海洋石油平台桩基拒锤现象 - 闫澍旺(1)

第40卷 第11期 2007年11月 　天 津 大 学 学 报 Journal of Tianjin University Vol.40 No.11Nov. 2007

海洋石油平台桩基拒锤现象

闫澍旺1，张锡治1,2，刘 润1

（1. 天津大学建筑工程学院，天津 300072；2. 天津大学建筑设计研究院，天津 300072）

摘 要：为了解决在海洋石油平台建造中打入大直径超长桩经常遇到的拒锤问题，采用一维波动方程研究了桩-土-锤体系的相互作用原理，采用弹性力学的小孔扩张理论研究了打桩过程中桩周围土体中的总应力增加量，并用斯开普敦公式计算了由此引起的超静孔隙水压力．应用饱和土的有效应力原理、水力劈裂理论以及土体的固结理论分析了后继打桩桩周土阻力增大甚至出现拒锤现象的原因．结合打桩记录，采用反分析方法确定当后继打桩出现拒锤现象时的单

桩承载力．实际工程算例和海上原位动测结果说明了该方法具有可行性．

关键词：海洋石油平台；桩基；拒锤；孔隙水压力

中图分类号：TU 443 文献标志码：A 文章编号：0493-2137（2007）11-1271-06

Pile Driving Refusal of Offshore Platform

YAN Shu-wang1，ZHANG Xi-zhi1,2，LIU Run1

（1. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China； 2. Architectural Design and Research Institute，Tianjin University，Tianjin 300072, China）

Abstract：To solve the problem of refusal after restarting the driving of the piles of large diameter and length in the building of offshore platform, the interaction mechanism of the pile-soil-hammer system was studied using the one-dimensional wave equation. The increment of the total stress in the earth surrounding the pile was studied accordingto the pore expansion theory of elastic mechanics.Excess pore water pressure caused by this stress increment wascomputed with the Skempton formula. The causes of the increase in the resistance of earth and the resulting refusal ofthe restarted pile were analyzed using principle of effective stress in the saturated soil, theory of hydraulic splitting,and theory of soil concretion. The single pile bearing capacity after refusal was predicted by reverse analysis using thehistoric data of piling. The effectiveness of the method was confirmed by the good agreement between the real case computation and the in situ measurement.

Keywords：offshore platform；pile foundation；pile driving refusal；pore water pressure

海洋工程中经常采用大直径的钢管桩作为采油

平台的基础，因此进行海上的打桩施工是海洋平台建设中必不可少的环节．但是在海上进行打桩施工，经常会由天气条件、船只调度和更换打桩锤等方面的原因，造成桩不能连续贯入到设计深度，因此就出现了施工过程中的停锤现象．对于这个问题，目前国内外所作的工作还比较少，尚未引起足够的重视．但近年来在海洋工程的平台建设施工中，多次出现了同样的

收稿日期：2007-04-06；修回日期：2007-06-28.

问题，值得进行研究探讨．本文将停锤后继续进行打

桩施工称为后继打桩施工．这种施工中的停锤少则几个小时多则达到几天甚至几周，长时间的停打必然使得连续打桩时桩周一定范围内土体积累的超静孔隙水消散，土体强度恢复．通常为了避免后继打桩的困难，工程技术人员会把停锤的位置选择在黏性土层中，因为黏性土渗透性较砂性土小，土体强度的恢复较慢．但是即使在黏性土层中停锤，亦会造成继续打

基金项目：国家自然科学基金资助项目（50309009）．

作者简介：闫澍旺（1950— ），男，教授，yanshuwang@tju.edu.cn. 通讯作者：张锡治，acad2004@com.

·1272· 天 津 大 学 学 报 第40卷 第11期

桩的困难，甚至出现拒锤现象．一旦出现拒锤，此时桩的贯入度就可能没有达到设计深度．与陆地桩基工程不同，在海上难以进行桩基的承载力静压试验．故深入探讨土体强度恢复和增长的机理，确定拒锤后的单桩承载力成为解决这一问题的主要依据．

本文结合小孔扩张理论和土体的有效应力原理，揭示了打桩停锤后，桩周和桩侧土体强度得到恢复甚至出现强度增长的原因．并根据测定的土性参数以及打桩记录，采用一维波动方程法进行打桩反分析，估算打桩停锤后土体强度的增长程度，最终确定单桩承载力．

?u=cu[2ln在弹性区

R

+(1.73Af?0.58)] （1） r

2

?R?

