“踩脚印”工况下自升式钻井平台桩靴结构优化

贺林林 ，杨 柳 ，冯楚杰 ，梁 越

(1. 重庆交通大学 国家内河航道整治工程技术研究中心，重庆 400074； 2. 重庆交通大学 水利水运工程教育部重点实验室，重庆 400074； 3. 重庆交通大学 河海学院，重庆 400074)

随着海上油气资源开发作业愈加频繁，自升式钻井平台在同一位置进行二次插桩作业的情况越来越多。此时，海床上存在由于先前开采作业时形成的直径可达十几米的桩坑，也称为“脚印”，由于二次插桩作业过程中桩靴-“脚印”相互作用的实际情况复杂，引起工程及科研人员的广泛关注，被称之为“踩脚印”工况问题。在“踩脚印”过程中，桩靴可能由于受到偏心或倾斜荷载作用而滑移进旧桩坑，导致桩腿弯曲变形、平台倾覆，甚至平台与导管架相撞等不安全事故发生，如图1所示。随着旧井位二次钻采需求的增多，由桩靴“踩脚印”而导致海洋平台失稳事故比例也在逐渐增加。根据Berg等[1]统计数据得知，欧洲壳牌（Shell EP）公司近海作业曾留下大约1 200个桩坑，导致每年大概有80口新井位与这些旧桩坑形成的“脚印”相邻。因此，须对桩靴“踩脚印”工况下自升式钻井平台桩靴插桩作业的稳定性及其不利响应的防治措施进行深入研究，以寻求减小自升式钻井平台桩靴插桩作业工程风险的方法。

针对桩靴“踩脚印”问题，国际海洋平台设计规范SNAME[2]仅给出了回避和减少旧桩坑影响的措施性建议。在工程设计中也常简化为不平整地基上基础抗侧滑极限承载力的验算，未考虑桩坑和桩靴形状等因素影响，这种处理方式显然不符合工程实际。国际上关于桩靴“踩脚印”工况的研究首先是通过离心机模型试验展开的。Gan等[3]通过离心机模型试验分析了硬黏土中桩靴拔桩形成的桩坑几何特征，指出桩坑形状可简化为直径D、深度0.5D（D为桩靴直径）的圆柱形桩坑。Kong等[4]在饱和软黏土中模拟桩靴“踩脚印”过程，将桩坑形状简化为直径2D、深度0.33D的倒圆锥形，并通过离心机模型试验分析了脚印几何形状对竖向反力V、水平滑动力H、弯矩M的影响，软黏土中倒圆锥形桩坑模型符号如图2所示。Jun等[5]在离心试验中依据软硬黏土属性的不同，利用切割工具创建了倒圆锥形和圆柱形两种不同深度的桩坑，并且分析了传统纺锤形桩靴在这两种桩坑附近贯入土体时桩靴的承载特性。上述对桩坑几何形状的研究成果为后续桩靴“踩脚印”问题相关研究中采用的“人工桩坑”提供了一定的理论依据。Cassidy等[6]通过离心机试验研究综合考虑到桩靴“踩脚印”后桩靴受到的水平滑动力、弯矩和桩靴偏移距及倾斜角，得出插桩偏心距为0.5D时桩坑对平台稳定性影响最大，而偏心距超过1.5D时影响则非常小，可以忽略。Kong等[7]也通过离心机试验阐明平台二次插桩桩靴峰值弯矩出现在地基表面（即桩靴刚接触土体时），水平反力峰值位于桩坑底部位置线处；且通过讨论桩坑深度、桩坑大小及不同偏心距对桩靴二次插桩的影响，提出偏心距为D时桩靴“踩脚印”后所受到的水平滑动力和弯矩最大。Jun等[8]提出带孔洞的新型桩靴结构，通过离心试验与数值分析同传统桩靴进行对比，证实了该新型桩靴结构能有效减小平台桩靴二次插桩的滑移风险。上述研究成果可为本文在“踩脚印”工况下自升式钻井平台桩靴结构优化研究中对桩坑型式及最不利偏心距的选择提供参考和借鉴。

国内桩靴“踩脚印”离心试验这方面的研究成果较少，主要集中在数值模拟分析不同偏心距对桩靴“踩脚印”贯入土体过程中桩靴承载特性影响的研究。Mao等[9]在选取按比例变化的偏心距比条件下，通过软件拟合出峰值水平反力、不同偏心距与桩坑直径比值的关系曲线，并得出当偏心距比大于等于5D时可以不考虑遗留桩坑影响的结论。毛东风等[10]基于数值模型研究了随桩靴插桩偏心距变化桩靴下方及靠近“脚印”一侧土体的运移形式及变化规律，提出了采用适当的距离和深度进行试“踩”的方法，能够较好地减小桩靴水平滑动力、降低平台滑移风险。

