劉書杰, 何 連, 劉 正, 包興先, 王 騰

深水井口導(dǎo)管管土界面摩擦退化試驗(yàn)研究

劉書杰1, 何 連1, 劉 正1, 包興先2, 王 騰2

(1. 中海石油（中國）有限公司海南分公司, 海南 海口 570312; 2. 中國石油大學(xué)（華東）石油工程學(xué)院, 山東 青島 266580)

深水井口導(dǎo)管在黏土中的貫入阻力與導(dǎo)管土體界面的黏性摩擦系數(shù)密切相關(guān)。在導(dǎo)管安裝過程中, 管土界面會產(chǎn)生大位移剪切, 使得導(dǎo)管-黏土界面剪切力產(chǎn)生退化。本文針對傳統(tǒng)剪切試驗(yàn)裝置小位移剪切的限制, 無法正確描述井口導(dǎo)管貫入時導(dǎo)管-黏土界面大位移剪切時的退化機(jī)理, 采用GDS多功能界面剪切試驗(yàn)儀在恒應(yīng)力條件下進(jìn)行大位移單調(diào)剪切試驗(yàn), 研究法向應(yīng)力對導(dǎo)管管土界面摩擦退化機(jī)理的影響規(guī)律。試驗(yàn)結(jié)果表明, 大位移單調(diào)剪切時, 界面剪應(yīng)力隨剪切位移先增大后減小, 最終趨于穩(wěn)定, 界面表現(xiàn)出剪應(yīng)力退化現(xiàn)象, 隨著法向應(yīng)力的增大界面峰值應(yīng)力與殘余應(yīng)力均增大; 土樣法向位移隨著剪切位移、法向應(yīng)力的增加而增大最終趨于穩(wěn)定。最后在對試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析的基礎(chǔ)上, 基于剪應(yīng)力隨無量綱位移的退化規(guī)律, 提出了界面剪應(yīng)力隨累積位移退化的計算方法。并結(jié)合算例對比分析了井口導(dǎo)管在貫入80 m深度處, 由于界面摩擦退化效應(yīng)導(dǎo)致導(dǎo)管貫入阻力降低了28.48%。

導(dǎo)管; 貫入阻力; 黏性界面; 摩擦退化; 界面剪切試驗(yàn)

水下井口導(dǎo)管是井身結(jié)構(gòu)中的第一層表層套管, 它為整個導(dǎo)管柱、海底采油樹和防噴器組提供結(jié)構(gòu)和支撐。目前, 在深水環(huán)境中把噴射下導(dǎo)管技術(shù)當(dāng)作首選的導(dǎo)管安裝方法[1-2]。簡單來說, 如圖1所示, 整個噴射管串系統(tǒng)由內(nèi)外兩層管柱組成, 內(nèi)層管柱主要包括底部鉆具組合、鉆柱等, 外層管柱為導(dǎo)管。管串送達(dá)海底泥線時, 鉆頭邊旋轉(zhuǎn)邊噴射鉆孔, 管串依靠自身的重力克服土體摩擦阻力, 保證導(dǎo)管順利貫入。在導(dǎo)管貫入過程中, 如果設(shè)計的管串重量過大, 導(dǎo)管下至預(yù)定深度時, 松開大鉤后, 由于管土之間的側(cè)摩阻力過小, 導(dǎo)致井口失穩(wěn)并下沉。如果設(shè)計的管串重量過小, 在安裝過程中會出現(xiàn)卡鉆現(xiàn)象, 導(dǎo)管無法下至預(yù)定深度[3]。因此, 需要正確評估導(dǎo)管貫入過程中的阻力變化, 合理配置管串重量, 保證導(dǎo)管下入到設(shè)計深度。

