（油气井工程专业论文）打入式隔水导管竖向承载机理的时效性分析.pdf

t h ea n a l y s i so fd r i v e nr i s e rc a p a c i t yc h a n g e dw i t ht i m e h uh a o j i e ( o i la n dg a sw e l le n g i n e e r i n g ) d i r e c t e db yp r o f iw a n gt e n g a b s t r a c t w i t ht h ed e v e l o p m e n to fo f f s h o r eo i l ，t h et e c h n i c a lr e q u i r e m e n to ft h eo f f s h o r ep l a t f o r m b e c o m e sh i g h e r b e f o r et h ei m p l e m e n to fo f f s h o r ep l a t f o r m ，aj u m b os i z es t e e lp i p em u s tb e d r i v e ni n t oc l a yf i r s t t h i sk i n do fs t e e lp i p ec a l l e dr i s e r , u s e df o ri n s u l a t i n gs e aw a t e rs oa st o f o r mt h ec a n a lo fd r i l lf l u i da n db e a r i n gt h el o a do fp l a t f o r ma n dw e l l h e a de q u i p m e n t i na w o r d ，t h eb e a r i n gc a p a c i t yo fr i s e rb a d l ya f f e c t st h es t a b i l i t yo ft h eo f f s h o r ep l a t f o r m m a n y p r o j c o t sh a v es h o w nt h a tt h eb e a r i n gc a p a c i t yo fr i s e rw a sn o ti n v a r i a b l ea f t e rd r i v e n ，b u t i n c r e a s i n g 、i n lt i m e f o rt h ea b o v e ，t h i sp a p e rw i l la n a l y s i st h ei n i t i a le x c e s sp o r ew a t e r p r e s s u r ec a u s e db yr i s e rd r i v e ni n t os a t u r a t e dc l a y , t h ed i s s i p a t i o no fe x c e s sp o r ew a t e r p r e s s u r ea n dc o n s o l i d a t i o no fs o i l ，s oa st or e s e a r c ht h er u l eo ft h eb e a r i n gc a p a c i t yo fr i s e r w i t ht i m e f i r s t l y , t h ei n i t i a le x c e s sp o r ew a t e rp r e s s u r ed u et or i s e rd r i v e ni n t os a t u r a t e dc l a yi s r e s e a r c h e d b a s e do nt h ed o c u m e n t sw eh a v e ，t h ea r e ao fs o i la f f e c t e db yt h er i s e rd r i v e ni n t o s a t u r a t e dc l a yi sg i v e n o v e ra n a l y z a n gt h ed a t ao ft h ei n i t i a le x c e s sp o r ep r e s s u r ef r o mt h e f o r e i g nd r i v e np i l ee x p e r i m e n t s ，t h ed i s t r i b u t i o no ft h ei n i t i a le x c e s sp o r ew a t e rp r e s s u r ed u e t or i s e rd r i v i n gi sa n a l y z e d s e c o n d l y , t h ed i s s i p a t i o no fe x c e s sp o r ew a t e rp r e s s u r ea