徐東升 楊進 樊建春 李炎軍 宋宇 嚴德

(1.中國石油大學(北京) 2.中國石油大學(北京)海南研究院 3.海南省謝玉洪院士工作站 4.應急管理部重點實驗室 5.中海石油 (中國)有限公司海南分公司 6.中海石油 (中國)有限公司深圳分公司 )

0 引 言

表層導管是深水鉆井的第一層管柱，是連接深海海底土與鉆井平臺的咽喉要道。由于深海土質(zhì)松軟、承載力低，導致表層導管極易發(fā)生下沉或者橫向傾斜，甚至造成井眼報廢[1-3]。而吸力樁具有高承載力的特點，在深海軟土建井中具有極強的適用性，同時還具有作業(yè)擾動小、承載力高、井身結構優(yōu)化空間大、可重復作業(yè)、對裝備適應性強等優(yōu)勢，在深海油氣開發(fā)中具有廣闊的前景。吸力樁呈倒置的筒形，筒的頂端有一個孔可以連接抽吸泵進行抽吸，依靠樁體與接觸的土體之間形成的密封空間，在樁體上連接抽吸泵，借助抽吸泵的壓力排除筒形密閉空間中的液體和氣體，通過吸力樁的內(nèi)外壓差將樁體壓入地層[4]。

吸力樁建井技術是理論研究與工程實踐同步發(fā)展、相互支持的成果。在工程應用方面，2004年巴西石油公司根據(jù)魚雷錨系泊原理設計了一種表層導管下入技術。該技術主要由導管、心軸和重力壓載塊組成，由AHV船通過索鏈利用導管自重下入[5]。2006年，Neo Drill廠創(chuàng)新發(fā)明了CAN的方法，并成功應用于水深270～1 150 m的海域。由于CAN頂部面積較大，在內(nèi)外壓差的作用下，吸力樁頂部將形成6 000 kN的壓力，能很好地將吸力樁壓入地層，從而得到更大的地層承載力[5]。2020年，中國成功在神狐海域下入水吸力樁，此方法在水合物第二次試采中起到了重要的作用，有效維護了井口穩(wěn)定[6]。在理論研究方面，劉陽等[7]研究了長徑比、土體抗剪強度和樁土開脫等因素對吸力樁承載力的影響，對水下生產(chǎn)系統(tǒng)的安裝提供指導。王長濤等[8]研究了同長徑比、不同筒間距、不同加載角度對雙筒基礎受載荷的破壞模式，并分析了失穩(wěn)機理。劉書杰等[9]通過吸力樁的下入模擬試驗，研究了長徑比、外部載荷、下入深度等的影響，可為深水油氣建井提供技術支持。劉正等[10]通過淺層地質(zhì)災害、井位分布、井身結構、載荷分布等方面研究了吸力樁進行表層建井的優(yōu)勢。KAN C.B.等[11]研究了CDC在橫向和縱向載荷作用下的承載特性，通過室內(nèi)試驗和數(shù)值模擬的方法研究了施加豎向和側向載荷導管安裝過程中，導管結構與土體的相互作用以及樁周土體變形和應力變化規(guī)律。

綜上所述，吸力樁在國外已經(jīng)使用近20 a，近些年在國內(nèi)逐步興起，而第二次水合物試采用作井口是我國在深海油氣開發(fā)中的初次嘗試。在理論研究方面，多集中在近些年，通過理論推導、數(shù)值模型、室內(nèi)試驗進行了諸多研究，揭示了吸力樁作業(yè)的特點，但是缺乏利用離散元揭示吸力樁作業(yè)時與土體相互作用的相關研究。為此，筆者利用PFC分別研究了吸力樁在不同土體、不同靜置時間、橫向彎矩作用下承載力與穩(wěn)定性的變化情況。研究結果可為深海油氣采用吸力樁的建井方法提供技術支持[12-14]。

1 吸力樁表層建井數(shù)值模擬

由于海底土體具有碎散性、不連續(xù)性、不均勻性及各向異性等復雜性質(zhì)，受力后易發(fā)生變形。土體弱骨架與孔隙介質(zhì)共同承受應力，二者間存在復雜的相互作用，考慮到海底土的顆粒特性和非線性大變形特性[15-16]，選取PFC三維模型對吸力樁的貫入度和海床土體的變形進行分析，從而研究靜置時間、海床土體及橫向彎矩對吸力樁承載特性的影響[17]。

