海洋水合物地層導管吸力錨貫入安裝負壓窗口分析

秦源康 劉康 陳國明 張愛霞 朱敬宇 夏開朗

1. 中國石油大學(華東)海洋油氣裝備與安全技術研究中心；2. 中國石油集團海洋工程有限公司

天然氣水合物主要分布于深海沉積物或陸域的永久凍土中［1］，我國海域具有廣闊的天然氣水合物資源，據國土資源部研究估算，僅南海水合物的資源量就達到640 億噸油當量［2］。然而，海洋天然氣水合物儲層埋藏淺，土壤弱膠結、地層承載力低，在淺層軟土中進行噴射鉆井易造成土層結構破壞，因此試采時往往會面臨井口承載能力不足、井口失穩等問題。目前，國外在多個淺層油氣開發項目中采用吸力錨表層建井技術，將導管大幅縮短并集成到吸力錨中形成導管吸力錨 CAN(Conductor Anchor Node)。該裝備利用吸力錨貫入安裝技術實現表層建井，這種建井方式安裝效率高、井口承載能力強，在實際應用中取得優異的效果［3-4］。導管吸力錨可大幅提升深水井口的穩定性。然而，相較于常規吸力錨貫入阻力大，自重貫入深度淺，同時頂蓋受載面積減小，導致需求負壓增大、負壓窗口變窄，貫入安裝難度大幅提高，因此有必要對導管吸力錨貫入安裝負壓窗口定量預測方法進行進一步研究。

導管吸力錨貫入安裝過程可分為自重貫入和負壓貫入2 個階段，貫入過程主要受到側壁和端部阻力。目前，國內外學者已對黏土中吸力錨貫入過程進行深入研究。API 規范［5］和DNV 規范［6］給出了吸力錨沉貫阻力、需求負壓和容許負壓的計算公式，但未考慮吸力對貫入阻力的影響。Houlsby 考慮吸力對吸力錨沉貫過程中的端部貫入阻力的影響，建立了吸力錨在自重和吸力作用下的沉貫阻力理論計算模型［7］。Andersen 等建立了砂土中吸力錨負壓貫入階段需求吸力的計算方法［8-9］。鄧凱等設計一種筒形基礎豎向極限承載力計算程序，可計算給定尺寸筒型基礎在特定土層中的貫入深度、貫入阻力以及筒形基礎豎向極限承載力，并通過ANSYS 和ABAQUS 軟件驗證［10］。國振等通過吸力錨沉貫室內模型試驗，得出在黏土中進行吸力沉貫時，API 規范對最大容許吸力估算較為準確，但是實際中應提供比API 規范更大的需求吸力［11］。李大勇等基于極限平衡方法提出了裙式吸力基礎在黏性土中的沉貫阻力與所需吸力的計算公式，并驗證其準確性［12］。

綜上所述，國內外學者對常規吸力錨沉貫過程開展了大量的研究，然而針對導管吸力錨貫入安裝方面的研究較少。因此，在已有研究成果的基礎上，針對我國南海天然氣水合物礦區淺部地層土壤特性，提出海洋水合物淺部地層導管吸力錨貫入安裝負壓窗口預測方法，可為我國南海水合物試采導管吸力錨現場安裝應用提供參考。

1 導管吸力錨的工作原理

噴射法下入導管技術在深水鉆井工程中得到廣泛應用，但該技術作業方式單一，對土壤條件要求高、作業周期長、承載能力弱，在進行天然氣水合物試采時易發生井口失穩風險。吸力錨表層建井技術近幾年在國外得到快速發展，該技術在大幅縮短井身結構的同時提供足夠的承載力，安裝效率高，可為鉆井階段提供穩定的作業環境。如圖1 所示，導管吸力錨為吸力錨表層建井技術的關鍵裝備，其基本形式是外筒頂端封閉底端開口、內筒底端封閉的薄壁鋼制筒中筒結構，為減小端部貫入阻力，內筒采用圓錐形導管塞進行封閉，可預先安裝導管、低壓井口，或者作為導向設備確保導管安全噴射到位。此外，由于導管吸力錨可在建造時對引導管進行預斜，在建設水平井淺層建井方面具有突出的優勢［3］?；谝陨霞夹g優勢，吸力錨表層建井技術對于海洋水合物試采具有良好的適用性，并在未來深水淺部資源的鉆采工程中同樣具有很大應用潛力。

圖 1 天然氣水合物試采表層建井方式Fig. 1 Surface well constructing mode of gas hydrate production test