n dc o n s o l i d a t i o no fs o i l i s r e s e a r c h e d b a s e do nt h eb i o tc o n s o l i d a t i o nt h e o r y , t h ee n g i n e e r i n gs o 行w a r ef l a ci su s e dt o s i m u l a t et h es c a t t e rp r o c e s so ft h ee x c e s sp o r ew a t e rp r e s s u r e f i n a l l y , t h eb e a r i n gc a p a c i t yo fr i s e r 、i t l lt i m ei sr e s e a r c h e d u s i n gt h ee n g i n e e r i n g s o f t w a r ef l a c ，t h eb e a r i n gc a p a c i t yo fr i s e ri sa n a l y z e d o v e rs e t t i n gf l o wt i m e ，t h eb e a r i n g c a p a c i t yo fr i s e rc a l lb ec o n f n m e da td i f f e r e n tt i m e ，f r o mw h i c hw ec a ng e tt h er u l eo fr i s e r c a p a c i t yc h a n g e dw i t ht i m e m o r e o v e r t h ef a c t o r sw h i c ha f f e c tt h er i s e rc a p a c i t y 讯t l lt i m e a r ea n a l y z e dt o o k e y w o r d ：r i s e r , e x c e s sp o r ew a t e rp r e s s u r e ，c o n s o l i d a t i o n ，f l a c ，b e a r i n gc a p a c i t y 关于学位论文的独创性声明 本人郑重声明：所呈交的论文是本人在指导教师指导下独立进行研究工作所取得的 成果，论文中有关资料和数据是实事求是的。尽我所知，除文中已经加以标注和致谢外， 本论文不包含其他人已经发表或撰写的研究成果，也不包含本人或他人为获得中国石油 大学( 华东) 或其它教育机构的学位或学历证书而使用过的材料。与我一同工作的同志 对研究所做的任何贡献均已在论文中作出了明确的说明。 若有不实之处，本人愿意承担相关法律责任。 学位论文作者签名：垒虽羞盘 日期：2 ，7 年夕月多日 学位论文使用授权书 ， 本人完全同意中国石油大学( 华东) 有权使用本学位论文( 包括但不限于其印 刷版和电子版) ，使用方式包括但不限于：保留学位论文，按规定向国家有关部门( 机 构) 送交学位论文，以学术交流为目的赠送和交换学位论文，允许学位论文被查阅、 借阅和复印，将学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，采用影印、 缩印或其他复制手段保存学位论文。 保密学位论文在解密后的使用授权同上。 学位论文作者签名：签i 丝盘 指导教师签每：刁扯 日期：2 w 7 年夕月2 日 嗍旷夕月衫日 中国石油大学( 华东) 硕士学位论文 1 1 本课题的工程背景 第一章绪论 目前国内海上约有2 亿多吨的油气储量得不到有效的开发，这些储量主要是由一些 小( 边际) 油气田组成。为了配合海上小油气田和边际油气田的开发，需要建一些简易钻 井平台，来进一步降低这些油气田的开发费用，由于使用简易钻井平台，就需要下入大尺 寸钻井隔水导管，使它不仅作为钻完井的井口支撑，还作为简易平台的部分持力结构。因 此隔水导管的承载力状况对于钻井平台的稳定性有着很大的影响。 在近海平台隔水导管的使用中，一个关键的问题就是确定隔水导管的极限承载力， 但是由于管土相互作用机理的复杂性以及施工现场土体的变化，试图通过一种完善的理 论或方法来确定隔水导管承载力是相当困难的。大量的工程实践和科学研究已经表明， 隔水导管的承载力在打入完成后并不是一成不变的，而是随着时间的推移，有逐渐增大 的趋势，这就是隔水导管承载力的时间效应。因此，如何计算隔水导管的承载力，特别 是隔水导管的承载力随时间的增加，对于近海平台的施工是个十分重要的课题。 对于近海平台隔水导管承载力的时效性研究具有重要的实际意义和经济意义，但是 这又是一个比较复杂的研究课题，因为它涉及到对诸多影响因素的认识，如管一土的相 互作用，隔水导管荷载的传递机理，荷载的分布规律，隔水导管打入对土体的影响，引 起的超孔隙水压力的分布及消散，土体在固结过程中强度的恢复等等，人们迫切需要对 隔水导管的打入机理及其时间效应有比较明确的认识。国外对此研究较早，国内的研究 工作则始于八十年代，但尚处于探索阶段。