南海北部區(qū)域沉積黏土基本工程特性及打樁分析*

李書兆 王忠暢 賈 旭 賀林林

(1. 中海油研究總院有限責任公司 北京 100028; 2. 重慶交通大學河海學院 重慶 400074)

南海北部區(qū)域是我國海洋油氣資源開發(fā)的重要戰(zhàn)略區(qū)，也是我國油氣開發(fā)走向深水的前沿區(qū)。該區(qū)域由小于200 m的淺水陸架向大于1 000 m的深水盆地延伸，隨著水深的增加，黏性土逐漸成為沉積物的主要類別。黏性土的工程特性多樣化且難以確定，是海洋巖土工程不確定性的主要來源。目前，對于南海北部區(qū)域沉積黏土的基本工程特性研究還處于起步階段，已有的海洋巖土工程勘察技術主要以渤海土層的工程特性為基礎,主要應用現(xiàn)場原位靜力觸探測試(CPT)、室內土工試驗等手段。工程實踐中，南海油氣場址出現(xiàn)了較多與海洋巖土相關的問題，如油氣項目打樁時經常出現(xiàn)“溜樁”和“易打”現(xiàn)象。因此，研究南海北部區(qū)域沉積黏土的基本工程特性對油氣工程設計及應用具有重要意義。

本文系統(tǒng)收集了南海北部區(qū)域已建油氣田項目的巖土工程數(shù)據(jù)，并針對具體項目所獲得的土樣，開展了若干土性特殊試驗，首次獲取了南海北部區(qū)域代表性土層的沉積特點和工程特性，明確了南海北部沉積黏土基礎物性的特征及分布；結合CPT數(shù)據(jù)，揭示了黏性土力學特性所具有的區(qū)域特征。最后，基于沉積黏土CPT數(shù)據(jù)，分析了南海北部打樁時出現(xiàn)的特殊工程現(xiàn)象，進一步驗證了南海北部黏性土基本工程特性的結論。本次研究把有限、定點測試獲得的土性數(shù)據(jù)和區(qū)域物探數(shù)據(jù)、沉積環(huán)境結合起來，在應用上實現(xiàn)了從點到面的拓展，并從沉積環(huán)境中找到了土性區(qū)域獨特性的成因，從而對南海北部區(qū)域黏性土的工程特性和沉積規(guī)律有了更加深刻和全面的認識。

1 研究區(qū)域概述及巖土工程參數(shù)獲取

1.1 研究區(qū)域概述

研究區(qū)域為A、B、C、D、E、F等6個南海北部區(qū)域油氣田項目場址，其中除F油氣田場址位于南海深水區(qū)之外，其余項目位于水深較淺的陸架或陸坡上緣；A項目位于鶯歌海盆地，其余項目均位于珠江口盆地。珠江口盆地包含了北部的陸架三角洲和南部的陸坡深水盆地，是重點研究區(qū)域。6個油氣田項目基本水深及所在位置的地形概述見表1。

