南海北部区域沉积黏土基本工程特性及打桩分析*

2018-10-09李书兆王忠畅贺林林

中国海上油气 2018年5期

李书兆王忠畅贾旭贺林林

(1. 中海油研究总院有限责任公司北京 100028; 2. 重庆交通大学河海学院重庆 400074)

南海北部区域是我国海洋油气资源开发的重要战略区，也是我国油气开发走向深水的前沿区。该区域由小于200 m的浅水陆架向大于1 000 m的深水盆地延伸，随着水深的增加，黏性土逐渐成为沉积物的主要类别。黏性土的工程特性多样化且难以确定，是海洋岩土工程不确定性的主要来源。目前，对于南海北部区域沉积黏土的基本工程特性研究还处于起步阶段，已有的海洋岩土工程勘察技术主要以渤海土层的工程特性为基础,主要应用现场原位静力触探测试(CPT)、室内土工试验等手段。工程实践中，南海油气场址出现了较多与海洋岩土相关的问题，如油气项目打桩时经常出现“溜桩”和“易打”现象。因此，研究南海北部区域沉积黏土的基本工程特性对油气工程设计及应用具有重要意义。

本文系统收集了南海北部区域已建油气田项目的岩土工程数据，并针对具体项目所获得的土样，开展了若干土性特殊试验，首次获取了南海北部区域代表性土层的沉积特点和工程特性，明确了南海北部沉积黏土基础物性的特征及分布；结合CPT数据，揭示了黏性土力学特性所具有的区域特征。最后，基于沉积黏土CPT数据，分析了南海北部打桩时出现的特殊工程现象，进一步验证了南海北部黏性土基本工程特性的结论。本次研究把有限、定点测试获得的土性数据和区域物探数据、沉积环境结合起来，在应用上实现了从点到面的拓展，并从沉积环境中找到了土性区域独特性的成因，从而对南海北部区域黏性土的工程特性和沉积规律有了更加深刻和全面的认识。

1 研究区域概述及岩土工程参数获取

1.1 研究区域概述

研究区域为A、B、C、D、E、F等6个南海北部区域油气田项目场址，其中除F油气田场址位于南海深水区之外，其余项目位于水深较浅的陆架或陆坡上缘；A项目位于莺歌海盆地，其余项目均位于珠江口盆地。珠江口盆地包含了北部的陆架三角洲和南部的陆坡深水盆地，是重点研究区域。6个油气田项目基本水深及所在位置的地形概述见表1。

1.2 岩土工程参数获取

表1 南海北部研究区域油气田场址水深及地形概述

研究区内的油气项目均具有较为完整的岩土工程数据，分别通过土工试验、CPT原位测试以及基础(打入桩)安装时的原位监测等方式获得。对于F深水项目，没有使用打入桩，因此无相关的基础安装数据。F项目的岩土勘察深度较浅，钻孔深度约20 m，CPT测试深度约40 m，而其他项目的勘察测试深度可达140 m。以打入桩为基础的导管架平台，其岩土工程数据的获得主要以常规土工测试为主，包括基本的物性测试和相对简单的静强度和扰动强度测试(如不固结不排水三轴试验、小型十字板试验等)；而重力式平台和深水油气开发往往需要更加完备和严谨的岩土工程数据参数。因此，针对获得的高质量土样进行了一些特殊试验测试，包括土样的矿物组成、钙质含量、有机质、生成年代、SHANSEP[1]测试以及其他复杂载荷下的力学特性测试，作为对已有数据的补充，以满足工程设计需求。另外，由于每个导管架平台一般由多个(组)桩基组成，例如D项目中心平台有4×4=16根桩基，而钻孔测试或CPT测试一般为1～2个测试点，各个桩基及测试点之间有一定距离，但通常不会大于50 m，这可能造成各桩基及测试点间土层分布及土质特性上的偏差。一个独立、大型的海洋油气开发项目需要种类繁多的岩土工程参数，本文将从物性指标和力学特性两方面研究南海北部区域沉积黏土的工程特性。