因此本课题研究饱和软粘土中隔水导管打入 引起的超孔隙水压力的分布、消散及对隔水导管承载力的影响的预测，不仅有利于理论 认识的提高，而且对于工程实践也有很大的指导意义。 1 2 国内外研究现状 1 2 1 隔水导管打入过程的分析 近海平台的隔水导管，一般采用锤击打入法，对于隔水导管的打入分析，常采用的 有两种方法：动力打桩法和波动方程法【l 】。 动力打桩法多采用h i l e y 公式。该公式是通过能量转换关系推导出来的，它将导管打 入土中克服土阻力所需的能量，具体反映在锤击一次使导管打入土中的进深，即导管贯 第一章绪论 入度s 上。该公式源于短小桩计算，对近海平台结构，由于视桩为刚体，假设土阻力集 中在桩( 管) 底部，且参数为经验取值，因而受到限制。 波动方程法是现今用于打桩分析的主要方法。将锤一桩( 管) 一地基土视为完整系 统，并对各部分予以模拟，对导管在竖直方向取微分段出，时间间隔讲，做动态传递 分析，按差分法解算，并以此判定所用锤、桩( 管) 的可打入性，预计导管所能克服的 桩阻力及可入土深度，进而对锤、桩( 管) 配套进行优化选择。 波动方程的理论与方法比较完善，但由于实际情况是受多种因素( 如群管间距，管 内土塞高度对入土深度的变异，施工过程并非连续作业完成) 影响的，如何考虑土壤参 数的变化与选取是能否保证成果准确性的关键，现有的分析结果归属于较理想的状态， 可用于控制性的预测。 在隔水导管的打入过程中，周围土体的应变和应力状态发生变化，对于这一过程的 研究有以下几种理论方法【2 】： ( 1 ) 极限承载力方法； ( 2 ) 圆孔扩张方法； ( 3 ) 应变路径方法： ( 4 ) 模型实验方法。 下面对以上几种理论方法进行简单阐述。 ( 1 ) 极限承载力方法 极限承载力方法最早应用于贯入课题的研究方法之一。该方法建立在贯入阻力等于 土体中圆形基础的破坏荷载的假定基础上，又可以分为极限平衡方法和滑移线方法。 极限平衡方法中，首先假定破坏机理，然后分析土体的总体平衡，得到破坏荷载， 由于这种方法的简单性，该方法在土力学中应用很广泛。在滑移线方法中，将屈服准则 引入平衡方程中，进而得出土体的塑性平衡微分方程，由它们来构造滑移线网格，得出 应力场，从而得到破坏荷载。s o k o l o v s k i ，m a y e r h o l f , k o u m o t o 等学者都对此方法做了 研究3 】【4 】5 】。 极限平衡方法忽略了土体的变形，仅满足总体平衡方程，并且大部分解答要求使用 形状系数进行修正：滑移线方法虽然得出了滑移网格内的应力场，但是无法计算该区域 外的应力分布。虽然极限承载力方法在数学上简便，但是它没有考虑在贯入后土中应力 增大对承载力的影响，而这一点在软粘土中是非常重要的。 ( 2 ) 圆孔扩张方法 2 中国石油大学( 华东) 硕士学位论文 圆孔扩张方法首先假设土体是理想的弹塑性材料，服从t r e s c a 或摩尔库仑屈服准 则，根据弹塑性理论，寻求无限土体内具有初始半径的柱形孔受均匀内压力时扩张的一 般解答。随着桩体的贯入，土体中一定深度处逐渐出现半径为桩径的孔洞，周围的土体 进入塑性状态，因此一般采用柱形孔扩张来模拟桩身附近土体的变形。b u t t e r f i e l d 和 b a n e r j e e t 6 】首先采用平面应变条件下的柱形孔扩张来解决桩体贯入问题。他们假定： 土体是均匀、各项同性的理想弹塑性材料，服从摩尔库仑屈服准则； 土体是饱和的，不可压缩的； 小孔扩张前，土体的各向有效应力相等。 根据以上假定，他们求出了土中各项应力及径向位移的表达式。同时他们采用方程 求解桩体贯入引起的初始超孔隙水压力： a u = + 口 ( 1 - 1 ) 圆孔扩张方法把复杂的问题简化为一维模型，可以同时考虑土体的弹塑性变形，较 极限承载力方法有很大的进步近来此方法又被发展为可以考虑材料应变软化、应变硬 化等土体特性的方法，土的本构模型也由简单的模型发展为修正剑桥模型等。 ( 3 ) 应变路径方法 由于圆孔扩张方法将一维的模型应用于桩体贯入这一三维问题，它假定应力只与径 向坐标有关，而与竖向坐标无关，忽略竖向摩擦阻力的影响，为了克服圆孔扩张方法的 缺点，b a l i 曲提出了应变路径法【刀，n 脯u t h o u l s b y ，t e h 等人的发展【8 1 1 9 1 。该方法假 定在理想弹塑性的土体中，土的变形可在不考虑本构关系的情况下，对速度求积分求出 变形，然后由微分求出应变。 将桩的贯入模拟为单个边界以速度v 扩大的球形孔沿竖向匀速运动。通过对应变路 径的描述，从而得出桩体贯入时土体位移和应变的变化情况。较圆孔扩张方法，应变路 径法可以考虑桩体贯入时土体变形和竖向坐标的关系，可以给出土体位移和应力的大致 分布情况，是一个很大的进步。 ( 4 ) 模型实验方法 由以上几种方法的分析可见，对土体中沉桩问题的严格分析难度较大，所以人们便 借助与模型实验以建立沉桩阻力和土体性质之间的经验关系式，通常建立的经验关系有 以下三类：与相对密度的关系、与内摩擦角的关系、与状态参数的关系。 