(jié)構(gòu)型式優(yōu)化設(shè)計(jì)思路

如圖6所示，樁靴踩腳印貫入地基土過程中，自升式鉆井平臺樁腿產(chǎn)生屈曲破壞的主要原因是參考點(diǎn)RP1處產(chǎn)生了較大的附加彎矩Ma，若能減小樁靴插樁作業(yè)右側(cè)受到的水平滑動力H，將有效降低平臺樁靴二次插樁的滑移風(fēng)險(xiǎn)。紡錘形樁靴插樁作業(yè)過程中，地基土體的反作用力垂直于下錐面（圖8），該作用力在邊角θ 的影響下會產(chǎn)生水平向附加應(yīng)力，增加了樁靴“踩腳印”時水平滑動的風(fēng)險(xiǎn)。因此，本文在紡錘形樁靴結(jié)構(gòu)型式的基礎(chǔ)上開展優(yōu)化設(shè)計(jì)。首先在保留最底部突出的防滑錐尖的前提下，去掉下部分倒錐體，使樁靴底部只承擔(dān)垂直土反力V。為了進(jìn)一步減小樁靴右側(cè)水平滑動力的作用，考慮到樁坑斜坡角θ 的作用機(jī)理，將紡錘形樁靴優(yōu)化設(shè)計(jì)成如圖9所示的內(nèi)凹形樁靴結(jié)構(gòu)，使得作用在樁靴底部斜面的地基土反力在邊角θ1的影響下產(chǎn)生與水平滑動力相反的水平向附加應(yīng)力，因此抵消一部分樁靴貫入土體過程中因擠土效應(yīng)產(chǎn)生的水平滑動力。為了評估樁靴邊角 θ1對于減小樁靴“踩腳印”滑移風(fēng)險(xiǎn)的影響，本文設(shè)計(jì)了2種不同邊角 θ1的 樁靴模型，邊角θ1大 小分別取 0°的平底樁靴，18.4°的內(nèi)凹形樁靴。

此外，考慮到平坦樁靴底面會增加樁靴貫入土體的難度，新型樁靴結(jié)構(gòu)型式設(shè)計(jì)中，針對直徑為15 m、裙邊高度為1.75 m的樁靴，設(shè)置6個直徑2.7 m的圓孔?？紤]到樁靴上錐體在拔樁過程中受到較大上層覆土阻力，通過截取蛋殼鈍端部分曲線取代樁靴上錐面來獲得拔樁阻力較小的新型樁靴結(jié)構(gòu)。綜上，提出一種新型的樁靴結(jié)構(gòu)型式—六孔蓮蓬形樁靴，實(shí)現(xiàn)對樁靴結(jié)構(gòu)型式的優(yōu)化設(shè)計(jì)，六孔蓮蓬形樁靴結(jié)構(gòu)視圖如圖10所示。本文將基于偏心距為0.5D“踩腳印”工況，研究3種新型樁靴與紡錘形樁靴踩腳印樁靴承載特性和樁腿屈曲破壞風(fēng)險(xiǎn)的評估。

圖8 紡錘形樁靴受力機(jī)理Fig. 8 Force mechanism diagram of spindle-shaped spudcan

圖9 內(nèi)凹形樁靴結(jié)構(gòu)受力機(jī)理Fig. 9 Force mechanism diagram of concave-shaped spudcan

圖10 六孔蓮蓬形樁靴結(jié)構(gòu)視圖（單位： m）Fig. 10 View of spindle-shaped spudcan structure (unit: m)

3 樁靴“踩腳印”承載特性分析

為了分析本文提出的3種新型樁靴相較于傳統(tǒng)紡錘形樁靴“踩腳印”后樁靴承載特性的差異，基于CEL有限元分析模型，首先分析4種樁靴“踩腳印”工況時V、H、M曲線變化趨勢的差異，然后定量分析各種樁靴貫入時土體塑性變形水平范圍的變化規(guī)律，最后對比分析優(yōu)化后的3種新型樁靴相較于傳統(tǒng)紡錘形樁靴“踩腳印”后樁靴傾斜角與樁腿偏移距的差異。