2 物性参数分析

土样的基础物性指标包括天然含水率、塑性指数、颗粒级配、液限等，是常规工程地质勘察报告的基本内容。研究区域内各油气项目场址黏性土的塑性指数、含水率、液限和颗粒级配见图1。

由图1a、b可以看出，在南海北部浅水区的广大区域内，沉积黏土具有较一致的塑性指数Ip和天然含水率Wc，与F项目为代表的深水区形成了显著差异。在浅水区，黏性土的Wc和Ip随深度仅有略微减小的趋势，其在黏性土140 m深度内的均值分别为35%和15；相较于浅水区，深水区黏性土的Wc和Ip显著增大，在海床面处分别为160%和80，在测试深度内随着深度的增加迅速减小。

图1 研究区域黏性土样的基础物性比较

在图1c塑性图中，浅水区与深水区也形成鲜明的对比。浅水区的土样大多为低液限黏土，深水区的土样都落在高液限区间。但几乎所有的土样都在塑性图上呈现良好的线性分布，说明它们具有较相似的矿物组成，这与Liu等[2]的研究成果较为一致。海底黏土一般由伊利石、绿泥石、高岭石以及蒙脱石等矿物组成，依据海底黏土的矿物组成，结合图1c塑性图的分布特征，并对照单纯黏土矿物的塑性图分布[3]，可知南海北部黏性土的基础物理特性由伊利石和绿泥石所控制。作为参照，墨西哥湾黏性土通常含有大量的蒙脱石。此外，作为热带海洋，南海北部陆坡和陆架区域的沉积物中含有一定的钙质物，通过测试并结合Liu等[2]的研究成果可知，研究区沉积黏土的钙质含量一般小于30%，该含量的钙质物一般不会对黏性土的强度特性产生明显影响，但可以消弱土体的黏塑性特征。

在矿物组成成分类似的前提下，黏粒含量的不同被认为是造成南海北部浅水区和深水区沉积黏土物性指标显著差异的主要原因。图1d中是以相互靠近的浅水区D项目和深水区F项目为代表，对比了不同水深区域黏土样的颗粒级配，深水区的黏粒含量约为60%，而浅水区的黏粒含量小于30%，说明南海北部区域浅水区和深水区沉积黏土的沉积模式不同，即细粒主导的深水沉积模式和粗粒主导的浅水沉积模式。为详细说明南海北部浅水区和深水区与不同海域沉积黏土物性指标的差异性，将不同海域沉积黏土的含水量、塑性指数和黏粒含量进行了详细比较，具体见表2。由表2可知，不仅仅是南海深水区，与世界不同海域沉积黏土相比，南海北部浅水区的黏性土具有突出的低塑性指数和低黏粒含量，这些特征可能影响该区域黏性土的力学特性。

表2 不同海域黏土基本物性参数比较

3 基于CPT数据的力学特性分析

CPT测试包含锥尖阻力qc、侧摩阻力fs和超孔隙压力u2等3个数据分量，可用于判定海底土层性质及其力学特性等。由于锥尖处孔隙压力的影响，CPT测得的锥尖阻力qc并不是真实的锥尖阻力qt，真实的锥尖阻力按式(1)计算。根据真实的锥尖阻力，可按式(2)、(3)得到土层的不排水剪切强度Su和超固结比OCR值，即

qt=qc+(1-a)u2

(1)

Su=qnet/Nkt

(2)

(3)

CPT数据点数量巨大，且所含土层的类别不一，为突出黏土层的工程特性并便于比较分析，在每个场址的CPT剖面中选出具有典型黏土特征的代表性深度点位，如图2所示。为根据Robertson[4]提出的CPT土层分类图确定不同区域原位土层性质，对选出的黏土点位数据按式(4)～(6)进行归一化计算，获得无量纲锥尖阻力比Qt、侧摩阻力比Fr和超孔隙压力比Bq，即