如圖2 所示，導管吸力錨的安裝過程主要包括2 個階段，一是自重貫入階段，二是負壓貫入階段。導管吸力錨的安裝需克服土壤摩擦阻力，自重貫入階段導管吸力錨與土壤形成內部封閉空間，導管吸力錨依靠其自身重力沉入海底一定深度；負壓貫入階段需利用壓力泵將導管吸力錨內部的水泵吸到外部，導管吸力錨內部與外部之間產生壓力差推動導管吸力錨貫入到設計深度。導管吸力錨安裝過程中，由于負壓對土壤同樣產生作用力，因此應避免負壓過大造成土壤反向承載破壞。

圖 2 導管吸力錨安裝過程Fig. 2 Installation process of conductor anchor node

2 負壓窗口預測方法

2.1 貫入阻力預測模型

針對吸力錨貫入阻力的問題，API 規范認為貫入阻力可看作側壁上的側向摩阻力和端部承載力與其他部件阻力的總和［5］，即

式中，Qt為總貫入阻力，kN；Qs為側壁阻力；Qp為端部阻力，kN；Aw為沒入泥面以下的錨筒內外壁表面積，m2；αs=1/St，St為黏土靈敏度；Sud為土體中某一點的不排水抗剪強度，kPa；(αsSud)ave為從筒裙底邊至泥面的筒壁表面摩擦力平均值，kN；At為筒裙底邊的面積；Nc為黏土中吸力錨的承載力系數，取7.5［5］；Sui為筒裙底邊處的土體不排水抗剪強度，kPa；γ為土體的有效重度，kN/m3；z為吸力錨貫入深度，m。

Houlsby［7］在側壁阻力計算中引入吸力錨筒壁內外土壤黏結系數，對不排水抗剪強度進行折減，底部阻力則依據API 規范提供的方法進行計算。

式中，Qt為總貫入阻力，kN；αo和αi分別為吸力錨外側壁和內側壁的黏結系數；Suv為沿吸力錨貫入深度方向不排水抗剪強度均值，kPa；Do為吸力錨外筒外徑，m；Di為吸力錨外筒內徑，m；Nq為承載力系數，對于不排水情況取值為1；D為吸力錨外筒外徑與內徑的均值，m；t為吸力錨外筒厚度，m。

如圖3 所示，導管吸力錨包括內導管和錐形導管塞兩部分。因此，常規端阻計算方法不適用于計算內導管端部的阻力，需要引入錐形樁承載力的計算公式［13-14］，考慮錐形樁為提高承載力通常側面比較粗糙，而錐形導管塞則對表面進行光滑處理以降低貫入阻力，因此采用錐形樁承載力計算公式計算錐形導管塞貫入阻力時增加修正系數ε，則錐形導管塞阻力計算公式為

圖 3 導管吸力錨結構參數示意圖Fig. 3 Schematic structure parameter of conductor anchor node

式中，Qz為錐形導管塞阻力，kN；ε為修正系數，取值為0.5；U為錐形塞平均周長，m；l為錐形塞高度，m；f為土的抗剪強度，kPa；fσ為附加抗力［15-16］，kN；α為錐形導管塞錐角，°。

由式 (1)~(5) 可以推導導管吸力錨貫入阻力預測模型為

式中，Qa為導管吸力錨貫入阻力，kN；Qsc為導管吸力錨側壁阻力，kN；Qtc為導管吸力錨端部阻力，kN；do為導管吸力錨的外筒外徑，m；di為導管吸力錨的外筒內徑，m；d為導管吸力錨的內筒外徑，m；l為導管吸力錨內筒貫入深度，m。

當導管吸力錨貫入阻力與其自重相等時，導管吸力錨自重貫入階段結束，此時的貫入深度即為自重貫入深度。

2.2 負壓窗口預測模型

導管吸力錨負壓貫入階段負壓過小將導致吸力錨不能貫入，負壓過大將導致土壤發生反向承載破壞。負壓窗口為使導管吸力錨安全貫入的負壓范圍，其下限為需求負壓，即負壓加導管吸力錨自重大于該貫入深度土壤摩阻力時的負壓值；上限為容許負壓，通過臨界負壓除以安全系數計算，臨界負壓為導致吸力錨底端土壤發生反向承載破壞的負壓。

