舟山某海域自升式平台桩基承载力对比分析研究

2021-03-12陈大江陈洪飞李东伟黄华杰

水力发电 2021年12期

陈大江，陈洪飞，李东伟，黄华杰

(1.中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司，浙江杭州 311122；2.浙江华东工程咨询有限公司，浙江杭州 311122；3.杭州定川信息技术有限公司，浙江杭州 310016；4.浙江大学海洋学院，浙江舟山 316021)

0 引言

目前我国主要的海洋能源开发正由近海大陆架区域向远海区域发展，因此海洋工程作业也需要在近海甚至远海中进行，而自升式海洋平台是海上海上风电项目开发和海上油气勘探不可缺少的作业平台[1]。仅在我国，自升式海洋平台就占移动式钻井装置的70%以上[2]。平台工作时，主要承受自重荷载以及上覆荷载，通过桩腿传递至地基。当荷载超过地基承载力时，地基发生变形甚至破坏，而发生桩腿倾斜、刺穿、滑移等事故。因此，地基承载力的准确计算对于平台安全作业非常重要[3-5]。经典的地基承载力计算公式为自升式海洋平台地基承载力的计算提供了理论指导。Prandtl提出了利用塑性力学针对无埋深的条形基础得到极限承载力的理论解[6]；Terzaghi和Peck提出了考虑基础下土自重的极限承载力公式[7]；Skempton提出了饱和软粘土地基极限承载力公式[8]；Hansen通过对荷载倾斜系数、基础形状系数以及深度系数等的讨论，提出了在中心倾斜荷载作用下，不同基础形状及不同埋深时的极限承载力计算公式，对承载力计算公式做了进一步改进[9]；Young和Focht由应力扩散原理发展了3∶1载荷扩散分析法，对平台桩靴插桩的刺穿进行分析，该方法对我国自升式平台使用最广的渤海海域插桩分析非常有效[10]。目前，国内外广泛采用《海洋井场调查规范》[11]和SNAME规范法[12]计算桩靴式基础地基的承载力。

本文以舟山某海域自升式海洋平台为研究对象，采用不同的地基承载力理论模型，计算平台桩腿地基承载力，并进行对比分析研究，以确定平台桩腿的安全插桩深度，同时开展了土体参数对地基承载力的敏感度分析，并计算敏感度系数以量化参数对地基承载力的影响程度。

1 工程概况

3号舾装码头工程海工平台位于舟山群岛中部，蓬莱仙岛岱山小长涂岛西侧，岱山水道东岸。该自升式平台与码头间距为8 m；桩靴与码头边缘间距为2.2 m，主船体与3号舾装码头平行，由4根桩(ZK101、ZK102、ZK103、ZK104)支撑主平台，该自升式平台总质量7 860.96 t，由4根桩支撑，桩身为长90 m的圆柱，直径为3.3 m，底部是方形桩靴，底面为边长11.7 m的正方形，桩高1.5 m，平台立体模型见图1。

图1 某自升式平台模型示意

现场勘测得到的ZK101与ZK102测点之间的工程地质剖面如图2所示。ZK101桩腿下方可探测区域土层一共有4层：淤泥质粉质黏土、角砾、淤泥质粉质黏土、黏土，其厚度分别为2.5、2.8、7.9、8.8 m，场地各主要岩土层物理力学参数见表1。

图2 工程地质剖面

表1 岩土体物理力学参数

2 地基承载力理论模型

2.1 《海洋井场调查规范》法

目前国内计算海洋平台地基承载力主要依据《海洋井场调查规范》[11]，其计算公式如下：

Q=qnA+γV

(1)

qn=0.3γBNγ+γD(Nq-1)

(2)

(3)

Nγ=2(Nq+1)tanφ

(4)

式中，Q为基础入泥深度范围内的总极限承载力，kN；D为插桩深度，m；qn为单位极限承压力，kPa；A为桩靴式基础的最大水平截面积，m2；γ为桩靴式基础排出土的有效重度，kN/m3；V为桩靴式基础排出土的体积，m3；B为桩靴长度，m；Nγ、Nq为承载力系数，无量纲；φ为摩擦角，°。

2.2 SNAME规范法

国际上应用比较广泛的是美国舰船工程师协会《SNAME Recommended Practice for Site Specific Assessment of Mobile Jack-up Units》中的计算公式[12]，即

Fvi=(NcSuiscdc+p′0)A

(5)

(6)

(7)

p′0=γD

(8)

式中，Fvi为桩靴基础极限垂向承载能力，kPa；Nc为承载能力系数，取5.14；Nq为承载力系数，同《海洋井场调查规范》，无量纲；Sui为基础底面以下B/2深度内的平均不排水抗剪强度，kPa；dc为承载力深度因子，无量纲；sc为形状系数，无量纲；p′0为有效过载压力，kPa；γ为桩靴式基础排出土的重度，kN/m3；B为桩靴长度，m。

