深水吸力樁井口穩(wěn)定性研究*

劉書(shū)杰 黃 熠 張明賀 劉和興 李舒展 傅 超 朱國(guó)倞

(1. 中海石油(中國(guó))有限公司海南分公司 海南海口 570312； 2. 中國(guó)石油大學(xué)(北京)安全與海洋工程學(xué)院 北京 102249)

吸力樁進(jìn)行海洋深水油氣建井，是近10年來(lái)挪威等國(guó)家率先進(jìn)行的海底建井實(shí)踐[1-2]。2020年，中國(guó)在南中國(guó)海神狐海域成功利用吸力錨進(jìn)行表層建井、淺部造斜、動(dòng)力導(dǎo)向技術(shù)相結(jié)合的水合物第二輪成功試采，取得了產(chǎn)量2.87萬(wàn)m3/d(持續(xù)產(chǎn)氣30天)的突破[3]。這離不開(kāi)大直徑吸力樁筒形基礎(chǔ)的成功應(yīng)用，確保水合物粉砂巖儲(chǔ)層上部地層的穩(wěn)定。1980年，吸力樁第一次在歐洲北海海域作為單點(diǎn)系泊裝置的定位錨；1989年，第一座以吸力樁為基礎(chǔ)的導(dǎo)管架平臺(tái)問(wèn)世，并于1994年在挪威進(jìn)行成功安裝；1994年，中國(guó)在渤海首次應(yīng)用吸力錨對(duì)油輪進(jìn)行定位；1995年成功為“自強(qiáng)號(hào)”平臺(tái)安裝雙筒式吸力阻滑樁[4]；1999年，中國(guó)自主建造了三筒吸力樁系纜平臺(tái)；2012年，在南中國(guó)海成功安裝了吸力樁式水下基盤(pán)，成為吸力樁式深水海底井口建立的實(shí)踐基礎(chǔ)[5]；作為目前國(guó)內(nèi)關(guān)于吸力樁進(jìn)行海洋深水建井的設(shè)計(jì)處于起步階段，缺乏理論指導(dǎo)。為了確保中國(guó)水合物第二輪試采的成功實(shí)踐，吸力樁直徑為6.5 m，貫入深度為12 m，吸力樁基礎(chǔ)質(zhì)量為96 t這種設(shè)計(jì)為水合物試采井口穩(wěn)定提供了強(qiáng)有力保障，需要通過(guò)不斷地進(jìn)行理論與實(shí)踐分析，才能真正掌握吸力樁建井的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法。根據(jù)地層參數(shù)特性和井口載荷要求合理設(shè)計(jì)吸力樁基礎(chǔ)的結(jié)構(gòu)尺寸是深水油氣勘探開(kāi)發(fā)降本增效的關(guān)鍵環(huán)節(jié)。

關(guān)于筒形基礎(chǔ)的研究主要是基于筒、土作用機(jī)理的豎向載荷、水平載荷和彎矩等作用條件下的基礎(chǔ)穩(wěn)定性和失效分析[6]。劉梅梅 等[7]通過(guò)模擬實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，研究了不同長(zhǎng)徑比下筒形基礎(chǔ)的豎向壓載作用下的承載力特性，并分析了豎向載荷作用下筒形基礎(chǔ)的失效為大位移控制模式后的沖剪破壞。吸力樁基礎(chǔ)除了承受上部結(jié)構(gòu)和自身的豎向載荷外，還承受海流、波浪、海風(fēng)等海洋環(huán)境載荷的直接或間接作用。金書(shū)成 等[8]主要通過(guò)數(shù)值模擬的方法研究了吸力式筒形基礎(chǔ)的水平極限承載力以及失穩(wěn)模式下樁體與周圍土體的擠壓和分離作用，發(fā)現(xiàn)長(zhǎng)徑比是影響基礎(chǔ)在水平承載力作用下失穩(wěn)的重要因素之一。李大勇 等[9]通過(guò)試驗(yàn)研究證明了在傳統(tǒng)吸力樁基礎(chǔ)上增加裙式結(jié)構(gòu)的裙式吸力基礎(chǔ)可以有效提高基礎(chǔ)的水平承載力并減少基礎(chǔ)側(cè)向位移。這種復(fù)合結(jié)構(gòu)與Kan等[10]通過(guò)在表層導(dǎo)管外部附加大尺寸寬淺式裙結(jié)構(gòu)來(lái)提高海底井口結(jié)構(gòu)水平承載力和抗彎性能的思想相同。說(shuō)明增加筒形基礎(chǔ)的直徑是提高基礎(chǔ)的水平承載力和抗彎性能的方法，同時(shí)樁體直徑增加會(huì)增加作業(yè)整體費(fèi)用，需要綜合考量。海底地層土體性能參數(shù)是影響吸力式筒形基礎(chǔ)承載力和穩(wěn)定性的根本因素，對(duì)吸力樁筒形基礎(chǔ)的下入過(guò)程中的筒、土作用進(jìn)行研究同樣是科研工作者們關(guān)注的重點(diǎn)。