模型实验中重要的问题就是土体位移、应力和超孔隙水压力的量测，人们在这方面 3 第一章绪论 已经取得了许多经验h a y e r h o t f l 0 ( 1 9 6 1 ) ，b a n e r j e e t 儿1 ( 1 9 8 2 ) ；t ：l l b o n d 1 2 j ( 1 9 9 1 ) 蜊e 桩体上 安装摩擦力和侧压力测量元件，测量模型槽中桩体沉入过程中的应力变化。国内刘祖德 【1 3 】等均对模型实验作了一定的研究。 模型实验方法能够直观真实地测量桩体贯入时土体具体情况的变化，通过数据处理 得到一定的经验公式，因此对于不同的桩体贯入方式都可以有较好的解决方法。 以上几种分析方法中，极限承载力方法、应变路径方法、圆孔扩张方法都是在静载 试验的基础上进行理论分析得到的结论，并不能够反映桩体的动力打入过程对周围土体 的影响；而模型试验方法则没有这方面的问题，通过在桩体安装测量元件可以直接得到 数据，因而可以分析动力打桩过程对周围土体的影响。 1 2 2 隔水导管的土塞效应 隔水导管在被打入土体的过程中，大量的土体涌入管内，称管内的土柱为“土塞 ， 也称之为“土芯 。隔水导管和闭口桩相比较，排土量减少，对导管周围土的挤土效应 减弱，而且存在土塞与导管内壁复杂的相互作用，因此，土塞作用使得导管的沉桩性状 比闭1 2 桩沉桩性状更复杂，对导管打入的性状和导管的承载力影响非常大【1 4 1 。 在隔水导管的打入过程中，随着导管不断地贯入土层，导管内土塞长度的变化情况 是反映土塞性状的一个重要指标，国内外大量的试验和现场实测资料表明，导管内土塞 长度与导管的直径及土层的性质密切相关。在导管打入过程时，土塞形成与否及土塞的 长度随土层的软硬及其层序而变，当导管穿越软塑一流塑状态的淤泥质粘土层时，土塞 率变化不大，软粘土中的土塞长度远大于硬粘土中的土塞长度，导管的直径越大，管内 土塞长度也越大。 我国沿海软土地区大量实际工程的开口钢管桩沉桩中土塞长度与贯入深度和桩径 的关系表明：当桩径一定时，土塞长度与贯入深度基本上成线性关系，土塞长度随桩径 的增加而增加。直径6 0 9 6 m m 钢管桩的土塞率( 土塞长度与贯入深度之比) 约为0 7 ，而 直径1 2 0 0 m m 钢管桩的土塞率接近于1 【1 5 】。陆昭球等人【1 6 】对大量直径6 0 9 6 m m 、壁厚1 2 m m ， 直径6 5 0 m m 、壁厚1 4 m m 钢管桩进行打桩试验，管内土塞高度实测结果表明，钢管桩土 塞率为0 6 2 - - 0 8 3 ，而且发现桩管内土塞高度一般受表层土影响较大，表层土越硬，最 后的土塞高度越低。 土塞对于管桩的打入性分析及承载力预估的影响是一个特别复杂而重要的问题，主 要因为土塞与桩管内壁相互作用的力学机制非常复杂。建立相对能反映土塞作用机制的 4 中国石油大学( 华东) 硕士学位论文 合理模型，选择适宜的模拟方法，是深入研究开口钢管桩沉桩性状及承载能力的一个重 要方面，但是到目前为止还没有能精确描述土塞作用的模型和分析程序的报道，因此工 程上考虑土塞效应一般结合实际工况将打入一定深度的导管视为闭口桩进行计算。 1 2 3 隔水导管打入完成后承载力分析 桩体承载力( 尤其饱和粘土中) 随时间而增长的现象在上个世纪初就已经被注意。 表1 1 【1 7 1 列出了国内外报道的部分资料。由于表1 1 中的资料来源、试桩的间歇时间和地 基土的性质都不尽相同，虽然难以对这些资料进行直接的比较，但承载力随时间的增长 都是明显的。 表1 1 单桩承载力随时间的变化 t a b l e l - 1p i l ec a p a c i t yg a i nw i t ht i m e 序 年份 地 土质情材 形 截面尺桩长 休止时间 承载力( 变化) 号点 况料 状 寸e m i n( 天) 丹冰渍粘 l1 9 4 0 木圆 r = 4 36 l ，7 ，2 89 7 0 ，1 0 8 0 ，1 3 0 0 k n 麦 土 美粉质粘第二次是第一次的5 4 21 9 5 5 钢管 r = 1 54 。5l ，3 3 国土倍 上 预 第二次是第一次的1 9 31 9 6 0 软粘土制方 5 0 * 5 02 1 1 4 ，2 1 0 海倍 r c 挪粉质粘第二次是第一次的3 6 41 9 6 1 木圆 r = 3 51 3 3 ，7 9 6 威土倍 日 第二次是第一次的2 5 51 9 6 1 软粘土钢圆 r = 3 06 6l ，2 8 本倍 天 预 第二次是第一次的1 4 61 9 5 8 软粘土制方 4 5 4 58 24 2 ，2 4 0 津倍 r c 上粘土，亚 预 0 ，1 4 ，1 3 7 ， 3 0 0 ，1 4 0 0 ，1 7 6 0 ，1 8 6 0 ， 7 | 制方 5 0 5 02 4 5 海粘土 2 9 7 ，4 0 91 9 3 0 k n r c 浙硬塑粉 预 8 1 9 9 1 制方 4 5 4 53 l 1 0 ，3 1 ，6 l ， 3 1 0 0 ，4 2 9 0 ，4 5 0 0 ， 江 粘土 9 l4 6 6 0 k n r c 浙硬塑粉 预 9 1 9 9 1 制方 5 0 5 0 2 5 8 1 0 ，3 l ，6 l ， 2 8 3 0 ，3 1 5 0 ，3 3 5 0 ， 江粘土9 l3 4 7 0 k n r c 桩体承载力在不同时期的增长率是不同的。人们曾对不同间歇期的桩进行试验，发 现在沉桩后初期桩的承载力增加较快。