圖1 吸力樁模型的建模尺寸Fig.1 Dimensions of the suction pile model

1.1 吸力樁建井模型的建立

吸力樁的計算模型如圖1所示。模型由內(nèi)部導管與外部的吸力樁組成，具體參數(shù)如下：

吸力樁尺寸：外徑為6.5 m，高度為12 m，壁厚50.8 mm(2 in)；

導管尺寸：外徑為0.9 m，壁厚25.4 mm(1 in)，導管高出吸力樁1 m。

吸力樁與導管的材料參數(shù)：彈性模量2.1×1011Pa，泊松比0.3，密度7 850 kg/m3，摩擦因數(shù)0.2。

在導管的頂端以集中載荷形式施加軸向力和水平載荷，用于模擬吸力樁的工作環(huán)境，測量它的性能。數(shù)值模擬的建模模型如圖2所示。

圖2 吸力樁建模模型Fig.2 Suction pile model

1.2 模型邊界載荷與土體參數(shù)設定

在建立該模型時，選取了一系列顆粒作為邊界要求。將建立的邊界模型逐漸壓縮到平衡狀態(tài)后，逐層提取與壁面接觸的微粒，一起提取部分粒體，將微粒的邊界條件分為速度邊界和外力邊界。在本模型的建立中，選取以下參數(shù)作為土體顆粒的基礎參數(shù)。

為了減少邊界效應對吸力樁模型的影響，受較大影響土體范圍設置成吸力樁直徑的2倍，即模型中綠色顆粒部分，直徑為13 m；受較小范圍影響的土體為吸力樁直徑的10倍，即模型中藍色顆粒部分，直徑為65 m；土體深度邊界是吸力樁高度的10倍，即模型高度為120 m，認為此時在邊界上對土體沒有擾動影響，為固定約束邊界條件。在吸力樁和導管的側面施加土體分布的橫向抗力。吸力樁安裝時土體模型如圖3所示。

圖3 吸力樁安裝的土體模型Fig.3 Soil model of suction pile installation

模型中的土體性質(zhì)由實際CPT(重力取樣)取樣所得的海底土測得。海底土取自南海水深約為1 500 m的A區(qū)塊，測量的有效重度、不排水抗剪強度、彈性模量、泊松比等性質(zhì)如表1所示。土體顆粒密度、孔隙度、半徑等參數(shù)設置如表2所示。

表1 A區(qū)塊土質(zhì)參數(shù)取樣測量數(shù)據(jù)Table 1 Measured properties of soils sampled in Area A

表2 土體顆粒的設置參數(shù)Table 2 Parameter configuration of soil particles

1.3 基本假設與相互作用力學分析模型

海底土相互作用復雜、隨機，為了準確描述吸力樁與海底土的相互作用[18]，在本研究中，模擬土體的球形顆粒做出以下假設：①每一個顆粒均為剛性；②每一個顆粒均為點接觸；③特點是接觸靈活，接觸的地方可以部分重疊；④重疊的量與粒徑相比，重疊很??；⑤接觸處存在一定的連接強度；⑥顆粒單元為球形。

在海底土的球形顆粒接觸設置中，認為海底土之間和吸力樁與海底土之間沒有連接。因此，在接觸模型中設置了接觸-剛度模型(Contact-Stiffness Models)和滑動模型(The Slip Model)[19]。

(1)接觸-剛度模型。接觸剛度模型有2種：線性模型和赫茲明德林模型。線性模型球體和赫茲明德林模型球體間不允許接觸，因為其行為未定義。

赫茲明德林模型是基于明德和德雷西維奇(1953年)理論的近似非線性接觸公式，嚴格適用于球面接觸問題。它不同于剪切過程中的連續(xù)非線性，采用與法向力有關的初始公式。本研究選用線性接觸模型，其參數(shù)關系如圖4所示。

圖4 接觸-剛度模型示意圖Fig.4 Contact stiffness model

線性接觸模型主要分為2部分：一部分是線性彈簧部分(圖4中Fd)，用于模擬彈性壓縮變形和摩擦效應，但不提供拉伸能力；另一部分是阻尼部分(圖4中Fl)，它負責提供接觸模型的黏性效應，接觸力Fc=Fd+Fl，接觸力矩Mc=0。線性分量提供線性彈性、摩擦特性，而阻尼分量提供黏滯特性。線性力Kn、Ks由具有恒定法向剛度和剪切剛度的線性彈簧產(chǎn)生，阻尼器力由以法向和剪切臨界阻尼比(βn、βs)給出黏度的阻尼器產(chǎn)生。