關(guān)于吸力樁筒形基礎(chǔ)在下入、回收過(guò)程中的垂直度控制以及滿足基礎(chǔ)穩(wěn)定性的吸力樁優(yōu)化設(shè)計(jì)缺少理論指導(dǎo)。本文通過(guò)理論推導(dǎo)和模擬實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法，考慮地層土體性質(zhì)和吸力樁尺寸條件[7,11]，提出樁體下入和回收情況下的阻力計(jì)算方法，并給出吸力樁基礎(chǔ)井口承載力計(jì)算方法，為中國(guó)海洋深水吸力樁基礎(chǔ)建井新方法及其優(yōu)化設(shè)計(jì)提供基礎(chǔ)理論支持。

1 吸力樁海底建井模型建立

1.1 吸力樁海底建井優(yōu)勢(shì)

目前南中國(guó)海油氣建井方式主要為噴射法將表層導(dǎo)管作為海底井口的主要持力結(jié)構(gòu)下入海底淺層泥線以下60～100 m范圍，通過(guò)表層導(dǎo)管與周圍土體的側(cè)向摩擦力來(lái)提供海底井口結(jié)構(gòu)的豎向載荷[14]。噴射法進(jìn)行海底井口建立的過(guò)程對(duì)表層導(dǎo)管貫入深度設(shè)計(jì)有較高的要求，同時(shí)由于海底淺層土體性質(zhì)差異，對(duì)表層導(dǎo)管的下入工藝也帶來(lái)一定困難[12]。

吸力樁法建井相比而言具有其獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)，其建井過(guò)程如圖1所示。根據(jù)圖1所示，吸力樁法建井有5個(gè)步驟：①利用工程船將吸力樁用繩索送入海底泥線附近；②吸力樁基礎(chǔ)依靠自身重力貫入一定深度；③外接抽吸泵，基礎(chǔ)在壓差作用下貫入到預(yù)定深度；④進(jìn)行表層套管一開(kāi)鉆進(jìn)；⑤下表層套管后進(jìn)行固井，安裝井口工具。吸力樁法建井方法的主要優(yōu)勢(shì)為淺層地質(zhì)適應(yīng)性強(qiáng)；承載力高，抗彎性能強(qiáng)；井身結(jié)構(gòu)優(yōu)化空間大；作業(yè)可重復(fù)等。

1.2 吸力樁就位及入泥傾角控制

用繩索將吸力樁送入海底泥線附近，要求準(zhǔn)確控制吸力樁的就位精度，因?yàn)槲兜奈恢门c海底井口的位置一致。若平臺(tái)位置在預(yù)定井口正上方，吸力樁在送入海底的過(guò)程中就會(huì)由于海流力作用而發(fā)生偏移，如圖2所示，由于吸力樁通過(guò)柔性繩索送入，區(qū)別于傳統(tǒng)海底建井的剛性鉆柱送入工具[15-18]。此處采用鐘擺模型進(jìn)行吸力樁下入井口偏移量以及初始傾角的計(jì)算方法。

圖1 吸力樁海底建井示意圖Fig.1 Diagram of subsea well construction process by suction bucket method

圖2 吸力樁就位示意圖Fig.2 Placement diagram of suction bucket foundation

根據(jù)圖2所示，對(duì)吸力樁進(jìn)行受力分析，則

qDhcosθ=Gsinθ

(1)

(2)

(3)

產(chǎn)生的水平井位誤差：

s=Ttanθ

(4)

