深海海洋平台基础简介/ v I) _6 U# N. P. F. O) ?; G
张建红 林小静% Q( C1 x7 k9 r1 t1 o: i
(清华大学水利水电工程系,岩土工程研究所)
) [( Q) d7 v# Z6 H" Y6 J( t5 j; S. `# V摘 要 本文介绍了目前深海海洋油气开发中海洋平台系锚系统的岩土工程设计方法。主要讨论了深海6 Q, h# {# _( V/ j$ b
油气开发中两种主要的基础形式细长锚桩和吸力式锚桩的工程应用。
( b. L. V; d k4 w关键词 岩土工程勘探 细长锚桩 吸力式锚桩
( p' v/ F: G( P近海工程中并没有一个严格的界限水深来区分浅海和深海,一般认为大于500m 的水深为深海,因为深海中技术和经济上面临的挑战显著增加。目前在美国的墨西哥湾,人们可以在3000m 的海水中进行油气开采。
7 k( W; C0 z/ d2 f, C8 k( t' a重力式平台和桩基导管袈平台(图1)是浅海中普遍使用的海洋平台形式。为了适应在越来越深的海水中进行海洋油气开发的需要,工程界更多地采用了象张力腿平台(TLP)、立柱式(Spars),船形浮式系统(FPSO)和半潜式平台[3]等,如图2所示。与浅海平台相比,深海平台的系锚荷载显著增加,其主要荷载不再是压载,而变为上拔和水平荷载。这类平台目前最常用的三种基础形式为细长锚桩、吸力式锚桩和竖向承载板。本文主要介绍工程界目前
+ u% Q( ^" K8 J8 z- p$ E5 K& @采用的前两种基础形式的设计方法。
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图1 重力式和导管架平台% k6 S0 v& C# ^$ O
1 地球物理勘探和场地调查
! M7 t: B* _& y/ J' K$ ?7 b$ O深海区域油气开发要求进行较详细的场地调查和地球物理勘探。深海的地球物理勘探主要包括地面(如测海学和声纳扫描)和地基(地质剖面和高分辨率3维地震分析)勘探。目的在于获得海底地基
/ o/ O6 g/ K/ v( \0 K- s的地质条件、预测地质灾害。导致地质灾害的原因有很多,如浅埋断层的活动、地震的发生、海底陡坡导致海底滑坡等,这些地质灾害的危害很大,主要影响系锚系统本身的稳定性。此外,如果采油区出现天然气和石油渗透和涌出,则可能引发火灾、或者使# L( }% i. o) h6 z- Q, i
浮动结构丧失浮力,甚至危及整个工程。
4 N' P# H4 `. h6 C针对基础设计进行的场地调查通常限于泥面下100m 的深度范围。场地调查过程中获取的土样则通过一系列物理力学特性测试,可以提供给设计所需的土层剖面,土的长期力学特性、土动力学特性和土的各向异性强度。深水平台要求对基础周围土性有更准确地把握,从而能够更好地评价在动荷载、长期荷载(如土的蠕变、偏移和固结)作用下系锚结构的承载能力。7 J o$ a, j/ G6 V2 B
深水平台结构系锚的位置相距很远,如图2b 所示。进行现场地球物理勘探时,每个系锚位置至少需要进行一个钻孔或者触探试验(如静力触探)。如果地质条件复杂,需要补充钻孔。如果系锚的结构在勘探完后改变,或者大型系锚系统中最终锚固位置偏离初始设设计的位置,已获得的地球物理勘探资料可能不再适用。1 `/ f6 v# K1 x9 I8 \9 o
钻孔深度最小要等于系锚结构的埋置深度加上影响深度,影响深度取决于基础可能的破坏模式。从工程勘探造价看,竖向承载锚(VLAs)和吸力锚桩因埋置深度小,比较经济。. V4 a# ^" W7 o+ }# X2 l
通过深水钻孔取样,然后对岩样或土样进行室内测试,可以获得岩层和土层分布、土层类型和连续
