深水噴射擾動對表層導管承載力的影響規律*

周 波 楊 進 周建良 劉書杰 劉正禮 楊建剛

(1. 中國石油大學(北京)石油工程教育部重點實驗室 北京 102249； 2. 中海油研究總院 北京 100028；

深水噴射擾動對表層導管承載力的影響規律*

周 波1楊 進1周建良2劉書杰2劉正禮3楊建剛1

(1. 中國石油大學(北京)石油工程教育部重點實驗室 北京 102249； 2. 中海油研究總院 北京 100028；

3. 中海石油(中國)有限公司深圳分公司 廣東深圳 518067)

深水油氣井表層導管下沉是深水噴射鉆井作業面臨的主要風險之一，噴射擾動對海底土承載力影響是導致表層導管下沉的主要原因。為保證建井及生產期間水下井口穩定，建立了考慮時間效應的表層導管承載力計算模型，并基于表層導管結構特征和噴射法安裝表層導管技術特點，對表層導管承載力進行了實驗研究。研究結果表明噴射施工參數對表層導管與海底土側向摩擦力恢復影響明顯：表層導管承載力隨靜置時間呈指數關系增長，表層導管噴射下入到位初期為摩擦力快速恢復期，隨著時間增長，承載力增長速度減小；表層導管側向摩擦力隨著噴射排量、鉆頭伸出量的增大而急劇減小；鉆頭噴嘴完全伸出導管外部后，鉆頭伸出量對表層導管承載力影響減小。在深水表層導管設計與施工過程，充分考慮噴射施工參數及靜置時間對表層導管承載力的影響，設計合理入泥深度，對于保證表層導管穩定具有重要意義。

深水油氣井;表層導管;承載力;噴射參數；入泥深度

表層導管是深水鉆井安裝的第1層管柱，上部支撐防噴器(鉆井階段)和水下采油樹(生產階段)以及下部懸掛各層套管串，是重要的持力結構和循環系統。在海洋環境和作業工況影響下，表層導管受力狀態十分復雜，在墨西哥灣、西非、南海等深水鉆井過程中曾出現多起表層導管下沉現象，造成巨大的經濟損失[1]。由于深水海底淺層以未成巖粘土為主，土質疏松，海底溫度低，淺層固井質量難以保證，因此深水鉆井主要采用噴射法安裝表層導管，即表層導管隨噴射鉆具同時下入地層，安裝到位后無需固井作業，依靠周圍海底土回填和密實提供的承載力而保持穩定[2-3]。目前，表層導管承載力設計無相關規范，其設計主要借鑒淺水API樁基算法，但由于樁基算法不涉及水力噴射擾動對樁基承載力的影響，導致表層導管承載力預測值與實際相差較大，無法滿足作業的需求。筆者在文獻[4]的工作基礎上，進一步分析了噴射過程排量、鉆頭伸出量對周圍土體承載力影響規律，建立了考慮施工參數影響的導管承載力計算模型，并以某深水井表層導管下沉為例，對其表層導管承載力進行了校核。

1 基于時間效應的表層導管承載力模型

表層導管噴射到位后，依靠周圍海底土回填和密實提供的承載力而保持穩定。基于樁土相互作用理論，可以得到表層導管的極限承載力計算模型為

(1)

式(1)中：Qu為表層導管極限承載力，N；L為表層導管入泥深度，m；do為表層導管外徑，m；Su為海底原狀土體不排水抗剪強度，等于表層導管與土接觸面單位面積摩擦力，Pa；qu為表層導管下端部單位面積極限阻力，N/m2；A為表層導管下端部截面積，m2。

在噴射法安裝表層導管過程中，表層導管周圍土體在水射流作用下發生剪切破壞，同時遇水飽和發生側阻軟化現象，導致表層導管承載力急劇降低[5-7]。考慮噴射擾動影響，引入表層導管承載力降低系數，則表層導管噴射到位后承載力計算模型為