式(1)～(4)中：q為泥線附近海流壓力，kPa；D為吸力樁的外徑，m；h為吸力樁長(zhǎng)度，m；θ為送入繩索與豎直方向夾角，(°)；s為設(shè)計(jì)井位與實(shí)際位置間距，m；G為吸力樁在海水中的重力，kN；T為工程船甲板到海底泥線的垂直深度，m。

計(jì)算分析發(fā)現(xiàn)，如果水深條件為1 000 m，吸力樁在海底泥線附近產(chǎn)生傾角為1°，則井口位置偏移量超過(guò)15 m，對(duì)吸力樁井口就位產(chǎn)生較大影響。

所以在吸力樁下入海底之前需要根據(jù)水深和海底泥線附近海流流速來(lái)計(jì)算井口就位偏移量，預(yù)先控制鉆井船在設(shè)計(jì)井口位置向海流力反方向移動(dòng)s距離，可以確保吸力樁井口就位準(zhǔn)確。同時(shí)發(fā)現(xiàn)吸力樁在泥線上方入泥之前由于海流的作用，必然存在較小傾角，需要對(duì)貫入傾角進(jìn)行深入分析。

1.3 旋轉(zhuǎn)控制方法及措施

若吸力樁在貫入過(guò)程中出現(xiàn)旋轉(zhuǎn)的情況，則需要進(jìn)行吸力樁上提，并再次重新貫入。一般認(rèn)為在吸力樁貫入過(guò)程中，沒(méi)有安裝井口工具，不會(huì)出現(xiàn)旋轉(zhuǎn)的極限條件。如果地層中土體出現(xiàn)較大性質(zhì)差異或出現(xiàn)局部貫入障礙，則可能出現(xiàn)旋轉(zhuǎn)情況，如圖3所示。此時(shí)由于局部土體性質(zhì)差異，導(dǎo)致旋轉(zhuǎn)中心位于樁體下部與硬地層或硬石塊的邊緣，發(fā)生旋轉(zhuǎn)傾覆會(huì)帶來(lái)井口安裝失敗的嚴(yán)重后果。

在重力貫入過(guò)程中，如果樁體由于地層硬度差異產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)，則需要減小重力貫入過(guò)程的速度，讓樁體下邊緣與地層充分接觸，保證貫入速度均勻，直至貫入地層硬度差異較小的深度后，適當(dāng)增加重力貫入速度，或增加樁體上提次數(shù)，反復(fù)調(diào)整貫入傾角，直至完成重力貫入過(guò)程。

在抽吸貫入過(guò)程中，如果出現(xiàn)了地層硬度差異，此時(shí)由于貫入地層一定深度，周圍土體對(duì)樁體旋轉(zhuǎn)阻礙增加，此時(shí)需要控制抽吸壓力穩(wěn)定，保證樁體在均勻的速度貫入地層。若貫入傾角出現(xiàn)明顯增加，則需要打壓上提，并在ROV(水下機(jī)器人)輔助控制傾角的條件下再次抽吸貫入。

圖3 由于地層質(zhì)性差異導(dǎo)致的貫入過(guò)程產(chǎn)生的旋轉(zhuǎn)示意圖Fig.3 Rotation diagram of the penetration process due to the difference of formation quality

若貫入過(guò)程出現(xiàn)硬物塊阻礙，需要反復(fù)調(diào)整下入，實(shí)現(xiàn)將硬物塊壓碎或排擠開(kāi)，完成樁體的順利下入。也可以通過(guò)對(duì)吸力樁下邊緣進(jìn)行預(yù)加工，例如降低邊緣與地層的接觸面積或下部加工成鋸齒形邊緣來(lái)增加樁體與地層的貫入壓強(qiáng)，便于切削地層和壓碎硬物塊，如圖4所示。

圖4 樁體底部設(shè)計(jì)示意圖Fig.4 Diagram of bottom design

1.4 吸力樁海底建井承載力模型

吸力樁建井的豎向承載力分析如圖5所示。根據(jù)吸力樁海底井口結(jié)構(gòu)豎向受力平衡關(guān)系，可以得出：

N+G=F1+F2+F3+F4+N1+N2

(5)

式(5)中：N為井口工具豎向壓力，kN；G為吸力樁基礎(chǔ)的重力,kN；F1為表層導(dǎo)管外壁與周圍土體的豎向摩擦力，kN；F2為表層導(dǎo)管內(nèi)壁與內(nèi)部土體的豎向摩擦力，kN；F3為吸力樁筒形基礎(chǔ)內(nèi)壁與內(nèi)部土體的豎向摩擦力，kN；F4為吸力樁基礎(chǔ)外壁與周圍土體的豎向摩擦力，kN；N1為底部土體對(duì)吸力樁下端部的豎向支撐力，kN；N2為底部土體對(duì)表層導(dǎo)管下端部的豎向支撐力，kN。

