海洋作为丰富的资源宝库，蕴藏着油气、矿产和可再生能源等多种海洋资源。如何更加高效且经济地开发海洋资源，这对人类而言带来了前所未有的挑战。海洋平台是海洋石油资源开发利用过程中极为重要的构筑物，由于开采作业以及工人生活对场地的要求，海洋平台导管架结构往往功能复杂、体积庞大，同时其所处的环境恶劣，在服役过程中长期遭受各种载荷的作用，导致平台承载能力下降，进而影响平台的安全运行。因此，准确估算桩基的承载力，对于保障海上平台安全具有重要意义。

浅层气具有埋藏浅、压力大、分布不均匀等特点，一旦桩基遇到浅层气地层会对导管架平台安全造成严重威胁。在20世纪70年代，中国曾相继遭受因浅层气逸出导致的地基失稳、建筑物沉陷，以及管涌、流土等工程灾害，但相关文献资料记录较少。2000年后，孔令伟带领的课题组^[1-2]针对杭州湾大桥在勘探过程中发现，桥址区地层有浅层天然气分布并会发生井喷，基于现场勘探时浅层气井喷特点与影响因素，认为引起井喷的主要原因是起钻抽吸作用和灌浆不及时。2009年，该课题组利用GDS非饱和三轴试验系统开展相关研究发现，杭州湾储气砂土在主动压缩、被动压缩、主动伸长和被动伸长的情况下，浅层气富集带内砂土的吸力变化范围不大，初始赋存含水率大致与其残余含水率接近, 且一般处于残余含水状态^[3-6]。2002年，朱瑶宏等^[7]通过桥址南岸浅层气区工程勘探，分析了其工程地质条件与浅层气的分布特征，为大桥设计和施工提供了详实的工程地质依据。2005年，项培林等^[8]通过对杭州湾跨海大桥勘探施工过程中浅层气喷发的现场观察、测试，结合杭州湾、长江口区域全民采气调查结果，从区域角度对其成因、埋藏条件、分布特点以及成分进行了分析研究，阐述了该区浅层气对杭州湾跨海大桥工程勘探、设计与施工的灾害性影响的可能性与影响程度，并就工程对策进行了分析探讨。胡新国^[9]从理论分析和室内试验验证两个方面分析评价排气对土体工程的影响，为施工、设计提供了依据。陈卫^[10]根据第四系泥质层中有机碳的含量，得出全新世第2次海浸期的河口湾相沉积层是气源层，其中的砂质透镜体、薄砂层以及黏土质砂层为主要储气层。通过生、储、盖的条件分析，该区具备自生、自储、自盖的生储盖组合，生盖条件相对较好，储层条件欠佳，从而对其在工程建设中的影响作了初步评价，提出防、堵、排三结合，以排为主的措施。

前人虽然针对浅层气与地基、基础的影响开展了大量的研究工作，但涉及海洋平台的安全性评估的研究则相对较少。本文基于渤海某导管架平台作业区的地质调查结果，分析桩基在不同含气地层条件的承载力变化情况，评估了在操作、操作冰、极端风暴、极端冰工况下海洋平台安全性。

1 研究区域概况

本文研究区域位于渤海西南浅滩海域，通过对平台区域开展地质调查发现，研究区存在浅层灾害地质因素，包括浅部断层、埋藏古河道和浅层气(见图 1)。

渤海西南浅滩海域断层发育程度相对较高，其中位于平台南侧的断层深度在探测有效深度内，其浅点最近处距平台约68 m，断层倾角向下最深处(探测有效深度内)距平台约55 m，经判断，该浅部断层对平台影响较小。埋藏古河道由南向北分布，且穿越平台下方，其顶界面埋深距海底37~48 m，宽约190 m，底界面埋深距海底约52~63 m。根据埋藏古河道的埋深分布，平台桩基础基本贯穿埋藏古河道的影响范围，因此对平台基本无影响。