?u=cu[0.578(3Af?1)??] （2）

?r?

对正常固结黏土其值式中：Af为孔隙水压力系数，

介于0.5至1.0之间；R为塑性区半径；r为计算点据

孔穴中心的距离；cu为土体的不排水抗剪强度．其中塑性区半径为 R=rE （3）

2(1+μ)cu式中：E为土的弹性模量；μ为土的泊松比．

1 连续打桩过程中超静孔隙水压力的产生

连续打桩施工时导致桩周围土体中的总应力增

加，在瞬态主要由孔隙水来承担，从而使超静孔隙水压力增加．

桩体的贯入是一个相当复杂的过程．Vesic[1]将单桩贯入过程模拟为无限土体中孔穴的扩张，利用弹塑性理论求解，并推导出在饱和黏土中及不排水条件下，柱孔扩张后周围土中形成的弹塑性区范围及应力、位移分布的理论解．该理论的基本假定如下：土体为均匀、各向同性的理想弹塑性材料；柱孔在无限大的土体中扩张，扩张前其内部存在等压p0；土体屈服不受静水压力的影响．图1为柱孔扩张的示意图，在无限大的土体中存在一孔穴，起始状态孔穴半径为a0，内压为p0．经时间t后孔穴扩张，孔穴半径变为a，内压为pu．在扩张压力pu的作用下，桩身周围形

国内外许多学者的研究成果表明，桩侧土中的应

力和孔隙水压力增量大都可以由圆柱孔扩张理论来

—

近似估算[25]．

2 停打后有效应力增长

2.1 土体的有效应力原理

停打后土体强度出现恢复或提高的事实可以用土力学中的有效应力原理解释[6]．饱和土体内任一平面上受到的总应力σ可分为有效应力σ′和孔隙水压力u两部分，其关系为

σ=σ′+u （4） 土的变形与强度的变化都只取决于有效应力的变化．由上式可知土体的有效应力与孔隙水压力此消彼长． 2.2 土体强度增长的机理分析 在打桩间歇阶段，连续打桩时产生的超静孔隙水压力消散．根据土力学的有效应力原理，孔隙水压力的消散转化为有效应力的增长，使桩周土和桩尖土的强度大幅度增加，进而影响桩侧摩阻力和桩端阻力的大小．

打桩施工前地基土中的原有应力为

其外则是弹性成一个环状的半径为R的塑性破坏区，

区，扩张力的影响随着距离的增加而减少．

σ＝σ′＋u0 （5）

式中：σ为总应力；σ′为有效应力；u0为初始孔隙水压力，此时为静水压力．地基土的强度为

τf=σ′tan?=(σ?u0)tan? （6）

图1 孔穴扩张示意

Fig.1 Sketch of cavity expansion

打桩施工过程中地基土中的应力为

σ＝σ′＋u0＋u （7）

式中u为超静孔隙水压力．地基土的强度为

由孔穴扩张理论结合Henkel孔隙水压力公式可

—

推导出由柱孔扩张产生的超静孔隙水压力[23]如下： 在塑性区

τf=σ′tan?=(σ?u0－u)tan? （8）

可见由于超静孔隙水压力的出现，地基土的强度有所

降低．

2007年11月 闫澍旺等：海洋石油平台桩基拒锤现象 ·1273·

打桩间歇后，土中的超静孔隙水压力部分转化为有效应力

σ′＝σ-u0+βku （9）

地基土的强度为

τf=σ′tan?=(σ?u0+βku)tan? （10） 式中βk为超静孔隙水压力转化为有效应力的比例，一般取值为0.5～1.0．

由式（10）可知超静孔隙水压力的消散使地基土的强度提高． 2.3 影响土体强度增长的因素 2.3.1 地基土层的分布

桩周塑性区中超静孔隙水压力消散主要沿桩界面、地表及透水层有３条途径[7]．因海洋工程中的桩一般较长，地表排水相对于其他两条途径可以勿略不计，故桩界面和透水层是超静孔隙水压力消散的主要途径．由于各个工程在桩型相同的情况下，桩界面的排水条件基本相似，但不同场地透水层的分布是不一样的，也就表明在不同地质条件下，排水需要的时间可能不同．对于较长的桩将穿越地基中的若干土层，海底地基土经常分布有砂层或粉土层，这种土层具有较高的渗透性，大大增加了地基土排水的速度．而且高渗透性夹层的存在使排水路径缩短，从而提高了黏土层的固结速率．

