胜利埕岛油田海上作业平台插桩分析中的几点误区思考

安永宁 ，阎锡臣 ，杨 鲲 ，李 晶 ，王 凯

（1.交通运输部天津水运工程科学研究所，天津 300456；2.天津海事局海测大队，天津 300221；3.胜利油田海洋钻井公司，东营 257055）

胜利埕岛油田海上作业平台插桩分析中的几点误区思考

安永宁1，阎锡臣2，杨 鲲1，李 晶1，王 凯3

（1.交通运输部天津水运工程科学研究所，天津 300456；2.天津海事局海测大队，天津 300221；3.胜利油田海洋钻井公司，东营 257055）

文章通过阐述多个具体的插桩分析失误案例，结合行业规范及土力学原理，对胜利埕岛油田海上作业平台插桩分析中的几种常见误区进行思考总结，分析了常见误区的类型、产生原因及不利影响，并提出了应对措施，以纠正一些认识上的错误，提高插桩计算分析的准确度。分析认为，因对地层分类不清、岩土性质把握不准、特殊地层认识欠缺、地层均匀性划分不精确、结构与土的互动响应考虑不充分等，而造成插桩分析失误的情况比比皆是，给油田的生产带来了很多不必要的损失。提高勘察质量、采用多种手段勘察、重视地层的均匀性评价、正确评价迭层土强度、插桩过浅时进行平台抗滑移性评价等，可有效减少失误。

插桩分析；单桩极限承载力；桩穴；迭层土；埕岛油田

Biography：AN Yong-ning（1981-）,male,senior engineer.

现代黄河三角洲地区在晚更新世以来，沉积地层特征与海平面升降关系密切，表现出海陆相地层交替出现的地层层序。由于水下三角洲在形成阶段，黄河输送入海的泥沙量极大，水下三角洲淤长迅速，地层含水量很高，地层很不稳定，因此，该区是世界上第四系地质情况最为复杂的海域之一［1-2］。

胜利埕岛油田海洋石油产区位于现代黄河三角洲前缘，自1993年正式开发，经过近20 a的建设，已建成了以中心一号、中心二号、CB30A平台为中心的海上生产系统，并以中心平台和卫星平台相结合的布局方式，现共建成大小导管架平台近百座［3］。

导管架平台的钻井作业和修井作业通常是依靠钻井平台（钻井船）和作业平台（修井船）来完成的，在胜利埕岛油田海区应用较广的是自升式作业平台，通常在桩腿端部都安装有大小不等的桩靴。自升式作业平台在就位时，首先将桩腿插入泥下至良好持力层，然后再升船作业。能否正确分析评价作业平台的插桩入泥深度，关系着作业平台就位的适宜性和安全性。

1 海上作业平台插桩分析方法

通常在进行作业平台插桩分析时，采用美国石油学会发布的《Recommended practice for planning,designing and constructing fixed offshore platforms—working stress design》（API RP 2A-WSD）［4］中的推荐公式，来计算作业平台在各深度处的单桩极限承载力。

包括扩脚桩在内，自升式平台单桩极限承载力Qd应按下式计算

式中：Qf为桩侧摩阻力，kN；Qp桩端总承载力，kN；f为单位桩侧摩阻力，kPa；As为桩侧表面积，m2；q为单位桩端承载力，kPa；Ap为桩端总面积，m2。

对于不排水粘性土，沿桩长度上任一点的单位桩侧摩阻力f，按下式计算

式中：a为无量纲系数；c为计算点土体的不排水抗剪强度。其中a值由下式计算

式中：p0为计算点土体的有效上覆压力，kPa；a值的约束条件为a≤1.0。

假如桩端支承在粘性土中，单位桩端承载力q由下式计算

对于排水粒状土，管桩的单位桩侧摩阻力按下式计算

式中：K为侧向土压力系数；δ为桩土摩擦角，（°），与土的内摩擦角相关。假如桩端支承在粒状土中，单位桩端承载力q由下式计算

式中：p0为桩尖的有效上覆压力，kPa；Nq为无量纲承载力系数。

当计算点深度的单桩极限承载力计算值大于作业平台的单桩极限荷载、无软弱下卧层、且位于作业平台允许插桩深度范围时，即认为该井场适宜作业平台就位作业；当存在软卧下卧层时，还需进行刺穿分析验算。国内外有很多种刺穿分析的方法，常被应用的主要有3种：（1）Hanan&Meyerhof（1980）法；（2）3：1投影面积法；（3）2：1投影面积法［5］。在国内，3：1投影面积法具有较高的可行性和较好的验证效果。

