南海某油田隔水導(dǎo)管施工溜樁風(fēng)險分析

仝 剛，冮 鵬，岳文凱，楊翔騫，傅 超，陳孝亮，李文龍

(1.中國石油大學(xué)(北京) 石油工程學(xué)院，北京 102249；2.中海石油(中國)有限公司 天津分公司，天津 300450)①

南海某油田隔水導(dǎo)管施工溜樁風(fēng)險分析

仝 剛1，冮 鵬2，岳文凱1，楊翔騫1，傅 超1，陳孝亮1，李文龍1

(1.中國石油大學(xué)(北京) 石油工程學(xué)院，北京 102249；2.中海石油(中國)有限公司 天津分公司，天津 300450)①

隔水導(dǎo)管溜樁風(fēng)險預(yù)測是近海鉆井前期的一項(xiàng)重要工作，然而在實(shí)際研究中存在著諸多問題。為了實(shí)現(xiàn)安全高效鉆進(jìn)、準(zhǔn)確控制鉆井進(jìn)程的目的，通過研究并優(yōu)化打樁控制技術(shù)，提出了“海上隔水導(dǎo)管施工溜樁深度預(yù)測理論模型”，其核心是準(zhǔn)確確定海底土極限承載力、隔水導(dǎo)管管柱載荷分析以及對溜樁機(jī)理的研究，建立溜樁初期以及打樁時期的力學(xué)模型。該模型在南海某油田數(shù)口井的隔水導(dǎo)管施工作業(yè)中得到了成功應(yīng)用，隔水導(dǎo)管施工預(yù)測深度范圍與實(shí)際溜樁深度基本一致，為隔水導(dǎo)管施工風(fēng)險評估提供了理論基礎(chǔ)，確保了海上作業(yè)的安全性。

隔水導(dǎo)管；溜樁深度；風(fēng)險預(yù)測；極限承載力

海上平臺在進(jìn)行隔水導(dǎo)管打樁作業(yè)期間，溜樁現(xiàn)象頻發(fā)。具體表現(xiàn)為在打樁過程中隔水導(dǎo)管自身具有的機(jī)械能量大于海底土可承載能量，故在不需要打樁錘的作用下，靠自身能量迅速下滑，有極大的貫入度，通常發(fā)生在打樁初期[1]。當(dāng)目標(biāo)區(qū)塊存在軟弱夾層或“雞蛋殼”地層時，溜樁現(xiàn)象幾乎不可避免。大幅度溜樁事故的發(fā)生，不僅打亂正常作業(yè)的進(jìn)度安排，還容易造成沖斷鋼絲、斷樁，甚至樁錘報廢等風(fēng)險。本文結(jié)合南海某油田隔水導(dǎo)管打樁作業(yè)案例，應(yīng)用相關(guān)預(yù)測溜樁深度理論模型，進(jìn)行隔水導(dǎo)管溜樁風(fēng)險分析，為現(xiàn)場作業(yè)提供理論指導(dǎo)。

1 工程背景

該油田位于我國南海西部，單獨(dú)建立四腿導(dǎo)管架平臺進(jìn)行開發(fā)，共布12口井，全部為油井。工程方案采用1個井口平臺，井槽排列為4(列)×6(行)，井口間距為2.0 m×1.8 m，預(yù)留12井槽以滿足后期鉆調(diào)整井的要求。該平臺一次完成12口井的隔水導(dǎo)管沉樁工作。

施工采用的隔水導(dǎo)管為外徑609.0 mm、壁厚25.4 mm、長12.0 m的開口鋼管。施工所用的打樁錘為D80型筒式柴油打樁錘，打樁錘參數(shù)如表1。

表1 打樁錘參數(shù)

2 海底土承載力分析

隔水導(dǎo)管入泥之后，當(dāng)導(dǎo)管所受阻力等于或大于導(dǎo)管自身所加載荷時，隔水導(dǎo)管就會停止貫入。在整個過程中，影響導(dǎo)管貫入的關(guān)鍵因素包括海底土性質(zhì)、導(dǎo)管受力情況以及導(dǎo)管尺寸，其中海底土性質(zhì)為最關(guān)鍵因素。該區(qū)域海底土質(zhì)參數(shù)如表2所示。

表2 海底土質(zhì)參數(shù)