Qut=KQu

(2)

式(2)中：Qut為表層導管實時承載力，N；K為表層導管承載力降低系數，無因次。

在噴射施工過程，表層導管實時承載力受噴射參數影響明顯。根據動量定理，水射流對土體作用力與噴射排量呈正比關系，即排量增加，水射流對土體作用力增加，表層導管承載力降低。排量對表層導管承載力影響因子可表示為

(3)

式(3)中：V0為最小噴射破土及攜巖排量，m3/min；V為表層導管下入過程平均排量，m3/min；t為表層導管靜置時間，h。

基于水射流理論[8]，水射流對土體作用力與噴嘴射程呈反比關系，即鉆頭伸出量增加，噴嘴射程減小，水射流對土體作用力增加，表層導管承載力降低。鉆頭伸出量對表層導管承載力影響因子可表示為

(4)

式(4)中：di為表層導管內徑，m；l為噴射安裝表層導管過程鉆頭伸出量，m；θ為水射流擴散角，(°)。

綜合考慮靜置時間、噴射排量和鉆頭伸出量因素，表層導管噴射承載力降低系數可表示為

(5)

考慮到表層導管下端部截面積相對于側面積來說是一極小量，因此quA可以忽略。由式(2)、(5)綜合可得表層導管實時承載力計算模型為

(6)

2 表層導管承載力影響因素實驗分析

為了驗證表層導管承載力計算模型，分析承載力影響因素，開展了噴射法安裝表層導管模擬實驗。實驗場地：天津渤海塘沽地區中心漁港內；場地尺寸：50 m×50 m；土質選擇：海底原狀土；場地水深：2.5 m；模擬實驗采用φ339.7 mm導管模擬表層導管。根據導管尺寸，按比例研制了一套表層導管送入工具及噴射管柱，實驗中關鍵設備參數：噴嘴出口半徑18.67 mm，噴嘴當量直徑64.67 mm，鉆井液密度1.03 g/cm3。

表層導管豎向承載力由表層導管側壁和端部阻力組成，由于導管下端部開口且端部截面積小，通常忽略導管端部地層阻力的影響，因此，表層導管承載力可以近似等于表層導管側向摩擦力。表層導管噴射下入與上拔過程中，其側向摩擦力大小相等、方向相反，因此，實驗過程為了便于測量數據，采用噴射方式將表層導管安裝下入到泥線以下同樣深度，分別靜置不同時間后向上拔起，記錄上拔過程最大上提力，然后減去導管重量得到其豎向摩擦力即表層導管承載力。表層導管噴射模擬實驗示意圖如圖1所示，模擬實驗現場如圖2所示。

圖1 表層導管噴射模擬實驗示意圖

圖2 噴射安裝表層導管模擬實驗現場

2.1 靜置時間對承載力的影響

通過現場噴射模擬實驗，開展了表層導管承載力隨時間恢復關系研究。實驗過程使用相同噴射參數(排量1 000 L/min，鉆頭伸出量120 mm)將7組表層導管噴射安裝到泥線以下10 m，測量不同靜置時間(2、4、6、12、24、48和96 h)后表層導管最大上提力。為消除表層導管尺寸對承載力的影響，將實測上提力(減去導管重量)除以表層導管側面積，得到表層導管與土單位面積側向摩擦力恢復規律，如圖3所示。

圖3 表層導管承載力隨時間變化的關系

由圖3可以看出，海底土受噴射擾動后承載力變化明顯，表層導管噴射到位靜置2 h后單位面積側向摩擦力為2 kPa，靜置24 h后側向摩擦力恢復至8.3 kPa，靜置96 h后側向摩擦力恢復至12 kPa。實驗結果與模型預測結果基本一致，表層導管側向摩擦力與靜置時間呈指數關系遞增，靜置時間初期摩擦力恢復較快，隨著靜置時間增加，摩擦力恢復減慢，并趨于穩定。

