深水域工程地質鉆探套管選型與加固方案研究

王風華，劉曉明

(中鐵大橋勘測設計院集團有限公司，武漢 430050)

巖土工程勘察中水域鉆探施工較陸域困難許多，特別在水深且流速大的海域，起導向、隔水及護壁作用的套管下入海床前由于水流沖擊變形，若其選型及加固方案選取不合理，套管將產生過大變形以致鉆探無法進行［1］。

1 工程概況

擬建瓊州海峽跨海大橋連接廣東省徐聞縣與海南省海口市，跨海部分長約26 km，橋址處最大海水流速4.8節(2.45 m/s)，最大海水深度108 m。針對瓊州海峽水域流速大和深水問題，為保障海域勘探順利進行，合理選擇套管參數和加固方案十分必要。

2 套管繞流阻力計算公式及參數選取

套管置于勻速流動的海水中，一方面由于作用在迎流面前后管壁上的壓強分布不對稱，形成壓強阻力;另一方面海水本身黏滯性切應力作用于管壁形成表面摩擦阻力。套管繞流阻力即為壓強阻力和表面摩擦阻力之和，為套管對來流的反作用力，方向與海水流動方向相反［2］。

FD=0.5CDρV2A

式中，CD為繞流阻力系數;A為套管在垂直流體運動方向平面上的投影面積;ρ為海水密度;V為海水流動速度。

早在 1958 年，Hoerner［4］通過風洞試驗對置于無限深的均勻來流的無限長直立圓柱、方柱、平板等的阻力進行測試，測得了不同障礙物下阻力系數CD與雷諾數Re的關系曲線。雷諾數(Re)是流體流動中慣性力與黏性力的比值，表達式如下

Re= ρVL/μ

式中，ρ為海水密度;V、L分別為流場的特征速度和特征長度;μ為流體動力黏度。

瓊州海峽中部海水流速為0.5～4.8節(0.26～2.45 m/s)，平均海水溫度為24℃，對應的動力黏度為1×10-3kg/m·s，特征長度L取套管直徑0.18～0.30 m，海水密度取1.03 g/cm3，可得套管繞流對應的雷諾數Re為2.0×105～4.5×105，與之對應的阻力系數CD取1.2。

3 不同型號套管繞流阻力對比計算

水域鉆探常用套管直徑型號為φ127～φ299 mm，在深水及高流速區域則常用φ180 mm，壁厚5 mm。瓊州海峽較淺水域，水深50 m左右鉆探采用的方案就是φ180 mm套管加兩道φ20 mm鋼索保險繩，鋼索分別固定于套管1/3，2/3處。這套方案實踐證明是可行的，但當水深到80 m左右時這套方案在施工時則遇到了困難，那就是在水流沖擊下套管變形過大，鉆孔垂直度難以保證。

套管變形過大有3個方面的原因，一是套管本身軸慣性矩小了，剛度不夠;二是水流沖擊力太大;三是保險繩錨固位置不合理，沒有充分發揮套管剛度。所以為了解決套管變形過大，就應增大套管剛度，減小迎流面積，合理布置保險繩錨固位置入手。

3.1 兩錨固點套管系統變形特征

為了定量研究不同型號套管在不同流速下的變形特征，假設水深80 m，把兩道保險繩固定于套管1/3、2/3處，海水流向平行于保險繩，變化套管型號和流速，利用ANSYS有限元軟件計算分析套管的響應特征，套管采用pipe16單元，保險繩采用link單元，采用鉸節點連接link和pipe單元，由于套管2/3以下為懸臂梁，故不同工況下變形量最大值均發生在套管最底部的節點上，位移特征見圖1。

圖1 海水沖擊下套管及保險繩位移特征

3.2 不同流速下套管變形特征

選用φ273 mm×10 mm套管，計算流速1～5節時套管的最大變形量、最大彎矩以及鋼索保險繩軸向力，結果見表1，圖2。

表1 φ273 mm套管在不同海水流速下響應對比

圖2 套管位移和彎矩最大值與流速關系曲線

套管變形量、彎矩極值及保險繩拉力均與海水流速呈非線性增長關系，流速2.5節時是個轉折點，此后曲線斜率增加更快，所以鉆探下套管時應盡量在海水流速小于2.5節時施工，以減小套管變形量，保障下入海床后套管的垂直度。

