近年来，全世界新增探明的油气资源有76%来自于海洋，其中约有48%来自于深水、超深水区域^[1-2]。深水钻井具有高投资、高风险、高科技等特点^[3]，高昂的钻井平台日费促使钻井技术不断朝着如何减少建井成本的方向发展。深水表层建井方式主要包括喷射法、钻入法和吸力锚法等^[4]。其中，井口吸力锚（conductor anchor node，CAN）是近年来兴起的一种新型浅层建井工具，该工具由深水导管和吸力式基础复合设计而来，采用井口吸力锚建井可大大节省下入时间和成本^[5-7]。

国外很早开始吸力式技术的研究及应用，早期多用于水下锚桩定位。1958年，F. J. H. Mackereth^[8]首次利用负压原理在软泥湖床上进行了土样采集。1980年，吸力锚首次在欧洲北海Gorm油田用于油轮系泊^[9]。1988年，K. H. Andersen等人^[10]分析了吸力基础的安装原理，并总结了影响安装阻力的关键因素。2016年，Cheng Xinglei等人^[11]利用有限元方法，模拟了软黏土中受循环载荷作用的吸力基础的变形过程。1970年开始，国内相关机构陆续展开了筒形基础的理论研究。1994年，国内首次将吸力锚用于渤海曹妃甸1-6-1井延长测试系统的系泊^[12]。另外，丁红岩等人^[13-16]开展了一系列缩比实验和数值模拟，研究了吸力式基础土塞形成机理、桶内渗流特征及对承载力的影响。

尽管国内外学者对吸力式基础的贯入机理、土塞效应和稳定性的力学特性等做了大量研究，但国内外关于CAN的原理和应用方面的研究还比较少，未见关于CAN下入深度的设计与预测的文献报道。笔者根据API规范和行业标准《建筑基桩检测技术规范》（JGJ 106—2014），综合考虑井口吸力锚结构特征、二开固井井口最大载荷和竖向承载力安全系数，建立了一套适用于深水钻井的井口吸力锚下入深度计算模型，并以南海X井为例计算了井口吸力锚的极限承载力，根据下入深度模型计算了最小入泥深度，研究结果可以指导现场施工设计。

1.   井口吸力锚技术

CAN是一种吸力锚和表层导管的组合结构，外部为大直径圆桶，下部为开口桩；上部封闭，并设置抽水口和排水口等装置；桩中心贯穿导向管，中间内置高低压井口及表层导管，能够利用负压原理安装。上部盖板设置有4个用于起吊的吊耳，装备有用于定位的声学测量装置和水平仪，BOP导向杆插座分布在上部盖板上（见图1）。

图  1  井口吸力锚结构示意

Figure  1.  Structure of conductor anchor node

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深水井口吸力锚建井作为一种新型的表层建井方式，可以提高对深水钻井复杂情况的应对能力，并且与传统的建井方式相比可节省费用21%～44%。与传统的喷射建井相比，CAN具备以下优点：1）CAN在工厂内集成导管，可以实现更小的一开，开钻孔径可至0.508 m；2） CAN具有更高的负载能力，可极大地提高井口承载力和抗弯能力；3）对于松软的海床起到很好的支撑作用；4）先于平台导管安装，可由小型工程船安装和回收，简化封井和弃井操作，可节省时间2～5个平台工作日；5）适用于卫星井井口系统整体安装。

CAN通过工程船下放至海底接触海床，根据浅层土质性质的不同，会在自重作用下嵌入海底土壤一定深度，直至侧面摩阻力和端部阻力至与重力平衡；再下放水下机器人，ROV的抽汲泵与CAN相连接，启动抽汲泵，抽出CAN内部的水与空气，使CAN内部形成负压，在外部水压与自身重力的作用下，筒体逐渐被压入泥中，直至CAN入泥至设计深度。泵的最大工作压力可达1.0 MPa，一般只需要0.2～0.3 MPa的抽汲力就可使CAN下入到位。

2.   井口吸力锚竖向承载力模型

2.1   竖向抗压承载力模型

CAN安装到位后，由于存在土塞效应，土塞与顶板接触，能够提供额外的承载力。开口管桩沉入过程中，桩端土一部分被挤向外围，一部分涌入管内形成“土塞”。CAN竖向抗压承载力包括吸力锚外筒外侧摩阻力Q_f,1、外筒内侧摩阻力Q_f,2、导向管外侧摩阻力Q_f,3、端部阻力Q _p,b和顶板承载力Q _p,t（见图2）。

