劉書杰 黃 熠 劉和興 張明賀 李 磊 鄭金龍

(1.中海石油(中國)有限公司湛江分公司 2.中國石油大學(北京)安全與海洋工程學院)

0 引 言

吸力樁的樁體是一個頂端封閉、底部開口的鋼筒，又稱筒形基礎，是一種常見的海洋工程基礎形式。多數筒形基礎采用負壓下沉安裝，合理的負壓能在保證地基穩(wěn)定的前提下大幅度減小筒體下沉阻力。吸力樁早期主要應用于深海錨固及海底地質勘測等水下工程，對其表層建井技術的應用及研究較少。1980年，在歐洲北海的40 m水深海域處吸力樁首次安裝了單點系泊儲油裝置；1989年，挪威國家石油公司研制開發(fā)了吸力樁式基礎的導管架平臺，并于1994年在挪威70 m水深海域成功運用筒形基礎安裝了導管架平臺[1]；1994年7月，在中國渤海首次安裝了吸力錨為油輪系泊定位，并于1995年成功運用了雙筒式吸力錨，第一次為“自強號”沉墊自升式平臺安裝吸力式阻滑樁；1999年在渤海海域成功安裝了自主建造的三筒吸力樁系纜平臺；2000年以后，挪威多次在北海進行吸力樁建井實踐，并于2018年在澳大利亞海域成功實現了近1 500 m水深的吸力樁建井和回收作業(yè)；2020年，中石油成功利用吸力樁表層建井的優(yōu)勢進行了天然氣水合物的第二次試采，證明了吸力樁建井的應用前景。

2011年，T.SIVERTSEN等[2]提出新的海底建井基礎概念，給出了吸力樁的設計思想。2013年，閆澍旺等[3]通過數值模擬的方法對海上風電機組筒形基礎的承載力特性進行了研究，包括長徑比、水平承載力以及樁體內部設置隔艙的承載力特性，給出了吸力樁基礎承載力的影響因素。2013年，李大勇等[4]提出在傳統(tǒng)吸力基礎上外加樁裙的復合基礎結構，可顯著提高基礎水平承載力。丁紅巖等[5]針對海上風電復合筒形基礎在粉質黏土中的下沉進行大尺寸試驗，分析了沉貫過程中的土體壓力和孔隙水壓力，并給出了沉貫摩擦因數的取值，但計算方法較為復雜。W.MATHIS等[6]提出在挪威巴倫支海域進行吸力樁建井技術，取得了針對淺層油氣藏開發(fā)實踐的成功。KAN C.B.等[7]提出一種新型復合基礎來安裝表層導管，在常規(guī)表層導管外部附加一個大直徑的筒形基礎，并通過豎直模擬的方法證明了該種復合結構可以提高海底井口的豎向承載力和抗彎性能。該方法并沒有改變表層導管的下入深度，設計過于保守，只是在井口附近外加大直徑筒形基礎，并依靠基礎自重下入海底淺層，這既增加了制作和安裝成本，也存在復合基礎下入受阻的風險，但這種思想與吸力樁方法建井原理相同。馬文冠等[8]針對粉土中筒形基礎的貫入阻力進行研究，給出了計算方法，并針對不同筒端形式的減阻效果進行分析，為吸力樁建井的減阻設計提供了參考。

本文基于上述研究，對深水吸力樁建井方法開展沉貫過程承載力特性理論和試驗研究，以期為深水吸力柱建井施工及后續(xù)承載力計算提供技術指導。

1 吸力樁法建井

1.1 吸力樁筒形基礎

筒形基礎是一種圓筒形薄殼結構，通常采用鋼質單筒。筒形基礎入泥后，依靠土對其側壁的摩擦力及底部支撐力提供豎向承載力。傳統(tǒng)深水海底建井采用表層導管基礎，適用于多數土質，下入深度一般大于60 m，用鋼量大，海上安裝用時長。吸力樁基礎入泥淺，可節(jié)省導管鋼材，承載能力強。

吸力樁利用樁體自身重力沉入海底，再通過吸力泵抽出筒內海水和空氣，制造內外部壓力差，最終被貫入到設計深度。國內外對于深水表層建井中表層導管的承載性能、筒形基礎的承載性能等都做了大量研究。將深水導管與筒形基礎進行組合，形成一種新型復合結構，利用筒形基礎的承載特性給井口提供支撐的研究較少。由于外部筒形基礎的承載能力較強，從而增強了導管在豎直方向上的承載能力以及在井口伸出部分的抗彎性能。這種深水表層建井施工方式，大大縮短了導管下入深度，導管下入后不需要承載力恢復時間，提升了下導管效率，降低了鉆井費用。