2 插桩分析中的几点认识误区

（1）将桩穴内扰动地层等同于周围原始地层。目前，埕岛海上油田的绝大部分平台已经建设完毕，这些平台在建设期经历了钻井平台（钻井船）的插拔桩过程，后来，部分较老的平台又经历了一次或多次作业平台（修井船）的插拔桩过程，这些插拔桩活动在井口周围遗留下了大小不一、深浅不同、数量不等的桩穴。桩穴有时单个分布，有时多个连在一起，形成范围较大的桩穴区。桩穴内的土体主要由坑壁土体坍塌回填及周边海底面沉积物冲刷回填组成，属于扰动地层，无论层位界限、物质组分还是物理力学特征，都与桩穴外的原始地层差异甚大，在进行井场岩土工程勘察时，应作为专题进行分析讨论。

宋清峰、吴建政等［6］在对埕岛油田4组桩穴内外地层的勘察资料分析后认为，除了厚层软粘土分布区域，桩穴内地层多由粒状土回填组成，粒径较大，且都经有一段时间的排水固结，其强度一般要较周围原始地层高。通过在埕岛油田多年的实践，验证了这一结论，同时发现，桩穴内地层强度的提高，与桩穴的形成年限有关，桩穴形成年代越早，其内部回填土体的强度越高［7］。

桩穴内外土体性质迥异，是井场区地层不均匀性特征中最常见的表现形式，但在大部分井场岩土工程勘察中，并未加以重视，往往为了节省时间或经济成本，在仅取得桩穴外原始地层的岩土资料后，即进行插桩分析，其结果是，如作业平台插桩在了桩穴上，则实际插桩深度与插桩分析中的预测深度无任何相关性，经常相差离谱，表现为在桩穴内插桩深度过浅，经多次加载及冲桩后，也难以达到预定的插桩深度。本文初步统计，几乎一半以上的井场岩土工程勘察，都犯有该类错误。

（2）对岩土定名不准或性质判别有误。中心一号平台西北侧的“井场1”，当61#平台（桩腿直径为2.7 m，桩靴直径为5.7 m、面积27 m2、高1.6 m，单桩极限荷载17 920 kN）就位时，插桩分析建议的插桩深度为13.7 m，而实际插桩至8.2 m左右时，承载力已满足要求。

实际插桩深度与预测深度相差近6 m之多，分析原因，主要是由于对岩土定名不准及性质判别有误所引起。在“井场1”的岩土工程勘察报告中，对岩土的定名及土工试验标准都采用了国家的《岩土工程勘察规范》［8］及《港口岩土工程勘察规范》［9］，而《API RP 2A-WSD》规范中推荐的计算公式是基于美国材料学会的《ASTM-D2487》［10］规范，两国规范相异，土工试验的方法和仪器不统一，对岩土的定名和性质的判断也各有不同。比如，就细粒土液塑限的测定而言，美国ASTM规范是应用卡式碟式仪完成，而我国通常应用的是瓦氏圆锥仪或联合测定仪，液限标准也不统一，根据锥沉量有17 mm液限和10 mm液限。再者，用于设计的岩土参数都是经过统计得来的标准值，而国内井场勘察由于钻孔数量少，每层土的样品数量很难达到6件的统计下限，因此，所给出的岩土参数是平均值而非标准值，变异性较大，难以较好地代表实际地层。还有，由于现场取样方法落后，或样品运输过程中造成的扰动，也会使室内试验结果与真实岩性出现较大偏差。“井场1”岩土工程勘察报告中所列的各层地基土的物理力学性质参数见表1。

“井场1”插桩分析时提供了2个建议的插桩深度，分别为9.2 m和13.7 m，对应的地层分别为表1中的第4层粉土和第7层粉土，其中第4层粉土由于层厚仅1 m，下伏软卧层，存在较大的相对刺穿风险，因此插桩分析最终建议的深度为13.7 m。

仔细比较表1中第3层粉质粘土和第4层粉土的各项指标，发现其含水量、孔隙比、界限含水率、抗剪强度等都相差不大，仅因为第3层的塑性指数IP略大于10、第4层略小于10，便机械地照搬规范，将其分别命名成了粉质粘土和粉土，从而导致了性质的巨大差异和插桩分析结果的较大失误。如将第3层作为粉土考虑，与第4层合并为一层，那么不仅第一建议插桩深度将从9.2 m变浅为8.0 m，而且该层粉土的厚度将由1.0 m增大至2.2 m，相对刺穿的风险大大降低，不需继续插桩至13.7 m，能够直接作为桩端持力层使用，而8.0 m的预测插桩深度与8.2 m的实际插桩深度基本一致。

（3）低估硬粘土的不排水抗剪强度值。中心一号平台西侧“井场2”，当62#平台（桩腿直径为3.0 m，桩靴直径为8.5 m、面积72.25 m2、高1.6 m，单桩极限荷载23 415 kN）就位时，插桩分析建议的插桩深度为14.2 m，而实际的插桩深度为10.5 m。

