深水井口導管管土界面摩擦退化試驗研究

劉書杰, 何 連, 劉 正, 包興先, 王 騰

深水井口導管管土界面摩擦退化試驗研究

劉書杰1, 何 連1, 劉 正1, 包興先2, 王 騰2

(1. 中海石油（中國）有限公司海南分公司, 海南 ?？?570312; 2. 中國石油大學（華東）石油工程學院, 山東 青島 266580)

深水井口導管在黏土中的貫入阻力與導管土體界面的黏性摩擦系數密切相關。在導管安裝過程中, 管土界面會產生大位移剪切, 使得導管-黏土界面剪切力產生退化。本文針對傳統剪切試驗裝置小位移剪切的限制, 無法正確描述井口導管貫入時導管-黏土界面大位移剪切時的退化機理, 采用GDS多功能界面剪切試驗儀在恒應力條件下進行大位移單調剪切試驗, 研究法向應力對導管管土界面摩擦退化機理的影響規律。試驗結果表明, 大位移單調剪切時, 界面剪應力隨剪切位移先增大后減小, 最終趨于穩定, 界面表現出剪應力退化現象, 隨著法向應力的增大界面峰值應力與殘余應力均增大; 土樣法向位移隨著剪切位移、法向應力的增加而增大最終趨于穩定。最后在對試驗數據分析的基礎上, 基于剪應力隨無量綱位移的退化規律, 提出了界面剪應力隨累積位移退化的計算方法。并結合算例對比分析了井口導管在貫入80 m深度處, 由于界面摩擦退化效應導致導管貫入阻力降低了28.48%。

導管; 貫入阻力; 黏性界面; 摩擦退化; 界面剪切試驗

水下井口導管是井身結構中的第一層表層套管, 它為整個導管柱、海底采油樹和防噴器組提供結構和支撐。目前, 在深水環境中把噴射下導管技術當作首選的導管安裝方法[1-2]。簡單來說, 如圖1所示, 整個噴射管串系統由內外兩層管柱組成, 內層管柱主要包括底部鉆具組合、鉆柱等, 外層管柱為導管。管串送達海底泥線時, 鉆頭邊旋轉邊噴射鉆孔, 管串依靠自身的重力克服土體摩擦阻力, 保證導管順利貫入。在導管貫入過程中, 如果設計的管串重量過大, 導管下至預定深度時, 松開大鉤后, 由于管土之間的側摩阻力過小, 導致井口失穩并下沉。如果設計的管串重量過小, 在安裝過程中會出現卡鉆現象, 導管無法下至預定深度[3]。因此, 需要正確評估導管貫入過程中的阻力變化, 合理配置管串重量, 保證導管下入到設計深度。

由于導管的貫入安裝過程和樁基貫入過程相似, 因此, 通常參考樁基貫入阻力變化來研究導管貫入阻力。在不排水情況下, 美國石油協會(American Petroleum Institute, API)規范[4]建議黏土中管土界面的剪應力是當前土體強度u的函數, 即:

式中, α是界面的黏聚力系數, 取值范圍從0到1, su是土體的不排水抗剪強度[4]。

對于樁基貫入過程中黏性界面的摩擦退化現象, 帝國理工學院法、Fugro法、西澳大學法推薦通過引入(/R), 來考慮樁基貫入黏土中樁側阻力退化, 其中為土體離樁端的距離,為樁的半徑,為退化系數[4-7]。在導管貫入過程中, 管土之間存在較大的相對位移, 管身單位側摩阻力也會出現不同程度的退化, 即管土界面處會出現的剪切退化效應[8]。管土之間的側摩阻力達到極限后會出現退化, 最終衰減到一個定值, 對應的樁土界面的黏聚力系數α通常為土體的靈敏度t的倒數[9-11], 而Akers等人[12]通過現場試驗得出導管的單位側摩阻力通常取未擾動土體的不排水抗剪強度的1/4～1/3, 近似達到該區域土體的靈敏度的倒數(t=2.6～3.6)。

許多學者對樁-土界面剪切特性及其影響因素進行了大量試驗研究, 但樁-黏土界面力學特性的試驗較少[13-23]。通過界面剪切試驗發現界面力學特性不僅取決于界面材料及其粗糙度, 還取決于土體的成分、含水量、法向應力的大小和剪切速率[14, 19-20]。Taha等[21]通過環剪儀進行了恒應力的黏土界面剪切試驗, 結果表明界面剪應力在剪切位移為2～3 mm時達到峰值, 后由于土體顆粒重新定向排列界面剪應力出現退化, 當剪切位移為100 mm時達到殘余抗剪強度; 且在剪切過程中試樣體積減小, 發生剪縮現象。

由于傳統界面剪切試驗裝置的限制, 研究成果主要為小位移界面剪切, 且單調界面剪切試驗的剪切位移在8 mm左右。缺少大位移作用下的界面剪切機理研究。本文針對井口導管-黏土界面進行大位移作用下的單調剪切試驗, 研究其對界面摩擦阻力退化機理, 合理地確定導管貫入過程中的貫入阻力, 以保證導管在實際安裝過程中順利貫入這一工程問題。

