馮志鵬

(1. 東北石油大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院；2. 中國(guó)石油新疆油田分公司第二采油廠)

我國(guó)石油修井機(jī)實(shí)施修井作業(yè)時(shí)，為保證起下管柱游車暢通無(wú)阻，通常使機(jī)載井架朝井口方向傾斜一定的角度，井架頂部安裝繃?yán)K(鋼絲繩)經(jīng)由地錨樁錨入土壤內(nèi)，達(dá)到固定安裝的目的。樁土相互作用及其可靠性對(duì)于整個(gè)修井作業(yè)安全有著至關(guān)重要的作用[1]。油田所用地錨樁為等截面抗拔樁，現(xiàn)有抗拔樁研究資料較多集中在建筑用樁及其相關(guān)計(jì)算理論上[2～4]，有的研究?jī)H限于非全尺寸樁的試驗(yàn)研究[5，6]，針對(duì)修井機(jī)工作載荷和油田修井工程應(yīng)用的抗拔樁研究資料可供借鑒的很少[7]。

以大慶油田為代表的我國(guó)陸地油田大多進(jìn)入中后期采油階段，深井、超深井的增加使得修井載荷加大，加密井增多使得井場(chǎng)范圍變小，對(duì)傳統(tǒng)的修井作業(yè)工藝，特別是地錨樁極限承載力提出了更高的要求。針對(duì)實(shí)際井場(chǎng)條件，進(jìn)行樁土抗拔承載理論研究，獲取地錨樁樁土承載規(guī)律，是油田修井安全施工的前提。

筆者通過(guò)打拔樁樁土相互作用過(guò)程分析，系統(tǒng)剖析了抗拔過(guò)程中樁周土界面破壞規(guī)律，建立樁土豎向振動(dòng)力學(xué)模型，提出了地錨樁動(dòng)剛度計(jì)算方法，并將振動(dòng)測(cè)試和機(jī)械阻抗測(cè)試方法相結(jié)合進(jìn)行樁體動(dòng)剛度測(cè)試，實(shí)現(xiàn)全尺寸地錨樁抗拔極限承載力計(jì)算。研究為油田修井打拔樁安全施工和成樁規(guī)范科學(xué)制定提供了理論依據(jù)。

1 地錨樁載荷傳遞及樁土破壞機(jī)理

1.1地錨樁成樁工藝

目前油田多用直徑76.2mm、長(zhǎng)2.5～3.0m的退役油管作為地錨樁。修井前對(duì)修井機(jī)及其井架進(jìn)行安放，用專用液壓式重錘打拔樁機(jī)將其豎直打入井場(chǎng)土內(nèi)，預(yù)留地面部分與井架繃?yán)K連結(jié)，實(shí)現(xiàn)修井井架的錨固安裝。修井完成后再把油管拔出地面，可重復(fù)用于下一口井的修井錨固。

1.2樁土破壞機(jī)理

打樁機(jī)進(jìn)行打樁時(shí)，因等截面油管樁較土層有足夠的強(qiáng)度，且樁置入深度很大，樁被強(qiáng)行打入過(guò)程造成樁周土擠密，樁周土層具備了均勻的抗剪強(qiáng)度，為樁體實(shí)現(xiàn)抗拔功能提供了較好的側(cè)阻力；成樁后，經(jīng)由繃?yán)K與井架頂部連接的地錨樁要時(shí)刻承受修井作業(yè)過(guò)程中由起下管柱引起的沖擊載荷作用，此時(shí)由繃?yán)K傳遞而來(lái)的上拔沖擊載荷，使得地錨樁抗拔承載極限面臨挑戰(zhàn)，其主要組成為樁側(cè)阻力(樁端阻力在上拔時(shí)小到不計(jì))，樁側(cè)阻力極限值即為樁極限承載力。

如圖1所示為地錨樁在上拔載荷作用下樁土界面發(fā)生破壞的示意圖。在地錨樁樁頂施加上拔載荷時(shí)，樁頂逐漸發(fā)生向上的位移，樁側(cè)阻力迅速傳遞至樁周下部較深的土體。隨著樁頂位移持續(xù)增加，樁身側(cè)阻不斷加大，并沿樁體縱深發(fā)展至樁尖。當(dāng)樁頂相對(duì)位移達(dá)到抗拔載荷臨界值時(shí)，側(cè)阻力也達(dá)到極限。此后，樁的抗拔承載力很快下降，樁頂位移急劇增加并開(kāi)始失去承載能力，樁土界面瞬間被破壞，樁土作用力隨之消失，錨固作用失效。