图  2  CAN竖向承载力

Figure  2.  Vertical bearing capacity of CAN

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CAN抗压承载力可表示为：

式中：${{Q}}_{\text{C}}$为CAN竖向抗压承载力，kN；${{Q}}_{\text{f}}$为抗压状态下的桩侧摩阻力，kN；${{Q}}_{\text{p,b}}$为桩端部阻力，kN；${{Q}}_{\text{p,t}}$为桩顶板承载力，kN。

桩侧摩阻力包括外筒内外两侧摩阻力和导向管的外侧摩阻力，可表示为：

式中：${{Q}}_{\text{f,}{j}}$为桩j侧摩阻力，kN；j取值1，2和3，分别表示外筒外侧、内侧和导向管外侧；$\theta$为安装效应系数，与CAN安装方式有关；${{f}}_{{j}}\left({z}\right)$为对应桩的j侧单位侧摩阻力，kPa；z为初始海床面以下深度，m；${{A}}_{{j}\text{s}}$为对应桩j侧的桩周表面积，m²；i表示竖向上土的分层数，根据实际地质勘探调查取值；${{f}}_{{j,i}}\left({z}\right)$为桩j侧第i层土单位侧摩阻力，kPa；${{A}}_{{j}\text{s}{,i}}$为桩j侧第i层的桩周表面积，m²。

桩端部阻力为：

式中：${{q}}_{\text{b}}$为桩端单位承载力，kPa；${{A}}_{\text{p,b}}$为桩端总面积，m²。

桩顶板承载力为：

式中：${{q}}_{\text{t}}$为顶板单位承载力，kN/m²；${{A}}_{\text{p,t}}$为顶板面积，m²。

2.2   井口吸力锚黏土中桩侧摩阻力

吸力锚沉贯过程中，假设筒内土体均匀受力，均匀抬升，同一高度土体性质一致，因此${f}_{2}\left(z\right)={f}_{3}\left(z\right)$，即${{Q}}_{\text{f,2}}={{Q}}_{\text{f,3}}$。

黏性土中的管桩深度和单位侧摩阻力存在以下关系^[17]：

式中：α为黏性土侧向摩阻力系数；${{S}}_{\text{u}}$为土体不排水抗剪强度，kPa；${\psi}$为归一化系数，是土体不排水抗剪强度与竖向有效应力比值；${{p}}'_{\text{0}}\left({z}\right)$为z深度上的竖向有效应力，是地质调查时得到的浅层土壤参数，kPa。

注意，使用式（7）时，对于欠固结土（快速固结后具有超孔隙水压力的黏土），$\text{α}\mathrm{取}$1.0；对于${\psi}\text{ > 3}$的土体，无桩荷载试验，计算结果可能存在较大误差；式（7）不适用于计算在不排水抗剪强度高的土体中下入较深的桩。

2.3   井口吸力锚黏土中端部阻力

桩端部阻力为^[17]：

端部位于黏土中的桩，端部阻力${{q}}_{\text{b}}$可表示为：

式中：${{S} }_{\text{u,b}}$为端部土体不排水抗剪强度，kPa；${{A}}_{\text{p,b}}$为桩端部面积，m²。

2.4   井口吸力锚无黏性土中桩侧摩阻力

基于CPT计算轴向承载力的方法，考虑了桩长的影响和摩擦、疲劳等因素^[17]。假定摩阻力和端部阻力对桩基的承载力贡献是非耦合的，有土塞开口桩受压时的承载力${{Q}}_{\text{c}}$为：

式中：${{f}}_{\text{c}}\left({z}\right)$为受压时单位桩侧摩擦阻力，是深度、几何形状和土壤条件的函数，kPa；z为初始海床面以下深度，m；${\beta}$为无黏性土侧向摩阻力系数。

无土塞的端部开口打入桩，可按照文献[17]中无黏性硅质土设计参数表取${\beta}\text{值}$；对于完全排土桩（如形成完全闭合土塞的开口桩），${\beta}$取值可以比文献[17]中无黏性硅质土设计参数表中数值高25%。