2.2 噴射排量對承載力的影響

噴射排量直接影響水力破土效果及表層導管承載力，是噴射法安裝表層導管施工工藝的關鍵參數[9-10]。噴射排量需滿足破土攜巖要求，計算得到的最小噴射排量如表1所示。模擬實驗過程中，在滿足破土攜巖能力的最小排量基礎上，逐漸提高排量，分析不同排量對表層導管承載力的影響。模擬實驗中設定鉆頭伸出量120 mm不變，表層導管分別以不同的排量(1 000、1 500和2 000 L/min)噴射安裝到泥線以下10 m，安裝到位后，分別靜置設定時間(2、4、6、12、24、48和96 h)后上拔導管，測定最大上提力，進一步得到表層導管平均單位面積摩擦力，如圖4所示。

表1 噴射滿足破土攜巖要求的排量

圖4 表層導管承載力隨排量變化的關系

由圖4可以看出，噴射排量分別采用1 000、1 500和2 000 L/min時，表層導管安裝到位后靜置48 h，導管單位面積側向摩擦力分別為10、8和7 kPa。實驗結果表明，隨著噴射排量增大，導管單位面積側向摩擦力減小，實驗結果與模型預測結果吻合。因此，噴射法安裝表層導管過程需選擇合理排量。若排量選取過大，水射流過度沖刷井眼，使得井眼尺寸擴大，導致噴射作業結束后周圍土體回填密實困難，表層導管側向摩擦力恢復緩慢，現場施工過程需要延長表層導管靜置時間，否則可能造成表層導管承載力不足，發生井口下沉失穩。基于理論分析及模擬實驗，噴射下入表層導管過程推薦噴射排量為滿足水力破土攜巖對應的最小排量值。

2.3 鉆頭伸出量對承載力的影響

噴射法安裝表層導管過程，鉆頭伸出量直接影響水射流與海底土作用面積，是噴射施工的關鍵參數[11-12]。模擬實驗過程設定噴射排量1 000 L/min，表層導管以不同的鉆頭伸出量(3、12、21 cm)噴射安裝到泥線以下10 m，分別靜置設定時間(2、4、6、12、24、48和96 h)后上拔導管，測定最大上提力，分析不同鉆頭伸出量對表層導管承載力恢復的影響，如圖5所示。

由圖5可以看出，鉆頭伸出量分別采用3、12和21 cm時，表層導管安裝到位后靜置48 h，導管單位面積側向摩擦力分別為11.0、10.0和9.8 kPa。實驗結果表明，表層導管承載力隨著鉆頭伸出量的增大而減小，當鉆頭伸出量達到一定程度(即噴嘴完全伸出表層導管)后，鉆頭伸出量對表層導管承載力影響減小，表層導管承載力趨于穩定。因此，在噴射法安裝表層導管施工過程中，鉆頭伸出量的減小有利于表層導管承載力恢復，但鉆頭水流馬力降低會造成井眼擴眼不足，導管側向摩擦力較大，表層導管下入比較困難。噴射過程中鉆頭伸出量保持10～12 cm，使噴嘴伸出表層導管外部，有利于提高噴射效率。

圖5 鉆頭伸出量對導管承載力的影響

3 深水表層導管下沉案例分析

3.1 目標井海底土質資料

西非某深水井采用噴射法安裝結構導管，表層導管入泥深度69.36 m。噴射作業結束后解脫導管送入工具繼續一開φ660.4 mm井眼鉆進，下入φ508.0 mm表層套管坐掛高壓井口頭，在φ508.0 mm表層套管固井前循環過程(距表層導管噴射安裝到位34 h)中發生井口下沉2.5 m。