1.2 吸力樁建井過程

采用吸力樁方法下表層導管的過程如圖1所示，具體步驟如下。

圖1 吸力樁建井過程示意圖

(1)工程船將預制好的吸力樁基礎運輸到建井位置，通過攬繩將吸力樁送入海底泥線以上位置，準確調整下入位置，控制下入垂直度，為吸力樁入泥做準備。

(2)海底淺層主要為松軟泥土，吸力樁下入初期阻力較小，吸力樁自身浮重為800 kN左右，可以依靠自身重力作為下入動力，重力貫入深度大約3 m。此時為了確保下入垂直，應保持纜繩處于受拉狀態(tài)。

(3)通過繩索將帶有抽吸功能的機器人下入海底泥線附近，將抽吸泵連接到抽吸口，逐漸抽出吸力樁內部海水和空氣，此時由于吸力樁頂部內外的壓力差將吸力樁逐漸壓入海底地層，隨著吸力樁下入海底地層，內部環(huán)空體積逐漸減少，吸力樁的下入阻力逐漸增加，所以抽吸排量與吸力樁的下入速度需要合理匹配才能保證吸力樁安全下入。

(4)吸力樁在抽吸泵的抽吸壓力下下入海底地層預定深度，若中途出現下入傾斜問題可以通過抽吸泵加壓的方式使吸力樁上提一定距離重新下入，直至垂直下至目的位置。

(5)在吸力樁下入到位后，通過送入工具將表層導管噴射或鉆入中心管，通過水泥漿固井的方式將表層導管與中心管進行連接，但不依靠固井質量來提供承載力，所以無需等待水泥漿固結時間。也可以在吸力樁下入之前把表層導管與吸力樁進行提前固定，同時下入海底地層。

2 吸力樁法建井的承載力模型

2.1 吸力樁基本參數

吸力樁的主要參數為吸力樁的外徑D、長度L、壁厚d、質量G、浮重G1、中心管直徑D1、中心管厚度d1。環(huán)境條件為水深L3，海底地層土體的不排水抗剪強度Su隨海底泥線以下的深度h變化，即Su=p(h)。下入繩索的基本要求為滿足拉力大于G，下入深度大于L3。

結合海底淺層土體的CPT取樣研究分析，可以得到海底土體不排水抗剪強度隨海底泥線以下深度的變化關系，即已知Su=p(h)，在重力下入階段可以結合土體及下入深度等參數進行吸力樁底部支撐力與側向摩阻力計算，并可研究其比例關系，由此進一步對吸力樁與周圍土體的側向摩阻力系數α和底部支撐力系數β進行推算，以指導后續(xù)沉貫操作。

2.2 重力沉貫過程

對吸力樁重力沉貫過程進行受力分析，如圖2所示。圖2中，l為吸力樁重力貫入過程中在土體中的安裝深度。

圖2 重力貫入階段受力分析

由受力平衡可得：

G1=T+f1+f2+f3+f4+N1+N2

(1)

式中：T為繩索豎直向上的拉力，kN；f1、f2、f3及f4分別為吸力樁外壁、吸力樁內壁、中心管外壁、中心管內壁與地層土體的軸向摩阻力，kN；N1、N2分別為地層土體對吸力樁和中心管下端面的底部支撐力，kN。

由于吸力樁依靠重力下入到位后繩索基本不提供豎直向上的拉力，所以T可以忽略不計，則式(1)變?yōu)椋?/p>

G1=f1+f2+f3+f4+N1+N2

(2)

由地層土體不排水抗剪強度、已知的CPT取樣、未知的吸力樁與土體的側向摩阻力系數α和底部支撐力系數β分別可得：

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

由于存在未知數α和β，所以采取上提吸力樁的方法測得上提拉力：

T=G1+F

(9)

式(9)中，已知G1，可求出總側向摩阻力F，從而進一步求出α?？倐认蚰ψ枇與總底部支撐力N的關系式為：

G1=F+N

(10)

總底部支撐力計算式為：

N=N1+N2

(11)

結合式(7)、式(8)及式(11)，可計算出底部支撐力系數β。

求得側向摩阻力系數α和底部支撐力系數β，可為后續(xù)承載力計算和合理下入深度設計提供理論參數支撐。

2.3 抽吸沉貫過程

在連接抽吸泵之前，吸力樁內外連通，沒有壓力差。連接抽吸泵后吸力樁內部海水被抽出(見圖3)，當內外壓差所提供的下壓力大于下入阻力時，吸力樁開始向下運動。

圖3 抽吸貫入過程受力示意圖

下入初期需要較小的排水空間，吸力樁內外壓力差為：

Δp=p1-p2

(12)

p1=ρgL3

(13)