( T. q: R) c. b) [! j/ Q性;土层容重;应力历史;土的静动、各向异性、不排水、非扰动样和重塑土的强度剖面;渗透和固结特性。长桩和吸力式锚桩设计特别要求测试土的各向异性和动强度,如通过三轴试验或者动单剪试验获得。值得注意的是,进行土体的强度参数测试时要选择与实际荷载环境一致的加载路径,以期正确反映土的力学响应。 t7 o3 j$ c; [/ Y
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图2 深海平台- W7 q6 I% n! D- @5 N& ^
(a)张力腿平台;(b)立柱式平台和分散系锚;(c)船形浮式系统;(d)半潜式平台) `! G+ V8 w! l; v
2 细长锚桩的岩土工程设计* x3 A/ x: s* b# ]: d
图3为用于深水结构的细长锚桩。其设计方法与浅海相应结构没有很大区别。然而深水中,细长锚桩所受的拉力和动荷载增大,因此更严格的岩土
. p8 E% n- x" _5 Z+ X和结构分析有助于进行可靠和经济的锚桩设计。细长锚桩是张力腿平台的主要基础形式,在抵抗不利荷载方面最为可靠。然而,自钻式桩的稳定性和水下锤击入桩的造价,是深水基础面临较大的困难。液压式水下锤击的深度一般限制在2000m
$ F; A( D( l* a) K以内。
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3 _+ R3 x- n5 f# X3 }/ g: N0 U图3 细长锚桩类型
! H. m/ \. G H0 ~细长锚桩的轴向和水平向的承载力是分别考虑的,这主要是因为竖向承载力主要是由桩的下部提供的,而水平承载力是由桩的上部提供的。研究表明,两者之间没有很强的相互作用。细长锚桩的轴向承载力通常采用极限平衡方法分析,在分析其水平向承载力时,将细长锚桩考虑为一个梁。7 Z ^- p& b1 q$ u, v E
张力腿平台的基础桩如果直接连接张力腿,由于桩上部受横向荷载发生挠曲,使得桩上部周围土体可能出现软化,甚至形成空隙。目前设计中忽略上部10m 内的竖向和水平向承载力,竖向承载力会因此减少百分之几,水平向承载力会显著降低。当然更合理的方法是确定发生软化的深度范围。如果张力腿平台的桩间距小,需要考虑群桩效应。2.1 持续荷载的影响# T2 m+ f6 r# z( u' z
深水中的锚桩必须承受比浅水更高的张力和动荷载。与大多数浅海环境不同,持续时间较长的荷载,例如在墨西哥湾的持续数日之久的环流造成的基础上的荷载(持续荷载),通常是深海中锚桩设计的控制荷载。除了荷载幅值增加,这类荷载引起土中的0蠕变0效应。另一种持续荷载是TLP 张力腿中的预应张力。不过,预应张力只占设计荷载中很小的一部分,设计中可能不会太多关注。另有研究表明,如果桩承受的荷载中30%为长期的拉拔荷载,也会因土的蠕变导致破坏。关于这一问题还需要做更进一步的研究。
& A W$ o. z K1 |+ E如果考虑桩在持续拉拔荷载作用下的性能,就要研究对土在这种荷载作用下的特性。长期荷载对土的影响主要表现在排水和蠕变两方面。由于排水的影响在这一条件下可能不显著,因此大部分设计者都忽略了细长桩桩端的反向承载力(见下一部分对吸力式锚桩的讨论)。另一方面,桩端土在长时间剪切作用下达到很高的固结度,由此提高了桩端土的强度,但是在设计中,人们并没有考虑这种因素。为了在桩的设计中考虑蠕变的影响,需要通过试验确定在荷载作用下强度随时间降低的情况,并且把蠕变视为一种强度丧失。2.2 循环荷载的影响/ A: F% \4 A. \8 `5 R9 o
循环荷载会导致土的强度参数的降低。为了描述持续荷载和循环荷载共同作用时所产生的负面影响,通常做出平均和循环应力与破坏前的最大振次的关系等值线图。这张图需要高质量的无扰动原状现场土的室内试验结果。在设计风暴中,循环荷载' {* s+ Y; h6 _& v: c ?