圖5 吸力樁井口豎向承載力分析示意圖Fig.5 Diagram of vertical bearing capacity analysis of suction bucket foundation

摩擦力F1、F2、F3、F4和支撐力N1、N2的大小主要與不同深度土體的不排水抗剪強(qiáng)度和管-土的接觸面積有關(guān)[7,12]。

以F4、N1為例計(jì)算豎向摩擦力和豎向支撐力：

(6)

N1=γπ(D2-d2)St(L)

(7)

式(6)、(7)中：l為地層深度，m；L為吸力樁貫入地層深度，m；D為吸力樁基礎(chǔ)外徑，m；d為吸力樁基礎(chǔ)內(nèi)徑,m；St(l)為淺層土體不排水抗剪強(qiáng)度隨地層深度變化，kPa；ω為吸力樁外壁與周圍土體的豎向摩擦力系數(shù)，小于1；γ為吸力樁下端部與底部土體的豎向支撐系數(shù)，無(wú)量綱，由于擠土效應(yīng)存在，γ一般大于1。

吸力樁建井的海底井口除了承擔(dān)海底井口工具的豎向載荷外，海洋環(huán)境施加的水平載荷作用對(duì)井口的穩(wěn)定性也存在一定的影響。吸力樁建井的水平承載力分析如圖6所示。根據(jù)吸力樁海底井口結(jié)構(gòu)水平受力平衡關(guān)系，可以得出：

H=W1+W2+W3+W4

(8)

式(8)中：W1為地層土體對(duì)吸力樁內(nèi)壁的支持力，kN；W2為地層土體對(duì)表層導(dǎo)管內(nèi)壁的支持力；W3為地層土體對(duì)表層導(dǎo)管外壁的支持力,kN；W4為地層土體對(duì)吸力樁外壁的支持力,kN；H為井口承受的水平載荷，kN。

圖6 吸力樁井口水平承載力分析示意圖Fig.6 Diagram of lateral bearing capacity analysis of suction bucket foundation

為了準(zhǔn)確分析計(jì)算基礎(chǔ)的水平承載力，給出環(huán)向受力分析俯視圖如圖7所示，其水平方向受力為半圓面受分布力的合力。

圖7 水平承載力俯視分析Fig.7 A typical decreasing yield curve of fracturing horizontal well in shale gas reservoir

由半圓形結(jié)構(gòu)環(huán)向受力的對(duì)稱性，取1/4圓形為研究對(duì)象，求解樁體水平抗力W的表達(dá)式為：

(9)

式(9)中：p(l)為土體抗壓性能，隨地層深度l增加而增強(qiáng)，kPa,詳細(xì)土性參數(shù)需要根據(jù)地層土體取樣測(cè)試得到；r為基礎(chǔ)的半徑，m。根據(jù)土體淺層性質(zhì)變化比較均勻的性質(zhì)，將土體極限抗壓性能隨深度變化規(guī)律簡(jiǎn)化為線性變化，設(shè)定一個(gè)吸力樁周圍的土體水平壓力轉(zhuǎn)換參數(shù)α，無(wú)量綱。

則土體對(duì)吸力樁基礎(chǔ)提供的水平抗力可以表示為：

p(l)=αkl

(10)

式(10)中：k為線性變化率，kPa/m。根據(jù)吸力樁的外筒及中心筒尺寸的不同，α、k的取值情況不同。

聯(lián)合公式(9)、(10)可以分別對(duì)W1、W2、W3、W4進(jìn)行求解：

(11)

(12)

(13)

(14)

式(11)～(14)中：r1為吸力樁基礎(chǔ)外筒的內(nèi)半徑，m;r2為吸力樁基礎(chǔ)中心筒的內(nèi)半徑，m;r3為吸力樁基礎(chǔ)中心筒的外半徑，m;r4為吸力樁基礎(chǔ)外筒的外半徑，m。

上述承載力分析主要考慮吸力樁基礎(chǔ)垂直下入的條件，實(shí)際中樁體基礎(chǔ)軸線方向與豎直方向總會(huì)存在一定夾角，這就會(huì)給下入回收操作帶來(lái)一定的影響。