式中：p1為吸力樁外部壓力，kPa;p2為吸力樁內部壓力，kPa。

p2取最大值為大氣壓,最小值為真空條件，壓力為0，樁體內外壓力差形成的下壓力為：

F1=ΔpS

(14)

式中：S為樁體端面面積，m2。

吸力樁所受各力關系為：

G1+F1>f1+f2+f3+f4+N1+N2

(15)

由此可以計算出吸力樁與中心管所受側向摩阻力f1、f2、f3及f4，以及地層土體對吸力樁與中心管的底部支撐力N1、N2，具體計算如式(16)～式(21)所示。

(16)

(17)

(18)

(19)

(20)

(21)

式中：l1為吸力樁抽吸貫入過程中在土體中的安裝深度，m。

結合水深、吸力樁尺寸及抽吸泵功率等參數可以計算吸力樁能否下入到預定深度。吸力樁下入預定深度后解脫抽吸泵，提高吸力樁內壓，使得內外壓力保持平衡，有助于提高豎向承載力。

吸力樁下入到位后，需要將表層導管通過噴射方法下入到吸力樁的中心管中，此時吸力樁中心管內部土體被破壞，吸力樁承載力略有降低，但對整體承載力不造成影響，表層導管坐掛到吸力樁中心管上，注入水泥漿封固，但不依靠水泥漿提供承載力。此時吸力樁豎向承載力增加了表層導管和水泥漿的重力。

3 吸力樁法建井的試驗研究

3.1 試驗原理

吸力樁表層建井的下入過程需要進行模擬試驗研究。試驗場地在中國石油大學(北京)室內實驗室，試驗裝置如圖4所示。

圖4 試驗裝置示意圖

現場吸力樁下入需要外接抽吸泵，但很難模仿現場海水深度條件，所以采用頂部添加沙土逐漸加壓到深水條件所能提供的最大壓差。同時也可以增加模型初始頂部壓力來解決模型重力較小而使初始貫入深度不足的問題。

吸力樁的主要特性參數為端面半徑r及長度L，其中貫入動力主要與端面面積πr2成正比，貫入阻力主要與側面面積2πrL成正比。由此得出吸力樁的長徑比L/r是影響貫入過程的主要參數，所以可以將吸力樁進行任意相似比例縮小，并不影響貫入規(guī)律。水合物試采的吸力樁實物直徑為6 m,長度10 m,質量約80 t，長徑比約為3，故本試驗模型在設計長徑比區(qū)間0～5進行貫入特性研究，以滿足現場設計要求。

設計模型的直徑約為20 cm，縮尺比約為30，所以質量縮尺比約為27 000，由此得模型的質量約為3 kg，本設計模型吸力樁質量滿足縮尺比要求。

3.2 土樣制備

(1)深海淺層土的土質松軟，以黏性土為主，試驗選用的是渤海淺層黏性土，使用之前，先將土提前晾干并粉碎固結土塊，保證在試驗時土質均勻。

(2)去除雜質，保持土樣均質。將試驗用土中的砂礫挑出，將膠結塊打碎，使土比較均勻。

(3)將試驗黏土填入所用的容器。為了使試驗土層達到飽和度要求且均勻，采用分層填入的方法，每填入0.2 m厚度的土樣，加水后振搗均勻，再填入下一厚度的土樣，直至黏性土層總厚度達到1 m，再向試驗池加水，直至水淹沒土。

土樣配置完成后(見圖5)，測得深度為1 m的土體的不排水抗剪強度隨土體深度的變化關系如圖6所示。從圖6可見，紅色曲線為擬合關系線，近似為對數關系，測得淺層20 cm以內的土體抗剪強度較小，為計算方便，取值為1 kPa。

圖5 試驗用土

圖6 海底淺層土體強度

3.3 試驗過程

設計吸力樁尺寸(直徑×長度)分別為：20 cm×35 cm、25 cm×25 cm、30 cm×15 cm、35 cm×10 cm共4種尺寸進行模擬試驗。圖7為吸力樁模型圖。

圖7 吸力樁模型示意圖

在吸力樁模型重力相近的條件下進行模擬試驗，尋找吸力樁下入過程中側向摩阻力和底部支撐力的大小關系，以及預測下入過程中的側向摩阻力系數和底部支撐力系數的估算值[9-12]。此處設計吸力樁模型的質量約為3 kg。