在本研究中调查发现，位于平台附近区域存在浅层气富集，在埋深20~70 m的地层中探测到疑似浅层气的地震反射特征，但其来源不明。为保障平台安全，需探明该区域浅层气对平台桩基承载力的不利影响，通过分析地层特征，对气体来源提出以下两种假设：(1)以黏土为主要的气源层。海相淤泥质黏土层既有产气能力又具封闭能力，可作为主要产气层及封盖层，但黏土层所含的气藏量和气压均较小，对工程影响甚微；(2)以砂土层和粉砂土层为主要气源层。由于其渗透系数相对较大，气体易在砂层中聚集。当砂层中的气压足够大时，气体有可能沿着桩土交界面的薄弱裂缝溢出，产生冒气现象。大量气体聚集可能对海洋平台桩基造成不利影响，尤其是土体剧烈扰动显著降低桩基承载力。在冒气条件下，土体产生大变形的非饱和渗流破坏，不仅剧烈扰动含气砂层，同时扰动上覆软土层，也可能对下卧持力层有不同程度的扰动，导致桩周土层的压缩量增大，抗剪强度指标明显降低，引发桩周土固结沉降，在一定程度上引起桩侧阻力降低，从而使桩基承载力显著降低。因此，本文基于假设(2)进行研究。

研究区桩土中共包含13层砂土或者粉砂土，由于短时间内无法获取详细的地层资料，根据《海上固定平台总体设计规范》^[11]进行取值计算，共划分出26种地层含气工况(见表 1)。首先考虑气源层为砂土或粉砂土单独作用时的工况(共14种)，即假定气体直接从桩土薄弱裂缝处快速溢出，而未进入其上部的其他砂土或粉砂土层，因此气源层上部的其他土层的抗剪强度未发生变化。其次考虑气源层的砂土或粉砂土联合作用时的工况(共12种)，即假定桩土裂缝相对比较密合，气体从气源层冒出后有足够时间进入其上的其他砂土或粉砂土层，从而造成含气层及其上部其他土层的抗剪强度发生变化。

2 研究方法

本研究聚焦于桩土中的砂土层或者粉砂土层受浅层气影响的情况，当砂层中含气时，该层会逐渐由饱和土体变为非饱和土体，而非饱和土体由于存在基质吸力，会降低土体的剪切强度。当有平台桩基穿过此土层时，会影响桩基承载力，威胁平台的安全性。在原有平台模型计算的基础上，本研究主要对受浅层气影响下平台桩基的稳定性进行评估，计算在非饱和地层浅层气干扰下桩土之间的相互作用性能，通过将新获取的计算数据导入SACS软件原模型中(见图 2)，对三曲线的数据进行不同工况下的修正，计算桩基承载力以及桩土之间水平力作用下的p-y关系，对平台的承载能力进行校核，分析平台作业的安全性能，与原来不考虑冒气的结果进行比对，得出浅层气对平台的影响结果，为平台插桩作业提供一定的理论支撑。

2.1 土水特征曲线

土水特征曲线反映基质吸力或基质势与含水量之间的定量关系。目前常用的数学模型为Fredlund模型^[12]和Van Genuchten模型^[13]。其中，Van Genuchten模型表示为

$ \theta_{\mathrm{w}}=\theta_{\mathrm{r}}+\left(\theta_{\mathrm{s}}-\theta_{\mathrm{r}}\right)\left[1+(\alpha \varphi)^n\right]^{-m} 。$

(1)

式中：θ_w为体积含水量(无量纲)；θ_r为残余体积含水量(无量纲)；θ_s为饱和体积含水量(无量纲)；α、n、m均为拟合参数，分别取值为0.1 kPa^－1、1.5、0.33且m=1-1/n；φ为基质吸力(kPa)。

本研究依据文献[14]中的含气沙质土的土水特征曲线进行计算分析。含气沙质土的土水特征曲线如图 3所示。

2.2 建立可预测各可能气源层的气藏压力理论公式

运用土水特性曲线预测含气砂土层或粉土层的气藏压力，在得出的土水特征曲线的前提下，通过不同深度砂土或粉土的含水量θ_w便可查出对应基质吸力S_d，由此可得浅层气藏压力U_a的表达式：

$ U_{\mathrm{a}}=S_{\mathrm{d}}+\gamma_{\mathrm{w}}+h_{\mathrm{w}} \text { 。} $

(2)

式中：S_d基质吸力(kPa)；γ_w为水的重度(N/m³)；h_w为静水头高度(m)。

根据海底土层含水量的变化，在土水特性曲线上选取对应的数据点，由式(2)计算含气层的气藏压力，得出含气层气藏压力的预测范围。由于基质吸力不超过50~100 kPa，因而预测最浅层(2.4 m地层)气藏压力的范围是70~150 kPa，最深处(120 m地层)气藏压力的范围是1 280~1 350 kPa。故不同地层深度的气藏压力范围是70~1 350 kPa。