由于導(dǎo)管的貫入安裝過程和樁基貫入過程相似, 因此, 通常參考樁基貫入阻力變化來研究導(dǎo)管貫入阻力。在不排水情況下, 美國石油協(xié)會(American Petroleum Institute, API)規(guī)范[4]建議黏土中管土界面的剪應(yīng)力是當(dāng)前土體強(qiáng)度u的函數(shù), 即:

式中, α是界面的黏聚力系數(shù), 取值范圍從0到1, su是土體的不排水抗剪強(qiáng)度[4]。

對于樁基貫入過程中黏性界面的摩擦退化現(xiàn)象, 帝國理工學(xué)院法、Fugro法、西澳大學(xué)法推薦通過引入(/R), 來考慮樁基貫入黏土中樁側(cè)阻力退化, 其中為土體離樁端的距離,為樁的半徑,為退化系數(shù)[4-7]。在導(dǎo)管貫入過程中, 管土之間存在較大的相對位移, 管身單位側(cè)摩阻力也會出現(xiàn)不同程度的退化, 即管土界面處會出現(xiàn)的剪切退化效應(yīng)[8]。管土之間的側(cè)摩阻力達(dá)到極限后會出現(xiàn)退化, 最終衰減到一個定值, 對應(yīng)的樁土界面的黏聚力系數(shù)α通常為土體的靈敏度t的倒數(shù)[9-11], 而Akers等人[12]通過現(xiàn)場試驗(yàn)得出導(dǎo)管的單位側(cè)摩阻力通常取未擾動土體的不排水抗剪強(qiáng)度的1/4～1/3, 近似達(dá)到該區(qū)域土體的靈敏度的倒數(shù)(t=2.6～3.6)。

許多學(xué)者對樁-土界面剪切特性及其影響因素進(jìn)行了大量試驗(yàn)研究, 但樁-黏土界面力學(xué)特性的試驗(yàn)較少[13-23]。通過界面剪切試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)界面力學(xué)特性不僅取決于界面材料及其粗糙度, 還取決于土體的成分、含水量、法向應(yīng)力的大小和剪切速率[14, 19-20]。Taha等[21]通過環(huán)剪儀進(jìn)行了恒應(yīng)力的黏土界面剪切試驗(yàn), 結(jié)果表明界面剪應(yīng)力在剪切位移為2～3 mm時達(dá)到峰值, 后由于土體顆粒重新定向排列界面剪應(yīng)力出現(xiàn)退化, 當(dāng)剪切位移為100 mm時達(dá)到殘余抗剪強(qiáng)度; 且在剪切過程中試樣體積減小, 發(fā)生剪縮現(xiàn)象。

由于傳統(tǒng)界面剪切試驗(yàn)裝置的限制, 研究成果主要為小位移界面剪切, 且單調(diào)界面剪切試驗(yàn)的剪切位移在8 mm左右。缺少大位移作用下的界面剪切機(jī)理研究。本文針對井口導(dǎo)管-黏土界面進(jìn)行大位移作用下的單調(diào)剪切試驗(yàn), 研究其對界面摩擦阻力退化機(jī)理, 合理地確定導(dǎo)管貫入過程中的貫入阻力, 以保證導(dǎo)管在實(shí)際安裝過程中順利貫入這一工程問題。

1 試驗(yàn)設(shè)備及試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)所用儀器為多功能界面剪切試驗(yàn)儀, 試驗(yàn)儀由英國Global Digital Systems (GDS)公司生產(chǎn), 如圖2所示。鋼板剪切面固定轉(zhuǎn)動約束, 旋轉(zhuǎn)底盤帶動土樣轉(zhuǎn)動, 實(shí)現(xiàn)土樣與鋼板剪切面的連續(xù)剪切。試驗(yàn)過程中, 實(shí)時測試扭矩、法向荷載、豎向位移和轉(zhuǎn)動角度(位移)。

土樣剪切過程中面積不變, 通過測試剪切過程中的扭矩, 由式(2)得到界面的平均剪切應(yīng)力:

