謝锏輝，李 俊，逯晶晶，楊 昆，朱 慧，賴鐘恒，王豐岳，段夢蘭

(1.深圳海油工程水下技術有限公司，廣東 深圳518067；2.中國石油大學(北京) 安全與海洋工程學院，北京 102249)

在海上油氣田開發(fā)中，為滿足浮式平臺的定位要求，常采用水下獨立樁將平臺錨固于海底，通過張緊錨樁與平臺間的錨鏈，使浮式平臺保持穩(wěn)定，以滿足作業(yè)要求。獨立樁安裝時需要使用水下獨立樁導向架在插樁過程中進行導向，打樁過程中將樁扶正，來滿足一定的安裝精度[1]。獨立樁導向架的軸側圖與主要結構組成如圖1所示，主要由起導向作用的導向筒與起支撐作用的防沉板基礎組成。對導向架防沉板基礎極限承載力的評估關乎到獨立樁安裝的精度與作業(yè)安全性，具有重要的意義。

1—導向筒；2—支撐結構；3—ROV平臺；4—底座。圖1 導向架結構示意圖

防沉板承載力的研究最初是在Pramdtl、Terzaghi、Hansonn等人理論研究的基礎上進行的。2005年Martin和Hazell[2]使用特征線方法給出了粘性土中平行條形基礎在不排水條件下承載力的理論解；2006年Gourvenec等[3]得到了均質土中方形和矩形防沉板基礎在不排水條件下的單向豎向加載的極限承載力系數；2008年Gourvenec[4]采用有限元數值模擬的方法研究了埋設的淺基礎不排水條件下單向和復合荷載作用的極限承載力，得到基礎埋深對條形基礎單向加載模式下極限承載特性的影響；2009年Yun G.J. 等[5]使用三維有限元數值方法研究了不排水粘土上不同形狀(圓形、方形、矩形)淺基礎在V-H-T荷載作用下的破壞特性；2014年Feng等[6]基于三維有限元數值分析方法研究了不均勻粘土中帶裙板矩形防沉板基的承載力包絡線，給出了各二維荷載空間的承載力包絡線計算公式；2016年劉潤等[7]研究了矩形、方形、六邊形、圓形防沉板基礎在相同用鋼量的情況下，承受垂向、水平、彎矩、扭矩載荷組合時的承載特性，并給出了每種形狀防沉板基礎的承載力包絡線的擬合公式；2020年孫立強等[8]針對可折疊式防沉板研究其在V-M加載下的不排水承載力，并分析了防沉板在V-M加載模式下地基土的破壞形式;李書兆等[9]給出了使用API規(guī)范對實際工程設計校核的實例。

1 API規(guī)范計算極限承載力

導向架工作時，防沉板基礎置于海底表層，埋深比防沉板的最小橫向尺寸小得多，屬于淺基礎。淺基礎的極限承載力常采用API RP 2GEO規(guī)范進行評估[10]。

1) 不排水抗剪強度為常值的極限承載力計算公式為：

Qd=(SuoNcKc)A′

(1)

式中：Qd為不排水情況下基礎破壞的極限承載力，kN；Suo為不排水抗剪強度，kPa；Nc為無量綱常數取5.14；Kc為考慮荷載傾角、基座形狀、埋深、底座傾角和海底表面傾角的修正系數；A′為基礎有效面積，m2。

2) 不排水抗剪強度隨深度線性變化的極限承載力計算公式為：

(2)

式中：f是與KB′/Suo有關的修正系數，取值如圖2；K為不排水抗剪強度線性增長梯度，kPa/m；B′為基礎最小有效橫向尺寸，m。

圖2 承載力修正系數f曲線

1.1 基本荷載

水下管匯等使用防沉板的水下設備在進行極限承載力計算時，僅需要考慮結構的自重力。導向架作業(yè)時需要完成插樁與打樁，過程中樁、打樁錘不可避免會與導向架相碰撞，從而產生一定的碰撞載荷[11]。在設計、校核中要同時考慮結構的自重力和碰撞載荷。

1) 導向架結構自重力。

根據Soildworks軟件導出導向架的自重為力987.20 kN。

2) 垂向力。

插樁過程中，樁下入到導向架頂部時，可能會發(fā)生樁與導向架之間的碰撞，其中碰撞載荷的大小由經驗公式計算：

Fh=WZS×10%

(3)