1 試驗設備及試驗方案

1.1 試驗設備

試驗所用儀器為多功能界面剪切試驗儀, 試驗儀由英國Global Digital Systems (GDS)公司生產, 如圖2所示。鋼板剪切面固定轉動約束, 旋轉底盤帶動土樣轉動, 實現土樣與鋼板剪切面的連續剪切。試驗過程中, 實時測試扭矩、法向荷載、豎向位移和轉動角度(位移)。

土樣剪切過程中面積不變, 通過測試剪切過程中的扭矩, 由式(2)得到界面的平均剪切應力:

式中,為界面剪應力, 單位kPa;為扭矩, 單位(N·m);為剪切面的半徑, 單位m。

1.2 試樣準備及試驗方案

試驗用土為高嶺土, 首先使用烤箱將黏土塊烘干, 將干燥后的黏土塊粉碎并使用粉磨機磨成粉, 然后使用0.03 mm的篩子進行篩分。再將黏土粉末與蒸餾水混合, 得到含水量80%的黏土泥漿。將黏土泥漿緩慢放入固結儀中, 對土體施加法向應力與反壓, 使土體在有效法向應力為200、250、400 kPa的情況下完全固結。

圖2 GDS多功能界面剪切試驗儀

采用GDS多功能界面剪切試驗儀開展恒定法向應力下剪切速率為1 cm/min的界面單調剪切試驗, 以研究法向應力、剪切位移對界面剪切性能的影響。試樣尺寸為直徑70 mm, 高22 mm, 試驗方案如表1所示。

表1 界面剪切試驗方案

2 試驗結果與分析

圖3為不同法向應力下鋼-黏土界面剪應力-剪切位移曲線。從圖中可以看出, 不同法向應力下鋼-黏土界面剪應力都隨著剪切位移的增加而逐漸增大, 在2 mm剪切位移時達到峰值, 后隨位移增大減小并趨于穩定, 即出現應力軟化現象。且當變形超過一定值后, 則處于相對穩定狀態。且隨著法向應力的增大, 鋼-黏土界面的界面峰值抗剪強度和殘余抗剪強度增大。本文根據試驗數據, 擬合出界面峰值抗剪強度與土體初始不排水強度ui的關系如式(3)所示(2=0.987); 殘余抗剪強度與土體強度的關系如式(4)所示(2=0.994)。

本試驗中假定界面黏聚力系數不變, 則可求得土體單調剪切至穩定的靈敏度等于相同法向應力下峰值強度除以殘余強度。由此可知, 當法向應力分別為200、250、400 kPa時, 靈敏度為1.27、1.33、1.41, 由此可知隨著法向應力的增大土體靈敏度增大, 樁-黏土界面的退化程度增大。

圖3 剪切應力-剪切位移曲線

圖4為不同法向應力下鋼-黏土界面法向位移-剪切位移曲線。由圖4可知, 在不同法向應力下, 界面剪切試驗過程中試樣發生了剪縮現象, 這是由于土體顆粒的重新定向排列產生的。從界面剪切位移-法向位移曲線可以看出, 試樣剪縮大部分發生在0～ 10 mm剪切位移范圍內, 占總剪縮量的90.1%; 當剪切位移在10～40 mm范圍內時, 試樣剪縮現象呈現退化趨勢, 且試樣總的體積形變最終達到一個穩定值, 這與孔令偉[20]做的試驗結果基本一致。

圖4 法向位移-剪切位移曲線

3 界面摩擦退化機理研究

表2給出了不同法向應力下的界面的黏聚力系數、ui與殘余剪切強度。由表2可以擬合ui=0.396v。為研究界面強度退化規律, 這里假定黏聚力系數不變, 則界面剪應力退化即為土體強度的退化。

表2 不同法向應力下的界面的黏聚力系數與土體強度

Einav等[22]基于循環T-bar試驗, 通過累積塑性應變建立土體強度循環退化模型, 即

式中,u為土體當前不排水抗剪強度, 單位kPa;ui為土體初始不排水抗剪強度, 單位kPa;rem為土體靈敏度t的倒數, 單位無量綱;為累積塑性應變, 單位無量綱;95為土體發生95%重塑時累積塑性應變, 單位無量綱。Wang等[23]提出了土體強度隨累積位移循環退化的計算公式,

式中,pa為土體的剪切位移, 單位m;為衰減系數, 無量綱;為樁徑, 單位m。從式(6)可以得知, 當剪切位移pa增大到一定程度后,u/ui=rem。因此rem控制土體退化后的穩態強度。

本文以式(6)為基礎, 定義了剪切位移和法向應力相關的無量綱位移參數pa/10050, 并對試驗數據擬合, 建立了基于無量綱累積位移的界面剪應力退化公式, 即

式中,為界面黏聚力系數, 單位無量綱;為衰減系數, 單位無量綱;50為達到峰值剪應力一半時對應的剪切位移見表3, 單位m。

表3 y50的數值

式(7)中的rem可以直接由剪切過程的u/ui求得。衰減系數可通過式(7)擬合圖3中曲線得到, 擬合衰減系數見表4。表4中擬合的復相關系數2均大于0.995, 且不同法向應力條件下界面剪應力衰減系數均為0.2, 表明衰減系數與剪切位移幅值、法向應力無關, 即無量綱位移能合理反映法向應力和剪切位移幅值的綜合影響。