API 規范中吸力錨負壓貫入階段需求負壓和臨界負壓為

基于式 (9) 推導導管吸力錨負壓貫入階段需求負壓預測模型為

基于式 (10) 推導導管吸力錨負壓貫入階段容許負壓預測模型為

式中，Δpr為需求負壓，kPa；W為吸力錨浮重，kN；An為吸力錨頂蓋受負壓面積，m；Δpc為臨界負壓，kPa；As為給定深度吸力錨內側面積，m；Δpe導管吸力錨負壓貫入階段的需求負壓，kPa；Δpa為導管吸力錨負壓貫入階段的容許負壓，kPa；μ為安全系數。

2.3 負壓窗口分析流程

綜合考慮導管吸力錨貫入深度的安全性與可行性，建立適用于海洋水合物開采的導管吸力錨負壓窗口預測程序，如圖4 所示。首先，基于貫入阻力預測模型從第1 層土壤參數開始計算隨深度變化的貫入阻力，若當前土層存在與井口吸力錨浮重相等的貫入阻力時，輸出自重貫入深度，若不存在則繼續計算下一層土層；第2 步，輸入自重貫入深度所在土層及以下各土層參數，基于負壓窗口預測模型計算需求負壓和容許負壓；第3 步，依據需求負壓和容許負壓繪制負壓窗口；第4 步，根據負壓窗口判斷當前導管吸力錨結構參數和土壤參數下，導管吸力錨是否可以在一定安全系數下貫入到設計深度，為導管吸力錨貫入安裝和結構設計提供參考［17-18］。

圖 4 導管吸力錨負壓窗口預測程序Fig. 4 Negative pressure window prediction procedure of conductor anchor node

3 實例計算與分析

導管吸力錨的基本參數：外筒高度為11.5 m，外筒外徑為6 m，側壁壁厚為3 cm，內筒外徑尺寸為1.066 8 m，內筒長度為11 m，錐形導管塞錐角為70°，導管吸力錨浮重為90.5 kN，設計貫入到位深度為11 m。以我國南海某水合物礦區井位淺層土土壤參數為例進行貫入安裝設計，井位1、井位2 的土壤參數如表1 所示。基于井位1 土壤參數得到導管吸力錨貫入安裝設計方案如圖5 所示，貫入阻力隨貫入深度的增加呈非線性增加趨勢，根據貫入阻力曲線得到貫入阻力與自重相等的深度為3.97 m，即自重貫入深度為3.97 m；需求負壓隨貫入深度的增加而非線性增加，根據需求負壓曲線得到貫入到位時需求負壓為0.974×105Pa，該導管吸力錨承壓面積為26.93 m3。因此，吸力錨貫入到位時的需求負壓可提供2 622.2 kN 推力，加上導管吸力錨浮重905 kN，與導管吸力錨貫入到位時的貫入阻力3 527.2 kN 一致；容許負壓隨貫入深度的增加而線性增加，在安全系數μ為1.5［5］的情況下，貫入到位時的容許負壓為1.03×105Pa；隨著貫入深度的增加，需求負壓與容許負壓之間的負壓窗口逐漸變窄。

表 1 井位土壤參數Table 1 Soil parameters of well location

圖 5 井位1 貫入安裝計算結果Fig. 5 Calculation result of penetration installation in Well Location 1

基于井位2 土壤參數得到導管吸力錨貫入安裝實施方案如圖6 所示，根據貫入阻力曲線得到自重貫入深度為2.78 m，與井位1 對比可知，土壤抗剪強度越大的井位自重貫入深度越淺；貫入到位時需求負壓為1.4×105Pa，可提供3 763.4 kN 推力，加上導管吸力錨浮重905 kN，與貫入到位時的貫入阻力4 668.4 kN 一致；在安全系數μ為1.5［5］的情況下，貫入到位時的容許負壓為1.27 ×105Pa，隨著貫入深度的增加，需求負壓與容許負壓之間的負壓窗口越來越窄，在貫入深度為10 m 時，需求負壓曲線與容許負壓曲線相交，若繼續增大負壓，土壤發生反向承載破壞的風險較大，當安全系數μ減小到1.3 時，貫入到位時的容許負壓為1.46×105Pa，此時導管吸力錨可貫入到設計深度。減小安全系數可擴大負壓窗口，但也增大了土塞現象的發生概率。與井位1 結果對比得出，在土層較硬的情況下，需求負壓與容許負壓會發生相交，即負壓窗口會出現提前閉合現象，說明土壤的抗剪強度對負壓窗口的影響較大。通過實例分析得出，導管吸力錨貫入安裝負壓窗口預測方法可以合理預測導管吸力錨貫入阻力、自重貫入深度和負壓窗口，具有較好的適用性。