式中,為界面剪應(yīng)力, 單位kPa;為扭矩, 單位(N·m);為剪切面的半徑, 單位m。

1.2 試樣準(zhǔn)備及試驗(yàn)方案

試驗(yàn)用土為高嶺土, 首先使用烤箱將黏土塊烘干, 將干燥后的黏土塊粉碎并使用粉磨機(jī)磨成粉, 然后使用0.03 mm的篩子進(jìn)行篩分。再將黏土粉末與蒸餾水混合, 得到含水量80%的黏土泥漿。將黏土泥漿緩慢放入固結(jié)儀中, 對土體施加法向應(yīng)力與反壓, 使土體在有效法向應(yīng)力為200、250、400 kPa的情況下完全固結(jié)。

圖2 GDS多功能界面剪切試驗(yàn)儀

采用GDS多功能界面剪切試驗(yàn)儀開展恒定法向應(yīng)力下剪切速率為1 cm/min的界面單調(diào)剪切試驗(yàn), 以研究法向應(yīng)力、剪切位移對界面剪切性能的影響。試樣尺寸為直徑70 mm, 高22 mm, 試驗(yàn)方案如表1所示。

表1 界面剪切試驗(yàn)方案

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

圖3為不同法向應(yīng)力下鋼-黏土界面剪應(yīng)力-剪切位移曲線。從圖中可以看出, 不同法向應(yīng)力下鋼-黏土界面剪應(yīng)力都隨著剪切位移的增加而逐漸增大, 在2 mm剪切位移時達(dá)到峰值, 后隨位移增大減小并趨于穩(wěn)定, 即出現(xiàn)應(yīng)力軟化現(xiàn)象。且當(dāng)變形超過一定值后, 則處于相對穩(wěn)定狀態(tài)。且隨著法向應(yīng)力的增大, 鋼-黏土界面的界面峰值抗剪強(qiáng)度和殘余抗剪強(qiáng)度增大。本文根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù), 擬合出界面峰值抗剪強(qiáng)度與土體初始不排水強(qiáng)度ui的關(guān)系如式(3)所示(2=0.987); 殘余抗剪強(qiáng)度與土體強(qiáng)度的關(guān)系如式(4)所示(2=0.994)。

本試驗(yàn)中假定界面黏聚力系數(shù)不變, 則可求得土體單調(diào)剪切至穩(wěn)定的靈敏度等于相同法向應(yīng)力下峰值強(qiáng)度除以殘余強(qiáng)度。由此可知, 當(dāng)法向應(yīng)力分別為200、250、400 kPa時, 靈敏度為1.27、1.33、1.41, 由此可知隨著法向應(yīng)力的增大土體靈敏度增大, 樁-黏土界面的退化程度增大。

圖3 剪切應(yīng)力-剪切位移曲線

圖4為不同法向應(yīng)力下鋼-黏土界面法向位移-剪切位移曲線。由圖4可知, 在不同法向應(yīng)力下, 界面剪切試驗(yàn)過程中試樣發(fā)生了剪縮現(xiàn)象, 這是由于土體顆粒的重新定向排列產(chǎn)生的。從界面剪切位移-法向位移曲線可以看出, 試樣剪縮大部分發(fā)生在0～ 10 mm剪切位移范圍內(nèi), 占總剪縮量的90.1%; 當(dāng)剪切位移在10～40 mm范圍內(nèi)時, 試樣剪縮現(xiàn)象呈現(xiàn)退化趨勢, 且試樣總的體積形變最終達(dá)到一個穩(wěn)定值, 這與孔令偉[20]做的試驗(yàn)結(jié)果基本一致。

圖4 法向位移-剪切位移曲線

3 界面摩擦退化機(jī)理研究

表2給出了不同法向應(yīng)力下的界面的黏聚力系數(shù)、ui與殘余剪切強(qiáng)度。由表2可以擬合ui=0.396v。為研究界面強(qiáng)度退化規(guī)律, 這里假定黏聚力系數(shù)不變, 則界面剪應(yīng)力退化即為土體強(qiáng)度的退化。