作为指导，基于CPT方法的深度增量宜取桩长的1/100，深度增加量不宜大于0.20 m。

2.5   井口吸力锚无黏性土中端部阻力

无黏土中桩的端部阻力^[17]，单位面积端部的${{q}}_{\text{b}}$为：

式中：${{p}}'_{\text{0,tip}}$为桩端部的竖向有效应力，kPa；${{N}}_{\text{a}}$为承载力系数，${{N}}_{\text{a}}$值见文献[17]中无黏性硅质土设计参数表。

对于长桩，${{q}}_{\text{b}}$值不会随着桩端竖向有效应力无限增大，宜采用文献[17]中无黏性硅质土设计参数表的${{q}}_{\text{b}}$值限制^[17]。

2.6   井口吸力锚顶板承载力

对于长径比较小的CAN基础，不能忽略筒顶承载力，在实际工程中对于筒顶承载的CAN应用不多，因此理论计算相较于普通的筒型基础也显得更加匮乏，学者们大都直接采用太沙基圆形基础上的极限荷载公式^[18]。太沙基在计算极限承载力公式时提出了以下假设：地基地面粗糙；基础底面地基土体出现5个区；不考虑基础底面以上的土，其强度视为均布荷载${q=\gamma d}$。经过推导，得到了更加适合CAN的极限荷载计算公式：

式中：q为基底水平面以上基础两侧的超载，kPa；$\gamma$为土体重度，kN/m³；c为土体黏聚力，kPa；B，d为基底的宽度和埋置深度，m；${{N}}_{\text{c}}$，${{N}}_{\text{q}}$和${{N}}_{\text{γ}}$为承载力因数，仅与土的内摩擦角有关，为了方便计算，可直接查表得到相应土体内摩擦角$\varphi$的${{N}}_{\text{c}}$，${{N}}_{\text{q}}$和${{N}}_{\text{γ}}$值^[19]。

软弱黏性土和松散沙土中，基础一般发生局部剪切破坏，采用公式不变，土的抗剪强度指标取整体破坏采用的抗剪强度指标的 2/3，即：

式中：${{c}}'$为折减后的土体黏聚力，kPa；${\varphi}'$为折减后的内摩擦角，（°）。

更适用于筒型基础的太沙基公式应为圆形基础公式，直径为 D的CAN在松软地层的顶板极限荷载计算公式为：

式中：${{N}}'_{\text{c}}$，${{N}}'_{\text{q}}$和${{{N}}'_{\text{γ}}}$为根据${{c}}'$和${\varphi}'$取得的承载力因数。

2.7   安装效应对侧摩阻力的影响

深水浅层建井一般采用重力贯入、负压贯入、喷射下入、钻入法下入和锤入法贯入等方式，无论采用何种安装方式，都会对附近土体产生扰动。安装过程中，附近土体发生重塑，并有较高的超静孔隙水压力，而且距离桩体越近，孔隙水压力越大。安装完成后孔隙水将流出扰动区域，流动到远处，近桩初土体将产生固结；随着孔隙水压力的消散，桩体的承载力将增大，这便是安装效应^[18]。最为经典的安装效应预测公式为：

式中：${{Q}}_{\text{t}}$为桩完成安装之后t时刻的承载力，kN；${{Q}}_{\text{0}}$为${t}_{0}$时刻桩的承载力，kN；A为常数，与土性有关。

桩的下入方式不同，A的取值不同，重力贯入一般取值为0.05^[20]，负压贯入取值为0.10～0.20，锤入法取值为0.20～0.80^[21]，喷射法取值为3.00左右^[22]。采用的浅层建井方式不同，对周围土体影响范围及扰动程度不同，安装效应也不同。重力贯入的安装效应最小，吸入法次之，然后是锤入法，喷射法安装效应最大，此处定义一个安装效应系数$\theta$=[0，1]。$\theta$可以用式（18）计算的重力贯入方式和其他下入方式的比值表示，重力贯入方式为1.00，吸入法为0.79～0.92，锤入法为0.42～0.79，喷射法为0.28。安装效应下的侧摩阻力计算公式为：

式中：$\theta_{{i}}$为安装效应系数。当第i层土层为重力下入时，${\theta}_{{i}}{=1}{.00}$；当第i层土层为负压下入时，${\theta}_{{i}}\text{=0.79}\text{～} \text{0.92}$。