導(dǎo)管實(shí)際承載力與理論承載力的關(guān)系為[2]

q0=qu+γL

式中：q0為決定導(dǎo)管插深的實(shí)際承載力，kN；qu為理論模型承載力，kN；γ為海底土浮容重，kN /m3；L為插入深度，m。

2.1 粘性土層極限承載力

一般的軟粘土、粘土、粉砂質(zhì)粘土及砂質(zhì)粘土在計算其極限承載力時，均看作粘土，只考慮抗剪強(qiáng)度，不計入內(nèi)摩擦角的影響?；赟kempton模型，粘性土層的極限承載力為[3]

式中：Su為導(dǎo)管底部斷面下半徑的范圍之內(nèi)土壤的平均不排水抗剪強(qiáng)度，kN/m2；L1為計算斷面至泥線的深度，m；A為計算斷面面積，m2；Dm為導(dǎo)管的直徑，m；V為導(dǎo)管排開土的體積，m3。

2.2 砂性土層極限承載力

對于砂性土層，由于土體自身性質(zhì)原因，在計算極限承載力時一般忽略內(nèi)粘聚力影響，只考慮內(nèi)摩擦角，基于Terzaghi和Peck模型，砂性土層極限承載力為

Qu=A·[0.3γ1DmNr+γ2L(Nq-1)]+γV

式中：Nq，Nr為承載力系數(shù)，是內(nèi)摩擦角的函數(shù)；γ1為導(dǎo)管計算斷面之下的平均浮容重，kN/m3；γ2為導(dǎo)管計算斷面之上的平均浮容重，kN/m3。

3 隔水導(dǎo)管錘入法施工管柱載荷計算

該工程隔水導(dǎo)管采用609.0mm無接箍鋼管，隔水導(dǎo)管打樁施工如圖1所示，描述了海上隔水導(dǎo)管打樁作業(yè)時與海上平臺之間的位置關(guān)系。隔水導(dǎo)管除受水平方向上的風(fēng)浪流的作用之外，豎直方向上受力包括自身重力G、所受浮力F、錘的打擊力N、樁端承載力Np及樁側(cè)摩擦力Nf，如圖2所示[4]。在水平方向上，隔水導(dǎo)管還受下部導(dǎo)管架平臺的導(dǎo)向孔制約，保證在打樁過程中隔水導(dǎo)管保持垂直，不發(fā)生屈曲變形。

圖1 隔水導(dǎo)管施工示意

圖2 隔水導(dǎo)管受力示意

4 隔水導(dǎo)管溜樁風(fēng)險預(yù)測分析

在打樁工程作業(yè)中，管串剛剛?cè)肽嗟牧飿渡疃韧ǔ］^大。為了防止初始入泥的大幅度溜樁造成危害，工作程序?yàn)椋汗苤拥侥嗑€后，先慢慢下放管串，靠其自身的質(zhì)量下沉；當(dāng)依靠管串質(zhì)量自沉停止后，再把打樁錘的質(zhì)量壓在管串上，繼續(xù)下沉至停止后，再開啟打樁錘。實(shí)踐表明，導(dǎo)管在沉樁過程中容易在管內(nèi)形成長度為10倍樁徑的土塞[5]。由于在打樁初期階段，在此過程中一般土塞是不閉塞的，對于土塞對導(dǎo)管內(nèi)壁的摩擦力，假定為外側(cè)摩阻力的0～50%[6]。由此，隔水導(dǎo)管施工初期的溜樁深度計算模型為

式中：H為溜樁深度，m；W為隔水導(dǎo)管自重，kN；qp、f為單位樁端和樁側(cè)摩阻力，kN/m3；D為隔水導(dǎo)管外徑，m；d為隔水導(dǎo)管內(nèi)徑，m。

計算得到該區(qū)域的溜樁深度如圖3所示。從圖3中可以看出，預(yù)測的溜樁深度為18～21 m。隔水導(dǎo)管施工實(shí)際溜樁深度與預(yù)測范圍對比如表3所示，溜樁實(shí)際深度與預(yù)測范圍基本一致。

