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预测安装在沙-硬粘土上的自升式桩腿
潘胡，马克·杰森·卡西迪
地址：离岸基金会系统的中心以及地理技术和工程的卓越中心，西澳大利亚大学，斯特灵高速路35号，克劳利,佤邦6009号,澳大利亚
摘 要
目前，移动自升式平台有向更大、能够在更恶劣的环境条件下、在更长的时间内运行的趋势。这样的趋势增加了桩腿底座和操作轴承压力的大小。本文提出了一种新的分析方法来预测载荷穿透剖面，并用离心机实验进行了验证，这种新的方法主要用实验和数值数据对软粘土进行了数值模拟。本文介绍了六种模拟桩腿安装在覆盖着沙子的硬粘土上的离心试验。并用大变形有限元法对其进行了补充，模拟了桩腿在坚硬粘土上的砂土的连续穿透情况。采用改进的莫尔-库仑和特雷斯卡模型来描述沙和粘土的行为，解释了应变软化对土壤反应的影响。这些结果强有力的表明，最近发表的预测峰值能力的分析方法确实可以应用在高轴承电阻和更强的底层粘土方向。然而，为了反映新的结果数据，用于预测底层粘土容量的承载力因子已被更新。目前有一种新的公式被提出，它可以明确地解释增加深度剖面的强度。
关键词：离心机模型、桩腿、沙子、粘土、承载力、穿击
引言
在水深约150米的水中，移动式独立腿自升式钻井平台被广泛用于进行大多数海上钻井。自升式平台单元的设计要考虑更为苛刻的情况，导致桩腿轴承压力的增加。虽然主流的钻井平台类型显示最大垂直安装轴承压力在200 - 600kpa范围内但，一些关于现场情况的报告表明轴承压力较高(见图1)。计算方法用于预测垂直安装桩腿的方法能承受这些压力和适合近海条件吗?
例如，由Craig和Chua(1990)、Teh(2007)、Lee(2009)、Teh et al.(2010)、Lee et al.(2013a)、Hossain et al.(2016)和Hu等人(2014a,2016)在岩土离心机中深入研究了一种桩腿通过一层沙子进入底层粘土的过程。表1总结了试验数据，在砂-粘土界面上，粘土的剪切强度为7.2 ~ 25.8 kPa，剪切强度梯度在0-2.1 kPa/m范围内。因为它更容易放置在拥有软粘土数据的离心机中.然而，许多人最令人关注的是，例如在南波罗的海和北海，用sugt; 40 kPa进行层状砂层覆盖层是常见的(Werno et al.，1987;Kellezi et al .,2005;Kellezi Stadsgaard,2012)。。因此，有必要证实分析方法在这些较强的土壤剖面上的适用性。这里需要注意的是“硬粘土”这一术语在本文中有一定的代表性，用来描述比以前在离心测试中使用的强度更大的粘土，并对砂土问题进行了数值分析。这些粘土大于40kpa，尽管这与ISO(2012)的定义略有不同。
在ISO 19905-1准则(ISO, 2012)中，负荷扩散和冲剪是估算出砂覆盖粘土的峰值压力的“标准”方法。越来越多的证据表明当粘土的不排水抗剪强度很低时，因低估了桩腿支承压力，这些方法在击穿实验中以失败告终 (格兰et al .2010;李et al .2013;胡et al .2015 b)。
最近，提出了一种新的分析穿透深度剖面预测方法(以下简称Hu等方法)(Lee et al .2013b;Hu等人，2014b, 2015a)。通过试验和数值数据库，在砂-粘土界面上用软粘土强度为10-40 kPa，强度梯度为1.5-2.5 kPa/m (Lee et al.，2013a;Hu等人，2014a, 2015a, 2016)。利用离散式竖井法，在预测上部砂层的抗渗层阻力时，考虑了应力水平和膨胀响应，以及插桩深度。在预测的基础粘土中，土的厚度和粘土的不排水剪切强度随深度的增加而增加。
本文的动机源于需要描述桩腿安装在硬粘土砂上并验证用于计算负荷穿透剖面的分析方法。在以下分析中，“硬粘土”一词用于强度大于40 kPa的粘土。试验和数值方案的主要目的是: (a)通过试验，模拟出一种具有广义几何形状的桩腿的穿透阻力，在梁式离心机中，将中等密度的砂土覆盖在坚硬的粘土上，并将现有的试验数据库扩展到具有较高的不排水抗剪强度的粘土中; 评估标准方法应用于计算在坚硬粘土土壤中桩腿穿透阻力的性能。和(c)验证Hu等人的方法，以预测桩腿穿透阻力-深度剖面。这将为这些方法的使用者提供信心。
实验流程