2 模擬實(shí)驗(yàn)研究

2.1 實(shí)驗(yàn)原理及裝置

采用室內(nèi)模擬實(shí)驗(yàn)的方式來(lái)探索吸力樁基礎(chǔ)在豎直載荷及水平載荷作用下的位移失效破壞與吸力樁模型尺寸的關(guān)系，實(shí)驗(yàn)裝置如圖8所示。

圖8 吸力樁建井模擬實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.8 Schematic of well construction simulation experimental device by suction bucket foundation

在長(zhǎng)、寬、高均為2.0 m的鋼制水箱中添加厚度為1.0 m的預(yù)制黏土土樣，吸力樁模型通過(guò)繩索送入，外接抽吸泵模擬建井過(guò)程，通過(guò)改變吸力樁模型的尺寸，包括長(zhǎng)度和直徑的變化，分別對(duì)井口承載力及穩(wěn)定性進(jìn)行分析。

吸力樁模型的尺寸大小有7種，長(zhǎng)度固定為50 cm，長(zhǎng)度×直徑分別為A(50 cm×60 cm)、B(50 cm×50 cm)、F(50 cm×40 cm)、D(50 cm×30 cm)；直徑固定為50 cm，長(zhǎng)度×直徑分別為E(60 cm×50 cm)、B(50 cm×50 cm)、C(40 cm×50 cm)、G(30 cm×50 cm)。

2.2 實(shí)驗(yàn)過(guò)程及步驟

由于吸力樁模型尺寸較小、抽吸貫入過(guò)程較快，因此研究吸力樁模型井口的穩(wěn)定性與模型尺寸、土體性質(zhì)、樁體靜置時(shí)間的相關(guān)性，可忽略樁體端部支撐對(duì)承載力的影響，主要考慮側(cè)壁摩擦阻力。由于深水淺層土體主要為黏土，本實(shí)驗(yàn)的土體性質(zhì)不變，降低實(shí)驗(yàn)復(fù)雜性，但不影響研究規(guī)律。

1) 承載力的時(shí)間效應(yīng)：針對(duì)吸力樁模型貫入土層后的承載力時(shí)間效應(yīng)，需要分別對(duì)同一個(gè)模型貫入土層后的靜置時(shí)間設(shè)置為1、5、10、20、30、60 min。分別測(cè)量其上拔最大拉力代替豎向承載力，并進(jìn)行同樣的水平拉力隨水平測(cè)量位移的變化關(guān)系，測(cè)量過(guò)程中當(dāng)水平位移大于樁體直徑的2%，樁體失去穩(wěn)定，取水平位移為1 cm滿足要求，讀取水平位移為1 cm的測(cè)力計(jì)最大示數(shù)。

2) 吸力樁模型直徑對(duì)承載力的影響：實(shí)驗(yàn)過(guò)程中確定吸力樁模型的長(zhǎng)度保持不變，為50 cm，選擇模型A、B、F、D，分別進(jìn)行不同靜置時(shí)間的承載力測(cè)試實(shí)驗(yàn)。

3) 吸力樁模型長(zhǎng)度對(duì)承載力的影響：實(shí)驗(yàn)過(guò)程中確定吸力樁模型的直徑保持不變，為50 cm，選擇模型E、B、C、G，分別進(jìn)行不同靜置時(shí)間的承載力測(cè)試實(shí)驗(yàn)。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 時(shí)間效應(yīng)對(duì)承載力的影響

通過(guò)對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的記錄及整理，得出不同尺寸結(jié)構(gòu)的吸力樁模型下入土層后的測(cè)量上拔力隨吸力樁模型的靜置時(shí)間變化關(guān)系如圖9所示。由圖9可以看出，不同尺寸吸力樁模型的測(cè)量最大上拔力受模型下入土層后的靜置時(shí)間影響較小，由于下入方式區(qū)別于噴射方法，土體擾動(dòng)較小，同一模型下入后靜置10 min的測(cè)量上拔力與靜置60 min的測(cè)量上拔力基本相同。其中下入1 min的測(cè)量上拔力為穩(wěn)定后測(cè)量上拔力的90%，很好證明了吸力樁的安裝方式對(duì)周圍土體擾動(dòng)較小。

