南海某油田隔水導管施工溜樁風險分析

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(北京) 石油工程學院，北京 102249；2.中海石油(中國)有限公司 天津分公司，天津 300450)①

南海某油田隔水導管施工溜樁風險分析

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(北京) 石油工程學院，北京 102249；2.中海石油(中國)有限公司 天津分公司，天津 300450)①

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

隔水導管；溜樁深度；風險預測；極限承載力

海上平臺在進行隔水導管打樁作業期間，溜樁現象頻發。具體表現為在打樁過程中隔水導管自身具有的機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，通常發生在打樁初期[1]。當目標區塊存在軟弱夾層或“雞蛋殼”地層時，溜樁現象幾乎不可避免。大幅度溜樁事故的發生，不僅打亂正常作業的進度安排，還容易造成沖斷鋼絲、斷樁，甚至樁錘報廢等風險。本文結合南海某油田隔水導管打樁作業案例，應用相關預測溜樁深度理論模型，進行隔水導管溜樁風險分析，為現場作業提供理論指導。

1 工程背景

該油田位于我國南海西部，單獨建立四腿導管架平臺進行開發，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，預留12井槽以滿足后期鉆調整井的要求。該平臺一次完成12口井的隔水導管沉樁工作。

施工采用的隔水導管為外徑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，打樁錘參數如表1。

表1 打樁錘參數

2 海底土承載力分析

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

表2 海底土質參數

導管實際承載力與理論承載力的關系為[2]

q0=qu+γL

式中：q0為決定導管插深的實際承載力，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、粉砂質粘土及砂質粘土在計算其極限承載力時，均看作粘土，只考慮抗剪強度，不計入內摩擦角的影響?；赟kempton模型，粘性土層的極限承載力為[3]

式中：Su為導管底部斷面下半徑的范圍之內土壤的平均不排水抗剪強度，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為導管的直徑，m；V為導管排開土的體積，m3。

2.2 砂性土層極限承載力

對于砂性土層，由于土體自身性質原因，在計算極限承載力時一般忽略內粘聚力影響，只考慮內摩擦角，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，是內摩擦角的函數；γ1為導管計算斷面之下的平均浮容重，kN/m3；γ2為導管計算斷面之上的平均浮容重，kN/m3。

3 隔水導管錘入法施工管柱載荷計算

該工程隔水導管采用609.0mm無接箍鋼管，隔水導管打樁施工如圖1所示，描述了海上隔水導管打樁作業時與海上平臺之間的位置關系。隔水導管除受水平方向上的風浪流的作用之外，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及樁側摩擦力Nf，如圖2所示[4]。在水平方向上，隔水導管還受下部導管架平臺的導向孔制約，保證在打樁過程中隔水導管保持垂直，不發生屈曲變形。

圖1 隔水導管施工示意

圖2 隔水導管受力示意

4 隔水導管溜樁風險預測分析

在打樁工程作業中，管串剛剛入泥的溜樁深度通常較大。為了防止初始入泥的大幅度溜樁造成危害，工作程序為：管柱接到泥線后，先慢慢下放管串，靠其自身的質量下沉；當依靠管串質量自沉停止后，再把打樁錘的質量壓在管串上，繼續下沉至停止后，再開啟打樁錘。實踐表明，導管在沉樁過程中容易在管內形成長度為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，對于土塞對導管內壁的摩擦力，假定為外側摩阻力的0～50%[6]。由此，隔水導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為隔水導管自重，kN；qp、f為單位樁端和樁側摩阻力，kN/m3；D為隔水導管外徑，m；d為隔水導管內徑，m。

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

圖3 隔水導管初期溜樁深度

井名打樁初期打樁過程預測值/m實際值/m預測值/m實際值/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。

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。在初始階段溜樁現象也經常發生。在打樁過程中的溜樁現象發生的根本原因是當下部地層中存在軟弱夾層時，由于隔水導管貫穿上覆較硬地層，打樁錘具有較大能量，隨著導管進入軟弱夾層，其所獲得的樁端和側壁阻力迅速減小，使得樁身貫入度迅速增大，發生溜樁。所以，在此過程中準確地計算打樁阻力對于預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。由于樁土的連續作用，土體產生疲勞使得打樁阻力大幅降低。土的動阻力是根據以往在相似土質條件地區打樁經驗的基礎上估計的。過去的打樁經驗表明，在粒狀土中，“連續打樁”與“打樁延遲”兩種情況下，土的外側面摩阻力是一樣的，即等于土的靜表面摩阻力。在粘性土中，連續打樁期間土的動表面摩阻力遠遠小于靜表面摩阻力，經過足夠長時間的停打后，才能恢復到靜表面摩阻力的水平?；謴统潭取r間與現場條件有很大關系并且很難精確確定。

對于現場情況來說，為了防止形成土塞，減小打樁難度，一般采用連續打樁情況。對于該平臺場址的土質情況，期望在連續打樁期間樁內不會形成土塞，因為在通常情況下，當土塞完全閉塞時，進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形面積上。

當準確地計算出打樁過程中的海底土承載力，再結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)，就能夠預測出溜樁發生的位置以及溜樁深度。

5 現場實際施工情況分析

在該油田打樁現場，12口油井都出現了溜樁現象。具體表現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。在打樁錘作業期間，初始階段需要嚴密監視，如果打一錘進尺過大則需要立即停錘。現場出現過打樁過程中向下一次溜樁1～5 m的情況(如表3)。

6 結論

1) 產生溜樁的因素主要為：①土的性質。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，故當樁端越過分層處，進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，也就發生了溜樁；②錘擊能量。在打樁過程中，隨著樁的下沉，樁側摩阻力迅速增加，為繼續貫入，上部樁錘提供的能量要逐步提高。當地層中存在軟弱夾層，樁打穿上部硬土層進入較厚的粘土層時，土的承載力降低，但錘擊的能量仍保持在高水平，導管受力不再平衡，因此發生了溜樁；③樁身質量。樁身越重，相同錘擊能量作用下，產生的慣性力也就越大，需要土體提供的阻力也就越大。

2) 預防溜樁采取的措施為：①隔水導管依靠自重不再下沉后，用樁錘緩慢下壓隔水導管至不再下沉；②首先用最低錘擊能量(空擋)進行試打，如果進尺較低，小于或等于0.25 m，再啟動1擋開始打樁作業；③在1擋作業過程中，發現有下滑過快的現象立刻停錘；④在地層與隔水導管間摩擦力遠大于隔水導管自重時，根據每0.25 m的錘擊數謹慎提高錘擊能量，并且在打樁過程中嚴密監視每次打樁入泥深度，發現錘擊能量不變，隔水導管入泥速度過快時，及時減小錘擊能量或者停錘。

[1] 張海山，楊進，嚴德，等.海上鉆井隔水導管打入作業溜樁深度預測[J].石油鉆采工藝，2013(3)：22-24.

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

[3] 楊進，王兆吉，周建良，等.東方1-1地區海底土承載力計算及應用研究[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，2009.

[5] 盧普偉.大直徑超長鋼管樁應用研究[D].天津：天津大學，2011.

[6] 劉書杰，周建良，楊進，等.海上鉆井隔水導管入泥深度預測與控制技術研究[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，FU 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

國家自然科學創新研究群體項目“復雜油氣井鉆井與完井基礎研究”(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