通过运用西澳大利亚大学的离心式离心机(UWA)，在中密沙层中进行对桩腿穿透的物理建模。离心机有一个带有标准矩形保险箱的摆动平台。它的内部尺寸为650毫米(长)390毫米(宽)325毫米(深度)，在200g测试时分别代表130米78米65米的原型试验区。试验采用4个相同形状的桩腿模型进行测试，但尺寸按图2进行了缩放。桩腿模型的直径在30毫米到60毫米之间。这些模型是由杜拉铝制成的，包括13个浅的锥形底面(包括154个角度)和一个76个凸出的尖头。在由Teh et al. (2010)，Lee et al. (2013a)和Hu等人(2014a)，以及Martin和Houlsby(2000)、Cassidy et al.(2004)和Vlahos等人(2011)联合的覆盖有沙子的软粘土的测试中，这些桩腿的形状都是相同的。
2.1样本准备
在所有的离心试验中都采用了市面上可获得的超细二氧化硅砂和高岭土，分别形成沙层和粘土层。这两种材料在UWA的土工离心分离机中都具有良好的特性和使用性能。砂土和粘土的关键特性总结在表2中。
最初，沙粒被放置在一层厚约10毫米厚的硬盒子底部，形成一个排水层。高岭土在真空条件下与水混合，形成粘土浆，约为粘土的两倍。高岭土泥浆随后被转移到保险箱，并在一夜之间合并。7个特别设计的钢梁(50mm*50mm的横截面)被放置在一个有曲率的保险箱上，以增加粘土。用一个黄铜网和一个地铁丝作高岭土和上覆岩层之间的弹性障碍, 其坚固程度足以支撑钢梁，但其弹性和多孔性，使其无法加载样品或改变孔隙压力的耗散(见图3)。然后，底层粘土在300g的加速度下被过度固结，直到粘土被记录下来，表明粘土已完全固化。所有试验均在200g的加速度下进行，超固结比，OCR，基础粘土至少为1.5。在固化后，粘土被刮去形成一个光滑的表面。顶部的沙层是由细沙颗粒形成的。通过控制落砂高度、料斗移动速度和开孔，形成中等密度的沙粒.。然后，土壤样品被饱和，并被加速到200g，有效的离心半径从粘土的底部被设定为三分之二。测得粘土厚度为193 mm，试样厚度为213 mm和223 mm，取决于顶SAN的厚度。
2.2测试过程
在砂层厚度为20~30 mm的中密砂覆硬质粘土上进行了6次穿透试验，其HS/D值在0.33~1.0之间。所有测试的间距至少为1.5D，在桩腿边缘和保险箱的侧壁之间有一个明显的最小的1.5 D。在正在测试的样品上面有一层自由的水。如表3所示，在初始沙厚度为30 mm的情况下，进行了三次不同直径的喷管试验。在这些测试之后，沙子被进一步刮回20毫米，允许在不同的HS/D比率下进行三次测试。底部粘土在刮削后一夜之间以200g的加速度固结。
每个桩腿的安装是在飞行中以恒定的穿透速率进行的，直到桩腿达到2D~3D的目标深度为止。确定了穿透速率，得到了砂土中的排水行为和粘土中的不排水行为。正态穿透率V(= vD/cv)已被广泛用于描述排水状况(Finnie and Randolph，1994；Chung等人，2006；Cassidy，2012)，其中v桩腿的穿透率，cv为固结系数。与Lee等人(2013年)和Hu等人(2014年)以前的测试结果一致。通过相应地改变穿透速率，使正态穿透速率V保持在120。因此，当桩腿的直径D=30 mm和70 mm时，其穿透速率分别为0.254~0.109 mm/s。
2.3土壤特性
用直径为60 mm的取样管(1g)在强盒中提取3个样品，测定了沙的相对密度(ID)。临床仔细采集样品，确保干扰最小，得到平均相对密度为65%，标准偏差为1.6%，表明中密度砂相对均匀。测得该沙的浸没单位
重量gamma;rsquo;s为10.4kN/m3。用直径20 mm的管式采样器采集粘土样品，测得gamma;rsquo;c的浸没单位重量平均为7.8kN/m3。
在飞行中，用直径为5mm、长度为20 mm的T型杆式渗透仪对粘土进行了特性化试验(见图4)。在将一根样品管穿过沙层插入粘土表面，挖出管内的沙粒并用真空吸尘器清理现场后，进行了T型杆式渗透仪测试。这样做的目的是消除渗透计下的夹砂的影响，并避免穿透砂层时可能对渗透计造成的潜在损害。T型杆式渗透仪以1.522 mm/s的速度渗透和提取，以平衡速率效应和确保粘土中的不排水行为。假设中间粗糙度T-杆因子为10.5，两次T-杆试验的导出轮廓如图4所示。表3总结了沙土-粘土界面的抗剪强度、总强度和抗剪强度梯度k。除了标准的T-杆测试，还进行了三次循环渗透和提取试验，以评估土壤的完全重塑强度和敏感性。这些循环重塑试验在样品深度为125 mm处进行，包括在T-杆直径为plusmn;25 mm上进行11个循环(即plusmn;5 T-杆直径)。循环T-杆测试的结果提供了对土壤退化的深入了解，如图5中的循环次数所示。降解因子被定义为T-bar在初始穿透阻力(取为周期0.5，Randolph，2004年) 的中间深度所遇到的阻力(穿透/抽取)。样品的重现性好，极限降解因子为0.4，灵敏度(ST)为1/0.4=2.5。这与在UWA高岭土上进行的其他循环T-杆试验相一致(例如，Hodder等人，2010年；Mana等人，2012年)。