1.2 巖土工程參數(shù)獲取

表1 南海北部研究區(qū)域油氣田場址水深及地形概述

研究區(qū)內的油氣項目均具有較為完整的巖土工程數(shù)據(jù)，分別通過土工試驗、CPT原位測試以及基礎(打入樁)安裝時的原位監(jiān)測等方式獲得。對于F深水項目，沒有使用打入樁，因此無相關的基礎安裝數(shù)據(jù)。F項目的巖土勘察深度較淺，鉆孔深度約20 m，CPT測試深度約40 m，而其他項目的勘察測試深度可達140 m。以打入樁為基礎的導管架平臺，其巖土工程數(shù)據(jù)的獲得主要以常規(guī)土工測試為主，包括基本的物性測試和相對簡單的靜強度和擾動強度測試(如不固結不排水三軸試驗、小型十字板試驗等)；而重力式平臺和深水油氣開發(fā)往往需要更加完備和嚴謹?shù)膸r土工程數(shù)據(jù)參數(shù)。因此，針對獲得的高質量土樣進行了一些特殊試驗測試，包括土樣的礦物組成、鈣質含量、有機質、生成年代、SHANSEP[1]測試以及其他復雜載荷下的力學特性測試，作為對已有數(shù)據(jù)的補充，以滿足工程設計需求。另外，由于每個導管架平臺一般由多個(組)樁基組成，例如D項目中心平臺有4×4=16根樁基，而鉆孔測試或CPT測試一般為1～2個測試點，各個樁基及測試點之間有一定距離，但通常不會大于50 m，這可能造成各樁基及測試點間土層分布及土質特性上的偏差。一個獨立、大型的海洋油氣開發(fā)項目需要種類繁多的巖土工程參數(shù)，本文將從物性指標和力學特性兩方面研究南海北部區(qū)域沉積黏土的工程特性。

2 物性參數(shù)分析

土樣的基礎物性指標包括天然含水率、塑性指數(shù)、顆粒級配、液限等，是常規(guī)工程地質勘察報告的基本內容。研究區(qū)域內各油氣項目場址黏性土的塑性指數(shù)、含水率、液限和顆粒級配見圖1。

由圖1a、b可以看出，在南海北部淺水區(qū)的廣大區(qū)域內，沉積黏土具有較一致的塑性指數(shù)Ip和天然含水率Wc，與F項目為代表的深水區(qū)形成了顯著差異。在淺水區(qū)，黏性土的Wc和Ip隨深度僅有略微減小的趨勢，其在黏性土140 m深度內的均值分別為35%和15；相較于淺水區(qū)，深水區(qū)黏性土的Wc和Ip顯著增大，在海床面處分別為160%和80，在測試深度內隨著深度的增加迅速減小。

圖1 研究區(qū)域黏性土樣的基礎物性比較

在圖1c塑性圖中，淺水區(qū)與深水區(qū)也形成鮮明的對比。淺水區(qū)的土樣大多為低液限黏土，深水區(qū)的土樣都落在高液限區(qū)間。但幾乎所有的土樣都在塑性圖上呈現(xiàn)良好的線性分布，說明它們具有較相似的礦物組成，這與Liu等[2]的研究成果較為一致。海底黏土一般由伊利石、綠泥石、高嶺石以及蒙脫石等礦物組成，依據(jù)海底黏土的礦物組成，結合圖1c塑性圖的分布特征，并對照單純黏土礦物的塑性圖分布[3]，可知南海北部黏性土的基礎物理特性由伊利石和綠泥石所控制。作為參照，墨西哥灣黏性土通常含有大量的蒙脫石。此外，作為熱帶海洋，南海北部陸坡和陸架區(qū)域的沉積物中含有一定的鈣質物，通過測試并結合Liu等[2]的研究成果可知，研究區(qū)沉積黏土的鈣質含量一般小于30%，該含量的鈣質物一般不會對黏性土的強度特性產生明顯影響，但可以消弱土體的黏塑性特征。

在礦物組成成分類似的前提下，黏粒含量的不同被認為是造成南海北部淺水區(qū)和深水區(qū)沉積黏土物性指標顯著差異的主要原因。圖1d中是以相互靠近的淺水區(qū)D項目和深水區(qū)F項目為代表，對比了不同水深區(qū)域黏土樣的顆粒級配，深水區(qū)的黏粒含量約為60%，而淺水區(qū)的黏粒含量小于30%，說明南海北部區(qū)域淺水區(qū)和深水區(qū)沉積黏土的沉積模式不同，即細粒主導的深水沉積模式和粗粒主導的淺水沉積模式。為詳細說明南海北部淺水區(qū)和深水區(qū)與不同海域沉積黏土物性指標的差異性，將不同海域沉積黏土的含水量、塑性指數(shù)和黏粒含量進行了詳細比較，具體見表2。由表2可知，不僅僅是南海深水區(qū)，與世界不同海域沉積黏土相比，南海北部淺水區(qū)的黏性土具有突出的低塑性指數(shù)和低黏粒含量，這些特征可能影響該區(qū)域黏性土的力學特性。