圖4中：Fc為接觸力，N；Fd為彈性力，N；Fl為阻尼力，N；Mc為接觸力矩，N·m；Kn為法向剛度，無量綱；Ks為切向剛度，無量綱；βn為法向阻尼，N·S/m；βs為切向阻尼，N·S/m；gs為2個顆粒之間的表面間隙，m。

(2)滑動模型。在滑動模型中，2個接觸實體的固有特性采取限制剪切力的方法，這在張拉模型中無法增加強度和允許滑動。除非設置了接觸鍵合，否則模型始終處于活動狀態(tài)。另一方面，平行鍵模型描述了黏性材料中2個球體之間的本構關系。這2種關系能一起發(fā)生，因此在沒有接觸鍵的情況下，滑動模型能在平行鍵模型中激活。

采用吸力樁作業(yè)時，泥線位置向上順序為：吸力樁中心導管、高低壓井口頭、BOP、隔水管、鉆井平臺。吸力樁受力分析如圖5所示。水下井口的載荷包括：BOP、高低壓井口頭、吸力樁的浮力，海底土的側向阻力與橫向力，吸力樁的端部阻力、海流力，以及海流平臺作用在隔水管系統(tǒng)傳遞至BOP最終作用在吸力樁的作用力的疊加。因此簡化成軸向力和橫向彎矩[12-13]。

圖5 吸力樁受力分析Fig.5 Stress analysis of the suction pile

2 數(shù)值模擬結果分析

2.1 靜置時間對吸力樁承載特性的影響

吸力樁依靠周圍海底土的摩擦力和吸力樁頂板的支持力即可保證其穩(wěn)定，吸力樁安裝到位后，周圍海底土會發(fā)生回填，隨著時間的變化，吸力樁的承載力逐漸變大[20]。采用A地區(qū)土質(zhì)參數(shù)進行模擬，并且采用如圖6所示的吸力樁側向摩擦力恢復系數(shù)模型以及管內(nèi)摩擦力恢復系數(shù)進行設置。吸力樁沉貫到位后的模擬結果如圖7所示。

圖6 吸力樁樁筒內(nèi)、外摩擦恢復系數(shù)Fig.6 Internal and external friction recovery coefficients of the suction pile cylinder

圖7 吸力樁沉貫到位數(shù)值模擬結果Fig.7 Numerical simulation results of the suction pile installed in place

在吸力樁裙板內(nèi)、外的中心和吸力樁頂端的中心設置觀測點，測量吸力樁的摩擦力、頂板的支持力以及實時承載力的結果分別如圖8和圖9所示。

圖8 吸力樁沉貫到位后的靜止時間與不同位置的受力變化曲線Fig.8 Stress change with the standing time at different positions of the suction pile installed in place

由圖8可知，吸力樁安裝到位后，隨著靜置時間的延長，樁筒外裙板的摩擦力逐漸增加，由100 kN提升至850 kN左右，這是由于吸力樁在安裝過程中破壞了樁筒外的土體，部分由于吸力樁運移至樁筒內(nèi)，但是破壞擾動較小，樁筒外裙板的摩擦力恢復得比較迅速，大約8 h便恢復到平穩(wěn)。由于安裝過程中吸力樁內(nèi)部的負壓作用，使得土體在樁筒內(nèi)緊湊，當無持續(xù)的吸力作用到吸力樁內(nèi)的土體后，土體發(fā)生弱化，頂板的支持力由1 900 kN左右降低至1 650 kN左右，裙板內(nèi)的摩擦力由2 800 kN左右降低至2 350 kN左右，同樣約為8 h后恢復穩(wěn)定；導管外側的摩擦力從初始的400 kN略有下降，但是變化不明顯。吸力樁頂板的支持力與裙板內(nèi)摩擦力始終高于裙板外摩擦力，吸力樁的頂板支持力與裙板內(nèi)摩擦力的減少量與裙板外摩擦力的增加量相近，即吸力樁的整體受力疊加后始終保持不變，吸力樁保持縱向穩(wěn)定。