圖3 隔水導(dǎo)管初期溜樁深度

井名打樁初期打樁過程預(yù)測值/m實(shí)際值/m預(yù)測值/m實(shí)際值/mA1M18～2118．5018．5～27．021．50A2H18～2118．5018．5～27．020．25A3H18～2118．2518．5～27．021．00A4H18～2118．2518．5～27．017．75A5H18～2118．5018．5～27．019．00A6H18～2118．5018．5～27．019．50A7M18～2118．5018．5～27．018．00A8H18～2118．5018．5～27．022．75A9H18～2118．2518．5～27．017．75A10H18～2118．5018．5～27．023．00A1118～2118．2518．5～27．019．75A12H18～2118．5018．5～27．020．50

注：以海底泥線處為深度起點(diǎn)。

管串初始溜樁停止后，打樁錘才開啟，首先以最低的能量錘擊管串。在初始階段溜樁現(xiàn)象也經(jīng)常發(fā)生。在打樁過程中的溜樁現(xiàn)象發(fā)生的根本原因是當(dāng)下部地層中存在軟弱夾層時，由于隔水導(dǎo)管貫穿上覆較硬地層，打樁錘具有較大能量，隨著導(dǎo)管進(jìn)入軟弱夾層，其所獲得的樁端和側(cè)壁阻力迅速減小，使得樁身貫入度迅速增大，發(fā)生溜樁。所以，在此過程中準(zhǔn)確地計算打樁阻力對于預(yù)測溜樁具有重要意義。

在打樁錘作用下，樁身以一定的速度向下運(yùn)動，不能再用簡單的靜力平衡描述樁身受力。由于樁土的連續(xù)作用，土體產(chǎn)生疲勞使得打樁阻力大幅降低。土的動阻力是根據(jù)以往在相似土質(zhì)條件地區(qū)打樁經(jīng)驗(yàn)的基礎(chǔ)上估計的。過去的打樁經(jīng)驗(yàn)表明，在粒狀土中，“連續(xù)打樁”與“打樁延遲”兩種情況下，土的外側(cè)面摩阻力是一樣的，即等于土的靜表面摩阻力。在粘性土中，連續(xù)打樁期間土的動表面摩阻力遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于靜表面摩阻力，經(jīng)過足夠長時間的停打后，才能恢復(fù)到靜表面摩阻力的水平。恢復(fù)程度、時間與現(xiàn)場條件有很大關(guān)系并且很難精確確定。

對于現(xiàn)場情況來說，為了防止形成土塞，減小打樁難度，一般采用連續(xù)打樁情況。對于該平臺場址的土質(zhì)情況，期望在連續(xù)打樁期間樁內(nèi)不會形成土塞，因?yàn)樵谕ǔＧ闆r下，當(dāng)土塞完全閉塞時，進(jìn)行溜樁判斷是多余的。在此期間，打樁阻力SRD的組合為：①表面摩阻力。在粘土中為靜表面摩阻力的30%；在砂土中為靜表面摩阻力的100%；②樁端阻力。在粘土和砂土中均為靜樁端阻力的100%，但只作用在樁端壁厚形成的環(huán)形面積上。

當(dāng)準(zhǔn)確地計算出打樁過程中的海底土承載力，再結(jié)合所使用樁錘的一次打擊能量(在初始打樁階段一般為最小能量)，就能夠預(yù)測出溜樁發(fā)生的位置以及溜樁深度。

5 現(xiàn)場實(shí)際施工情況分析

在該油田打樁現(xiàn)場，12口油井都出現(xiàn)了溜樁現(xiàn)象。具體表現(xiàn)為初始入泥階段管串在海底“站不住”，一直往下走，但大鉤懸重在逐漸減小，最后立在海底。此時的入泥深度即為初始入泥深度。接著在啟動打樁錘之前，鉆臺上在正常情況下多接一個單根，以防止溜樁后管串溜下鉆臺，延誤工期。在打樁錘作業(yè)期間，初始階段需要嚴(yán)密監(jiān)視，如果打一錘進(jìn)尺過大則需要立即停錘?，F(xiàn)場出現(xiàn)過打樁過程中向下一次溜樁1～5 m的情況(如表3)。