圖9 豎向拉力隨靜置時(shí)間變化關(guān)系圖Fig.9 Diagram of vertical tension as a function of standing time

同理測(cè)量不同尺寸樁體模型的水平承載力的測(cè)量隨模型靜置時(shí)間的變化關(guān)系如圖10，其中在水平拉力作用下樁體的位移達(dá)到1 cm，測(cè)量最大水平拉力大小隨不同尺寸的樁體模型的靜置時(shí)間變化不大，靜置時(shí)間10 min與靜置時(shí)間60 min的測(cè)量結(jié)果基本相同，靜置時(shí)間為1 min的水平拉力約為穩(wěn)定后水平拉力測(cè)量值的87%，很好證明了吸力樁水平抗拉強(qiáng)度受靜置時(shí)間影響不大。

圖10 井口水平抗拉力隨時(shí)間變化關(guān)系圖Fig.10 Relationship between horizontal tensile resistance of wellhead and standing time

3.2 直徑對(duì)承載力的影響

控制模型的下入深度不變，將吸力樁模型A、B、F、D的測(cè)量結(jié)果整理如圖11所示。可以看出，相同下入深度的模型與土體的豎向摩擦力大小隨模型直徑的增加而線性增加，說(shuō)明直徑對(duì)吸力樁模型基礎(chǔ)的豎向承載力具有重要作用。

圖11 模型直徑與豎向拉力的關(guān)系圖Fig.11 Relationship between model diameter and vertical tension

3.3 長(zhǎng)度對(duì)承載力的影響

控制模型的直徑不變，將吸力樁模型E、B、C、G測(cè)量結(jié)果整理如圖12所示。可以看出，相同直徑的吸力樁模型與土體的豎向摩擦力大小隨模型長(zhǎng)度的增加而增加，說(shuō)明長(zhǎng)度對(duì)吸力樁模型基礎(chǔ)的豎向承載力具有重要作用。此處土體性質(zhì)差異較小，樁體下入深度差異不大。得出結(jié)果可以看成類似對(duì)數(shù)曲線的初始階段，滿足理論關(guān)系。

圖12 模型長(zhǎng)度與豎向拉力的關(guān)系圖Fig.12 Relationship between model length and vertical tension

3.4 理論計(jì)算及實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

在研究模型的長(zhǎng)度和直徑的變化規(guī)律中均用到模型B，以模型B為例進(jìn)行理論計(jì)算具有代表性，其中實(shí)驗(yàn)土體的十字剪切測(cè)量結(jié)果如圖13所示。根據(jù)圖13擬合曲線給出系數(shù)k估值為3.385。根據(jù)A、C、D、E、F、G的實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)理論公式中的α和ω進(jìn)行估算，系數(shù)大小與靜置時(shí)間有關(guān)，取值見(jiàn)表1。

模型B的直徑為50 cm，長(zhǎng)度為50 cm，質(zhì)量為4 kg，得出實(shí)驗(yàn)結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果對(duì)比如圖14所示。可以看出，理論計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)?zāi)M結(jié)果基本一致，相對(duì)誤差約為5%，實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽缗c工程應(yīng)用尺寸差距較大，所以豎向承載力及水平承載力的大小關(guān)系可能存在差異，可以結(jié)合數(shù)值模擬方法進(jìn)行后續(xù)研究。

圖13 實(shí)驗(yàn)土體十字剪切測(cè)試圖Fig.13 Cross shear value of experimental soil

表1 系數(shù)計(jì)算結(jié)果表Table 1 Table of coefficient calculation results

圖14 模型B的理論計(jì)算與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖Fig.14 Comparison between theoretical calculation and experiment in Model B

4 結(jié)論

1) 建立了吸力樁深水海底建井過(guò)程的井口承載力計(jì)算模型，并結(jié)合模擬實(shí)驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果誤差約5%，驗(yàn)證了理論模型的可靠性。

2) 模擬實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，影響吸力樁深水海底井口承載力的因素主要為吸力樁基礎(chǔ)的長(zhǎng)度、直徑以及吸力樁安裝到位后的時(shí)間因素。合理地設(shè)計(jì)樁體結(jié)構(gòu)參數(shù)及控制吸力樁安裝到位后的作業(yè)時(shí)間，可以為深水吸力樁井口的承載力設(shè)計(jì)及安裝作業(yè)提供指導(dǎo)。