图1 自升式钻井平台桩靴“踩脚印”示意Fig. 1 Schematic diagram of the footprints of the spudcans of the jack-up drilling platform

图2 倒圆锥形桩坑模型符号和参数Fig. 2 Symbols and parameters of inverted cone pile pit model

可见，目前国内外关于传统纺锤形桩靴“踩脚印”过程中不同偏心距对桩靴承载特性的研究较多，而针对减小自升式钻井平台桩靴“踩脚印”插桩作业过程中工程风险的方法与措施的研究较少。因此，本文将基于ABAQUS有限元分析平台，采用耦合欧拉-拉格朗日（CEL）方法[11-12]建立桩靴-地基土体相互作用的三维有限元模型开展相关研究。基于自升式钻井平台作业时桩靴的受力机理、地基土流动机理，对传统纺锤形桩靴的结构型式进行优化，提出六孔莲蓬形桩靴、平底桩靴、内凹形桩靴3种新型桩靴结构，并且借助CEL有限元数值分析方法定量分析3种新型桩靴结构在插桩偏心距为0.5D的“踩脚印”工况下桩靴-地基土体相互作用机制，然后分析3种新型桩靴结构贯入土层后受扰动土体的塑性变形水平范围，以及桩靴倾斜角和桩腿偏移距等与传统纺锤形桩靴结构的差异，最后评估4种桩靴贯入硬黏土覆软黏土的成层土地基中发生穿刺事故的风险，可为自升式钻井平台桩靴结构的设计提供参考。

1 有限元模型及验证

1.1 有限元计算模型建立

本文采用CEL大变形有限元方法且以桩靴插桩偏心距为0.5D、桩坑直径为2D、斜坡角度为 的典型桩坑尺寸为例，建立了自升式钻井平台桩靴踩脚印工况的三维有限元数值计算模型，桩坑模型形状及尺寸参数如图2所示。地基土体模型为长方体，长8D、宽4D、深4D[13]，模型上方预留4 m深的空单元。由于单桩桩靴“踩脚印”的对称性，计算时取1/2对称模型，底部约束3个方向的平动自由度，四周约束法向平动自由度。地基网格采用结构化六面体单元EC3D8R进行剖分，桩靴采用线性减缩积分单元C3D8R划分网格。综合考虑计算精度与计算效率，桩靴及桩坑周围2.5D范围内土体网格采取局部加密，加密区网格最小尺寸为0.5 m[14]，加密区以外区域的网格距离桩坑处越远越稀疏，如图3所示。

图3 地基土体尺寸、网格划分及平底桩靴Fig. 3 Foundation soil size, grid division and flat bottom spudcan

1.2 有限元模型验证

本文利用CEL法建立的计算模型可通过Kong等[4]离心试验结果、Jun等[15]与Zhang等[16]的数值模拟计算结果进行验证。Kong等[4]离心试验在250g加速度条件下进行，试验对应原型桩靴结构尺寸为直径15 m，高度1.75 m，桩腿长度为47.5 m。桩靴结构参数为：弹性模量E=2.1×1011Pa， 密度 ρ=7800kg/m3，泊松比 ν =0.3，且在有限元计算模型中对桩靴进行刚体约束，采用平底桩靴结构型式（见图3）。模型中考虑土的正常固结，其不排水抗剪强度随深度增加而增加，且深层与浅层的变化率不同，其地基土体材料参数如表1所示。

土体本构采用理想弹塑性模型并遵从Tresca强度准则，桩靴与地基土体的接触定义为符合库伦摩擦定律的主从接触面接触型式。切向方向，桩靴与土体接触表面采用罚函数定义摩擦公式；法线方向设为“硬接触”，接触面之间能够传递的接触压力大小不设上限，当接触压力变为0或负值时，接触分离。鉴于典型锥形桩靴侧面积比底面积小很多，忽略桩靴侧面摩擦阻力。对于桩靴底部与地基土体的接触，本文在模型验证中摩擦系数取0.1[15-17]。