根据表1 1 中部分资料绘成的桩的承载力随时间 5 第一章绪论 变化的曲线，反映了同一个规律：桩的承载力随时间而增长，初期很快，后期逐渐减缓， 最后桩的承载力趋向于某个定值。 为了讨论方便并很好的描述这一规律，本文拟对隔水导管的承载力的概念加以拓 展。导管的承载力是时间的函数，即q 之f ( t ) ，也就是说导管极限承载力是随时间而变 化的，导管在不同时刻的极限承载力是不同的，比如：q o 是导管的初始承载力，q 2 。d 是 导管打入2 0 天后的极限承载力，q 是导管的最终承载力。 隔水导管的承载力的变化规律与导管周围土在导管打入过程中产生的超孔隙水压 力的消散有密切关系。刘裕斌【1 8 】曾对桩体承载力随时间变化这一问题作过大量的研究工 作，他给出了桩体承载力增长与超孔隙水压力消散的对比关系，并指出。两者有很相似 的规律：沉桩后初期，超孔隙水压力大，消散速度大，桩体的承载力的增长也快；随着 固结时间增加，超孔隙水压力减小，消散速度变慢，最后停止，这时候桩体的承载力也 达到了最大值。 隔水导管的承载力随时间变化的机理是比较复杂的，主要与地基土的特性、固结历 史，打入方式，群管中的管数、管距及其施工顺序等因素有关。 饱和软粘土中打入隔水导管，管周围土体受到急速的挤压，结构性受到破坏，产生 很高的附加应力，这种附加应力在饱和粘土中表现为产生较高的超孔隙水压力，随着时 间的推移，超孔隙水压力逐渐消散，管周土的有效应力也相应增加，土的强度逐渐增大， 使得隔水导管的承载力也得到增加，这就是导管周围土体的固结作用。 导管周围土体的固结作用主要表现在以下几个方面【2 】。首先，由于粘性土有触变性， 受导管打入扰动损伤而损失的强度在固结过程中可以逐渐恢复。第二，固结过程中超孔 隙水压力逐渐消散，土中有效应力和土的摩擦阻力都得到提高。第三，打入过程中，紧 贴导管表面的土体结构被严重破坏形成完全损伤区，固结时，该区的强度逐渐恢复，甚 至大于原始强度。一段时间后，该区将牢固的粘结与导管之上并且随导管一起移动，这 样就形成一个软弱面，此面将是管体破坏时的剪切滑动面，其面积显然大于管身侧面积。 第四，管端土的强度在固结过程中强度也会增长，与管体粘结在一起的完全损伤区土也 使端部受力面积增大，管端承载力也在固结过程中得到增长。 虽然桩体的承载力随时间而增长的现象就已经被人们注意研究，但是由于其自身的 复杂性，很难得到一个很好的计算方法。现有的方法大致分经验公式法和简化理论分析 法两种。 6 中国石油大学( 华东) 硕士学位论文 ( 1 ) 经验公式法【1 7 】 由于土体及桩体参数的复杂性，由不同地区不同统计资料得到的经验公式也不尽相 同，主要有以下几种： 根据上海地区试桩资料统计分析，在同一土质条件下，桩体入土后任意间歇期的 单桩极限承载力可以由下式估算： q = q o + 口( 1 + l o g t ) ( q 。一o o ) ( 1 - 2 ) 式中 q o ，q 分别为初期和最终极限承载力； q 一经间歇时间f 天后的极限承载力； 口一承载力增长系数，主要与土质条件有关，上海地区为0 2 6 3 。 式( 1 2 ) 没有考虑桩体的几何参数对极限承载力的影响，并且要同时知道单桩最终 极限承载力，显然难以实现。文献 1 7 三j i a 考虑不同桩径、桩长因素修正系数，克i i 艮t 以上缺点，得到如下计算公式： q ，= q o ( 1 + ) ( 1 - 3 ) 式中，q = t ( a t + b ) ，口，b 为与桩径、桩长和土质有关的经验系数，可以查表计算，其 余符号同前。 式( 1 3 ) d g 噶的计算，需要查表，不易确定，胡中雄根据统计资料，给出了形式简 洁的经验公式： q = 0 4 3 6 0 l o g ( t 1 9 )( 1 _ 4 ) 以上各种经验公式，都没有对影响承载力的有关因素和复杂机理进行讨论，只考虑 现有资料的纯数字关系，而这些资料的数据容量是很有限的。对于类似条件下桩体承载 力的估算，它们不失是一种简单有效的方法，但是它们毕竟是有很大局限性的。 ( 2 ) 考虑有效应力变化的理论分析法 这种方法主要是从理论上分析桩体周围土体在每一阶段( 沉桩前、沉桩时、固结和 加载等) 中的应力变化，计算任意时刻土体中的有效应力，最后计算该时刻桩体的极限 承载力q ，此方法也被成“真正的有效应力法”。 此方法最初有e s r i g 等【2 0 】提出，而后r a n d o l p h t 2 1 1 对此进行了发展，根据平均有效主应 力的变化，提出了相应的计算公式。但同时存在着一定的缺陷，首先，他们没有考虑各 7 第一章绪论 有效主应力的变化，而是采用所谓的平均值；再者，他们计算的只是应力的最终结果， 而不是他们的变化过程，所以用此方法计算出来的只能是桩体的极限承载力的最终增 量。 国内学者唐世栋【2 2 】对此方法进行了研究，提出了可以计算各阶段超孔隙水压力及有 效应力变化过程的计算方法，进而计算桩的极限承载力在各时刻的增量，有了很大的进 步。 