表2 不同海域黏土基本物性參數(shù)比較

3 基于CPT數(shù)據(jù)的力學特性分析

CPT測試包含錐尖阻力qc、側摩阻力fs和超孔隙壓力u2等3個數(shù)據(jù)分量，可用于判定海底土層性質及其力學特性等。由于錐尖處孔隙壓力的影響，CPT測得的錐尖阻力qc并不是真實的錐尖阻力qt，真實的錐尖阻力按式(1)計算。根據(jù)真實的錐尖阻力，可按式(2)、(3)得到土層的不排水剪切強度Su和超固結比OCR值，即

qt=qc+(1-a)u2

(1)

Su=qnet/Nkt

(2)

(3)

CPT數(shù)據(jù)點數(shù)量巨大，且所含土層的類別不一，為突出黏土層的工程特性并便于比較分析，在每個場址的CPT剖面中選出具有典型黏土特征的代表性深度點位，如圖2所示。為根據(jù)Robertson[4]提出的CPT土層分類圖確定不同區(qū)域原位土層性質，對選出的黏土點位數(shù)據(jù)按式(4)～(6)進行歸一化計算，獲得無量綱錐尖阻力比Qt、側摩阻力比Fr和超孔隙壓力比Bq，即

(4)

Fr=100fs/qnet

(5)

Bq=(u2-u0)/qnet

(6)

式(6)中:u0為初始原位孔隙壓力。

圖2 研究區(qū)項目CPT剖面上黏土層深度點位的選取

圖3 不同油氣場址土層歸一化CPT數(shù)據(jù)(Robertson圖引自文獻[4])

根據(jù)式(4)～(6)和CPT數(shù)據(jù)，計算所選油氣場址的錐尖阻力比、側摩阻力比和超孔隙壓力比，并與Robertson[4]提出的基于歸一化CPT數(shù)據(jù)的土層分類圖相結合，研究南海北部淺水和深水區(qū)域沉積土層情況；進而將其與墨西哥灣和西非近海典型項目的土層數(shù)據(jù)結果進行對比，研究南海北部區(qū)域沉積土層與墨西哥灣和西非近海域土層的差異性，如圖3所示。圖3中顯示，在Qt-Fr模型中，南海北部淺水區(qū)土層的Fr值較小，主要分布在3區(qū)(黏土-粉質黏土)內、鄰近1區(qū)(靈敏性黏土)和4區(qū)(粉質黏土-黏質粉土)的交會處，而南海北部深水沉積土層和墨西哥灣和西非海域的沉積土層較為類似，分布在3區(qū)中部偏右側的地方，說明南海北部深水區(qū)沉積黏土與墨西哥灣和西非鄰海沉積黏土性質相似，且南海北部深水區(qū)域土層超固結程度大于南海北部淺水區(qū)域土層；在Qt-Fr模型中，南海北部淺水與深水歸一化數(shù)據(jù)有顯著差異，但在Qt-Bq模型中所有區(qū)域的數(shù)據(jù)結果卻顯示出較高的一致性，均呈帶狀，分布在3區(qū)中部。

為進一步突出并量化上述差異，將各場址Qt、Bq和Fr沿深度進行比較，結果見圖4。由圖4可知，Qt和Bq分布較為一致，說明各區(qū)域黏土層的OCR值及Su相似，但南海北部淺水區(qū)黏性土的Fr值明顯小于南海北部深水區(qū)，前者僅是后者的1/3或更少，說明南海北部淺水區(qū)的黏性土CPT側摩阻力所顯現(xiàn)的重塑強度顯著小于后者。