表1 地基土体材料属性Tab. 1 Model soil material properties

采用Kong等[4]离心试验结果对本文有限元数值计算模型进行验证（图4）。可见，本文数值模拟与离心试验所得计算结果变化趋势基本相似，但模型计算结果普遍偏大。究其原因是数值模拟采用理想弹塑性土体本构模型，而在离心试验中，由于土体存在一定软化特性，使得桩靴在贯入土体过程中土体更快地回填桩坑和回流，桩靴的水平力达到峰值后的降低速率相较于模型计算结果较快，但桩靴贯入一定深度后两者计算结果最终均会趋近于固定的值，进而验证了本文建立的CEL方法的正确性。

目前针对有限元模型中桩靴与地基土接触摩擦系数的取值研究较少，且由于桩土相互作用的复杂性导致确定其相互摩擦系数的难度较大。高攀等[18]基于CEL方法的模型计算中，设定桩靴与土体之间的切向接触为光滑无摩擦，但在有限元模型验证中未分析桩靴水平滑动力的变化。Jun等[15]与Zhang等[16]在桩靴“踩脚印”有限元模型计算中，建议桩靴底部与地基土体接触的摩擦系数取0.1。毛东风等[10]为了得到准确的桩靴“踩脚印”水平滑移力-垂直方向位移曲线，建议不排水黏性土摩擦系数取0.2～0.3、排水粒状土的摩擦系数取 tanδ。李晶等[19]和Yu等[20]为了揭示摩擦系数对桩靴“踩脚印”贯入过程中桩土相互作用的影响，计算了5种不同切向接触摩擦系数的数值模型，提出了当摩擦系数取值为0.5以上时，V、H、M受摩擦系数影响很小的结论。Xiao等[21]建议在用CEL方法分析结构基础和软土相互作用时，结构基础和地基土之间的界面摩擦系数可设置为足够高的值，以确保破坏发生在紧贴基础的土体内部而非界面处。此时结合考虑软土的应变软化和率效应的土体本构模型，便可以评估软土大变形扰动对界面摩擦阻力的影响。因此，考虑到忽略摩擦系数取值差异对优化后桩靴结构“踩脚印”贯入土体桩靴受力的影响且保证模型计算结果的精度，本文在考虑桩土摩擦的基础上摩擦系数 μ取0.5进行后续数值模拟。

图4 有限元模型计算与离心试验桩靴受力对比Fig. 4 Comparison of finite element model calculation and centrifugal test spudcan force

2 新型桩靴的结构优化机理

2.1 桩靴“踩脚印”桩腿的破坏机理分析

“踩脚印”工况下，传统纺锤形桩靴贯入地基土过程中，桩靴受力机理如图5所示。由于桩靴两侧土体明显的不对称性，桩靴贯入过程中底部地基土体的垂直竖向反力产生偏心矩为e的偏心效应和右侧桩靴挤土效应产生的水平滑动力H。因此，桩靴踩脚印贯入土体后桩靴受到竖向反力V、水平滑动力H和弯矩值为M=eV的相互作用。

实际工程中，桩靴“踩脚印”工况下通常会导致平台下方桩腿产生屈曲破坏。但桩靴参考点RP处的受力作用不足以引起该类事故的发生，若考虑参考点位于桩腿顶部RP1处，则整个桩腿的受力机理如图6所示。桩靴贯入过程中桩腿的竖向反力V和水平滑动力H不会随参考点的变化而变化，但在桩腿顶部RP1处由于水平滑动力力臂L（桩腿长度）的存在，产生大小为Ma=LH的附加弯矩。因此，桩腿RP1处的总弯矩为Mt=Ma+M，且实际工况中桩靴“踩脚印”后桩靴倾斜角与桩腿偏移距见图7。为了更加直观表现桩靴“踩脚印”后桩靴-地基土体相互作用下桩靴与桩腿变化趋势，引入2个标准化参数，即桩靴受力相对倾斜角 α=tan-1(H/V)和桩腿偏移距 δ =Mt/V。其中，正值水平滑动力代表桩靴受到滑向桩坑的作用力，正值弯矩代表桩靴右侧先接触土体导致的逆时针方向弯矩。

图5 倒锥面受力机理Fig. 5 Force mechanism diagram of inverted cone

图6 桩靴踩脚印桩腿破坏机理Fig. 6 Failure mechanism diagram of pile leg with footprints of spudcan

图7 实际工况中桩靴踩脚印后倾斜角与桩腿偏移距Fig. 7 Diagram of the inclination angle and the offset distance of the spudcan after the pile boots step on the footprint in the actual working condition