2.3 计算不同含气工况下土体的抗剪强度指标

非饱和土的强度理论主要有两类，一类是Bishop强度理论^[15]，是用非饱和土有效应力表示的强度理论；另一类是Fredlund强度理论^[16]，该理论是用两个独立的应力状态变量表示的强度理论。本研究采用Bishop强度理论，其表达式为

$ \tau_{\mathrm{f}}=c_{\mathrm{p}}+\left[\left(\sigma-U_{\mathrm{a}}\right)+x\left(U_{\mathrm{a}}-U_{\mathrm{w}}\right)\right] \tan \varphi_{\mathrm{ef}}, $

(3)

$ \sigma_{\mathrm{ef}}=\sigma-U_{\mathrm{w}} 。$

(4)

式中: τ_f为非饱和土抗剪切强度(kPa)；c_p为有效黏聚力(kPa)；σ为土体总应力(kPa)；U_a为浅层气藏压力(kPa)；U_w为孔隙水压力(kPa)；φ_ef为有效内摩擦角(°)；σ_ef为有效应力(kPa)；x为与土的饱和度及土性有关的试验参数(取决于饱和度、应力路径、固体颗粒等因素，当饱和度为0时，x=0；当饱和度为1时，x=1)，其估算表达式为

$ x=\left[\frac{U_{\mathrm{a}}-U_{\mathrm{w}}}{\left(U_{\mathrm{a}}-U_{\mathrm{w}}\right)_{\mathrm{b}}}\right]^{-0.55} 。$

(5)

式中：分母中括号外的下标“b”为英文“benchmark”的缩写，意为“基准”，用于限定括号内物理量的属性，即表示基质吸力的基准值；分子则为实际基质吸力值。

根据非饱和土剪切强度公式(式(3))计算平台土层的抗剪强度。由于砂土和粉砂土均为非黏性土，总应力σ计算公式为

$ \sigma=\gamma_1 h_1+\gamma_{\mathrm{w}} h_{\mathrm{w}} 。$

(6)

式中：γ₁为土的浮重度(N/m³)；h₁为土层深度(m)。

在已知土水特征曲线的基础上，由式(2)—(6)可求解孔隙气压和有效应力参数，然后结合抗剪强度公式(式(3))建立方程组，可得出含气砂土液化后的抗剪强度指标，如表 2所示。

2.4 计算浅层气弱化工况时桩基承载力曲线

作用于桩基的竖向载荷是由桩侧土的总摩阻力和桩端土的总抗力共同承担的，桩基承载力主要包含桩端承载力Q_p与侧摩阻力Q_{f, c}两部分，故桩基承载力Q_c公式为

$ Q_{\mathrm{c}}=Q_{\mathrm{f}, \mathrm{c}}+Q_{\mathrm{p}}=f(z) A_{\mathrm{s}}+q A_{\mathrm{p}} \text { 。} $

(7)

式中：f(z)为桩侧摩阻力沿深度的分布函数，kPa；A_s为桩侧表面积，m²；q为桩端土单位面积承载力，kPa；A_p为桩端横截面积，m²。其中f(z)的表达式为

$ f(z)=\beta p_{0, \text { tip }}^{\prime}, $

(8)

$ \beta=K \times \tan \delta。$

(9)

式中：β为侧摩阻力综合系数；p′_{0, tip}是桩尖的有效垂直应力(kPa)；K为侧向土压力量纲系数，开口时取值为0.8，闭口时取值为1；δ为桩土之间摩擦角(°)。

通过拟合桩土摩擦角与承载力系数的曲线(见图 4)发现，饱和砂土受浅层气影响，抗剪强度值变小，砂土内的有效摩擦角变小，承载力降低，桩土之间的摩擦角也随之降低，为更好地分析浅层气影响下砂土的力学特性变化，根据拟合曲线，选择桩土摩擦角进行分析计算，并输入到SACS软件中进行模拟，以观测平台结构稳定性的变化情况。

(1) q-z曲线。根据表 3数据生成桩端承载力-位移关系曲线(q-z曲线)。

(2) t-z曲线。基于表 4数据生成侧摩阻力-位移关系曲线(t-z曲线)。

(3) p-y曲线。如图 5所示，在桩头受水平力作用时，桩身任一点处的桩侧土压力与该点处桩身挠度之间的关系是非线性的，即把桩前连续土简化为一系列离散的非线性弹簧，弹簧受载荷的性状由p-y曲线进行描述，p-y曲线形式代表了桩土的相互作用关系。