將擬合得到的=0.2代入到式(7)可以計算得到大位移剪切荷載作用下的界面剪應力。式(7)中的參數可由API規范[4]確定, 式(7)可以計算樁基在大位移剪切作用下的樁側摩阻力的退化特性。

表4 擬合曲線求得參數

4 算例分析

為了研究黏性界面退化模型對導管貫入阻力的影響, 這里結合南海某井場工程實際進行井口導管貫入阻力退化分析。井場導管直徑=0.762 m, 貫入深度80 m。黏土的土體強度剖面為u=0.5+0.87d(kPa),d為土體深度, 黏土的有效容重γ′=6.5 kN/m3。

圖5 界面剪應力隨無量綱剪切位移的退化曲線

噴射導管下入過程中, 噴射水射流對管周土體產生射流砰擊力切割土體, 在土體中產生超孔隙水壓力對土體產生擾動, 導致管周土體強度降低。其產生超孔隙水壓力由以往研究[24]可知約為6.02ui。由式(6)v′=v–6.02ui可以得到噴射擾動后的界面阻力。

圖6 摩擦退化對導管貫入阻力的影響

圖6中給出了考慮摩擦退化與不考慮退化導管貫入阻力隨著深度的變化曲線。從圖中可以看出, 由于土體強度隨深度線性增大導管貫入阻力隨著貫入深度都是呈現非線性增加。管土界面摩擦退化效應在貫入初期對貫入阻力的影響并不顯著, 但隨深度增大, 土體強度增大其影響逐漸明顯。80 m深度處, 考慮摩擦退化和不考慮摩擦退化得到的貫入阻力分別是455.3 kN、611.4 kN, 考慮摩擦退化后貫入阻力下降28.5%。

5 結論

本文針對深水井口導管大位移貫入界面摩擦退化現象, 采用GDS界面剪切儀進行管土大位移單調剪切試驗研究, 揭示大位移剪切界面摩擦力的退化機理, 提出了界面剪應力退化的計算方法, 得到的結論如下:

(1)單調大位移剪切時, 由于黏土顆粒的重新定向排列, 界面剪應力出現應力退化。且剪切土樣產生了剪縮現象, 大部分發生在0～10 mm剪切位移范圍內, 占總剪縮量的90.1%。

(2)基于界面剪切試驗殘余強度與初始強度比值, 擬合得到土體的黏聚力系數和靈敏度系數。

(3) 基于剪應力隨無量綱剪切位移的退化規律, 提出了鋼-黏土界面剪應力隨無量綱位移的退化計算方法。

(4)南海某井場工程實際算例的計算結果表明, 考慮界面阻力退化的導管總貫入阻力減小28.48%。

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Experimental study on soil-conductor interface friction degradation of wellhead in deepwater

LIU Shu-jie1, HE Lian1, LIU Zheng1, BAO Xing-xian2, WANG Teng2

(1. CNOOC Ltd. Hainan, Haikou 570312, China; 2. School of Petroleum Engineering, China University of Petroleum (East China), Qingdao 266580, China)

The penetration resistance of a deep-water conductor in clay is closely related to its friction resistance at the conductor–soil interface. During the installation of this conductor, considerable displacement occurs at the soil–pipe interface, causing degradation in the friction at the conductor–clay interface. Conventional shear testing devices cannot accurately describe this degradation mechanism at the conductor–soil interface under large displacement shear during the conductor penetration; therefore, in this study, to address this limitation, the GDS multifunctional interface shear testing apparatus was used to conduct large displacement monotonic shear tests under constant stress conditions. The aim was to investigate the influence of normal stress on the degradation mechanism of friction at the conductor–soil interface. The experimental results indicate that during the monotonic shear, the interfacial shear stress initially increases with shear displacement and then decreases, eventually reaching a stable state. The interface exhibits shear stress degradation. With increasing normal stress, the peak stress and residual stress at the interface also increase. The normal displacement of the soil sample increases with shear displacement and normal stress and eventually reaches a stable value. Based on the analysis of the experimental data, a simple method is proposed to calculate the interfacial shear stress with increasing dimensionless displacement considering the shear stress degradation mechanism. Finally, by combining an engineering case study of a conductor at a depth of 80 m, degradation of the interfacial friction is demonstrated to have reduced penetration resistance by 28.48%.

conductor; penetration resistance; adhesive contact interface; friction degradation; interface shear test

Dec. 14, 2022

[National Natural Science Foundation of China, No. 52078483]

P75

A

1000-3096(2023)10-0025-07

10.11759/hykx20230904004

2022-12-14;

2023-09-04

國家自然科學基金項目(52078483)

王騰(1973—), 男, 山東海陽人, 博士, 教授, 主要從事海洋巖土工程方面研究, E-mail: wteng73@upc.edu.cn

(本文編輯: 叢培秀)