3.   下入深度模型的建立

CAN集成了传统喷射钻井的表层导管、低压井口和防沉板等装备，成为浅层钻井的持力基础。后续钻井作业中，高压井口头安装在其上，连接并支撑上部防喷器；其下部可悬挂各层套管。CAN安装到位后，半潜式钻井平台就位；二开钻井至预定深度，下入二开套管，并坐挂于井口；二开套管下入到位后，下固井管柱，泵入水泥浆进行固井作业；候凝一段时间后，将防喷器安装于水下井口，进行三开钻井作业。井口设备如图3所示。

图  3  CAN井口设备示意

Figure  3.  CAN wellhead equipment

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二开套管坐挂井口固井阶段载荷较大，是CAN承受竖向载荷最大的工况，风险较大。深水钻井二开套管固井时，固井水泥浆达到井眼底部而尚未进入表层套管形成的二开环空的时刻，CAN受到的竖向载荷最大，此工况下最容易出现井口下沉及井口失稳事故^[23]。除了CAN自重以外，其他设备为固定载荷，需要乘以固定载荷系数1.30^[24]，因此钻井工况下CAN承受的竖向载荷为：

式中：${{G}}_{\text{c}}$为CAN竖向总载荷，kN；${{W}}_{\text{c}}$为CAN湿重，kN；${{W}}_{\text{w}}$为高压井口头湿重，kN；${{W}}_{\text{mr}}$为表层套管送入工具湿重，kN；${{W}}_{\text{ca}}$为表层套管湿重，kN；${{W}}_{\text{cs}}$为固井管柱湿重，kN；${{W}}_{\text{ce}}$为固井水泥浆湿重，kN。

API规范对打入桩竖向承载力安全系数取值为k=2.0，为保证该工况下表层导管不下沉，需要满足：

将工程实际参数代入式（20），即可求得最小下入深度。井口吸力锚最小下入深度计算流程见图4。

图  4  井口吸力锚最小下入深度计算流程

Figure  4.  Calculation process of the minimum depth for CAN setting

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4.   实例分析

南海陵水区块X井水深1 501 m，使用CAN建井方式，若CAN下入深度太浅，可能导致承载力不够，造成井口下沉或者倾覆，带来严重后果^[25]；若CAN下入过深，会影响作业时效，也可能遇到较硬土层，不能够靠吸力下入。因此，需要针对具体井位开展CAN最小深度设计，以保证现场安全高效作业施工。

4.1   承载力分析

在陵水区块X井位附近采用重力取样获取了6个土样，取样深度在2.00～3.50 m，均为淤泥状，湿密度1 400～1 450 kg/m³，黏聚力小于10 kPa，内摩擦角小于3.0°，总体来看浅层土质很松软。表1为X井位附近土体由不固结不排水试验得到的参数。通过目标井浅层土质调查报告和土工试验报告中的土质参数回归计算，依据邻井土层变化趋势，得到X井位浅层土质不排水抗剪强度${S} _{{\rm{u}}}\text{=6.83+}\text{1.}\text{1}\text{0}{z}$。

表  1  陵水区块X井位土质参数

Table  1.  Soil parameters of Well X in Lingshui block

土样	取样深度/m	湿密度/(kg·m−3)	不固结不排水试验结果
			黏聚力/kPa	内摩擦角/(°)
1	2.38～2.60	1 400	5.60	1.70
2	2.58～2.80	1 440	8.50	1.90
3	2.78～3.00	1 430	7.50	1.90
4	2.98～3.20	1 430	6.40	1.90
5	2.98～3.20	1 450	9.80	2.30
6	3.28～3.50	1 420	3.20	2.60

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根据API规范中给出的桩的极限承载力计算模型，CAN下至预期深度12 m时，导向管侧向摩阻力${{Q}}_{\text{f,3}}$=397.33 kN，CAN外筒外侧摩阻力${{Q}}_{\text{f,1}}$=2 234.71 kN，CAN外筒内侧摩阻力${{Q}}_{\text{f,2}}$=2 215.79 kN，CAN端部阻力${{Q}}_{\text{p,b}}$=85.94 kN，CAN顶板承载力${{Q}}_{\text{p,t}}$=3 129.81 kN。CAN的总承载力${{Q}}_{\text{C}}$=8 063.59 kN，CAN极限承载力如图5所示。