將吸力樁上部添加質量一定的重物，此試驗選擇內部添加一定體積的沙的水桶代替重物，優(yōu)點是方便調節(jié)重物的質量，探索合適的配重，最終選擇配重質量分別為2、3、4及5 kg。在相同配重下，分別測量不同直徑的吸力樁模型的重力貫入深度，并通過測力計上拔吸力樁模型的最大力來求解吸力樁與試驗土體的側向摩阻力。試驗裝置及過程示意圖如圖8所示。

圖8 吸力樁貫入及上拔試驗裝置示意圖

試驗過程中，每一個模型進行單獨測量，不考慮群樁效應的影響，樁體邊界效應在1倍樁徑范圍內最為顯著，大于3倍樁徑幾乎沒有影響。為了降低邊界效應對試驗結果的影響，特別設計水池的尺寸大于3倍模型直徑，由于模型尺寸較小，試驗過程靜置時間充足，所以在誤差允許范圍內可以忽略邊界效應的影響。

4 試驗結果及分析

4.1 模型下入深度及上拔力

不同直徑的吸力樁模型在不同外加載荷的作用下貫入深度如圖9所示。從圖9可見，隨著外加載荷的增加，相同直徑吸力樁模型下入深度逐漸增加，且相同加重塊條件下隨著模型直徑增加，下入深度逐漸降低，變化關系類似指數關系[13-16]。

圖9 下入深度隨吸力樁模型直徑的變化關系

吸力樁模型在外加載荷作用下，貫入到極限深度后，將上部重物取下，利用電子測力計分別測量每組試驗吸力樁緩慢上拔的初始最大值，上拔力隨吸力樁模型軸向外加載荷及其直徑變化關系分別如圖10和圖11所示。

圖10 上拔力隨吸力樁模型軸向外加載荷的變化關系

圖11 上拔力隨吸力樁模型直徑的變化關系

由圖10可見，隨著作用在吸力樁模型上部加重塊質量的增加，相同直徑的吸力樁模型的上拔力呈指數關系增加，且處于緩慢增加階段[17-18]。

由圖11可見，相同加重塊質量的吸力樁模型上拔力隨著吸力樁模型直徑的增加呈現類似對數關系增加。

4.2 模型側向摩阻力和底部支撐力

通過式(9)～式(11)計算得出側向摩阻力和底部支撐力，如圖12和圖13所示。

圖12 吸力樁模型側向摩阻力隨軸向外加重塊質量的變化關系

圖13 吸力樁模型底部支撐力隨軸向外加重塊質量的變化關系

由圖12可見，相同直徑吸力樁模型側向摩阻力隨著加重塊質量的增加呈類似指數關系增加，在相同加重塊質量條件下，直徑越小，模型側向摩阻力越大。

由圖13可見，相同直徑吸力樁模型底部支撐力隨著加重塊質量的增加呈類似對數關系增加，且在相同加重塊質量條件下，直徑越大，吸力樁模型底部支撐力越大[19-21]。

下面探討不同模型條件下側向摩阻力與底部支撐力的比例關系。通過對試驗數據進行處理，得到不同直徑吸力樁模型在不同外加軸向載荷的條件下的底部支撐力和側向摩阻力數值和比例關系，如表1所示。

表1 不同直徑吸力樁模型底部支撐力和側向摩阻力及其比例關系

根據表1，可得不同直徑吸力樁模型在不同工況下的側向摩阻力和底部支撐力的相對關系，如圖14所示。

圖14 側向摩阻力與底部支撐力比值隨吸力樁模型直徑的變化關系

因為模型直徑的增加，導致樁體下入深度降低，淺部土體抗剪強度較低，所以側向摩阻力占總承載力比例降低，底部支撐力占總承載力比例提高。由于本試驗過程中試驗組數較多，土體逐漸壓實，模型質量較小，模型內土塞明顯，所以出現底部支撐力阻力大于側向摩阻力的現象。試驗結果表明，側向摩阻力與底部支撐力的比值與吸力樁直徑有關，且隨著直徑的增加其比值呈類指數降低，外加載荷大小對比值影響不大。

4.3 承載力系數

關于土體的抗剪強度，此處結合圖6取保守值p(h)=0.001 MPa,吸力樁模型壁厚2 mm，中心管直徑6 cm, 壁厚2 mm。

結合式(3)、式(4)、式(18)及式(19)，根據吸力樁直徑、壁厚、土體性質、側向摩阻力及下入深度等因素進行不同直徑吸力樁模型側向摩阻力系數求解。

以20 cm直徑吸力樁模型為例計算側向摩阻力系數。吸力樁長35 cm，壁厚2 mm，質量3 kg；中心管直徑6 cm, 壁厚2 mm。在上部加重塊質量5 kg條件下，下入深度17.4 cm，采取土體抗剪強度恒定取值為0.001 MPa,側向摩阻力為55.8 N，總側向摩阻力計算式為：