2.3.2 土体中裂缝的出现

大能量的打桩使桩周围土骨架受到激烈的挤压和扰动，土体结构完全破坏，出现大量的裂缝[2]．水力

—

压裂理论认为[810]，由于土体的抗拉强度很低，当土体单元中的水压力（静水压力＋超静水应力）超过周围约束压力时，土体出现裂缝．在连续打桩的施工过程中，只要超孔隙水压力累积到一定程度都会导致土体中产生裂缝．

—

已有的实测数据和研究成果表明[810]，打桩时在地表下10 m附近土体中就会出现裂缝．由于裂缝的存在，增加了排水通道，土体的固结速度要远远快于无缺陷土体的固结速度． 2.3.3 停锤时间

超静孔隙水压力转化为有效应力的程度与打桩停锤的时间长短密切相关，土体的固结程度是时间的函数．假定不排水土层厚为2H ，顶面和底面双向自由排水，排水距离为H ，土层固结符合太沙基饱和土单向固结问题的假定．则整个压缩层t 时刻平均孔隙水压力u 和平均固结度U [6]分别为

2?M2Tv

（12） e2

m=1M

(2m?1)π

式中：u0为初始孔隙水压力；M=；Tv为时

2

Ct

间因数，Cv为固结系数． Tv=v2；

H

U(t)=1?∑

∞

由上式可知，沉桩过程中超静孔隙水压力的消散过程与土层的固结系数Cv、排水距离H 和时间t 有关．在其他条件相同的情况下，排水时间越长土层的固结程度越高． 2.3.4 土塞的作用

在大直径钢管桩连续打入的过程中，除了桩外侧土体的孔隙水压力增加、强度降低外，桩管内部的土体由于受到强烈的扰动，也产生很高的孔隙水压力，使土体结构破坏，出现裂缝．因此在连续打桩的过程中桩管内的土体几乎不形成土塞，与桩管内壁的摩阻力较小使沉桩阻力大大减小．而停锤一段时间后，桩管内土体中的超静孔隙水消散，有效应力增长，使土体强度增加，从而增大了土体与桩管内侧的摩阻力，形成土塞，造成后继打桩困难．国外的打桩试验结果表明[11]：长11,m的钢管桩，桩径 400,mm，打入泥岩土层，连续打桩时桩内孔隙水压力达到880 kPa，在停 打65,h后，后继打桩阻力增大，由原来的2.2~3.1 MN 增加到 8.0,MN；每击沉降由 20~25,mm减小到 1 mm． 由此可见，土塞的形成是导致停锤后出现拒锤现象的重要原因之一．

3 拒锤后估算单桩承载力的方法

3.1 打桩分析模型

打桩分析采用的应力波理论是建立在严密的物理力学模型及数学推导基础上的，能较好地分析受到复杂因素影响的桩基性能问题．打桩是波的传播过程，可用一维波动方程来描述[12]．该方程为

?2w

1?2w

?=0 （13） ?x2c2?t2

式中c 为波的传播速度，c=

Eρ．

桩-土相互作用可采用弹簧（k）、阻尼器（C）及附加质量（m）来模拟，如图2所示． 桩土间相互作用力W为

W=Ww+Wv+Wa （14） Wv及Wa分别表示因桩身位移、速度及加速式中Ww、度而产生的相互作用力．

分析中没有考虑由于附加质量而产生的惯性力

2?M2Tv

u(t)=u0∑2e （11）

Mm=1

∞

·1274· 天 津 大 学 学 报 第40卷 第11期

Wa．在波动方程（13）中引入桩土间相互作用力W，则

?2w

1?2w

15） ?=W （

?x2c2?t2

非常密实的粉砂质细砂层．在打桩过程中，当桩的入土深度达到约88.7 m时停打15 d，在进行后继打桩时6根桩都出现了拒锤现象．地基土层参数见表1．施工中的打桩记录见图3．