(4)

Fr=100fs/qnet

(5)

Bq=(u2-u0)/qnet

(6)

式(6)中:u0为初始原位孔隙压力。

图2 研究区项目CPT剖面上黏土层深度点位的选取

图3 不同油气场址土层归一化CPT数据(Robertson图引自文献[4])

根据式(4)～(6)和CPT数据，计算所选油气场址的锥尖阻力比、侧摩阻力比和超孔隙压力比，并与Robertson[4]提出的基于归一化CPT数据的土层分类图相结合，研究南海北部浅水和深水区域沉积土层情况；进而将其与墨西哥湾和西非近海典型项目的土层数据结果进行对比，研究南海北部区域沉积土层与墨西哥湾和西非近海域土层的差异性，如图3所示。图3中显示，在Qt-Fr模型中，南海北部浅水区土层的Fr值较小，主要分布在3区(黏土-粉质黏土)内、邻近1区(灵敏性黏土)和4区(粉质黏土-黏质粉土)的交会处，而南海北部深水沉积土层和墨西哥湾和西非海域的沉积土层较为类似，分布在3区中部偏右侧的地方，说明南海北部深水区沉积黏土与墨西哥湾和西非邻海沉积黏土性质相似，且南海北部深水区域土层超固结程度大于南海北部浅水区域土层；在Qt-Fr模型中，南海北部浅水与深水归一化数据有显著差异，但在Qt-Bq模型中所有区域的数据结果却显示出较高的一致性，均呈带状，分布在3区中部。

为进一步突出并量化上述差异，将各场址Qt、Bq和Fr沿深度进行比较，结果见图4。由图4可知，Qt和Bq分布较为一致，说明各区域黏土层的OCR值及Su相似，但南海北部浅水区黏性土的Fr值明显小于南海北部深水区，前者仅是后者的1/3或更少，说明南海北部浅水区的黏性土CPT侧摩阻力所显现的重塑强度显著小于后者。

图4 不同油气场址归一化CPT数据随深度的变化和比较

4 工程打桩分析

实际打桩过程中，首先桩基在自重作用下自由入泥，该入泥过程为准静态运动过程，桩基入泥速度可控并尽量保持匀速；随着桩基入泥深度的逐渐增加，土阻力逐渐增大，当土阻力与桩基和打桩锤有效重量之和相平衡时自由入泥过程结束，此时所对应的桩基贯入深度为桩基的自由入泥深度。随后，依靠打桩锤输入能量，桩基克服土阻力能量进一步贯入，通过锤击分析可得到不同土层深度和桩锤输入能量所对应的锤击数。

由图4c可知，南海北部浅水区黏性土具有较低的CPT侧摩阻力分量。由于CPT贯入过程与打桩过程相似，所以将南海北部浅水区黏性土较低的CPT侧摩阻力与该区域导管架平台打桩时普遍出现的“易打”“溜桩”以及桩基自由(初始)入泥深度计算不准等特殊工程现象相结合并进行分析。打桩过程中，桩受到的土体阻力是影响桩基贯入的最重要因素。对于海洋工程中常用的大直径开口钢管桩，在穿越黏土层时桩基所受到的阻力主要由管桩内壁和外壁上的土体侧摩阻力构成。为充分说明应用CPT数据和不应用CPT数据对于打桩分析结果的不同，本文采用2种方法计算桩基贯入时桩受到的土体阻力。

根据Toolan等[5-6]提出的土阻力计算方法(以下称为常规方法)计算不同深度处土体单位侧摩阻力为

f=αSu

(7)

式(7)中：α为一个经验性的折减系数。根据我国以往的海洋岩土工程实践特别是渤海和东海的经验，α取值范围一般为0.25～0.40，但在南海浅水区实际工程应用中，α取下限值0.25时，按式(7)所计算的土体阻力预测的桩基锤击数依然显著大于实际锤击数。不排水剪切强度Su可根据土工试验、CPT测试数据以及式(2)确定。分析认为，该方法不能充分表达图4显示区域内黏土CPT侧摩阻力分量的特殊性。