F=f1+f2+f3+f4=απ(D+D1)p(h)l+

απ(D+D1-d-d1)p(h)l=

απ(2D+2D1-d-d1)p(h)l

(22)

將數值代入式(22)，求得α=0.256。

同理，結合圖6不同深度的土體抗剪強度，求出不同條件下的側向摩阻力系數與外加載荷和吸力樁模型直徑的關系，如圖15和圖16所示。

圖15 側向摩阻力系數隨吸力樁模型外加重塊質量的變化關系

圖16 側向摩阻力系數隨吸力樁模型直徑的變化關系

從圖15可以看出，隨著吸力樁模型外加重塊質量的增加，側向摩阻力系數的計算值呈降低趨勢。隨著加重塊質量的增加，模型下入地層深度增加，選取的地層承載力較大，所以導致計算結果偏低，正常情況下需要針對不同深度土體強度進行積分運算，此處近似值與真實值相比偏低。

從圖16可見，在相同外加載荷條件下，吸力樁模型的側向摩阻力系數隨著吸力樁模型直徑的增加先增加后降低，呈類似二次函數的拋物線關系，拋物線存在該系數的理論最大值，可以根據設計尺寸盡可能充分利用側向摩阻力來提高承載力。由于試驗過程中存在測量時間的差距，存在側向摩阻力的時間效應影響因素，且此模擬試驗只是探索規(guī)律來指導工程實踐，所以可能存在由模型縮尺所帶來的規(guī)律性偏差，但該研究方法可以為后續(xù)研究提供經驗。

底部支撐力系數計算式為：

(23)

同理，可計算不同尺寸吸力樁模型底部支撐力系數。在求解底部阻力系數時發(fā)現，如果假設模型底部的受力面積為底面壁厚部分面積，計算承載力與實際不符，這可能是由于土體內部的相互作用導致樁體與內部土體連接為一體，在上拔過程中不能提供有效承載力，但在下壓過程中，實際提供底部支撐的面積更接近于整個圓面。根據API標準，樁體底部承載力為土體不排水抗剪強度的9倍，但此處由于吸力樁直徑較大，不采用上述標準。

綜上所述，提出新方法：求解β時假設底面受力為圓形。此假設在國外已經有學者和相關石油公司提出，但在大型筒形基礎上的應用還沒有理論研究，所以通過此模擬試驗來驗證其合理性。相關計算式為：

(24)

在此試驗中可得出更合理的β值。

同樣以20 cm直徑的吸力樁模型為例，由式(24)計算得β=0.335。

同理，結合圖6中不同深度的土體抗剪強度，求出在不同條件下的底部支撐力系數與外加載荷和吸力樁模型直徑的關系，如圖17和圖18所示。

圖17 底部支撐力系數隨吸力樁模型直徑的變化關系

圖18 底部支撐力系數隨吸力樁模型外加重塊質量的變化關系

由圖17可見，相同加重塊質量條件下吸力樁模型的底部支撐力系數不受吸力樁直徑影響，且在相同吸力樁模型尺寸條件下，隨著加重塊質量的增加，底部支撐力系數降低。從圖18可見，對于不同直徑的吸力樁模型，底部支撐力系數隨加重塊質量的增加呈相同的下降趨勢。試驗結果說明，得出的底部支撐力系數具有統(tǒng)一的變化關系，求解β方法的假設滿足要求。

5 結 論

(1)通過理論方法對模擬試驗進行計算，吸力樁建井的承載力由側向摩阻力和底部支撐力共同承擔，且底部支撐力與側向摩阻力的比值與吸力樁直徑有關。

(2)側向摩阻力系數和底部支撐力系數幾乎不受吸力樁尺寸的影響，但受到外加載荷的影響較大，體現在下入深度不同時，隨著外加載荷增加，吸力樁模型下入深度增加，側向摩阻力系數先增加后減少，底部支撐力系數降低。由于下入深度增加，底部支撐力占承載比例減小，所以計算得到的比例系數降低。

(3)本文提出的在重力沉貫進行過程確定的承載力系數的取值范圍僅適用于試驗模型尺寸及渤海淺層黏性土土層條件，承載力系數估算方法可以用于指導吸力樁建井施工以及后續(xù)的承載力計算。