根據井場調查報告，目標井海底淺層土質不排水抗剪強度如表2所示，噴射排量為3.8 m3/min，鉆頭噴嘴伸出量為0.12 m，表層導管直徑為0.762 m。

表2 目標井海底淺層土質不排水抗剪強度

3.2 表層導管承載力校核

根據上述井場土質資料，分別利用API樁基模型和考慮時間效應的導管承載力模型對該井導管承載力進行校核，建立了表層導管承載力圖版，如圖6所示。

圖6 不同模型表層導管承載力校核

由圖6可以看出，目標井在φ508.0 mm表層套管固井前循環工況，根據現場數據井口最大載荷4 050 N(413 t)，基于API樁基理論，導管入泥深度69.3 m時，表層導管承載力能夠滿足固井工況下井口的穩定。考慮噴射對海底土的擾動影響，采用考慮時間效應的表層導管承載力模型分析，靜置時間34 h后，表層導管提供4 050 N承載力所需表層導管入泥深度為72 m，而表層導管下沉后實際入泥深度為71.8 m。由此可見，API樁基理論計算結果為表層導管極限承載力，只考慮了壓載法對樁周圍土體的影響，沒有考慮噴射過程水射流對土體的擾動，導致表層導管承載力預測值比實際情況偏大，而基于時間效應的表層導管承載力模型預測結果與現場數據吻合。

4 結論

1) 在深水噴射法安裝表層導管過程中，噴射排量、鉆頭伸出量和靜置時間是影響表層導管承載力的關鍵因素。表層導管側向摩擦力與靜置時間呈指數關系遞增，靜置時間初期摩擦力恢復較快，隨著靜置時間增加，摩擦力恢復減慢。表層導管側向摩擦力隨著噴射排量、鉆頭伸出量的增大而急劇減小；當鉆頭噴嘴完全伸出導管外部后，鉆頭伸出量對表層導管承載力影響減小。

2) 淺水API樁基模型是基于壓載法對平臺樁周圍土體承載力進行分析，沒有考慮噴射法安裝表層導管過程水射流對土體的擾動，直接利用API樁基算法預測承載力將導致表層導管承載力預測值比實際情況偏大。在表層導管下入深度設計中，充分考慮噴射施工參數對海底土承載力的影響，確定合理的下入深度，對于保證井口穩定具有重要意義。

[1] 王友華，王文海，蔣興迅．南海深水鉆井作業面臨的挑戰和對策[J]．石油鉆探技術，2011,39(2)：50-55．

Wang Youhua,Wang Wenhai,Jiang Xingxun.South China sea deepwater drilling challenges and solutions[J].Petroleum Drilling Techniques,2011,39(2):50-55.

[2] BECK R D,JACKSON C W,HAMILTON T K.Reliable deepwater structural casing installation using controlled jetting[R].SPE 22542,1991.

[3] AKERS T J.Jetting of structural casing in deepwater environments:job design and operational practices[R].SPE 102378,2006.

[4] ZHOU Bo,YANG Jin,XU Yunjin,et al.Experimental research on structural casing soaking time in deepwater drilling[R].SPE 170317,2014.

[5] 周波，楊進，劉正禮，等．深水鉆井表層導管靜置時間窗口設計[J]．石油勘探與開發，2014,41(2)：234-238．

Zhou Bo,Yang Jin,Liu Zhengli,et al.Design of conductor soaking time in deepwater drilling[J].Petroleum Exploration and Development,2014,41(2):234-238.

[6] YANG Jin,LIU Shujie,ZHOU Jianliang,et al.Research of conductor setting depth using jetting in the surface of deepwater[R].SPE 130523,2010.

[8] 馬飛，宋志輝．水射流動力特性及破土機理[J]．北京科技大學學報，2006,28(5)：413-416．

Ma Fei,Song Zhihui.Dynamic property and breaking soil mechanism of water jet[J].Journal of University of Science and Technology Beijing,2006,28(5):413-416.

[9] JEANJEAN P.Innovative design method for deepwater surface casings[R].SPE 77357,2002.