6 結(jié)論

1) 產(chǎn)生溜樁的因素主要為：①土的性質(zhì)。土體分層明顯，在入泥較淺的部分含有較厚的粘土層，而且上覆層通常為砂土層或較硬粘土層。砂性土比粘性土的承載力大的多，故當(dāng)樁端越過分層處，進(jìn)入下部承載力較低的粘土層時，上部錘的能量保持較大值，但是打樁阻力迅速減小，使得樁身貫入深度驟大，也就發(fā)生了溜樁；②錘擊能量。在打樁過程中，隨著樁的下沉，樁側(cè)摩阻力迅速增加，為繼續(xù)貫入，上部樁錘提供的能量要逐步提高。當(dāng)?shù)貙又写嬖谲浫鯅A層，樁打穿上部硬土層進(jìn)入較厚的粘土層時，土的承載力降低，但錘擊的能量仍保持在高水平，導(dǎo)管受力不再平衡，因此發(fā)生了溜樁；③樁身質(zhì)量。樁身越重，相同錘擊能量作用下，產(chǎn)生的慣性力也就越大，需要土體提供的阻力也就越大。

2) 預(yù)防溜樁采取的措施為：①隔水導(dǎo)管依靠自重不再下沉后，用樁錘緩慢下壓隔水導(dǎo)管至不再下沉；②首先用最低錘擊能量(空擋)進(jìn)行試打，如果進(jìn)尺較低，小于或等于0.25 m，再啟動1擋開始打樁作業(yè)；③在1擋作業(yè)過程中，發(fā)現(xiàn)有下滑過快的現(xiàn)象立刻停錘；④在地層與隔水導(dǎo)管間摩擦力遠(yuǎn)大于隔水導(dǎo)管自重時，根據(jù)每0.25 m的錘擊數(shù)謹(jǐn)慎提高錘擊能量，并且在打樁過程中嚴(yán)密監(jiān)視每次打樁入泥深度，發(fā)現(xiàn)錘擊能量不變，隔水導(dǎo)管入泥速度過快時，及時減小錘擊能量或者停錘。

[1] 張海山，楊進(jìn)，嚴(yán)德，等.海上鉆井隔水導(dǎo)管打入作業(yè)溜樁深度預(yù)測[J].石油鉆采工藝，2013(3)：22-24.

[2] 楊進(jìn).海上鉆井隔水導(dǎo)管極限承載力計算[J].石油鉆采工藝，2003(5)：28-30.

[3] 楊進(jìn)，王兆吉，周建良，等.東方1-1地區(qū)海底土承載力計算及應(yīng)用研究[J].中國海上油氣：工程，2003，15(1)：21-23.

[4] 董偉.海洋采油平臺大直徑超長樁動力沉樁分析方法研究[D].天津：天津大學(xué)，2009.

[5] 盧普偉.大直徑超長鋼管樁應(yīng)用研究[D].天津：天津大學(xué)，2011.

[6] 劉書杰，周建良，楊進(jìn)，等.海上鉆井隔水導(dǎo)管入泥深度預(yù)測與控制技術(shù)研究[J].中國海上油氣，2013(6)：75-81.

Study on the Slip Pile Risk Analysis for Offshore Drilling Conductor Installation

TONG Gang1，GANG Peng2，YUE Wenkai1，YANG Xiangqian1，F(xiàn)U Chao1，CHEN Xiaoliang1，LI Wenlong1

(1.College of Petroleum Engineering，China University of Petroleum，Beijing 102249，China；2.TianjinBranch，CNOOC，Tianjin300450，China)

Risk prediction on conductor slip is an important work of the early stage of the offshore drilling at present，however，there are many challenges in the actual research.In order to achieve the goal of safe and efficient drilling，optimization technology of pile driving is studied and this passage puts forward the “Marine conductor construction slip pile depth prediction model”，its core is used to determine ultimate bearing capacity of the seabed soil and conductor string load analysis to study the mechanism of the pile slip.The relevant mechanics models have been set up.The models have been successfully applied in oil fields，and the conductor predicted depth is consistent with the actual slip pile depth.This passage provides a theoretical basis to ensure the safety of offshore operations.

conductor；slip pile depth；risk analysis；ultimate bearing capacity

1001-3482(2016)12-0011-04

2016-06-03

國家自然科學(xué)創(chuàng)新研究群體項(xiàng)目“復(fù)雜油氣井鉆井與完井基礎(chǔ)研究”(51221003)

仝 剛(1991-)，男，江蘇連云港人，主要從事海洋石油鉆井研究工作，E-mail：tg1002@126.com。

TE951

A

10.3969/j.issn.1001-3482.2016.12.003