表2 不同法向應(yīng)力下的界面的黏聚力系數(shù)與土體強(qiáng)度

Einav等[22]基于循環(huán)T-bar試驗(yàn), 通過累積塑性應(yīng)變建立土體強(qiáng)度循環(huán)退化模型, 即

式中,u為土體當(dāng)前不排水抗剪強(qiáng)度, 單位kPa;ui為土體初始不排水抗剪強(qiáng)度, 單位kPa;rem為土體靈敏度t的倒數(shù), 單位無量綱;為累積塑性應(yīng)變, 單位無量綱;95為土體發(fā)生95%重塑時累積塑性應(yīng)變, 單位無量綱。Wang等[23]提出了土體強(qiáng)度隨累積位移循環(huán)退化的計算公式,

式中,pa為土體的剪切位移, 單位m;為衰減系數(shù), 無量綱;為樁徑, 單位m。從式(6)可以得知, 當(dāng)剪切位移pa增大到一定程度后,u/ui=rem。因此rem控制土體退化后的穩(wěn)態(tài)強(qiáng)度。

本文以式(6)為基礎(chǔ), 定義了剪切位移和法向應(yīng)力相關(guān)的無量綱位移參數(shù)pa/10050, 并對試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合, 建立了基于無量綱累積位移的界面剪應(yīng)力退化公式, 即

式中,為界面黏聚力系數(shù), 單位無量綱;為衰減系數(shù), 單位無量綱;50為達(dá)到峰值剪應(yīng)力一半時對應(yīng)的剪切位移見表3, 單位m。

表3 y50的數(shù)值

式(7)中的rem可以直接由剪切過程的u/ui求得。衰減系數(shù)可通過式(7)擬合圖3中曲線得到, 擬合衰減系數(shù)見表4。表4中擬合的復(fù)相關(guān)系數(shù)2均大于0.995, 且不同法向應(yīng)力條件下界面剪應(yīng)力衰減系數(shù)均為0.2, 表明衰減系數(shù)與剪切位移幅值、法向應(yīng)力無關(guān), 即無量綱位移能合理反映法向應(yīng)力和剪切位移幅值的綜合影響。

將擬合得到的=0.2代入到式(7)可以計算得到大位移剪切荷載作用下的界面剪應(yīng)力。式(7)中的參數(shù)可由API規(guī)范[4]確定, 式(7)可以計算樁基在大位移剪切作用下的樁側(cè)摩阻力的退化特性。

表4 擬合曲線求得參數(shù)

4 算例分析

為了研究黏性界面退化模型對導(dǎo)管貫入阻力的影響, 這里結(jié)合南海某井場工程實(shí)際進(jìn)行井口導(dǎo)管貫入阻力退化分析。井場導(dǎo)管直徑=0.762 m, 貫入深度80 m。黏土的土體強(qiáng)度剖面為u=0.5+0.87d(kPa),d為土體深度, 黏土的有效容重γ′=6.5 kN/m3。

圖5 界面剪應(yīng)力隨無量綱剪切位移的退化曲線

噴射導(dǎo)管下入過程中, 噴射水射流對管周土體產(chǎn)生射流砰擊力切割土體, 在土體中產(chǎn)生超孔隙水壓力對土體產(chǎn)生擾動, 導(dǎo)致管周土體強(qiáng)度降低。其產(chǎn)生超孔隙水壓力由以往研究[24]可知約為6.02ui。由式(6)v′=v–6.02ui可以得到噴射擾動后的界面阻力。