图2 桩-土相互作用示意

Fig. 2 Model of pile-soil interaction

采用有限差分法求解方程（15）就可以得到桩在一次锤击过程中的性状[13]． 3.2 以打桩记录为依据的反分析方法 根据对拒锤原因的分析可知，后继打桩出现拒锤主要是由于土体的强度得到恢复和提高从而增加了桩侧和桩端的阻力所致．因此，确定出土体强度的恢复和提高程度是进行后继打桩分析的关键．但由于受到多种因素的影响，很难通过常规的计算确定出停锤一段时间后土体的强度，因此本文提出了根据打桩记录，对打桩过程进行反分析，结合式（10）的计算结果综合确定地基土阻力的方法．在这一方法中收集打桩记录、地基土层情况和桩锤的使用情况至关重要．可将分析方法归纳为如下３点． （1）采用一维应力波动方程法进行连续打桩分析，模拟施工过程．将打桩分析的结果按照锤击数和贯入深度绘成曲线，与打桩记录进行对比．以打桩记录为依据适当调整土层的计算参数，直至计算结果与打桩记录能较好吻合，从而确定出合理的计算参数． （2）应用式（1）~式（10），计算打桩造成的桩周地基土中的超静孔隙水压力大小，根据停锤时间按式（12）并结合其他影响因素，估算土体强度提高的程度． （3）根据（2）的计算结果，进行后继打桩分析．通过不断修正地基中黏性土层的阻力大小，模拟在实际贯入深度处出现的拒锤现象，将此时的土体阻力作为停锤一段时间后的地基土的最终参数[14]．可依据最终确定的土体阻力计算单桩承载力．

图3 连续打桩锤击数与贯入度关系曲线

Fig.3 Blows vs penetration depth during continuous driving

4.2 反分析方法的应用

根据施工中的打桩记录，使用IHC S500锤连续打桩至88.7 m．应用一维应力波动方程法进行打桩分析，模拟以上的连续打桩过程．图3为经过多次试算得到的打桩分析曲线，可见计算值与实测值吻合较好，从而确定出较为接近实际工程情况的计算参数．

计算不同黏性土层中产生的最大超静孔隙水压力，见表1中计算值．表中同时给出了固结度的估算结果以及对应的桩侧摩阻力．在较好地模拟了连续贯入过程的基础上，根据打桩记录和土层阻力提高程度的计算结果（见表1），采用IHC S800锤模拟后继打桩的拒锤现象．分析中只根据超静孔隙水压力的计算结果改变黏性土层中的贯入阻力，其他计算参数 不变．

图４为经过多次试算得到的锤击数与贯入度曲线．由图可知，通过改变地基中黏性土层的阻力，较好地模拟了后继打桩的拒锤现象，说明此时采用的桩周土强度参数较为接近真实情况，可以用这些参数确定单桩承载力．按照规范[15]中的相应公式进行计算，可得单桩承载力为42.5 MN．

4 实际工程算例

4.1 工程简介

某平台导管架采用六腿六桩结构，桩的直径1.524 m，设计入泥深度104 m，桩端贯入厚9.3 m的

图4 拒锤时锤击数与贯入度关系曲线 Fig.4 Blows vs penetration depth after refusal

2007年11月 闫澍旺等：海洋石油平台桩基拒锤现象 ·1275·

表1 地基土层参数 Tab.1 Soil properties

编号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 12 14 16 17 19

土层 名称 粉质黏土 粉砂 粉土 黏土 粉土 粉砂 粉细砂 粉细砂 粉细砂

埋深/m 0.0～2.0 2.0～3.0 3.0～20.1 24.2～26.5 26.5～28.0 28.0～34.2 37.4～43.6 57.0～66.0 68.5～88.6 93.0～97.7

浮容重/

-3

（kN·m） 7.8/9.0 9.4/9.4 9.2/10.0 10.0/10.0 10.5/10.5 9.3/9.3 11.0/11.0 9.5/9.5 10.2/10.8 10.0/10.0 10.5/10.5 10.0/10.0 10.0/10.0 11.0 9.8/9.8 10.0/10.0 10.3/10.3 10.7/10.7 10.7/10.7 10.7/10.7