圖4 不同油氣場址歸一化CPT數(shù)據(jù)隨深度的變化和比較

4 工程打樁分析

實際打樁過程中，首先樁基在自重作用下自由入泥，該入泥過程為準靜態(tài)運動過程，樁基入泥速度可控并盡量保持勻速；隨著樁基入泥深度的逐漸增加，土阻力逐漸增大，當土阻力與樁基和打樁錘有效重量之和相平衡時自由入泥過程結束，此時所對應的樁基貫入深度為樁基的自由入泥深度。隨后，依靠打樁錘輸入能量，樁基克服土阻力能量進一步貫入，通過錘擊分析可得到不同土層深度和樁錘輸入能量所對應的錘擊數(shù)。

由圖4c可知，南海北部淺水區(qū)黏性土具有較低的CPT側摩阻力分量。由于CPT貫入過程與打樁過程相似，所以將南海北部淺水區(qū)黏性土較低的CPT側摩阻力與該區(qū)域導管架平臺打樁時普遍出現(xiàn)的“易打”“溜樁”以及樁基自由(初始)入泥深度計算不準等特殊工程現(xiàn)象相結合并進行分析。打樁過程中，樁受到的土體阻力是影響樁基貫入的最重要因素。對于海洋工程中常用的大直徑開口鋼管樁，在穿越黏土層時樁基所受到的阻力主要由管樁內壁和外壁上的土體側摩阻力構成。為充分說明應用CPT數(shù)據(jù)和不應用CPT數(shù)據(jù)對于打樁分析結果的不同，本文采用2種方法計算樁基貫入時樁受到的土體阻力。

根據(jù)Toolan等[5-6]提出的土阻力計算方法(以下稱為常規(guī)方法)計算不同深度處土體單位側摩阻力為

f=αSu

(7)

式(7)中：α為一個經驗性的折減系數(shù)。根據(jù)我國以往的海洋巖土工程實踐特別是渤海和東海的經驗，α取值范圍一般為0.25～0.40，但在南海淺水區(qū)實際工程應用中，α取下限值0.25時，按式(7)所計算的土體阻力預測的樁基錘擊數(shù)依然顯著大于實際錘擊數(shù)。不排水剪切強度Su可根據(jù)土工試驗、CPT測試數(shù)據(jù)以及式(2)確定。分析認為，該方法不能充分表達圖4顯示區(qū)域內黏土CPT側摩阻力分量的特殊性。

為充分體現(xiàn)CPT側摩阻力分量的特點，根據(jù)Jardin等[7-10]推薦的計算方法(以下稱為CPT方法)，利用CPT的側摩阻分量來直接計算樁基受到的土體阻力，即

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

(8)

式(8)中:fs為土體作用在樁基上的單位側摩阻力;fsr為殘余單位側摩阻力，對于黏土，按式(9)計算;對于砂土，按式(10)計算;fsi為初始單位側摩阻力，對于黏土，fsi是CPT測得的側摩阻力,對于砂土,按式(11)計算;k為衰減因子，用于評估打樁過程中土體在循環(huán)激振荷載作用下強度不斷衰減的疲勞效應，按式(12)確定；d為某一土層的深度;p為樁基在某時刻的貫入深度。

(9)

fsr=0.2fsi

(10)

(11)

(12)

采用常規(guī)方法和CPT方法計算南海北部區(qū)域不同場址樁基的土阻力，比較結果見圖5。從圖5中可知，采用2種方法計算的樁基土阻力存在明顯差異。當樁基入泥較淺時，常規(guī)方法與CPT方法較為接近；但隨著深度的增加，CPT方法小于常規(guī)方法的趨勢愈加顯著，當樁基入泥深度到達100 m時，基于CPT計算方法得到的土體阻力僅約為常規(guī)方法計算結果的60%。