单桩p-y曲线的确定一般有以下两种方法：现场试验法和API规范法^[17]。本研究采用API规范法研究插桩过程中的p-y曲线。砂土p-y曲线根据破坏模式分为浅层破坏与深层破坏，这两种破坏模式的极限土抗力转折点深度x_R的计算式均为

$ x_{\mathrm{R}}=\frac{\left(C_3-C_2\right) d}{C_1} 。$

(10)

式中：C₁、C₂、C₃均为经验拟合系数，以砂性土的内摩擦角φ_ef为参数，具体取值由图 6确定；d为外径(m)。

当深度x < x_R时为浅层破坏；当x>x_R时为深层破坏。

砂性土桩侧的极限土抗力随深度变化，浅层破坏和深层破坏极限土抗力均取以下两式计算结果的较小值：

$ p_{\mathrm{us}}=\left(C_1 z+C_2 D\right) \gamma_{\mathrm{sub}} z, $

(11)

$ p_{\mathrm{us}}=C_3 D \gamma_{\mathrm{sub}} z 。$

(12)

式中：p_us是极限阻力(力/单位长度，m)；γ_sub是沉入水中的土壤单位质量(kg)；z原始海底以下的深度(m)；D是桩的外径(m)；

某一给定深度z的砂土p-y₁曲线表达式为

$ p=A \times p_{\mathrm{u}} \tanh \left[\frac{k \times z}{A \times p_{\mathrm{u}}} y_1\right] 。$

(13)

式中：p_u是深度z处的极限侧向阻力(kN/m)；k为地基反力系数，可由图 7进行确定；y₁是深度z处的桩身横向位移(m)；z是原始海底以下的深度(m)。

考虑循环或静态载荷条件的因素，循环载荷的评估值A为0.9，因此静荷载情况下循环载荷的评估值计算式为

$ A=\left(3.0-0.8 \frac{z}{D}\right) \geqslant 0.9 \text { 。} $

(14)

Tran和Fredlund^[18]提出的非线性基质吸力破坏包线表明，非饱和土的内摩擦角与基质吸力有关，随着砂土层冒气现象的发生，内摩擦角会减小，桩土之间的摩擦角也会相应减小，根据规范^[11]中的表格拟合出内摩擦角以及桩土之间摩擦角与相关参数的变化关系曲线，然后对砂土层弱化后的p-y、q-z、t-z曲线进行了修正计算。修正后的曲线与原曲线对比结果如图 8—10所示，可以看出，在浅层气影响下，p-y、q-z、t-z三条关系曲线均发生变化，桩土作用性能明显减弱。

3 结果

将浅层气影响的三种曲线p-y、q-z、t-z导入SACS模型中进行计算，得出新的平台结构稳定参数以及平台插桩作业的安全系数，以对平台进行安全评估。由图 11—14可知，在相同操作条件下，桩4在第13、25和26个工况下的安全系数均不满足规范^[11]要求，而其余各桩的安全系数虽整体呈下降趋势，但仍符合规范^[11]中的安全标准。

4 结语

本文围绕导管架平台，结合其实际工况深入钻研非饱和土强度理论，构建了非饱和土体抗剪强度理论公式，并利用SACS软件搭建受浅层气影响的平台分析计算模型，对不同工况下平台桩基承载力展开分析计算。本研究揭示，浅层气侵入使砂土层从饱和态变为非饱和态，基质吸力降低大幅削弱土体抗剪强度，含气层抗剪强度降幅达28.7%~32.4%，且弱化效应随含气层厚度增加而加剧，严重影响导管架平台桩基安全，部分桩基承载力安全系数无法满足规范^[11]要求。基于此，在未获取现场钻孔圆锥静力触控试验(Cone penetration test, CPT)测试数据评估结果前，鉴于桩基承载力不足风险，建议尽量减少平台上不必要的附属物质量；必要作业施工时实时监测平台位移和桩基轴力等参数，一旦数据异常立即停产检查；尤其要对操作钻井平台A(Operating drilling platform A, ODA) 平台桩4附近设备减重，防止桩腿变化影响作业。本研究成果与建议旨在为导管架平台安全运营提供有力支撑。