3.3 不同套管直徑下的變形特征

在海水流速為2節的情況下，選用不同直徑的套管(壁厚均為10 mm)，對比分析不同直徑下套管變形響應。計算結果見表2，圖3。

表2 不同直徑時套管響應對比

圖3 套管位移和彎矩最大值與套管直徑關系曲線

套管最大位移與其直徑呈非線性關系，隨套管直徑增大最大位移不斷減小，由圖3可得在套管直徑大于230 mm后最大位移減小幅度衰減，而最大彎矩與套管直徑變化呈低斜率線性關系，對套管直徑的變化不敏感。當套管直徑超過230 mm后強調增大套管直徑的方案并不能明顯的減小套管變形量，這是因為此時套管的迎流面積也在增大，套管直徑增大帶來的剛度增大被同時增大的流水沖擊力抵消嚴重，且大口徑套管安裝、拆卸都困難，故不應采用過大直徑套管施工。

3.4 不同套管壁厚下的變形特征

在海水流速為2節的情況下，選用φ273 mm的套管，按照現有的標配壁厚尺寸，對比分析不同壁厚下套管變形響應。計算結果見表3，圖4。

表3 不同壁厚時套管響應對比

套管最大位移、彎矩隨套管壁厚增加呈非線性減小，且彎矩整體減小量不大，對壁厚的變化不敏感。最大位移在壁厚大于12 mm后對壁厚的變化敏感度也降低，故對于φ273 mm套管來講12 mm壁厚較經濟合理。

3.5 套管鏤空后套管變形特征

為了減小流水對套管的沖擊力，設計采用鏤空套管導向定位后再下另外一層套管的施工方案，鏤空減小了迎流面積，從而減小套管對海流的阻力，但減小套管截面積會使得套管軸慣性矩線性減小，套管剛度降低。對φ273套管在2節流速下，進行不同比例的鏤空后其變形計算結果見表4，圖5。

圖4 套管位移和彎矩最大值與套管壁厚關系曲線

表4 對φ273 mm套管鏤空不同比例下響應對比

圖5 套管位移和彎矩最大值與鏤空比例關系曲線

套管變形量及彎矩極值隨鏤空比例的增大而減小，但減小量并不大，從鏤空1/4到3/4，變形量僅減小了0.23 m，最大彎矩降低幅度也有限;但鏤空且另需一層套管的施工難度大、費用高，故這種方法是不可取的。

4 保險繩系于套管不同位置時套管變形響應

由于鉆探施工船客觀條件的限制，套管每側只考慮兩道保險繩，前面的計算分析均假設保險繩系于套管的1/3和2/3處，結果表明最大位移均發生在套管底端，極值彎矩最大值發生在靠下面的錨固點，最小值發生在第一個錨固點與套管頂端之間的中點，且方向與最大值相反。

為了減小套管的最大位移量，即底端節點的位移量，在套管型號、流速不變的情況下，應縮短下部懸臂梁的長度。對80 m長套管的第二個錨固點變化位置，第一個位置則平分套管頂端與第二個錨固點，計算結果見表5，圖6。

表5 保險繩系于φ273 mm套管不同位置時套管響應對比

圖6 套管位移和彎矩最大值與保險繩錨固位置關系曲線

隨著第二個錨固點的下移，套管的最大位移及彎矩均近線性減小，但當第二錨固點位置大于84%時，最大位移出現拐點，呈上升趨勢，此時，最大位移點不是底部端點，而是2個錨固點的中間位置。故2個錨固點的最佳位置約為42%和84%。

5 結語

對比分析套管位移和彎矩對不同流速、套管直徑、套管厚度、鏤空度以及錨固位置工況的響應，可以得到以下幾點結論:

(1)不同工況下套管最大位移點均為底部端點;

(2)水深80 m時，鉆探下套管時應盡量在海水流速小于2.5節時施工;

(3)套管直徑增大對剛度的貢獻被隨之增加迎水面積所抵消，套管位移對直徑變化不敏感;

(4)套管最大位移、彎矩隨套管壁厚增加呈非線性減小，對于φ273 mm套管壁厚12 mm較經濟合理;

(5)鏤空套管以減小迎水面積的方案不可取;

(6)套管采用2個錨固點時，錨固點最佳位置約為42%和84%。

瓊州海峽跨海大橋工程地質鉆探施工實踐證明，科學合理的套管保護系統為勘察外業的順利進行提供了重要保證。

［1］ 鄧紹云.樁基繞流阻力特性研究現狀與展望［J］.水運工程，2006.

［2］ 王光輝，陳必超.淺海水域工程勘察鉆探方法和技術措施［J］.探礦工程，2003.

［3］ 周云龍，郭婷婷.高等流體力學［M］.北京:中國電力出版社，2008.

［4］ Honemer S F.Fluid Dynamic Dray［M］.［S.I.］Honemer Fluid Dynamics，1958.