圖1 地錨樁樁土界面抗拔破壞示意圖

2 地錨樁豎向振動(dòng)力學(xué)模型

2.1假定條件

為進(jìn)一步探究地錨樁在豎向載荷作用下的振動(dòng)特性，需建立樁土耦合作用的豎向振動(dòng)力學(xué)模型，事先假定：樁為半無(wú)限長(zhǎng)等截面均質(zhì)桿；樁周土為均勻理想介質(zhì)；忽略樁體上側(cè)阻力的位置差異；樁側(cè)土剪切應(yīng)力與深度無(wú)關(guān)。

2.2地錨樁豎向振動(dòng)力學(xué)模型

建立如圖2所示的地錨樁單樁豎向振動(dòng)力學(xué)模型，樁頂在外力Q(t)豎向作用下，使用彈簧單元與阻尼器耦合模擬樁土相互作用機(jī)制，從中取出一段微元dx，從計(jì)算單元剪切力入手，建立地錨樁縱向振動(dòng)方程。

微元dx的剪切力為：

(1)

圖2 地錨樁單樁豎向振動(dòng)力學(xué)模型

剪切應(yīng)力為：

(2)

定義微元質(zhì)量：

dm=ρAdx

(3)

依據(jù)胡克定律可知：

(4)

按牛頓定律得：

(5)

式中A——樁體橫截面積；

D——地錨樁本體外徑；

E——樁體彈性模量；

K1、K2——常數(shù)；

ρ——樁材料密度。

將上述各式結(jié)合起來(lái)可得樁土共同作用時(shí)的縱向振動(dòng)方程：

(6)

當(dāng)外部擾動(dòng)Q(t)豎直作用樁頂時(shí)，應(yīng)遵循的邊界條件如下[8]：

(7)

式(6)反映了豎向載荷作用下，地錨樁樁土共同作用體的耦合振動(dòng)特征。若忽略橫向振動(dòng)影響，樁體動(dòng)剛度因子和等效阻尼將對(duì)于樁頂動(dòng)響應(yīng)產(chǎn)生直接影響。

3 基于振動(dòng)方法的地錨樁承載力研究

對(duì)于地錨樁振動(dòng)特性的研究，旨在探究地錨樁在特定土況下的抗拔極限承載力，基于此，借助振動(dòng)測(cè)試方法，獲得樁體振動(dòng)機(jī)械阻抗和動(dòng)剛度，推算地錨樁極限承載能力。

3.1抗拔樁極限承載力計(jì)算方法

針對(duì)等截面抗拔樁極限承載力的直接計(jì)算，目前尚未有成熟的方法可供借鑒，目前業(yè)界較多的是利用《建筑樁基技術(shù)規(guī)范(JGJ94-94)》的計(jì)算規(guī)定[9]，利用抗壓樁承載力測(cè)定，并根據(jù)不同的土壤特性考慮折減系數(shù)獲得。較為流行的理論研究方法主要為荷載傳遞法、彈性理論分析法、剪切位移傳遞法及有限單元法等。上述方法在研究抗拔樁極限承載力方面均具有獨(dú)特優(yōu)勢(shì)，但受到土層性質(zhì)、樁體材料、樁土界面條件及施工工藝等因素影響，在直觀表達(dá)和精度上與試驗(yàn)方法相比均在不同程度上受到制約。

3.2動(dòng)剛度測(cè)試方法

樁土體系的動(dòng)剛度綜合反映了樁土作用的實(shí)際情況，樁側(cè)土和樁底土與樁體接觸粘結(jié)愈好，樁的承載力愈高，動(dòng)剛度值對(duì)外表現(xiàn)就愈大。動(dòng)剛度測(cè)試方法以振動(dòng)測(cè)試為手段，通過(guò)獲取樁體振動(dòng)傳遞函數(shù)和機(jī)械導(dǎo)納，換算動(dòng)剛度值，從而獲得對(duì)應(yīng)土況下地錨樁的抗拔極限載荷。

定義樁動(dòng)態(tài)特性的傳遞函數(shù)H(s)，又稱樁的機(jī)械導(dǎo)納：

(8)

式中F——激振力，kN；

s——復(fù)變量，s=σ+jω；

V——振動(dòng)速度，m/s。

傳遞函數(shù)與動(dòng)剛度的關(guān)系：

(9)

式中fM——導(dǎo)納曲線初始直線段上任一點(diǎn)頻率，Hz；

Kd——樁體動(dòng)剛度，kN /m；

|V/F|M——導(dǎo)納曲線初始直線段上任一點(diǎn)導(dǎo)納，m/kN·s。

樁的抗拔極限載荷Pa：

Pa=λKd[S]

(10)

式中 [S]——樁的容許沉降值，mm；

λ——樁的靜動(dòng)剛度比。

4 修井機(jī)地錨樁承載力測(cè)試

4.1測(cè)試系統(tǒng)