由圖9 可知，吸力樁安裝到位時，由于土體發(fā)生破壞擾動，吸力樁的實時承載力隨深度變化不大。泥線到吸力樁端部承載力差值約為100 kN，但是隨著時間的推移，泥線到吸力樁端部承載力差值逐漸變大。這是因為吸力樁的頂板和裙板內(nèi)側初始提供了足夠的承載力，吸力樁的裙板外側承載力在逐漸恢復。隨著靜置時間的延長，吸力樁的實時承載力恢復明顯，呈現(xiàn)先快后慢的趨勢：靜置1 h后，承載力提高了約250 kN，恢復最快；從靜置8 h到48 h的40 h期間，承載力恢復不足250 kN，恢復緩慢。

圖9 吸力樁沉貫到位后不同深度隨時間變化的實時承載力曲線Fig.9 Variation of the real-time bearing capacity with time at different depths of the suction pile installed in place

2.2 海底土性質(zhì)對吸力樁承載特性的影響

海洋深水的表層土質(zhì)存在差異，不同的水深以及沉積構造等會使土壤的性質(zhì)存在巨大的差異，因此，吸力樁在不同性質(zhì)海底土中的承載特性不同[21-22]。根據(jù)已鉆區(qū)塊的CPT取樣(重力取樣)獲取數(shù)值模擬的土質(zhì)參數(shù)，其中A區(qū)土質(zhì)參數(shù)如表1所示；B區(qū)水深約為900 m，土體CPT取樣后通過測量的參數(shù)如表3所示；C區(qū)水深約為2 600 m，土體CPT取樣后通過測量的參數(shù)如表4所示。在不排水抗剪強度和彈性模量方面，B區(qū)均最高，C區(qū)均最低，A區(qū)土體不排水抗剪強度和彈性模量介于B、C兩地之間。

表3 B區(qū)塊土質(zhì)參數(shù)取樣測量數(shù)據(jù)Table 3 Measured properties of soils sampled in Area B

表4 C區(qū)塊土質(zhì)參數(shù)取樣測量數(shù)據(jù)Table 4 Measured properties of soils sampled in Area C

為了驗證吸力樁在不同土體中承載力的恢復情況，利用PFC建立吸力樁沉貫至海底靜置的樁土作用模型，計算靜置48 h后的不同土埋深深度吸力樁實時承載力，模擬結果得到的曲線如圖10所示。模擬結果表明，隨著水深的增加，不排水抗剪強度降低，即土質(zhì)逐漸變軟，吸力樁的初始承載力較小，如不排水抗剪強度最低的C區(qū)初始承載力約為3 600 kN，不排水抗剪強度最高的B區(qū)初始承載力約為4 900 kN，A區(qū)介于兩地之間約為4300 kN。但是，在承載力恢復方面正好相反，不排水抗剪強度最低的C區(qū)承載力恢復得最快，承載力提高了約1 300 kN，不排水抗剪強度最高的B區(qū)承載力恢復的最慢，承載力提高不足800 kN，A區(qū)承載力提高了約1 000 kN。這是因為吸力樁在較軟地層即不排水抗剪強度最低的地層擾動相對較大。本部分研究針對相同吸力樁在不同海底土的承載變化，但是在吸力樁安裝的過程中，不排水抗剪強度最高的地層吸力樁安裝較為緩慢，甚至下入不到位，承擔更高的安裝風險。同時，本圖版和模擬計算方法對吸力樁安裝的尺寸設計具有指導與參考作用。

圖10 吸力樁在不同的區(qū)塊的承載力曲線Fig.10 Bearing capacity curves of suction piles in different areas

2.3 彎矩對吸力樁承載特性的影響

吸力樁鉆井階段上部支撐BOP(水下防噴器)，在生產(chǎn)階段支撐水下采油樹，同時下部懸掛各層套管的管柱和固井水泥。如果地面表層導管下入后發(fā)生下沉、不到位、傾斜等情況，會給之后懸掛管柱、連接BOP、下采油樹作業(yè)帶來巨大困難。因此，為了研究吸力樁在垂向力和側向彎矩聯(lián)合作用下的承載特性，了解其承載性質(zhì)的變化，在結構模型頂部施加了由彎矩和垂向力組成的組合力[11，23-25]。