对“井场2”处各地层的原始记录及岩土参数等进行复查后，发现10.5～14.2 m地层为棕褐色粉质粘土，呈可塑～硬塑状态，含氧化铁斑，应为末次冰期河湖相沉积产物，原位标准贯入试验锤击数N=13～18击。对于标贯击数如此高的硬粘土，不排水抗剪强度应在50 kPa以上。而在“井场2”的岩土工程勘察报告中，对该层土不排水抗剪强度的推荐值仅为28 kPa，如此，根据本文公式（6），计算可得单位桩端承载力q=252 kPa，小于62#平台的单位极限荷载23 415/72.25=324 kPa，不能作为桩端持力层使用。

在对该层硬粘土强度不足的错误认识下，插桩分析时最终推荐了14.2 m深度下的粉砂层作为桩端持力层，导致了预测失败。遗憾的是，如将该层硬粘土的不排水抗剪强度推荐值再略增加8 kPa，达到36 kPa，则计算得的单位桩端承载力为324 kPa，即能满足62#平台就位荷载的需要。可见，正是由于对硬粘土不排水抗剪强度值的过度低估，造成了承载力的浪费及插桩分析的失误。

（4）对迭层土在平台预压载时的响应过程认识不足。在埕岛油田的大部分井场区，分布有一种迭层土，一般位于2～10 m深度范围，通常认为，它是在末次冰期过后，海平面上升时的间歇性抖动，以及老黄河三角洲建设期尾闾频繁摆动形成的粉土（粉砂）与粘性土的互层，属于浅海相与前三角洲相地层，在声学探测时具有亚反射层异常发育的特征，单层厚度为5～10 cm。该层由于沉积速率较快，表现有高含水率、高孔隙比和高压缩性等特点，属于工程软弱层。目前，国内外尚没有合理的方法进行迭层土的强度试验及参数取值［5］，大部分岩土工程师都将软弱迭层土等同于软粘土对待，取其粘性土单层的性质指标。

在实际工作中，我们发现了一种现象：在一些含迭层土的井场区，插桩分析预测深度较为准确，迭层土表现为软粘土性质，被桩腿贯穿；在另一些含迭层土的井场区，插桩分析预测深度偏大，实际插桩深度位于迭层土所处层位深度，迭层土充当了持力层。

如中心二号平台南侧的“井场3”，迭层土分布在4.2～7.2 m深度，7.2～10.2 m为可塑状态粉质粘土，其下为硬塑粉质粘土及密实粉土，当5#平台（桩腿直径为2.7 m，桩靴直径为5.7 m、面积27 m2、高1.6 m，单桩极限荷载19 460 kN）实际插桩时，桩腿贯穿了整个迭层土及下伏软粘土，最终插桩至10.5 m左右深度；中心二号平台西侧的“井场4”，迭层土分布在4.0～10.9 m深度，其下为密实粉土，当62#平台实际插桩时，桩腿未全部贯穿迭层土，插桩至8.6 m左右深度。

分析认为，目前活动在胜利埕岛油田的绝大多数作业平台都具有桩靴，桩靴直径小则5 m，大则接近10 m，如此大面积的桩靴在巨大的平台荷载及加载的作用下，作用在海底地层上，其机理类似于常见的堆载预压地基处理方法，但程度远甚之。其特点是地基土在强大的压荷载作用下，强度会产生变化。如插桩在饱和软粘土地层中，土体因灵敏度高而发生触变，强度丧失；如插桩在粒状土地层上，土体中孔隙水将外排、孔隙比减小，相对密实度增大。而迭层土由饱和软粘土与粒状土互层组成，在受压以后，饱和软粘土单层将被挤压至周边，粒状土单层将聚在一起，形成强度增大的厚层，起到了持力作用。这种插桩时桩靴与土体的动态响应过程，很像生活中的“饼干夹黄油三明治”受压，黄油被挤出，饼干叠加在了一起。

根据现有的十多个含迭层土井场插桩情况的统计，如迭层土直接下伏持力层，插桩深度会变浅，实际插桩深度距持力层顶层的距离约为迭层土厚度的1/6～1/3倍，具体取决于迭层土的互层厚度比、迭层土中粒状土的颗粒级配、天然密度等，以现有的岩土工程勘察及实验手段，尚难以进行模拟和预测，只能凭经验判断。

（5）插桩过浅时对平台的致滑移因素考虑不周。中心二号平台东侧的“井场5”，水深为14 m左右，表层2.0 m以上深度为密实粉土，下伏粘性土，强度较高，不会导致刺穿。在计算了62#平台的水平破坏荷载，并与环境荷载进行比较，确认环境荷载小于水平破坏荷载后，平台开始插桩就位并作业，三桩腿插桩深度在1.0～1.5 m范围。当作业至一半过程时，一桩腿出现了侧滑移现象，所幸发现和处理及时，未致产生事故。