Fv=WZS×30%

(4)

式中:Fh為水平方向的碰撞荷載，kN；Fv為垂向方向的碰撞載荷，kN；WZS為錨樁在水中的重力，kN。

錨樁水中浮重為1 362.2 kN，計算得垂向方向的碰撞載荷為408.7 kN。

地基承載力校核時，選擇樁碰撞時的垂直力與導向架自重力之和作為分析地基承載力時的垂向力，即，Fz=987.2+408.7=1 395.9 kN，此時為最危險的情況。

1.2 計算結果

根據導向架工作海域土壤調查結果，土壤參數如表1所示。為保證導向架工作的安全性，獨立樁導向架的承載力校核使用土壤不排水剪切強度的下限值[12]。在設計導向架底座時，為了提高導向架的環(huán)境適用性，為其設計了一套額外的附加防沉板。當海底地基的承載力難以滿足作業(yè)要求時，安裝額外的附加防沉板以滿足穩(wěn)定性要求。等效后的防沉板結構尺寸為10.29 m×8.46 m，安裝附加防沉板之后的結構尺寸為14.64 m×14.73 m。根據API規(guī)范計算的極限承載力如表2所示。

表1 工作海域土壤數據

表2 承載力計算結果

2 極限承載力有限元模擬計算

由表1知，海底土壤的不排水抗剪強度隨深度逐漸增加，但并不完全是隨深度的線性變化，采用API中不排水抗剪強度隨深度線性變化的計算公式具有一定的局限性。因此，本節(jié)采用有限元方法作為補充，按照真實海底土壤不排水抗剪強度隨深度的變化情況，對導向架的極限承載力進行計算。

2.1 有限元模型與接觸設置

圖3為導向架模型的上視圖，導向架上部結構對稱布置，重心位置與形心位置接近，防沉板間通過上部結構剛性連接，近似地認為每塊防沉板在豎向上的位移一致，因此上部結構對極限承載力的結果影響較小，可以忽略，采用的計算模型僅考慮防沉板部分。為了減小土體模型邊界對計算結果的影響，土體模型的長與寬的尺寸為防沉板模型寬度的3.5倍，土體模型的高為34.6 m，地基土與防沉板均使用C3D8R單元進行劃分，有限元模型如圖4所示。

圖3 導向架模型

圖4 土體與防沉板有限元模型

使用不排水飽和粘土來模擬海底土壤，不排水飽和粘土的力學行為使用線彈性理想塑性本構模型來模擬，破壞準則采用Tresca準則(摩爾庫倫準則，摩擦角取0°)。泊松比取0.49，用來近似地模擬在不排水條件下地基體積保持不變，土體重度根據表1土壤資料分層設置。由于地基土體的彈性模量對極限承載力的影響較小，考慮到計算的收斂性與速度，地基土體的彈性模量設置為與不排水抗剪強度成正比，即E=1 000Suo，不排水抗剪強度根據土壤資料分層設置[13]。

防沉板基礎與地基土切向為粗糙的摩擦接觸。采用摩擦因數μ=20的庫倫摩擦來近似模擬基礎與土體接觸面間的切向摩擦行為[14]。法向設置為不可穿透的硬接觸(面面接觸)。

2.2 加載方式

在進行承載力分析時，常用的加載方式有位移控制法和荷載控制法，本節(jié)采用位移控制法確定防沉板基礎的極限承載力，即強制使防沉板產生向下的豎向位移，計算后提取防沉板底部反力來獲得基礎的荷載-位移曲線，與荷載控制法相比，位移控制法得到的基礎荷載-位移曲線更為準確[15]。為了便于后續(xù)提取荷載-位移曲線，在防沉板底部中點設置參考點，并與防沉板底面通過 Coupling 耦合的方式進行約束。

2.3 結果分析

為正確模擬實際地層，需要進行地應力平衡計算。使地基中存在初始應力，而不存在初始應變。地應力平衡步計算完成后，地基的應力與位移分布結果如圖5所示。地應力平衡后的最大位移為4.394×10-14mm，應力在豎直方向上分布均勻，地應力平衡效果很好的模擬了實際情況，可在此基礎上進行后續(xù)的計算分析。