为充分体现CPT侧摩阻力分量的特点，根据Jardin等[7-10]推荐的计算方法(以下称为CPT方法)，利用CPT的侧摩阻分量来直接计算桩基受到的土体阻力，即

fs=fsr+(fsi-fsr)ek(d-p)

(8)

式(8)中:fs为土体作用在桩基上的单位侧摩阻力;fsr为残余单位侧摩阻力，对于黏土，按式(9)计算;对于砂土，按式(10)计算;fsi为初始单位侧摩阻力，对于黏土，fsi是CPT测得的侧摩阻力,对于砂土,按式(11)计算;k为衰减因子，用于评估打桩过程中土体在循环激振荷载作用下强度不断衰减的疲劳效应，按式(12)确定；d为某一土层的深度;p为桩基在某时刻的贯入深度。

(9)

fsr=0.2fsi

(10)

(11)

(12)

采用常规方法和CPT方法计算南海北部区域不同场址桩基的土阻力，比较结果见图5。从图5中可知，采用2种方法计算的桩基土阻力存在明显差异。当桩基入泥较浅时，常规方法与CPT方法较为接近；但随着深度的增加，CPT方法小于常规方法的趋势愈加显著，当桩基入泥深度到达100 m时，基于CPT计算方法得到的土体阻力仅约为常规方法计算结果的60%。

将CPT方法计算得到的土阻力作为输入数值，采用打桩分析软件GRLWEAP计算桩基贯入时的锤击数。建立计算模型时，采用与实际桩基相一致的几何形状、材料特性、锤头和打桩能量，并采用了软件通用的土体阻尼和弹限值。在持续打桩过程中，当土层类型的变化出现弱夹层时，即在某一强度较大的土层下部存在强度较低的土层时，则可能发生溜桩现象。

基于能量守恒原理，若桩锤输入能量与桩基势能之和大于土阻力产生的能量，则发生溜桩，直到土阻力能量不断增加至足以抵抗桩锤输入能量和桩基势能之和，即

(13)

当溜桩结束后，随着土体强度的逐渐增加，土阻力也逐步增大，须再次通过桩锤输入能量来克服土阻力产生的能力，以促使桩基进一步贯入，该过程为再次打桩过程。

图5 常规方法和CPT方法计算研究区土体阻力的比较

为检验CPT方法计算的土阻力是否适用于南海北部区域土质，将采用该方法计算得到的土阻力随深度的变化与南海北部浅水区油气田的实际记录进行了对比，如图6所示。从图6可以看出，计算锤击数与实际打桩记录吻合较好，其差异在工程允许的范围之内。但对于C项目，预测结果在55～110 m的深度范围内与实际打桩记录有较明显的偏差，通过进一步研究发现该打桩记录与场址土层强度的变化趋势也不匹配，因此认为上述差异可能是由于该项目打桩锤效记录不准确所致。

图6 CPT方法计算南海北部油气项目打桩锤击数结果与实际记录比较

对于打桩锤击分析而言，深部土层更为重要；而对于自由入泥深度计算及溜桩分析而言，需要对浅部土层的土阻力具有较为可靠的预测。采用CPT方法计算桩基初始入泥深度和溜桩段深度与实际记录结果的比较见表3。从表3可以看出，各油气场址桩基自由入泥深度和溜桩段深度的预测值与实测值较为一致，特别是D项目的预测结果中，CPT方法准确地预测了实际发生的3段不同程度的溜桩段；对于A项目，50 m深度处CPT测试点位消失，造成计算时没有捕捉到此处约2.5m距离的溜桩现象。因此，CPT方法可以准确预测桩基的自由入泥深度和溜桩段深度。