圖 6 井位2 貫入安裝計算結果Fig. 6 Calculation result of penetration installation in Well Location 2

4 仿真驗證與分析

4.1 模型建立與載荷施加

為進一步說明導管吸力錨貫入負壓窗口預測方法的準確性，采用有限元方法進行驗證。依據實例計算中導管吸力錨的結構參數，建立三維有限元模型如圖7 所示，由于模型為對稱結構，為減少計算量采用1/2 模型。導管吸力錨選用Solid 185 單元進行模擬，彈性模量取210 GPa，泊松比取0.3，密度取7 850 kg/m3。土體采用Drucker-Prager 模型，土體半徑為15 m，高度為40 m，共劃分為2 層，第1 層土體的抗剪強度設置為泥面到導管吸力錨底部土壤的平均抗剪強度，第2 層設置為導管吸力錨端部深度的土壤的抗剪強度。導管吸力錨與土壤間的相互作用面通過建立接觸對進行模擬。對模型底部施加Z方向的位移約束，對土體模型周邊施加X、Y方向的位移約束，模型對稱面施加對稱約束。

圖 7 導管吸力錨-土壤有限元模型Fig. 7 Conductor anchor node-soil finite element model

加載過程分為2 個載荷步進行，在完成對模型邊界和接觸對設置的前提下，第1 個載荷步對模型施加重力，完成分析后輸出結果文件；第2 個載荷步先導入初始地應力，完成地應力平衡，然后采用線性加載方式對導管吸力錨頂蓋施加向下的均布壓力，對內部土體頂面施加向上的均布拉力來模擬負壓貫入階段導管吸力錨受力狀態。

4.2 結果對比與分析

當筒土接觸面上的摩擦力達到極限值后，導管吸力錨將出現剛體位移，仿真分析不收斂將停止計算，此時導管吸力錨自重和壓力載荷的和大于當前貫入深度時土壤提供的承載力，即此時的均布壓力載荷為當前貫入深度的需求負壓。分別對井位1 和井位2 進行仿真計算獲得規律一致的結果。如圖8所示，井位2 的自重貫入深度為2.78 m，以1 m 為間隔分別建立導管吸力錨-土壤有限元模型進行仿真計算，圖中各曲線為貫入深度4~10 m 時的負壓載荷-位移曲線，曲線的終點對應各模型計算停止時的負壓載荷便為需求負壓仿真計算結果。從整體來看，隨著貫入深度的增加，需求負壓值隨之增加。

圖 8 井位2 需求負壓仿真計算結果Fig. 8 Simulation calculation result of required negative pressure in Well Location 1

如圖9 所示，井位2 的貫入深度5~7 m 時仿真計算結果略大于理論計算結果，貫入深度分別為4、8、9 和10 m 時仿真計算結果與理論計算結果較接近，整體結果符合度較高。負壓貫入階段需求負壓仿真計算結果均位于預測方法得出的負壓窗口內，負壓貫入前期，仿真計算結果略大于理論計算結果，這與國振等［11］通過試驗得到的結論一致，負壓貫入后期階段，仿真計算結果與理論計算結果十分接近，說明導管吸力錨貫入安裝負壓窗口預測方法具有較高的準確性。

圖 9 井位2 負壓窗口與仿真計算結果Fig. 9 Negative pressure window in Well Location 2 and itssimulation calculation result

5 結論

(1)在API 規范基礎上，考慮導管吸力錨結構特點，提出貫入阻力和負壓窗口預測模型，建立海洋水合物地層導管吸力錨貫入安裝負壓窗口預測方法。對2 個不同土壤參數的井位進行貫入安裝實例計算，計算結果表明，該方法能夠合理預測貫入阻力、自重貫入深度和負壓窗口，具有較好的適用性。

(2)研究結果表明，導管吸力錨貫入阻力隨貫入深度的增加呈非線性增加趨勢，土壤抗剪強度越大的井位自重貫入深度越淺；隨著貫入深度的增加，容許負壓呈線性趨勢增加，需求負壓呈非線性趨勢增加，負壓窗口逐漸變窄，在土壤抗剪強度較高的井位，負壓窗口具有提前關閉的風險，需重點關注。

(3)基于導管吸力錨-土壤非線性接觸有限元模型，進行負壓貫入仿真分析。仿真結果與理論計算結果具有較好的符合度，驗證了導管吸力錨貫入安裝負壓窗口預測方法的有效性。導管吸力錨貫入安裝負壓窗口預測方法對于海洋水合物等淺層資源的開采具有重要的指導意義。