將CPT方法計算得到的土阻力作為輸入數(shù)值，采用打樁分析軟件GRLWEAP計算樁基貫入時的錘擊數(shù)。建立計算模型時，采用與實際樁基相一致的幾何形狀、材料特性、錘頭和打樁能量，并采用了軟件通用的土體阻尼和彈限值。在持續(xù)打樁過程中，當土層類型的變化出現(xiàn)弱夾層時，即在某一強度較大的土層下部存在強度較低的土層時，則可能發(fā)生溜樁現(xiàn)象。

基于能量守恒原理，若樁錘輸入能量與樁基勢能之和大于土阻力產生的能量，則發(fā)生溜樁，直到土阻力能量不斷增加至足以抵抗樁錘輸入能量和樁基勢能之和，即

(13)

當溜樁結束后，隨著土體強度的逐漸增加，土阻力也逐步增大，須再次通過樁錘輸入能量來克服土阻力產生的能力，以促使樁基進一步貫入，該過程為再次打樁過程。

圖5 常規(guī)方法和CPT方法計算研究區(qū)土體阻力的比較

為檢驗CPT方法計算的土阻力是否適用于南海北部區(qū)域土質，將采用該方法計算得到的土阻力隨深度的變化與南海北部淺水區(qū)油氣田的實際記錄進行了對比，如圖6所示。從圖6可以看出，計算錘擊數(shù)與實際打樁記錄吻合較好，其差異在工程允許的范圍之內。但對于C項目，預測結果在55～110 m的深度范圍內與實際打樁記錄有較明顯的偏差，通過進一步研究發(fā)現(xiàn)該打樁記錄與場址土層強度的變化趨勢也不匹配，因此認為上述差異可能是由于該項目打樁錘效記錄不準確所致。

圖6 CPT方法計算南海北部油氣項目打樁錘擊數(shù)結果與實際記錄比較

對于打樁錘擊分析而言，深部土層更為重要；而對于自由入泥深度計算及溜樁分析而言，需要對淺部土層的土阻力具有較為可靠的預測。采用CPT方法計算樁基初始入泥深度和溜樁段深度與實際記錄結果的比較見表3。從表3可以看出，各油氣場址樁基自由入泥深度和溜樁段深度的預測值與實測值較為一致，特別是D項目的預測結果中，CPT方法準確地預測了實際發(fā)生的3段不同程度的溜樁段；對于A項目，50 m深度處CPT測試點位消失，造成計算時沒有捕捉到此處約2.5m距離的溜樁現(xiàn)象。因此，CPT方法可以準確預測樁基的自由入泥深度和溜樁段深度。

表3 采用CPT方法計算南海北部油氣項目樁基初始入泥深度和溜樁段深度與實際記錄結果的比較

以上比較和分析說明，CPT方法計算樁基土阻力是較為可靠的預測方法，計算結果與南海北部淺水區(qū)實際打樁記錄吻合較好，也從應用的角度進一步確認了南海北部淺水區(qū)沉積黏土的特殊性和規(guī)律性。

5 結論

1) 低塑性指數(shù)和低黏粒含量是南海北部淺水區(qū)沉積黏土有別于南海深水區(qū)及世界其他主要能源海域的顯著基礎物性特征，沉積物中不同的黏粒含量是導致2個區(qū)域基礎物性差異的主要原因。

2) 南海北部淺水區(qū)的沉積黏土與深水區(qū)相比，基于CPT結果計算得到的錐尖阻力比及超孔隙壓力比區(qū)別不大，但前者的側摩阻比僅為后者的1/3或更少；南海深水區(qū)沉積黏土CPT各歸一化特征值與墨西哥灣、西非近海等黏土相似。

3) 基于CPT側摩阻力分量的打樁分析方法與實際打樁記錄吻合較好，不僅有效地解決了南海北部淺水區(qū)樁基安裝時普遍出現(xiàn)的“易打”“溜樁”、樁基自由入泥深度計算不準等工程問題，也從側面確認了南海北部淺水區(qū)沉積黏土的特殊性和規(guī)律性。