3.1 V、H、M曲線分析

圖11給出了傳統(tǒng)紡錘形樁靴、六孔蓮蓬形樁靴、平底樁靴與內(nèi)凹形樁靴這4種類型樁靴在偏心距為0.5D的樁坑處插樁時樁靴受到的豎向反力V、水平滑動力H、彎矩M曲線的變化趨勢。圖11表明，自升式鉆井平臺樁靴貫入土體過程中六孔蓮蓬形樁靴受到的豎向反力V與紡錘形樁靴相似，而平底樁靴與內(nèi)凹形樁靴偏大。對于水平滑動力H與樁腿頂部RP1處彎矩而言，紡錘形樁靴相較于另外3種形式樁靴大很多。

為了更直觀反映3種新型樁靴相較于紡錘形樁靴插樁過程中樁靴受力V、H、M曲線的相對變化和樁靴在位穩(wěn)定性的差異，基于圖11所得結(jié)果，將3種新型樁靴與紡錘形樁靴插樁過程中水平滑動力H和樁腿頂端RP1處彎矩的峰值及其變化率進(jìn)行對比，計(jì)算結(jié)果表明，相同條件下，六孔蓮蓬形樁靴、平底樁靴、內(nèi)凹形樁靴3種新型樁靴結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的水平滑動力、樁腿頂部彎矩峰值相較于傳統(tǒng)樁靴結(jié)構(gòu)降低值依次分別為32.59%、22.47%、28.18%和26.32%、12.88%、18.02%，可見3種新型樁靴結(jié)構(gòu)型式均能較好地降低樁靴“踩腳印”過程中產(chǎn)生的不利影響。而如圖11（a）所示，平底樁靴、內(nèi)凹形樁靴增加了樁靴結(jié)構(gòu)的承載能力，而六孔蓮蓬形樁靴由于樁孔的存在增加了樁靴結(jié)構(gòu)受力的復(fù)雜性。

圖11 4種樁靴在樁坑附近插樁受力Fig. 11 Forces of four kinds of spudcans inserted near the pile pit

3.2 土體塑性變形水平范圍的變化規(guī)律

為了對比分析4種樁靴貫入地基后土體受擾動塑性變形區(qū)水平范圍（圖12）的差異，分別取貫入深度為0.38D、0.60D、1.00D、1.50D時樁靴左右兩側(cè)土體塑性變形水平范圍的最大值進(jìn)行對比（圖13）。最后基于圖12，將測量4種樁靴插樁過程中樁靴兩側(cè)土體塑性變形水平范圍峰值及其變化率的結(jié)果進(jìn)行對比（表2）。

圖12 樁靴貫入地基土過程中土體的塑性變形Fig. 12 Plastic deformation of soil during the process of spudcan penetration into foundation soil

由圖13和表2可知，樁靴貫入整個過程中，內(nèi)凹形樁靴左、右兩側(cè)產(chǎn)生的土體塑性變形水平范圍的最大值均超過紡錘形樁靴；樁靴貫入完成時，內(nèi)凹形樁靴相較于紡錘形樁靴貫入土體左右側(cè)所產(chǎn)生的塑性變形水平范圍的最大值相差最大，其左右側(cè)差值相較于紡錘形樁靴分別增加了33.94%和47.42%。而六孔蓮蓬形樁靴在整個貫入過程中樁靴兩側(cè)的土體塑性變形水平范圍的最大值均小于紡錘形樁靴，且樁靴貫入完成時其左右側(cè)差值相較于紡錘形樁靴分別減小了11.32%和12.71%。而鑒于樁靴貫入深度為0.38D時4種樁靴兩側(cè)地基土體不對稱性和土體塑性變形水平范圍最大值存在較大的差異，本文將通過樁靴貫入深度0.38D時的土體塑性變形圖對比分析其產(chǎn)生的原因。帶樁孔的蓮蓬形樁靴貫入地基土過程中，受平底面擠土效應(yīng)的地基土一部分貫入樁孔減小了樁靴兩側(cè)擠土效應(yīng)產(chǎn)生的土體側(cè)向滑移范圍。而內(nèi)凹形樁靴由于底部內(nèi)凹形空腔的存在，擠土作用下的地基土需補(bǔ)足空腔的同時再向樁靴兩側(cè)流動，增大了樁靴兩側(cè)擠土效應(yīng)產(chǎn)生的土體側(cè)向滑移范圍。綜上，六孔蓮蓬形樁靴插樁過程中樁靴兩側(cè)土體塑性變形水平范圍峰值小于紡錘形樁靴與內(nèi)凹形樁靴。