1 3 本文的研究方法 对于隔水导管承载力的研究是近年来随着海洋平台的发展而兴起的，应用的主要理 论也是桩体承载力的相关理论，由1 2 可以知道，人们对饱和粘土中的桩体的沉桩机理、 打桩引起的初始超孔隙水压力、单桩的极限承载力的增长都有一定的认识，并且有了相 对的数值计算方法，但是现在仍然处于探索阶段，同时应用于隔水导管时各计算方法也 存在一定的不足之处。 首先，对于隔水导管的打入过程，大多分析沉桩的文献只考虑了桩体的挤土作用， 未能考虑桩锤作用下锤击沉桩过程这一包括桩锤一桩体一土体系统的复杂动力反映问题。 其次，就导管打入引起的超孔隙水压力而言，虽然人们已经有了经典的二维和简化 的三维计算方法，但是大多情况下讨论的只是初始超孔隙水压力，而不能很好的考虑其 消散过程。 最后，就单桩的极限承载力而言，大多文献提出的方法虽然能够计算桩的极限承载 力在各时刻的增量，但仍然需要对桩的初始承载力进行测量。 基于以上几点，对于打入式隔水导管承载力的分析本文拟对以下几点做探讨研究： ( 1 ) 结合外文文献，对于隔水导管打入产生的初始超孔隙水压力及其分布进行理 论分析，为下一步固结分析做好准备。 ( 2 ) 在b i o t 固结理论的基础上用工程软件f l a c 模拟分析隔水导管打入完成后超 孔隙水压力的消散过程。 ( 3 ) 利用软件可以设置固结时间的特点来分析打入完成后不同间歇期的隔水导管 的承载力。 ( 4 ) 结合工程实例对本论文的模型进行验证。 8 中国石油大学( 华东) 硕士学位论文 第二章隔水导管打入对周围土体及孔隙水压力的影晌 隔水导管在近海平台的施工中一般采用锤击打入，其打入过程是是一个包括桩锤一 导管一土体的复杂动力反映过程，同时由于隔水导管的挤土作用，周围土体中的应力发 生很大变化，在打入过程中隔水导管的管土相互作用和挤土作用下，导管周围的土体中 产生很高的超孔隙水压力，直接影响导管的承载力。本章主要分析隔水导管打入过程中 导管的土塞效应，打入完成后产生的初始超孔隙水压力分布情况。 2 1 隔水导管的土塞效应 隔水导管在被打入土体的过程中，大量的土体涌入管内，称管内的土柱为“土塞”， 也称之为“土芯”。隔水导管和闭口桩相比较，排土量减少，对导管周围土的挤土效应 减弱，而且存在土塞与导管内壁复杂的相互作用，因此，土塞作用使得导管的沉桩性状 比闭1 3 桩沉桩性状更复杂，对导管打入的性状和导管的承载力影响非常大【1 4 】。a p i 规范 仅简单地指出为了减小打桩阻力，可用喷射、气举或钻孔的方法来排除管内土塞，可通 过静力计算来判断是否形成完全闭塞土塞，但是该规范并没有深入介绍有关土塞研究情 况以及如何计算分析，这对按照该规范进行导管设计分析的工程师们来说如何考虑土塞 的影响是非常模糊的。 土塞闭塞有两种状态，即不完全闭塞和完全闭塞。所谓完全闭塞就是土塞所起到的 作用完全像闭i ：3 桩那样，反之为不完全闭塞。其评判标准是管壁作用于土塞的总内摩阻 力、土塞的有效自重以及导管打入过程中土塞的惯性力所形成的垂直向总阻力与管端下 部地基极限强度两者相比较：若前者小于后者，则属于不完全闭塞，管端就刺入土中， 管端土进入管内：若前者大于后者，则土塞已完全闭塞，土塞像“瓶塞一样阻止土体 继续涌入管内，导管就像闭i z l 桩一样贯入土中，土塞长度不再增加。土塞闭塞效应的强 弱和有无，主要取决于管径，在同样的导管规格、土质条件和沉积方法情况下，土塞闭 塞效应的强弱与管径成反比。此外，土塞闭塞效应在不同地质条件地层中的表现，无论 从形成机制、效应强弱，还是特征参数等方面来看，都有着实质上的不同。导管打入对 周围土体的的挤土效应使导管外壁侧摩阻力增大，也会加强土塞闭塞效应。管端土阻力 越大，土塞长度越长，土塞闭塞效应越弱【z 引。 在导管打入过程中，随着导管不断地贯入土层，管内土塞长度的变化情况是反映土 塞性状的一个重要指标，国内外大量的试验和现场实测资料表明，管内土塞长度与导管 9 第二章隔水导管打入对周围土体及孔隙水压力的影响 的直径及土层的性质密切相关。当以粘性土为持力层时，因粘性土的压缩模量低，土塞 的高度大，管端土大量涌入管内，管端土处于未完全闭塞状态，其闭塞程度主要随导管 进入持力层的深度增大而增大，随管内径增大而降低，计算端阻力时管端面积取有效环 形截面积；当以砂性土为持力层时，因砂性土的压缩模量大，土塞的高度小，管端砂性 土如同闭口桩一样破坏，管端土处于完全闭塞状态，其端阻力发挥值与闭口桩相同，故 计算其端阻力时，管端面积取管身全断面面积。 曾经有人认为土塞的高度越大，因管内土塞侧摩阻力的发挥，单桩承载力应该提高 才对，实际上这种说法是错误的。左德祥【2 4 】通过预应力高强混凝土管桩( p h c 管桩) 在不 同土性中的计算单桩承载力、压桩参数与静载试验结果对比，分析了p h c 管桩端阻力、 侧摩阻力分配情况、不同土性中的闭塞效应与单桩竖向极限承载力的相互关系，指出土 塞侧摩阻力的发挥与桩管外土层侧摩阻力的发挥是完全不同的，桩管外侧摩阻力随桩顶 受荷载沉降，自上而下逐步发挥，而土塞侧摩阻力只有当荷载传递到桩端并产生桩端沉 降时才开始由下而上逐步发挥，土塞的高度越大，充分发挥土塞侧摩阻力所需沉降越大， 在工程应用中这种情况是不允许的，即土塞侧摩阻力是不计算的。我国沿海软土地区大 量实际工程关系表明：管径一定时，土塞长度与贯入深度基本上成线性关系，土塞长度 随管径的增加而增加。