2.2 新型桩靴结构型式优化设计思路

如图6所示，桩靴踩脚印贯入地基土过程中，自升式钻井平台桩腿产生屈曲破坏的主要原因是参考点RP1处产生了较大的附加弯矩Ma，若能减小桩靴插桩作业右侧受到的水平滑动力H，将有效降低平台桩靴二次插桩的滑移风险。纺锤形桩靴插桩作业过程中，地基土体的反作用力垂直于下锥面（图8），该作用力在边角θ 的影响下会产生水平向附加应力，增加了桩靴“踩脚印”时水平滑动的风险。因此，本文在纺锤形桩靴结构型式的基础上开展优化设计。首先在保留最底部突出的防滑锥尖的前提下，去掉下部分倒锥体，使桩靴底部只承担垂直土反力V。为了进一步减小桩靴右侧水平滑动力的作用，考虑到桩坑斜坡角θ 的作用机理，将纺锤形桩靴优化设计成如图9所示的内凹形桩靴结构，使得作用在桩靴底部斜面的地基土反力在边角θ1的影响下产生与水平滑动力相反的水平向附加应力，因此抵消一部分桩靴贯入土体过程中因挤土效应产生的水平滑动力。为了评估桩靴边角 θ1对于减小桩靴“踩脚印”滑移风险的影响，本文设计了2种不同边角 θ1的 桩靴模型，边角θ1大 小分别取 0°的平底桩靴，18.4°的内凹形桩靴。

此外，考虑到平坦桩靴底面会增加桩靴贯入土体的难度，新型桩靴结构型式设计中，针对直径为15 m、裙边高度为1.75 m的桩靴，设置6个直径2.7 m的圆孔。考虑到桩靴上锥体在拔桩过程中受到较大上层覆土阻力，通过截取蛋壳钝端部分曲线取代桩靴上锥面来获得拔桩阻力较小的新型桩靴结构。综上，提出一种新型的桩靴结构型式—六孔莲蓬形桩靴，实现对桩靴结构型式的优化设计，六孔莲蓬形桩靴结构视图如图10所示。本文将基于偏心距为0.5D“踩脚印”工况，研究3种新型桩靴与纺锤形桩靴踩脚印桩靴承载特性和桩腿屈曲破坏风险的评估。

图8 纺锤形桩靴受力机理Fig. 8 Force mechanism diagram of spindle-shaped spudcan

图9 内凹形桩靴结构受力机理Fig. 9 Force mechanism diagram of concave-shaped spudcan

图10 六孔莲蓬形桩靴结构视图（单位： m）Fig. 10 View of spindle-shaped spudcan structure (unit: m)

3 桩靴“踩脚印”承载特性分析

为了分析本文提出的3种新型桩靴相较于传统纺锤形桩靴“踩脚印”后桩靴承载特性的差异，基于CEL有限元分析模型，首先分析4种桩靴“踩脚印”工况时V、H、M曲线变化趋势的差异，然后定量分析各种桩靴贯入时土体塑性变形水平范围的变化规律，最后对比分析优化后的3种新型桩靴相较于传统纺锤形桩靴“踩脚印”后桩靴倾斜角与桩腿偏移距的差异。

3.1 V、H、M曲线分析

图11给出了传统纺锤形桩靴、六孔莲蓬形桩靴、平底桩靴与内凹形桩靴这4种类型桩靴在偏心距为0.5D的桩坑处插桩时桩靴受到的竖向反力V、水平滑动力H、弯矩M曲线的变化趋势。图11表明，自升式钻井平台桩靴贯入土体过程中六孔莲蓬形桩靴受到的竖向反力V与纺锤形桩靴相似，而平底桩靴与内凹形桩靴偏大。对于水平滑动力H与桩腿顶部RP1处弯矩而言，纺锤形桩靴相较于另外3种形式桩靴大很多。

为了更直观反映3种新型桩靴相较于纺锤形桩靴插桩过程中桩靴受力V、H、M曲线的相对变化和桩靴在位稳定性的差异，基于图11所得结果，将3种新型桩靴与纺锤形桩靴插桩过程中水平滑动力H和桩腿顶端RP1处弯矩的峰值及其变化率进行对比，计算结果表明，相同条件下，六孔莲蓬形桩靴、平底桩靴、内凹形桩靴3种新型桩靴结构产生的水平滑动力、桩腿顶部弯矩峰值相较于传统桩靴结构降低值依次分别为32.59%、22.47%、28.18%和26.32%、12.88%、18.02%，可见3种新型桩靴结构型式均能较好地降低桩靴“踩脚印”过程中产生的不利影响。而如图11（a）所示，平底桩靴、内凹形桩靴增加了桩靴结构的承载能力，而六孔莲蓬形桩靴由于桩孔的存在增加了桩靴结构受力的复杂性。