圖6 摩擦退化對導(dǎo)管貫入阻力的影響

圖6中給出了考慮摩擦退化與不考慮退化導(dǎo)管貫入阻力隨著深度的變化曲線。從圖中可以看出, 由于土體強(qiáng)度隨深度線性增大導(dǎo)管貫入阻力隨著貫入深度都是呈現(xiàn)非線性增加。管土界面摩擦退化效應(yīng)在貫入初期對貫入阻力的影響并不顯著, 但隨深度增大, 土體強(qiáng)度增大其影響逐漸明顯。80 m深度處, 考慮摩擦退化和不考慮摩擦退化得到的貫入阻力分別是455.3 kN、611.4 kN, 考慮摩擦退化后貫入阻力下降28.5%。

5 結(jié)論

本文針對深水井口導(dǎo)管大位移貫入界面摩擦退化現(xiàn)象, 采用GDS界面剪切儀進(jìn)行管土大位移單調(diào)剪切試驗(yàn)研究, 揭示大位移剪切界面摩擦力的退化機(jī)理, 提出了界面剪應(yīng)力退化的計算方法, 得到的結(jié)論如下:

(1)單調(diào)大位移剪切時, 由于黏土顆粒的重新定向排列, 界面剪應(yīng)力出現(xiàn)應(yīng)力退化。且剪切土樣產(chǎn)生了剪縮現(xiàn)象, 大部分發(fā)生在0～10 mm剪切位移范圍內(nèi), 占總剪縮量的90.1%。

(2)基于界面剪切試驗(yàn)殘余強(qiáng)度與初始強(qiáng)度比值, 擬合得到土體的黏聚力系數(shù)和靈敏度系數(shù)。

(3) 基于剪應(yīng)力隨無量綱剪切位移的退化規(guī)律, 提出了鋼-黏土界面剪應(yīng)力隨無量綱位移的退化計算方法。

(4)南海某井場工程實(shí)際算例的計算結(jié)果表明, 考慮界面阻力退化的導(dǎo)管總貫入阻力減小28.48%。

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Experimental study on soil-conductor interface friction degradation of wellhead in deepwater

LIU Shu-jie1, HE Lian1, LIU Zheng1, BAO Xing-xian2, WANG Teng2

(1. CNOOC Ltd. Hainan, Haikou 570312, China; 2. School of Petroleum Engineering, China University of Petroleum (East China), Qingdao 266580, China)

The penetration resistance of a deep-water conductor in clay is closely related to its friction resistance at the conductor–soil interface. During the installation of this conductor, considerable displacement occurs at the soil–pipe interface, causing degradation in the friction at the conductor–clay interface. Conventional shear testing devices cannot accurately describe this degradation mechanism at the conductor–soil interface under large displacement shear during the conductor penetration; therefore, in this study, to address this limitation, the GDS multifunctional interface shear testing apparatus was used to conduct large displacement monotonic shear tests under constant stress conditions. The aim was to investigate the influence of normal stress on the degradation mechanism of friction at the conductor–soil interface. The experimental results indicate that during the monotonic shear, the interfacial shear stress initially increases with shear displacement and then decreases, eventually reaching a stable state. The interface exhibits shear stress degradation. With increasing normal stress, the peak stress and residual stress at the interface also increase. The normal displacement of the soil sample increases with shear displacement and normal stress and eventually reaches a stable value. Based on the analysis of the experimental data, a simple method is proposed to calculate the interfacial shear stress with increasing dimensionless displacement considering the shear stress degradation mechanism. Finally, by combining an engineering case study of a conductor at a depth of 80 m, degradation of the interfacial friction is demonstrated to have reduced penetration resistance by 28.48%.

conductor; penetration resistance; adhesive contact interface; friction degradation; interface shear test

Dec. 14, 2022

[National Natural Science Foundation of China, No. 52078483]

P75

A

1000-3096(2023)10-0025-07

10.11759/hykx20230904004

2022-12-14;

2023-09-04

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(52078483)

王騰(1973—), 男, 山東海陽人, 博士, 教授, 主要從事海洋巖土工程方面研究, E-mail: wteng73@upc.edu.cn

(本文編輯: 叢培秀)