直径6 0 9 6 m m 钢管桩的土塞率( 土塞长度与贯入深度之比) 约为 0 7 ，而直径1 2 0 0 m m 钢管桩的土塞率接近于1 【1 5 】。 土塞对于导管的打入性分析及承载力预估的影响是一个特别复杂而重要的问题，主 要因为土塞与管内壁相互作用的力学机制非常复杂，建立相对能反映土塞作用机制的合 理模型，选择适宜的模拟方法，是深入研究导管打入性状及承载能力的一个重要方面。 但是到目前为止还没有能精确描述土塞作用的模型和分析程序的报道，因此工程上考虑 土塞效应一般结合实际工况将打入一定深度的导管视为闭口钢管桩进行计算。 2 2 导管打入对周围土体的影响区域 隔水导管锤击入土时，周围的土体受到挤压产生水平和竖向位移，并产生扰动和重 塑。对于不同的区域，导管打入产生的影响不同，越靠近导管，土体性状变化越大，越 远离导管，土体受到的影响越小。 图2 1 【2 2 】给出了打入过程中土体几个性质不同的区域。 a 区：完全损伤区。这区域内的土紧贴管身，经历了很大的位移变形，受管身拖 曳影响土体上下错位，结构性完全被破坏。此区域从管心开始可达到1 4 倍管半径范围。 1 0 中国石油大学( 华东) 硕士学位论文 b 区：塑性影响区。这一区域内的土产生大位移和塑性变形，但没有上下错位，土 的结构性受到一定的损伤。此区域在距离管中心2 1 0 倍管直径范围。 c 区：弹性影响区。土体的变形为弹性变形，超孔隙水压力数值并不大，但可以测 量到，其边界就是通常所说的影响区边界。此区域在距离管中心1 0 2 0 倍管直径范围。 d 区：导管打入对该区域的土产生的影响可以忽略不计。 d 隔水导管 图2 1 导管打入对周围土体的影响 f i g 2 - 1 s o hs i t u a t i o nc h a n g er e s u l t e df r o mr i s e rd r i v i n g 2 3 导管打入对孔隙水压力的影响 隔水导管的打入过程相当于不固结不排水过程，由于打入过程中隔水导管对周围土 体的挤压作用，使导管周围土体结构发生破坏，产生很高的附加应力，这种附加应力在 饱和粘土中表现为产生较高的超孔隙水压力，而正是打入过程中超孔隙水压力的产生及 消散引起土体固结，导致隔水导管承载力在打入完成后仍有变化。 对土体中的孔隙水压力，t e r z a g “( 1 9 2 5 ) 首先提出著名的有效应力原理2 5 1 ，他指出， 饱和土是由土颗粒和水组成的两相体，当外荷载作用时，这些荷载是由土骨架承担还是 由孔隙水承担，涉及到土骨架和孔隙水两个受力体系的问题。t e r z a g l l i 给出了饱和土体 的有效应力表达式： 仃= 仃一砧 ( 2 - 1 ) 式中盯一总应力： 一有效应力： 1 1 第二章隔水导管打入对周围土体及孔隙水压力的影响 比一孔隙水压力。 对于桩体贯入过程产生的初始超孔隙水压力的研究，国内大部分学者都没有考虑打 入方式的区别，基本都是在静载试验的基础上进行分析，这些方法对于分析隔水导管锤 击打入饱和粘土过程中产生的初始超孔隙水压力并不适用，因此如何正确考虑导管打入 产生的超孔隙水压力是解决动力打桩问题的一个关键。国外许多学者采用模型试验方 法，基于实际工程数据，对于动力打桩过程产生的初始超孔隙水压力的研究分析，得到 了一定得成果。 p a i k o w s k y 2 6 1 ( 1 9 9 5 ) 在收集大量试桩试验数据的基础上，给出了在不同超固结比 ( o c r ) 粘土中，桩体打入产生的初始超孔隙压力分布图： 图2 - 2 初始超孔隙压力分布图 f i g 2 - 2 i n i t i a le x c e s sp o r ep r e s s u r ed i s t r i b u t i o n 这里，p a i k o w s k y 考虑了深度影响，将产生的超孔隙压力与土体有效应力结合起来 进行分析。提出了标准初始超孔隙压力n i e p p ( n o r m a l i z e di n i t i a le x c e s sp o r ep r e s s u r e ) 的概念：初始超孔隙压力与轴向有效应力的比值，以及标准半径( n o r m a l i z e dr a d i u s ) 的概念：离开桩中轴线距离与桩半径的比值。从图中可以看出，标准半径越大即离开桩 身越远，标准初始超孔隙压力越小，当标准半径超过3 0 时，标准初始超孔隙压力趋于零。 1 2 5 4，一， l v ，tj、昌q-葛研錾e厶盈叠簧回-，墨i葺coz 中国石油大学( 华东) 硕士学位论文 而对于桩土接触面，即标准半径为1 时，p a i k o w s k y 在大量试验数据基础上提出了下面的 方程： 式中 “，一初始超孔隙压力； a u - t ：2 2 9 - + 0 5 7 吒 ( 2 2 ) 一轴向有效应力。 土体的超固结l 匕( o c r ) 对于标准初始超孔隙压力的影响可以用式( 2 - 3 ) 表示： 等：1 9 0 + 0 1 5 4 ( o c r )( 2 二3 ) 吼 在p a i k o w s k y 的研究基础上，e d w a r d 2 7 继续对打入粘土中桩体进行研究。