圖13 樁靴兩側(cè)土體塑性變形水平范圍最大值的變化規(guī)律Fig. 13 Variation law of maximum horizontal range of plastic deformation of soil on both sides of spudcan

表2 4種樁靴兩側(cè)土體塑性變形水平范圍峰值及其變化率Tab. 2 Peak value and change rate of horizontal range of soil plastic deformation on both sides of four kinds of spudcan

3.3 樁靴“踩腳印”后樁靴傾斜角與樁腿偏移距

為了更加直觀地對比3種新型樁靴與紡錘形樁靴“踩腳印”后樁靴與樁腿受力的變化趨勢，基于4種樁靴插樁過程受力V、H、M曲線，引入樁靴傾斜角α =tan-1(H/V)和 樁腿偏移距δ =Mt/V兩個標(biāo)準(zhǔn)化參數(shù)，以反映“踩腳印”工況下樁靴受力的相互作用特性（圖14）。最終對比表3中4種樁靴防滑樁錐完全沒入土層后樁靴傾斜角與樁腿偏移距變化量表明，3種新型樁靴均在一定程度上減小了樁靴“踩腳印”貫入土體過程中樁腿偏移距和樁靴傾斜角，而六孔蓮蓬形樁腿偏移距相較于傳統(tǒng)紡錘形樁靴最大減小了60.53%，內(nèi)凹形樁靴踩腳印樁靴傾斜角相較于傳統(tǒng)紡錘形樁靴最大減小了66.57%。因此，3種新型樁靴相較于傳統(tǒng)紡錘形樁靴均能較好減小自升式鉆井平臺樁靴“踩腳印”插樁作業(yè)時的滑移風(fēng)險(xiǎn)，增大樁靴“踩腳印”工況下自升式鉆井樁靴插樁穩(wěn)定性，可為自升式鉆井平臺樁靴結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供參考。

圖14 樁靴“踩腳印”后樁靴傾斜角與樁腿偏移距的變化規(guī)律Fig. 14 Variation law of spudcan inclination angle and pile leg offset after foot print

表3 樁靴傾斜角與樁腿偏移距變化Tab. 3 Spudcan inclination angle and leg offset variation

4 樁靴穿刺風(fēng)險(xiǎn)分析

自升式鉆井平臺作業(yè)區(qū)域往往地質(zhì)條件較為復(fù)雜，海床常常呈現(xiàn)出層狀分布特性。當(dāng)進(jìn)行預(yù)壓插樁作業(yè)時樁靴若遭遇上硬下軟的層狀地基，很可能發(fā)生穿透上覆硬土層進(jìn)入下臥軟土層的情況，導(dǎo)致穿刺現(xiàn)象。為了分析4種樁靴結(jié)構(gòu)成層土插樁作業(yè)發(fā)生穿刺事故的可能性，構(gòu)建了硬黏土覆軟黏土的成層土計(jì)算模型。上層土厚度與樁靴直徑之比（簡稱為相對厚度比）H/D=0.7，上、下層黏土的不排水抗剪強(qiáng)度分別為60和15 kPa[22]，黏土的有效重度為8 kN/m3，其他參數(shù)設(shè)置與本文樁靴“踩腳印”單層黏土模型一致。

為了對本文構(gòu)建的成層土數(shù)值模型的可靠性進(jìn)行研究，將傳統(tǒng)紡錘形樁靴分別貫入單層土與成層土?xí)r利用數(shù)值分析方法與規(guī)范及經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算地基土極限承載力的結(jié)果并進(jìn)行對比分析，計(jì)算結(jié)果如表4所示。對于單層黏土，有限元分析方法與海洋井場調(diào)查規(guī)范[23]計(jì)算結(jié)果存在一定差異，約在10%左右。究其原因，本文所設(shè)置的單層黏土為非均質(zhì)黏土，而規(guī)范的計(jì)算方法為單一均質(zhì)黏土。而對于硬黏土覆軟黏土的成層土，有限元數(shù)值分析方法與規(guī)范法、Brown和Meyerhof法[24]、投影面積法[25]的計(jì)算結(jié)果相似，且與任利輝等[26]文章的結(jié)論相符合。