根据文献［4］，当平台插桩深度小于桩靴最小边长时，应按浅基础计算平台的最大竖向荷载Q，并做抗滑稳定性验算。对于方形基础，排水粒状土的水平破坏荷载H应按下式计算

式中：γ′为土体有效重度，取为9.0 kN/m3；B为基础宽度，取为8.5 m；φ为土体摩尔包络线的有效摩擦角，取为29°；Nr为φ的无因次经验函数，取为19.3。经计算，“井场5”表层土相对于62#平台的水平破坏荷载H为246 kPa，考虑到循环荷载的影响，取滑动破坏安全系数为1.5，则H=246/1.5=164（kPa）。62#平台在近似水深条件下作业时，其风、浪、流荷载组合最大约为43 kPa，占H的1/4多一点。

从上述结果来看，环境荷载及平台循环荷载的共同作用不足以引起平台的滑移破坏。但是，62#平台桩靴高为1.6 m，插桩深度不足1.5 m，桩靴还有一截露于泥面以上，与海底面存在接触作用面。经此作用面，一方面水平荷载对表层土产生了较大的推覆力矩，另一方面外界荷载对表层粒状土的液化扰动作用大大加强，前者可通过分别计算风、浪、流荷载力矩来量化，后者难以具体量化。可见，平台的水平滑移是环境荷载、推覆力矩、液化扰动等多种因素共同作用的结果，单凭环境荷载和水平破坏荷载两相比较，难以得出可靠结论。

3 总结及应对

埕岛海上油田区域，由于复杂的沉积因素和频繁的人工扰动等原因，造成了井场地层在结构上和强度上的不均匀性。目前，在预测该地区作业平台的插桩深度方面，存在有一些认识误区，主要包括：对桩穴内异常地层的忽视、对岩土性质判断的失误、对硬粘土强度的低估、对迭层土性质的不了解、对平台的抗滑移性评价不充分等方面。

本文认为，要克服以上认识误区，提高插桩分析预测的准确度，需做好以下几点应对措施：（1）结合浅地层剖面探测等地球物理手段，在桩穴内、外分别钻孔，取得整个井场区的地层结构及物理力学特征参数。（2）引用《API RP 2A-WSD》时要彻底，岩土定名应以《ASTM-D2487》规范相配套。（3）提高原状土样的质量及代表性，使室内试验结果尽可能反映实际。（4）增加对硬粘土层的测试手段，普及应用十字板剪切试验、无侧限抗压强度试验等项目。（5）归纳总结迭层土的持力性质，建立含迭层土地层的插桩预测深度修正经验公式或模型。（6）当插桩过浅时，应将平台的抗滑移性评价作为必要内容，须同时考虑水平荷载、力矩、液化扰动导致的强度折减等多种因素，必要时可建立有限元模型辅助分析。

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Some misconceptions in pile insertion analysis of offshore platforms in Shengli Chengdao Oilfield

AN Yong-ning1,YAN Xi-chen2,YANG Kun1,LI Jing1,WANG Kai3
（1.Tianjin Research Institute for Water Transport Engineering,Tianjin300456,China;2.Hydrographic Survey Brigade,Tianjin Maritime Safety Administration,Tianjin300221,China;3.Marine Drilling Company of Shengli Oilfield,Dongying257055,China）

According to some actual cases of pile insertion analysis,combined with specialty norms and principles of soil mechanics,a few common misconceptions in pile insertion analysis of offshore platforms in Shengli Chengdao Oilfield were summarized in this paper.Types of common misconceptions,causes and adverse effects were analyzed,and countermeasures were put forward to correct misunderstandings and to improve the accuracy of pile insertion calculation and analysis.Cases of analysis errors can be easily found out because of unclear stratigraphic classification,difficultly recognized geotechnical properties,inaccurately divided layer uniformity,inadequately considered structure and soil interaction responses,etc.in offshore platforms pile insertion analysis,thus many unnecessary losses appear in oilfield production.By improving survey quality,using a variety of means of investigation,paying more attention to stratigraphic uniformity in well field,properly evaluating strength of laminated soil,doing anti-slip platform evaluation when pile is inserted too shallow,etc.can reduce errors effectively.

pile insertion analysis;pile ultimate bearing capacity;pile hole;laminated soil;Chengdao Oilfield

TE 54；P 752

A

1005-8443（2013）06-0537-05

2013-02-21；

2013-04-12

安永宁（1981-），男，甘肃省会宁人，高级工程师，主要从事海洋工程勘察方面的工作及研究。

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