2.3 Terzaghi公式

针对方形基础完全摩擦的情况，Terzaghi提出的整体剪切破坏的地基极限承载力计算公式为

Pu=1.2cNc+qNq+0.4γBNγ

(9)

式中，Pu为桩靴基础极限垂向承载能力，kPa；Nc、Nq、Nγ为承载能力系数，无量纲；c为黏聚力，kPa；q为基底土自重应力，kPa。

2.4 Hansen公式

Hansen在弹性力学极限分析法的基础上，加入了一些修正系数，得到了计算地基承载力的公式为

(10)

(11)

Nc=(Nq-1)cotφ

(12)

Nγ=2(Nq+1)tanφ

(13)

式中，Nc、Nq、Nγ为承载能力系数，无量纲；c为黏聚力，kPa；φ为摩擦角；q为基底土自重应力，kPa；Sc=1+Nq/Nc、Sq=1+tanφ、Sγ=0.6为基础形状修正系数，无量纲；dc=1+0.4D/B、dq=1+2tanφ(1-sinφ)2D/B、dγ=1.0为深度系数，无量纲；ic、iq、iγ为与荷载倾斜角有关的倾斜系数，中心竖直荷载取1，无量纲。

3 地基承载力计算结果

分别采用《海洋井场调查规范》法、SNAME规范法、Terzaghi公式法、Hansen公式法，对海洋平台ZK101桩腿进行地基承载力分析，计算结果如图3；由于第2层角砾层缺乏理论计算依据，计算结果空置。对比分析发现：4条地基承载力曲线随桩腿入泥深度的整体变化趋势较为相似，其中《海洋井场调查规范》与SNAME规范所得承载力相对比较保守，Terzaghi公式以及Hansen公式所得承载力偏大。《海上固定平台规划、设计和建造的推荐作法》[13]中6.13.4推荐海洋平台桩基承载力破坏的安全系数取2，而单桩腿设计极限荷载为23 000 t，因此根据《海洋井场调查规范》、SNAME规范、Terzaghi公式、Hansen公式所得的插桩深度分别为14、14、10、8 m。

图3 平台地基承载力理论计算结果

4 地基承载力参数敏感性分析

分析上述地基承载力理论公式，可知影响地基承载力的因素主要有土体黏聚力、摩擦角、重度、基础形状等。由于基础行状容易准确测量，而土体物理力学参数具有不确定性，因此开展土体的黏聚力、摩擦角以及重度对地基承载力的影响研究。将理论公式中的各项土体参数作为自变量，将理论公式计算得到的地基承载力作为因变量进行敏感性分析。以Terzaghi公式以及Hansen公式为研究对象。计算时采用黏聚力c=10 kPa，摩擦角φ=5°，重度γ=15 kN/m3(有效重度为γd=5 kN/m3)作为系统的基准状态，仍以金自升式平台ZK101为计算模型进行单土层计算，插桩深度为5 m。

由于影响参数自变量的单位不同，物理意义不同，为了比较三者对地基承载力的影响，进行了自变量和因变量的相对变化分析。自变量(黏聚力、摩擦角)的绝对变化引起地基承载力的绝对变化的分析，见图4。随着相对黏聚力、相对摩擦角以及相对重度的增加，相对地基承载力均增加。对于相对黏聚力，Terzaghi公式以及Hansen公式中相对地基承载力-相对黏聚力的变化斜率分别为0.53、0.64；对于摩擦角，Terzaghi公式以及Hansen公式中相对摩擦角引起的相对地基承载力的变化呈现明显的非线性，当相对摩擦角小于6°时，相对摩擦角引起的相对地基承载力的变化较小，当相对摩擦角大于6°时，相对摩擦角引起的相对地基承载力的变化明显增大，计算范围内最大斜率分别为45.49、23.28。

图4 地基承载力敏感度分析结果

此外，由于地质资料中黏聚力和摩擦角实测值较为离散，统计结果见表1。上述敏感度分析中地基承载力计算时采用了各项标准值，考虑到测量误差，以及摩擦角对地基承载力的影响较大，故对摩擦角的取值扩大到最大值和最小值，再分别用4种理论公式计算地基承载力范围，得到的承载力范围-深度曲线，如图5所示。《海洋井场调查规范》计算所得最大承载力约比标准值大27%，最小承载力约比标准值小7%；SNAME规范计算所得最大承载力约比标准值大7%，最小承载力约比标准值小2%；Terzaghi公式计算所得最大承载力约比标准值大21%，最小承载力约比标准值小6%；Hansen公式计算所得最大承载力约比标准值大23%，最小承载力约比标准值小6%。因此，对于该计算案例，理论公式中扩大摩擦角的计算范围对插桩深度最多有27%的影响。此外，相比于其他3种计算方法，SNAME规范计算结果相对保守，插桩深度为14 m，而且土体参数对其地基承载力的影响不敏感，故推荐采用SNAME规范计算地基承载力。