表4 樁靴貫入單層土與成層土極限承載力Tab. 4 Ultimate bearing capacity of spudcan penetrating single layer soil and layered soil

對平臺插樁穿刺問題進(jìn)行分析時，通常以穿刺安全系數(shù)Fs，即層狀地基極限承載力與樁腿最大預(yù)壓載荷的比值，來表征發(fā)生穿刺的可能性。理論上，F(xiàn)s＞1.0即可進(jìn)行插樁作業(yè)，工程應(yīng)用時通常認(rèn)為穿刺安全系數(shù)Fs＞1.5時，該井位插樁不會發(fā)生穿刺現(xiàn)象。本文建立的計(jì)算模型中樁靴貫入過程采用位移貫入法，因此樁靴插樁峰值阻力等于層狀地基土極限承載力，4種樁靴的插樁阻力如圖15所示，插樁阻力峰值為平底樁靴＞紡錘形樁靴＞六孔蓮蓬形樁靴＞內(nèi)凹形樁靴。即在樁靴貫入成層土?xí)r，若施加相同的穩(wěn)定荷載并插樁到相同深度，則平底樁靴發(fā)生穿刺事故的可能性最小，內(nèi)凹形樁靴穿刺事故可能性最大。

圖15 插樁阻力隨插樁深度變化Fig. 15 Pile insertion resistance change graph with insertion depth

5 結(jié) 語

本文基于自升式鉆井平臺樁靴“踩腳印”作業(yè)時樁靴的受力機(jī)理、地基土流動機(jī)理，對傳統(tǒng)紡錘形樁靴的結(jié)構(gòu)型式進(jìn)行優(yōu)化，提出六孔蓮蓬形樁靴、平底樁靴、內(nèi)凹形樁靴3種新型樁靴型式，借助CEL有限元數(shù)值仿真分析方法定量分析了優(yōu)化后3種新型樁靴在插樁偏心距為0.5D的“踩腳印”工況下樁靴-地基土體相互作用機(jī)制，得到以下結(jié)論：

（1）相同條件下，六孔蓮蓬形樁靴、平底樁靴、內(nèi)凹形樁靴3種新型樁靴結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的水平滑動力、樁靴頂部彎矩峰值相較于傳統(tǒng)樁靴結(jié)構(gòu)降低值依次為32.59%、22.47%、28.18%和26.32%、12.88%、18.02%，說明3種新型樁靴結(jié)構(gòu)型式均能較好地降低樁靴踩腳印過程中產(chǎn)生的不利影響。

（2）樁靴貫入地基土的過程中，平底樁靴與內(nèi)凹形樁靴左、右兩側(cè)產(chǎn)生的土體塑性變形水平范圍的峰值均超過紡錘形樁靴；而六孔蓮蓬形樁靴在整個貫入過程中樁靴兩側(cè)的土體塑性變形水平范圍的峰值均小于紡錘形樁靴，且樁靴貫入完成時其左右側(cè)差值相較于紡錘形樁靴分別減小了11.32%和12.71%。α=tan-1(H/V) δ=Mt/V

（3）本文引入樁靴傾斜角 和樁腿偏移距 兩個標(biāo)準(zhǔn)化參數(shù)，以反映踩腳印工況下樁靴受力的相互作用特性。3種新型樁靴均能較好地減小樁靴“踩腳印”貫入土體過程中樁腿偏移距和樁靴傾斜角，其中六孔蓮蓬形樁腿偏移距相較于傳統(tǒng)紡錘形樁靴最大減小了60.53%，內(nèi)凹形樁靴“踩腳印”樁靴偏移角相較于傳統(tǒng)紡錘形樁靴最大減小了66.57%。

（4）樁靴貫入硬黏土覆軟黏土的成層土過程中，若施加相同的穩(wěn)定荷載并插樁到相同深度時，平底樁靴發(fā)生穿刺事故的可能性最小，內(nèi)凹形樁靴發(fā)生穿刺事故可能性最大。