圖5 地應力平衡結果

計算完成后提取參考點反力來獲得基礎的位移-荷載曲線如圖6所示，取兩條直線段延長線交點所對應的荷載為極限荷載。無附加防沉板與安裝附加防沉板的極限承載力分別為1 355.03 kN和3 590.24 kN，與API計算值相差分別為6.0%和3.9%。

圖6 位移-荷載曲線

3 間距與長寬比對豎向承載力的影響

獨立樁導向架的防沉板與水下管匯、管匯終端的防沉板布置形式不同，其區(qū)別在于導向架防沉板間要留有一定的間距，以確保樁的順利打入。在API規(guī)范中，淺基礎的最小寬度是承載力修正系數選取的關鍵影響參數，對于導向架使用的平行有間距的矩形防沉板基礎，探究其寬度對極限承載力的影響也是有必要的。針對導向架防沉板這種特殊布置形式，本節(jié)使用通用有限元軟件Abaqus分析計算了不同間距防沉板的極限承載力，并與單塊防沉板進行對比；在保持間距和防沉板面積不變的情況下，探究了防沉板寬長比對極限承載力的影響。

3.1 有限元模型

圖7給出了防沉板模型尺寸示意圖，防沉板模型長度L=11.505 m，寬度B=3.782 m，厚度D=0.594 m。為探究一般規(guī)律，建立了兩種有限元模型：

圖7 防沉板模型尺寸示意圖

1) 定義間距Ls與寬度B的比值r=Ls/B。r分別取0、0.05、0.1、0.2、0.25、0.5、1.0、1.5、2.0、3.0，其中r=0為無間距時的情況。圖8給出了r=1時的土體與防沉板模型。

圖8 r=1時的土體與防沉板模型

2) 定義寬度B與長度L的比值R=B/L。保持間距Ls=4.074 m，面積B×L=43.51 m2不變，R分別取0.1、0.25、0.5、0.75、1。圖9給出了R=0.5時的土體與防沉板模型。

圖9 R=0.5時的土體與防沉板模型

土體尺寸為40.27 m×40.73 m×34.6 m，將防沉板模型底面耦合約束到參考點處，用來模擬兩塊防沉板間的剛性連接。土壤本構模型、接觸設置、加載方式等參考上節(jié)內容。

3.2 結果分析與討論

圖10為r=0、0.05、0.1、0.2、0.25、0.5、1.0、1.5、2.0、3.0防沉板的極限承載力有限元計算結果及其擬合曲線，隨著防沉板間距的增加，極限承載力呈現出先增大、后減小的趨勢，當防沉板間距為寬度的0.25倍時，極限承載力最大，比無間距時承載力提高了6.8%，當間距超過寬度的1.5倍后，間距對防沉板極限承載力的影響最小，其極限承載力值與無間距時的極限承載力接近。

圖10 不同間距防沉板極限承載力曲線

圖11為R=0.1、0.25、0.5、0.75、1.0時防沉板的極限承載力有限元計算結果及其擬合曲線，隨著寬長比的增加，極限承載力先增大，后減小，當寬長比為0.5時，極限承載力最大。

圖11 不同長寬比防沉板極限承載力曲線

4 結論

1) 導向架在無附加防沉板時API標準計算的極限承載力為1 271.16 kN，安全系數為0.91；使用Abaqus進行有限元計算，得到的極限承載力為1 355.03 kN，安全系數為0.97，有限元結果與API計算結果相差6%，均不滿足承載力要求。

2) 導向架安裝附加防沉板后API標準計算的極限承載力為3 737.32 kN，安全系數為2.67；使用Abaqus進行有限元計算，得到的極限承載力為3 590.24 kN，安全系數為2.57， 有限元結果與API計算結果相差3.9%，均滿足作業(yè)過程中的承載力要求。

3) 豎向承載力隨防沉板間距的增加，呈現先增大后減小的趨勢，當防沉板間距為寬度的0.25倍時極限承載力最大，此時的承載力比無間距防沉板承載力提高了6.8%；當防沉板間距超過寬度的1.5倍后，其極限承載力值與無間距時的極限承載力接近。在用鋼量一定的情況下，適當的增加防沉板間距，可以提高極限承載力。

4) 在保持間距和防沉板面積不變的情況下，隨著寬長比的增加，極限承載力先增大，后減小，當寬長比為0.5時，極限承載力最大。