[10] 周建良．深水表層導管噴射鉆進過程中鉆井液排量優化研究[J]．中國海上油氣，2012,24(4)：50-52．

Zhou Jianliang.Research on the optimization of delivery capacity during jetting drilling of surface conduct in deep water[J].China Offshore Oil and Gas,2012,24(4):50-52.

[11] 楊進，嚴德，田瑞瑞，等．深水噴射下表層導管合理鉆頭伸出量計算[J]．石油勘探與開發，2013,40(3)：367-370．

Yang Jin,Yan De,Tian Ruirui,et al.Bit stick-out calculation for the deepwater conductor jetting technique[J].Petroleum Exploration and Development,2013,40(3):367-370.

[12] 劉書杰，楊進，周建良，等．深水海底淺層噴射鉆進過程中鉆壓與鉆速關系[J]．石油鉆采工藝，2011,33(1)：12-15．

Liu Shujie,Yang Jin,Zhou Jianliang,et al.Research on relationship between weight-on-bit and drilling rate during jetting drilling in sub-bottom deepwater[J].Oil Drilling & Production Technology,2011,33(1):12-15.

(編輯：孫豐成)

Pattern of influence of disturbance caused by jetting on bearing capacity of surface conductor in deep water zones

Zhou Bo1Yang Jin1Zhou Jianliang2Liu Shujie2Liu Zhengli3Yang Jiangang1

(1.KeyLaboratoryforPetroleumEngineeringoftheMinistryofEducation,ChinaUniversityofPetroleum,Beijing102249,China;2.CNOOCResearchInstitute,Beijing100028,China;3.ShenzhenBranchofCNOOCLtd.,Shenzhen,Guangdong518067,China)

Surface conductor sinking is one of the main risks in deep water drilling operations. Disturbance caused by jetting on bearing capacity is the main reason of surface conductor sinking. In order to ensure the subsea wellhead stability during well construction and production process, a calculation model of surface conductor bearing capacity considering time effect was established. Based on the structural features of surface conductor and jetting installation technique, jetting experiments were carried out to study the bearing capacity of the conductor. The results show that jetting parameters have significant influence on the recovery of the friction force between the conductor and the surrounding seabed soil. The surface conductor bearing capacity increased exponentially with time. The friction force restores quickly in an interval immediately after the conductor is jetted down to the designed depth. And the bearing capacity increases with time, but the rate of increase gets slower with time. Friction force of the conductor is inversely proportional to the flow rate and bit-out. Influence of bit-out on the bearing capacity decreases once the bit nozzle is completely out of the conductor. In jetting operations, it is significant to select the appropriate jetting parameters and take into account the time effect on bearing capacity to guarantee the stability of surface conductor.

deep water well; surface conductor; bearing capacity; jetting parameter; driving depth

*國家自然科學基金面上項目“深水鉆井表層導管噴射鉆進機理研究(編號：51274215)”、國家自然科學基金重點項目“海洋深水淺層鉆井關鍵技術基礎理論研究(編號：51434009)”、 國家重點基礎研究發展計劃“深水淺層鉆井井眼穩定性與作業風險演化機制研究 (編號：2015CB251202)”聯合資助。

周波，男，中國石油大學(北京)油氣井工程專業在讀博士生，主要從事海洋深水鉆完井技術研究。地址：北京市昌平區府學路18號石油工程學院(郵編：102249)。E-mail：zhoubo103@yeah.net。

1673-1506(2016)01-0098-05

10.11935/j.issn.1673-1506.2016.01.015

TE951

A

2015-03-12 改回日期：2015-07-01

周波,楊進,周建良，等.深水噴射擾動對表層導管承載力的影響規律[J].中國海上油氣，2016,28(1)：98-102.

Zhou Bo,Yang Jin,Zhou Jianliang,et al.Pattern of influence of disturbance caused by jetting on bearing capacity of surface conductor in deep water zones[J].China Offshore Oil and Gas,2016,28(1):98-102.