3测试结果及预测
利用原型法给出了测试结果和数值结果。图6与图7显示了桩腿在硬粘土离心机上进行的6种中密沙的穿透阻力剖面图。它们按两层砂层厚度分组。从埋入土壤表面的桩腿的下肩位置(图2b中的RP)测量位移(零点)。q峰值是从图6与图7中的测试剖面测量的。总的来说，所有的测试资料都显示出桩腿有快速垂直位移的潜在风险。
3.1峰值穿透阻力的预测
利用实验条件，采用ISO(2012)准则和Hu等人的方法，对峰值穿透阻力进行了回顾性预测。
指导方法采用粘土表面以下的su在D/2深度以上的平均值。根据图8中的实验实测值，绘制了负荷传递率ns为3和5的负荷分布法和ISO(2012)中的冲剪法预测的峰值阻力值。对于这两种方法，得到了较低的峰值预测值，预测的峰值穿透阻力在测量的峰值穿透阻力的20-50%以内。
由Hu等人提出的模型，试验结果与预测的峰值渗透阻力有很好的吻合，如图8所示，平均差仅为0.79%，变异系数为2.9%。在解析模型中，q值是沙土的摩阻力、下粘土的承载力和沙砾的重量之和。沙土中的摩擦阻力和沙砾块的重量是q值的主要组成部分(在试验数据库中平均占q值的67.3%)，而下粘土的承载力表达式考虑了各种粘土强度的影响。因此，虽然该解析模型是以7.2-25.8kPa和154.8~699.5 kPa的基础压力为基准进行校正的，但与预测值的比较表明，该模型能够预测粘土强度增加到43.9kPa时的峰值穿透阻力。它也比ISO方法更精确。几乎没有必要修改Hu等人的峰值预测方法。
4. 大变形有限元分析
4.1细节分析和土壤模型
除了本研究报告的试验数据外，还进行了三维低密度有限元分析，以模拟桩腿在海床上的连续穿透，补充试验数据库对更大范围的底层刚性粘土抗剪强度的影响。在商用有限元软件ABAQUS/EXPLICIT中，采用欧拉-拉格朗日(CEL)耦合方法进行了LDFE分析。这种大变形分析方法提供了一个完整的桩腿穿透阻力剖面，并揭示了不断变化的土壤流动模式。采用CEL方法模拟了桩腿穿透单层和双层粘土 (Tho等人，2012)和桩腿穿透砂覆盖粘土(Qu和Henke，2011；Qu和Grabe，2012；Hu等人，2014b，2015A)。用拉格朗日和欧拉网格分别对桩腿和土壤进行了离散化处理。在整个分析过程中，土壤网格保持不变，土壤材料被允许流入或流出欧拉元素。采用水平延伸为0.75D的细网格区来覆盖桩腿侵彻引起的显著土体移动，采用水平延伸2.5D的粗网格区来减小边界效应。用库仑摩擦定律描述了桩腿与砂土的摩擦接触，摩擦系数为alpha;tanphi;cv，其中alpha;为沙粒粗糙度因子，phi;cv为砂土的临界状态摩擦角。在保持数值精度的前提下，采用0.2 m/s的恒定速度，使惯性效应最小化。利用问题的轴对称性，只对1/4的域进行了建模，降低了计算量。为了平衡计算精度和效率，选择了接近桩腿的单元尺寸0.025D。
采用改进的莫尔-库仑模型对沙土进行了模拟，修正了摩擦角和膨胀角，以考虑软化效应(Hu等，2015a)。通过在模拟中加入该模型，有效地捕获了沙子的后峰响应。底层的粘土被模拟成一个线弹性-理想塑性材料，它服从Tresca屈服准则。为了考虑逐渐软化的影响，这一准则得到了推广。考虑到粘土的弹性参数与无效应力无关，在整个穿透过程中采用了一个常数。在整个粘土剖面上采用了统一的刚度比E/Su=500。在不排水条件下，泊松比为0.49，近似为等体积剪切.。胡等人对所采用的本构模型进行了更详细的讨论(2015年a)。
4.2离心机试验的回顾性模拟
用CEL方法对6种离心机试验的穿透阻力-深度剖面进行了回顾性模拟.。图9所示，一般来说，CEL方法捕获了测试剖面的趋势，尽管在q值中估计过低，并且在厚层的情况下更明显。估算过低的原因之一(特别是对于非常致密或厚的沙土)可能是由于利用Bolton方程计算的CEL分析的摩擦和膨胀角低于对应于q峰值处砂土破坏面的低平均应力的摩擦和膨胀角。对于所有的离心测试剖面，CE
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