為了研究頂部彎矩對吸力樁橫向位移的影響，將施加在頂部的垂直力設為一個恒定值，同時將彎曲力設為一系列給定值，值為 2.0×103kN，施加的頂部彎曲力矩分別為1.0× 103、2.0× 103、3.0× 103和4.0× 103kN·m。

吸力樁的抗彎能力模擬結果如圖11所示。由圖11可知，在4種彎矩條件下，吸力樁的最大橫向位移分別為75、135、180、225 mm。數(shù)值模擬結果表明，吸力樁的側向位移集中在結構的上端，吸力樁下端的橫向位移幾乎為0。隨著彎矩的逐漸增大，吸力樁的崁固端(吸力樁結構位移為0的最高處)逐漸下移，最終吸力樁整體發(fā)生偏移[26-27]。在同一個彎矩下，隨著土體深度的加深，土體不排水抗剪強度增大，即由于上覆巖層壓力土體更緊實，所以吸力樁的偏移量降低明顯，在吸力樁的底端，幾乎沒有產(chǎn)生位移。吸力樁維持穩(wěn)定的彎矩介于3.0×103～4.0×103kN·m之間。

圖11 不同彎矩對吸力樁橫向位移的影響Fig.11 Effects of different bending moments on the lateral displacement of the suction pile

2.4 吸力樁承載力分布分析

吸力樁安裝到位后，依靠裙板的摩擦力和頂板的支持力共同作用維持穩(wěn)定[28]。吸力樁在不同重力的防噴器壓力和隔水管的拉張作用下，不同長徑比和受不同作用力下的吸力樁的承載力分布存在一定差別。通過研究不同吸力樁的承載力分布，對于吸力樁的尺寸設計、風險分析與作業(yè)流程完善具有重要意義。

為研究吸力樁承載力的分布，分別模擬直徑為6 m、高度為10.5和6.0 m的吸力樁的頂部防噴器安裝，即長徑比分別為1.75和1.00的吸力樁，在井口分別增加2 000、3 000、4 000和5 000 kN的重力，根據(jù)文獻[9]中的長徑比分別為1.75和1.00的吸力樁試驗數(shù)據(jù)，對不同長徑比吸力樁的承載力的分布進行對比，研究不同吸力樁的承載力分布，并驗證數(shù)值模擬的準確性，結果如圖12所示。

圖12 吸力樁不同壓力下承載力分布Fig.12 Bearing capacity distribution of the suction pile under different pressure

由圖12可知，數(shù)值模擬結果與試驗結果比較相近，相同長徑比的吸力樁側向阻力與頂部支持力的分布非常相似。長徑比為1.75的吸力樁在數(shù)值模擬中的承載力分布顯示，側向阻力與頂部支持力的比值穩(wěn)定在2.0～2.1之間，隨著重力的增加，比值呈現(xiàn)逐漸遞減的趨勢；長徑比為1.75的吸力樁在試驗中的側向阻力與頂部支持力的比值穩(wěn)定在1.95～2.3之間。長徑比為1.00的吸力樁在數(shù)值模擬中的承載力分布顯示，側向阻力與頂部支持力的比值穩(wěn)定在1.45～1.60之間，隨著重力的增加比值呈現(xiàn)逐漸遞減的趨勢；長徑比為1.00的吸力樁在試驗中的側向阻力與頂板支持力的比值穩(wěn)定在1.45～1.65之間，并且隨著長徑比的增加，吸力樁的側向承載力占的比重逐漸增加。

3 結 論

(1)吸力樁安裝到位后，隨著靜置時間的延長吸力樁的實時承載力逐漸增加，這是因為吸力樁的在安裝過程中破壞擾動了外部土體，安裝到位的初始承載力主要由吸力樁的裙板內(nèi)側和頂板提供。承載力恢復先快后慢，大約8 h后吸力樁的實時承載力趨于穩(wěn)定。

(2)在吸力樁的安裝均能成功的條件下，其對土體的適應性有巨大差別。不排水抗剪強度越高，吸力樁的初始承載力越高，但是承載力提高越少；反之，吸力樁的承載力越多。本計算方法同樣可以為吸力樁的尺寸設計進行指導。

(3)當在吸力樁的頂部增加垂向力和橫向彎矩的組合力時，橫向力越大吸力樁的偏移越大，崁固端越下移，直到吸力樁整體發(fā)生偏移，而此時的力為吸力樁作用點可承受的最大彎矩。