建立如圖3所示的動(dòng)剛度測(cè)試系統(tǒng)。由力錘施加激勵(lì)信號(hào)，經(jīng)由電荷放大器放大后進(jìn)入數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。安裝于樁體上的速度傳感器同時(shí)感受激勵(lì)對(duì)樁體產(chǎn)生的振動(dòng)響應(yīng)，并經(jīng)放大后被采集系統(tǒng)采集，激勵(lì)與響應(yīng)信號(hào)由計(jì)算機(jī)同時(shí)記錄和存儲(chǔ)，后經(jīng)力與響應(yīng)的傳函分析，獲得對(duì)應(yīng)工況下的導(dǎo)納曲線，利用曲線反映的樁土系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性，實(shí)現(xiàn)樁體動(dòng)剛度的求解。

圖3 地錨樁動(dòng)剛度測(cè)試系統(tǒng)

4.2現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試

對(duì)大慶油田某采油廠修井機(jī)地錨樁進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，獲得如圖4所示的激勵(lì)力與軸向速度響應(yīng)時(shí)域曲線。

圖4 地錨樁激勵(lì)力與軸向速度隨時(shí)間變化曲線

4.3測(cè)試結(jié)果

相同條件下，分別對(duì)該采油區(qū)塊砂土、粘土和低洼濕土3種土況下的地錨樁動(dòng)剛度進(jìn)行測(cè)試，換算后的地錨樁極限承載力見(jiàn)表1。為了實(shí)現(xiàn)對(duì)上述測(cè)試結(jié)果的驗(yàn)證，利用拉力傳感器對(duì)上述相同工況下的地錨樁進(jìn)行直接拔樁試驗(yàn)。將對(duì)應(yīng)工況下兩種試驗(yàn)方法獲得的樁最大承載力對(duì)比，說(shuō)明結(jié)果一致，相同土況下樁體極限承載力最大誤差控制在5%以內(nèi)。

表1 兩種方法獲得的樁極限承載力結(jié)果對(duì)比

5 結(jié)束語(yǔ)

我國(guó)現(xiàn)役修井機(jī)用地錨樁打拔至今仍沿用20世紀(jì)80年代初制定的要求和規(guī)范，與陸地油田中后期采油井修井工況不匹配，特別是特殊井況下的打拔樁施工，幾乎出現(xiàn)了無(wú)法可依的情形。加之近年來(lái)普遍使用的帶壓作業(yè)修井設(shè)備地錨樁錨固需要，使得地錨樁樁土承載力研究成為一項(xiàng)緊迫的任務(wù)。通過(guò)振動(dòng)理論研究樁土振動(dòng)特性，提取振動(dòng)響應(yīng)，實(shí)現(xiàn)動(dòng)剛度計(jì)算，以獲取地錨樁極限承載力，成為等截面抗拔樁承載力性能研究的便捷、有效方法之一。上述研究存在一定的假定條件，若在研究中充分考慮井場(chǎng)土層參數(shù)變化、樁體變形及樁側(cè)阻位置差異等影響，將使得測(cè)試結(jié)果精度更高，這也是筆者正在繼續(xù)深入的研究工作。

[1] 陳桂娟，鄒龍慶，祝娟，等.地錨樁安裝位置與井架極限承載能力研究[J].石油機(jī)械，2012，40(7)：34～36.

[2] 張正雨，尹曄.抗拔樁和抗壓樁的機(jī)理分析及承載力計(jì)算[J].山西建筑，2009，35(9)：118～119.

[3] 陳小強(qiáng)，趙春風(fēng)，甘愛(ài)明，等.成層土中抗拔樁與抗壓樁的模型試驗(yàn)研究[J].地下空間與工程學(xué)報(bào)，2009，5(z2)：1537～1541.

[4] 馬杰，趙建，趙延林.抗壓樁與抗拔樁受力特性的現(xiàn)場(chǎng)破壞性試驗(yàn)[J].西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2013，48(2)：283～289.

[5] Naggar MHE，Wei J Q.Uplift Behaviour of Tapered Piles Establishen from Model Tests[J].Canadian Geotechnical Journal，2000，37(1)：56～74.

[6] Dash B K，Pise P J.Effect of Compressive Load on Uplift Capacity of Model Piles[J].Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2003，129(11)：987～992.

[7] 鄒龍慶，冷建成，祝娟.用機(jī)械阻抗法確定作業(yè)井架地錨樁的極限承載力[J].地震工程與工程振動(dòng)，2005，25(2)：165～168.

[8] 王成.樁基計(jì)算理論及實(shí)例[M].成都：西南石油大學(xué)出版社，2010：270～282.

[9] 陳岳林，葉煒平，何鴿俊，等.等截面抗拔樁的承載力性狀研究[J].土木工程學(xué)報(bào)，2007，40(z)：174～178.