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5 x' j7 I6 {- o 最大振次一般不会超过1000次。" Y* S: S+ I; y0 Q7 G
在美国石油研究所的平台设计手册中,是通过对抗压桩的设计安全系数引入一个偏差系数,来考虑T LP 桩在持续荷载和循环荷载的共同作用的不利影响。这个偏差系数在1.0~ 1.5之间取值。设计者根据场地条件和对设计参数的把握程度来确定,一般设计中偏差系数取为1.33。然而,大部分的T LP 设计者除了完成最低要求所需的适量扩充试验和评价程序外,还使用了最大的偏差系数。
$ ]5 p8 @! {' G" S3 \ H- i8 x6 f1 e3 吸力式锚桩的岩土工程设计0 N/ }( V$ {. a1 @0 s: D: k$ F
吸力式基础从20世纪70年代开始用于近海工程。1994年,挪威国家石油公司在欧洲北海70m 水深的海域,采用吸力式基础建成两座大型导管架海洋平台,标志了这种新型海洋平台基础形式的诞生[4]。吸力式基础由底端敞开、上端封闭的圆桶(象一倒扣的桶),或者多个圆桶通过适当连接组成。圆桶上端封闭端开有抽气孔。基础首先在重力作用下下沉至海底,然后用真空泵通过抽气孔,抽出桶中的气、水和土,桶中形成负压-称为主动吸力,桶内外的压力差将圆桶压入土中,直至圆桶空腔被土填满。吸力式基础正是因这一特殊的安装方式得名。这种基础可以在24小时内安装完毕。当平台需要移动时,可再充气将圆桶从土中拔出。因此吸力式基础可以重复使用。吸力式基础一般有着较大的直径和较小的长径比(长度和直径之比),包括沉井或者桶(Suction caisson or bucket foundation)、吸力式锚和桩(suction anchor,suction pile)% J5 D, Z& _+ }+ Q" C( B
等形式。; A1 u: a* g. [, a# z) d: ^
" b5 {( U; H! }( z2 p图4 吸力式锚桩和安装方法
0 x/ m8 T5 |3 z N6 G6 W吸力式基础不受水深的限制,目前已经在2000米深水中采用了这种基础形式。它几乎能够适应任何荷载环境[4,5],具有较高的承受极限水平荷的能力,能够显著节省安装施工费用,并且可以重复使用,从而在近海工程油气开发中有了广泛的应用。' N! F& ~- ]- x7 }& i; V/ c, U$ C
3.1 吸力式锚桩的安装7 J6 c& a, D v6 A# y' o1 k0 C
入桩方式是吸力式锚桩与细长锚桩的主要区别。图4为一吸力式锚桩。事实上,深水基础安装只有两种可选择的方法:水下锤击式入桩,和吸力式入桩。然而,在无粘性土中吸力式入桩方式可能不是非常有效。由于沉贯过程需要很大的贯入力,但是安全的压力差受到限制,所以吸力式基础的长高比(或者基础形状)与细长锚桩相差较大。对于坚硬粘土,长高比一般介于1~2;对于软粘土,长高比一般介于1~7。
$ j8 K3 a* O$ u当桩顶抽气孔封闭后,封闭在内的水会将基础承受的部分荷载(拉拔)从桩顶传递给土塞,再由土塞传递到桩底,在桩底发挥反向桩端承载力。基础长高比对反向桩端承载力的发挥有重要影响。由于长高比较小,吸力式基础的刚度较细长锚桩大,其承载力主要由不排水桩端承载力构成,包括底部和桩侧承载能力。
# [/ ^4 n- { n2 z( z吸力式基础的荷载是通过锚链传递的,锚链与基础的连接点要低于桩的/最优深度0。对于正常固结粘土,这个/最优深度0主要取决于基础的长高比。比如,对于长高比为5:1的桩,/最优深度0通常是贯入深度的2/3处。由于对基础周围主动区空隙形成的条件和可能性尚有争议,因此通常锚链与基础连接点要稍微低于这一最优深度,使得基础向后倾斜时能够消除空隙。上述的连接方式也可以减少桩被拔出的可能性。这样,吸力式基础在破坏(不包括转动破坏)时,可以达到其最大承载能力。而且,破坏后桩所拥有的残余承载力不会比峰值承载力小太多,使得桩基础的破坏不是脆性的。3.2 吸力式锚桩设计方法. V% t; H6 N) g5 i& q8 |9 d5 \* H4 ]
普遍为设计工程师们接受的两种数值分析方法为:三维有限元分析和极限平衡方法。
5 n7 Q; a$ n* Z D% {5 K- B6 N有限元方法是解决系统和局部偏微分控制方程数学问题的一种手段,有较为严密的理论基础。由于它能够提供闭合的近似解,适应复杂的几何条件、材料特性和边界条件,因此能够更好的描述现场的
E% G& H% k* a# t0 M各种变化,从而在海洋平台基础设计中得到日益广泛的应用。有限元方法在基础设计中的主要应用包括:通过揭示结构性能确定基础设计参数,进行参数敏感性分析,和其他数值分析方法或者离心模型试验结果相互验证。有限元方法的局限性主要表现在确定初始应力状态、把握临近破坏时的弹塑性本构关系及保证非线性数值分析的稳定性等方面遇到的