图11 4种桩靴在桩坑附近插桩受力Fig. 11 Forces of four kinds of spudcans inserted near the pile pit

3.2 土体塑性变形水平范围的变化规律

为了对比分析4种桩靴贯入地基后土体受扰动塑性变形区水平范围（图12）的差异，分别取贯入深度为0.38D、0.60D、1.00D、1.50D时桩靴左右两侧土体塑性变形水平范围的最大值进行对比（图13）。最后基于图12，将测量4种桩靴插桩过程中桩靴两侧土体塑性变形水平范围峰值及其变化率的结果进行对比（表2）。

图12 桩靴贯入地基土过程中土体的塑性变形Fig. 12 Plastic deformation of soil during the process of spudcan penetration into foundation soil

由图13和表2可知，桩靴贯入整个过程中，内凹形桩靴左、右两侧产生的土体塑性变形水平范围的最大值均超过纺锤形桩靴；桩靴贯入完成时，内凹形桩靴相较于纺锤形桩靴贯入土体左右侧所产生的塑性变形水平范围的最大值相差最大，其左右侧差值相较于纺锤形桩靴分别增加了33.94%和47.42%。而六孔莲蓬形桩靴在整个贯入过程中桩靴两侧的土体塑性变形水平范围的最大值均小于纺锤形桩靴，且桩靴贯入完成时其左右侧差值相较于纺锤形桩靴分别减小了11.32%和12.71%。而鉴于桩靴贯入深度为0.38D时4种桩靴两侧地基土体不对称性和土体塑性变形水平范围最大值存在较大的差异，本文将通过桩靴贯入深度0.38D时的土体塑性变形图对比分析其产生的原因。带桩孔的莲蓬形桩靴贯入地基土过程中，受平底面挤土效应的地基土一部分贯入桩孔减小了桩靴两侧挤土效应产生的土体侧向滑移范围。而内凹形桩靴由于底部内凹形空腔的存在，挤土作用下的地基土需补足空腔的同时再向桩靴两侧流动，增大了桩靴两侧挤土效应产生的土体侧向滑移范围。综上，六孔莲蓬形桩靴插桩过程中桩靴两侧土体塑性变形水平范围峰值小于纺锤形桩靴与内凹形桩靴。

图13 桩靴两侧土体塑性变形水平范围最大值的变化规律Fig. 13 Variation law of maximum horizontal range of plastic deformation of soil on both sides of spudcan

表2 4种桩靴两侧土体塑性变形水平范围峰值及其变化率Tab. 2 Peak value and change rate of horizontal range of soil plastic deformation on both sides of four kinds of spudcan

3.3 桩靴“踩脚印”后桩靴倾斜角与桩腿偏移距

为了更加直观地对比3种新型桩靴与纺锤形桩靴“踩脚印”后桩靴与桩腿受力的变化趋势，基于4种桩靴插桩过程受力V、H、M曲线，引入桩靴倾斜角α =tan-1(H/V)和 桩腿偏移距δ =Mt/V两个标准化参数，以反映“踩脚印”工况下桩靴受力的相互作用特性（图14）。最终对比表3中4种桩靴防滑桩锥完全没入土层后桩靴倾斜角与桩腿偏移距变化量表明，3种新型桩靴均在一定程度上减小了桩靴“踩脚印”贯入土体过程中桩腿偏移距和桩靴倾斜角，而六孔莲蓬形桩腿偏移距相较于传统纺锤形桩靴最大减小了60.53%，内凹形桩靴踩脚印桩靴倾斜角相较于传统纺锤形桩靴最大减小了66.57%。因此，3种新型桩靴相较于传统纺锤形桩靴均能较好减小自升式钻井平台桩靴“踩脚印”插桩作业时的滑移风险，增大桩靴“踩脚印”工况下自升式钻井桩靴插桩稳定性，可为自升式钻井平台桩靴结构的设计提供参考。

图14 桩靴“踩脚印”后桩靴倾斜角与桩腿偏移距的变化规律Fig. 14 Variation law of spudcan inclination angle and pile leg offset after foot print