强度/

kPa 4/7.5 16/16 40/70 — 100/100 — 100/100 — 160/80 — 105/105 — 120/120 — 184/184 — — 240/240 —

单位侧摩阻/kPa 0/6 8/10 8/57 40/64 67/67 81/83 81/81 93/97 67/96 132/80 96/96 105/105 96/96 120/120 96/96 184/184 96/96 81/81 240/240 96/96

单位端阻/MPa 0.04/0.070.14/0/140.31/2.30.36/ 0.632.84/2.900.90/0.904.80/4.800.90/0.902.90/9.601.44/0.729.60/9.600.94/0.949.60/9.601.08/1.089.60/9.601.661.669.60/9.604.80/4.802.16/2.169.60/9.60

发生拒锤 计算值

塑性区半径/m

9.5

6.2 — 4.0 — 3.3 — 3.6 — 3.1 — 4.6 — 4.0

超孔压/kPa 固结度/% 提高后侧摩阻/kPa

28.1 50 67.2

70.5 — 211.5 — 388.8 — 344.4 — 535.1 — 296.1 — 333.9

50 — 50 — 50 — 50 — 50 — 50 — 50

127.6 — 1 818.2 — 1 172.1 — 2 617.0 — 7 916.0 — 1 876.3 — 83.2

粉质黏土 20.1～24.2

粉质黏土 34.2～37.4 粉质黏土 43.6～57.0

11 粉质黏土 66.0～68.5 13 粉质黏土 88.6～93.0 15 粉质黏土 97.7～100.7

粉细砂 100.7～110.0 粉土

110.0～112.8 18 粉质黏土 112.8～117.1 粉细砂 117.1～120.2 注：根据计算需要，表中只给出所有黏性土层的强度参数． 4.3 与实测结果的比较

为了与计算得到的单桩承载力相互校准，该工程进行了海上原位高应变动测试验，测定单桩承载力．试验采用美国PDI公司生产的PAL基桩动力测试仪．沿桩身轴向安装应变传感器和加速度传感器．两个传感器分别对称安装在桩顶以下桩身同一平面两侧，传感器中心位置与桩顶之间的距离约为17.6～19.2 m．测点布置见图5．根据施工情况，试验中的锤击能量为1 000 kJ，每根桩均锤击9次，采集9锤的信号．比较每根桩各锤的信号质量，选取其中一锤的信号进行波形拟合，得出高应变动测试验结果，见表2．

表2 单桩极限承载力高应变动测结果

Tab.2 Dynamic analysis test results of pile bearing capacity

编 号 1 2 3

承载力/MN 49.5 53.4 50.6

编 号 4 5 6

承载力/MN 48.5 48.3 49.8

根据以往的工程经验，桩基动测的试验结果通常是静载荷试验结果的1.0～1.5倍，由表2中的数据可知动测结果与计算得到的单桩承载力42.5 MN非常接近，说明了反分析方法的可靠性．

5 结 论

（1）连续打桩时导致桩周土体中的孔隙水压力增长主要有两个原因：一是桩的挤土作用；二是锤击能量作用．挤土作用产生的孔隙水压力可由柱孔扩张理论求解，锤击能量产生的孔隙水压力可借鉴有关动力固结的研究成果． （2）大能量、长时间的锤击使土骨架受到激烈的挤压，土体结构完全破坏，在紧靠桩身的土体中产生裂缝．由于有裂缝的存在，土体的固结速度要远远快于无缺陷土体的固结速度．随着停锤时间的增长，土体发生固结，超静孔隙水压力消散，土体的强度逐渐恢复和增长，达到甚至超过其原始强度，造成后继打桩困难，甚至发生拒锤．此外，地基土层的分布、桩管内土塞的形成也是造成拒锤现象的原因． （3）提出了基于打桩记录，采用一维应力波动方程法进行打桩分析从而估算黏性土层强度增长程度的反分析方法，进而确定后继打桩出现拒锤现象时的单桩承载力．实际工程应用和海上高应变桩基动测试验的结果证明了该方法的可行性．

图5 测试桩位图

Fig.5 Sensor arrangement

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本文来源：https://www.bwwdw.com/article/k5r3.html