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" ^( p0 @. o' Q& Q 困难。$ c6 A, y0 \) a
极限平衡方法有两个分支,一是通过研究滑裂面上作用的力的静力平衡和确定滑裂面,利用摩尔库伦准则求得问题的解。另一是假定土体处处达到极限平衡状态的前提下,用特征线法求解应力场,在一定的简化条件下,获得问题的闭合解。极限平衡方法通常假设基础的破坏模式,并引入其他一些简化假定,使问题变得静定可解,从而确定承载力。通常采用二维分析,通过考虑侧边的摩擦来考虑三维效应。这种方法在吸力式基础承载力分析上的应用仍处于起步阶段[2]。极限平衡方法的简化假定使方法的严密性受到损害,极限平衡方法的准确性取决于它所假设的破坏机理与实际情况是否符合。
, t5 g2 I, n3 r0 ]4 u6 R一些研究工作将目标定位在建立轴向和水平向承载力的关系上,并针对一些土层剖面、荷载和桩的位移条件进行分析。通过观察还发现,在相当大的一个荷载倾斜角度范围内,轴向拔出的破坏模式控制着吸力式基础设计。根据这一观察,设计因此简化为考察一竖向加载的吸力式基础。而设计方法则可以参照细长桩轴向承载力的设计方法。此外,有些设计人员提倡采用常规梁柱式分析方法初步确定吸力式基础的尺寸,或者确定短期临时基础的最终尺寸。
" D) g" E0 `5 H: D吸力式基础在安装过程中,锚耳在土中通常会划出一道沟,从泥面开始到锚链连接点处的承载力将被削弱;基础与锚链不在一个平面上,产生扭转力也会降低承载力。不过这两种情况导致的承载力降低大约占百分之几。; W/ q3 ~; j9 T3 b b8 Z5 V( Y0 X5 m$ ]
3.3设计中需要考虑的问题
" }! E( \) [& Y2 Y+ L1 T. ]8 F+ P3 Q与细长锚桩不同,吸力式基础的端部承载力在总承载力中占有很大的比例。如果基础顶部不封闭,或者基础主要受到的是长期荷载,反向端部承载力就不起作用了。由于缺乏吸力式基础在长期荷载下相应的模型和现场试验数据,多数设计者都假定完全排水条件,基础内的吸力完全丧失,因此不考虑反向端部承载力和基础内壁摩擦作用。
2 V; |3 C2 j( p- S0 }4 V观察表明,由于在吸力作用下,桩挤土,土产生向桩内的移动。吸力式入桩对土的扰动导致强度降低,即使完全装配完成后,土也不能再恢复到其非扰动土的状态。目前采用一个折减系数来考虑这一影响,称为NGI(挪威土工所)系数,0.65,表示了单位摩擦强度的折减程度,这一参数被广泛使用。目前对于土与基础内壁之间的位移和摩擦特性,还没有取得一致的结论。
7 e$ y2 E* [7 n+ V7 s5 c# X7 u(1)极限平衡方法1 E6 Y( u) l- p5 E" B6 X2 j
在采用极限平衡方法确定吸力式桩的轴向承载力时,需要合理选取反向承载力因数Nc,该承载力因数能够代表土的各向异性、土的强度,并且能够反映在总承载力中侧摩阻和端承力的比例。反向承载机理类似三轴伸长试验条件,而不是三轴压缩条件。然而,目前设计中所采用的是受压桩的承载力因数。土的强度参数选取同样非常重要,反向承载机理包含一定尺寸的破坏土体,这部分破坏土体延伸至桩端下略大于D/2深度处,D为桩的直径。目前最常用的方法是将桩端下D/2深度内土体强度的平均值作为土的强度。- n* @6 x2 p% O
关于总承载力中侧摩阻和端承力各占比例的问题,通常是针对大直径吸力式桩。因为通过观察发现,在桩发生10%直径的位移时,端承力达到峰值。侧摩阻在略小于上述位移的10%时就已经达到峰值了。峰值后的残余侧摩阻取决于土的稠度和应力历史。对于正常固结粘土,残余侧摩阻大约比峰值侧摩阻减小10~30%。工程应用中,倾向于考虑采用极限端阻力和折减的峰值侧摩阻(代表残余值)。
% S4 M" A" L H$ |# {! E& j(2)有限元方法
$ t; u0 P. z0 V! j! X5 u有限元分析对于工程设计是非常必要的。因为它可以在分析中考虑土的强度,弹性参数,非线性参数,以及一些复杂因素,诸如安装过程中土的扰动、局部软弱土体、基础周围形成的裂隙。计算的桩土位移和假设的残余桩侧摩阻对预测极限承载力有非常显著的影响。土的各向异性对承载力也有非常明显的作用,不同试验(现场十字板、三轴压缩、三轴伸长和直剪试验)的参数预测的承载力会有很大差别。目前设计中采用直剪试验获得土性参数。3 ~% `1 l( I `- }# f8 d: d
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$ g9 v/ Z) Q7 _6 \ K22 |