表3 桩靴倾斜角与桩腿偏移距变化Tab. 3 Spudcan inclination angle and leg offset variation

4 桩靴穿刺风险分析

自升式钻井平台作业区域往往地质条件较为复杂，海床常常呈现出层状分布特性。当进行预压插桩作业时桩靴若遭遇上硬下软的层状地基，很可能发生穿透上覆硬土层进入下卧软土层的情况，导致穿刺现象。为了分析4种桩靴结构成层土插桩作业发生穿刺事故的可能性，构建了硬黏土覆软黏土的成层土计算模型。上层土厚度与桩靴直径之比（简称为相对厚度比）H/D=0.7，上、下层黏土的不排水抗剪强度分别为60和15 kPa[22]，黏土的有效重度为8 kN/m3，其他参数设置与本文桩靴“踩脚印”单层黏土模型一致。

为了对本文构建的成层土数值模型的可靠性进行研究，将传统纺锤形桩靴分别贯入单层土与成层土时利用数值分析方法与规范及经验公式计算地基土极限承载力的结果并进行对比分析，计算结果如表4所示。对于单层黏土，有限元分析方法与海洋井场调查规范[23]计算结果存在一定差异，约在10%左右。究其原因，本文所设置的单层黏土为非均质黏土，而规范的计算方法为单一均质黏土。而对于硬黏土覆软黏土的成层土，有限元数值分析方法与规范法、Brown和Meyerhof法[24]、投影面积法[25]的计算结果相似，且与任利辉等[26]文章的结论相符合。

表4 桩靴贯入单层土与成层土极限承载力Tab. 4 Ultimate bearing capacity of spudcan penetrating single layer soil and layered soil

对平台插桩穿刺问题进行分析时，通常以穿刺安全系数Fs，即层状地基极限承载力与桩腿最大预压载荷的比值，来表征发生穿刺的可能性。理论上，Fs＞1.0即可进行插桩作业，工程应用时通常认为穿刺安全系数Fs＞1.5时，该井位插桩不会发生穿刺现象。本文建立的计算模型中桩靴贯入过程采用位移贯入法，因此桩靴插桩峰值阻力等于层状地基土极限承载力，4种桩靴的插桩阻力如图15所示，插桩阻力峰值为平底桩靴＞纺锤形桩靴＞六孔莲蓬形桩靴＞内凹形桩靴。即在桩靴贯入成层土时，若施加相同的稳定荷载并插桩到相同深度，则平底桩靴发生穿刺事故的可能性最小，内凹形桩靴穿刺事故可能性最大。

图15 插桩阻力随插桩深度变化Fig. 15 Pile insertion resistance change graph with insertion depth

5 结 语

本文基于自升式钻井平台桩靴“踩脚印”作业时桩靴的受力机理、地基土流动机理，对传统纺锤形桩靴的结构型式进行优化，提出六孔莲蓬形桩靴、平底桩靴、内凹形桩靴3种新型桩靴型式，借助CEL有限元数值仿真分析方法定量分析了优化后3种新型桩靴在插桩偏心距为0.5D的“踩脚印”工况下桩靴-地基土体相互作用机制，得到以下结论：

（1）相同条件下，六孔莲蓬形桩靴、平底桩靴、内凹形桩靴3种新型桩靴结构产生的水平滑动力、桩靴顶部弯矩峰值相较于传统桩靴结构降低值依次为32.59%、22.47%、28.18%和26.32%、12.88%、18.02%，说明3种新型桩靴结构型式均能较好地降低桩靴踩脚印过程中产生的不利影响。

（2）桩靴贯入地基土的过程中，平底桩靴与内凹形桩靴左、右两侧产生的土体塑性变形水平范围的峰值均超过纺锤形桩靴；而六孔莲蓬形桩靴在整个贯入过程中桩靴两侧的土体塑性变形水平范围的峰值均小于纺锤形桩靴，且桩靴贯入完成时其左右侧差值相较于纺锤形桩靴分别减小了11.32%和12.71%。α=tan-1(H/V) δ=Mt/V

（3）本文引入桩靴倾斜角 和桩腿偏移距 两个标准化参数，以反映踩脚印工况下桩靴受力的相互作用特性。3种新型桩靴均能较好地减小桩靴“踩脚印”贯入土体过程中桩腿偏移距和桩靴倾斜角，其中六孔莲蓬形桩腿偏移距相较于传统纺锤形桩靴最大减小了60.53%，内凹形桩靴“踩脚印”桩靴偏移角相较于传统纺锤形桩靴最大减小了66.57%。

（4）桩靴贯入硬黏土覆软黏土的成层土过程中，若施加相同的稳定荷载并插桩到相同深度时，平底桩靴发生穿刺事故的可能性最小，内凹形桩靴发生穿刺事故可能性最大。