2 0 0 4 年， 美国麻萨诸塞州公交部门出资，u m a s sl o w e l l 技术工程研究实验室对桩体承载力随时间 变化进行实验分析，这项工程对大量不同类型的桩进行打入试验，并通过设置测量元件 记录实验数据以分析承载力变化，并对其中三根半径3 2 4 c m ，厚1 3 e r a ，长3 1 4 m 的闭口 钢管桩，半径3 2 4 c m ，厚1 3 c m ，长2 4 4 m 的闭口钢管桩和边长3 5 6 c m ，长2 4 4 m 的方桩 进行全方位测试，基于不同的土体性质、沉桩方式( 动力沉桩和静压沉桩) 等方面的影 响，监测桩身和桩侧超孔隙压力的产生和消散过程，研究桩的承载力随时间的变化。 e d w a r d 在该项工程的实验数据基础上，基于波士顿土体性质，对打桩产生的初始超 孔隙压力进行研究，并与p a i k o w s k y 的实验数据进行比较，得到图2 3 的结果。 从图2 3 中可以看出，对于桩侧初始超孔隙压力的分布e d w a r d 的实验数据与 p a i k o w s k y 的十分接近，也进一步证明t p a i k o w s k y 提出的在标准半径达到3 0 时，超孔隙 压力基本为零的发现，但是在桩身( 即标准半径为1 时) 的超孔隙压力的结果，两人的 研究则有一定的出入。 e d w a r d 继续在其试验基础上进行研究，对p a i k o w s k y 提出的公式进行修正，得到了 正常固结时，桩土接触面的标准初始超孔隙压力计算公式： 等：1 6 8 ：t ：0 3 ( 2 - 4 ) - 1 7 = i 瓯 而对于桩侧水平方向上标准超孔隙压力，波士顿打桩试验数据结果与p 胡( 0 w s k y 【2 6 】 的分析结果相匹配，可以用图2 3 表示。 1 3 第二章隔水导管打入对周围土体及孔隙水压力的影响 图2 - 3 基于p a i k o w s k y 和e d w a r d 研究的初始超孔隙压力分布图 f 电2 - 3 i n i t i a le x c e s sp o r ep r e s s u r ed i s t r i b u t i o nu s i n gp a i k o w s k y ( 1 9 9 5 ) a n de d w a r d ( 2 0 0 4 ) r e s e a r c hr e s u l t s 对于隔水导管打入饱和粘土产生的初始超孔隙水压力，国内外还没有文献能够给出 恰当的方程能够同时考虑激励力、深度、管径等方面因素影响，因此本文将采用e d w a r d 的模型试验方法得到的实验结果进行初始超孔隙水压力的计算，以进行下一步隔水导管 打入完成后超孔隙水压力消散的数值模拟。 2 4 超孔隙水压力的消散和管周土体的固结 在饱和软土中打入隔水导管会产生很大的超孔隙水压力，它在平面上随着离开管体 距离的增大而衰减，直至在影响边界处趋向与零；在深度上，近似沿深度线性增加。打 入完成后，超孔隙水压力为了在周围土体中达到平衡，必须消散，随着部分孔隙水的向 外渗透，管体周围的土体逐渐向管身回缩，这个过程即为管周土体的固结。 1 4 中国石油大学( 华东) 硕士学位论文 固结过程中，随着超孔隙水压力的逐渐消散，导管打入对土体产生的外加压力也相 应的从孔隙水传递到土骨架上，土体中的有效应力增加，土的强度逐渐恢复，导管的承 载力随之增加，由于粘性土的透水性低，饱和粘性土的水分只能慢慢排出，稳定所需要 的时间也非常长，所以，有必要讨论导管周围超孔隙水压力的消散及饱和粘土的固结规 律。 基于有效应力原理，t e r z a g m 于1 9 2 5 年首次先提出了饱和土的固结理论【2 引，在土的 固结理论和生产实践中就一直占据中心地位，这一理论的基本假设如下： ( 1 ) 土体是均匀的、完全饱和的理想弹性材料； ( 2 ) 土体的变形是微小的； ( 3 ) 土颗粒和孔隙水都是不可以压缩的； ( 4 ) 孔隙水渗流服从达西定律； ( 5 ) 荷载是一次瞬时施加的，并且维持不变；土体承受的总应力不随时间而改变； ( 6 ) 土体中只发生单向压缩变形。 在以上假设的基础上，提出y t e r z a 鲥- - 维固结微分方程： q c 虿0 2 u = _ 0 u ( 2 - 5 ) o tc 箔一 式中 c 一土体固结系数； “一孔隙水压力。 该微分方程式可根据初始条件和边界条件： 当f = o n ，0 z 日 当0 f o o 时，z = h 当o 0 。同时弹簧i 也开始回弹，其对活塞的压力也相应减小，即q 磊 i 一- 盯一一鲥* 趋 籀 一一妇培砑i 一蛳 i * 一蜘一一鲥娩 一一鲥“髓一咀一湘n 珥 i 一洲“蒋- 啮一s 一* 一啼一钿嘲峥3 r _ _ - 0 1 戮 + i a = o 5- 。- = i 冉 、t 、 f ，即接触点处的切向应力超过切向抗剪强度时，则沿切向发生相对滑动。 对于接触面参数法向刚度和剪切刚度，一般取接触面相邻单元平均刚度的十倍，即： 吒= t = l o m a x 式中k ，g 分别为体积模量和剪切模量； 3 6 ( 4 - 4 ) 生 中国石油大学( 华东) 硕士学位论文 z 。i n 一法向方向相邻区域的最小宽度，如图4 - 4 所示。 匿t 4 - 4 业m j n