图  5  X井井口吸力锚极限承载力

Figure  5.  Ultimate bearing capacity of CAN at Well X

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4.2   下入深度预测

ϕ50.8 mm表层套管固井阶段可能出现吸力锚承受载荷最大的情况，常用内管柱插入方式进行表层套管固井。根据X井的井身结构，查询计算可得，井口头湿重为38.89 kN，表层导管湿重为7.02H kN（H为CAN入泥深度设计值），吸力锚湿重为39.97H+26.17 kN，表层套管送入工具湿重35.99 kN，表层套管湿重1405.05 kN，固井水泥浆湿重170.93 kN，固井管柱湿重483.74 kN。将以上数据代入式（20），可得：

根据图5，将X井安全系数下的井口载荷${k}{{G}}_{\text{c}}$添加到极限承载力图版，得到CAN入泥深度设计图版（见图6），图版显示CAN最小入泥深度H=10.56 m。一般井口吸力锚的设计高度为12 m，上部土塞会有轻微隆起，此设计深度可以满足井口吸力锚的的竖向承载力需求。

图  6  X井井口吸力锚入泥深度设计图版

Figure  6.  Depth design of setting in mud of CAN at Well X

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4.3   有限元模型及边界条件

根据目标区块土质资料及CAN的参数，采用Abaqus建立有限元模型，模拟下入到位的CAN的极限承载力。CAN材质为钢材，选用线弹性模型，弹性模量为206 GPa，泊松比为0.30，密度为7 850 kg/m³，吸力锚外径为6.00 m，壁厚为25.4 mm，中间导向管直径为1.067 m，导向管壁厚为38.1 mm，整体高度为12.00 m，顶板厚度为0.05 m。土体选用摩尔–库伦模型，数值取用表1中土质参数的平均值，具体为弹性模量10 MPa，泊松比0.35，密度1 430 kg/m³，内摩擦角2.0°，黏聚力6.83 kPa。土体模型设置为直径30 m、深度20 m的圆柱体。

采用Abaqus中自带模型工具，根据尺寸参数建立物理模型，设置CAN对应的钢材属性和土体属性，并将截面属性赋予实体。在装配模块中，将CAN装配到圆柱型的土体中，装配结果见图7（为方便展示截取了模型剖面）。

图  7  井口吸力锚和土体装配效果

Figure  7.  Assembly effect of CAN and soil body

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在初始分析步中约束土体底部X，Y和Z方向位移，约束土体侧面X和Y方向位移，CAN侧面的X和Y方向位移，CAN底部的X和Y方向位移。先施加重力荷载，将计算结果提取，在载荷中加入预定义场，平衡地应力；再添加位移载荷，在CAN的顶板上施加向下的位移0.30 m。分别对CAN和土体进行网格划分、求解，提取数据绘制CAN的载荷位移曲线。

4.4   结果对比分析

土体和CAN的Mise应力分布情况如图8所示。从图8可以看出，土体和CAN的最大应力都集中在CAN底部与土体相互接触部分。提取CAN顶板结点竖向应力S33数值及竖向位移U3数值，求取其平均值作为整个顶板上表面的位移及应力值。顶板竖向应力与顶板面积的乘积即为CAN的承受载荷。CAN顶板竖向应力数值如图9所示，CAN的载荷位移曲线如图10所示。

图  8  土体及CAN的Mise应力分布情况

Figure  8.  Mise stress distribution of soil and CAN

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图  9  CAN顶板竖向应力分布

Figure  9.  Vertical stress distribution of CAN roof

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图  10  CAN载荷–位移曲线

Figure  10.  Load-displacement curve of CAN

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根据《建筑基桩检测技术规范》（JGJ 106—2014），对于基桩的载荷–位移曲线有如下规定：对于缓变型Q-s曲线，宜根据桩顶总沉降量，取s等于40 mm对应的荷载值；对D(D为桩端直径）大于等于800 mm的桩，取s等于0.05D对应的荷载值；当桩长大于40 m时，需要考虑桩身弹性压缩。此模型中，CAN外径较大为6.00 m，取s等于0.05D即为0.30 m时的荷载值，如图10所示，荷载值为7 844.41 kN。此处需要加上CAN的浮重748.81 kN，极限承载力为8 593.22 kN。由图6可知，CAN在12 m处极限承载力理论值为8 063.59 kN，误差为6.16%，数值与有限元模拟结果较为吻合。

5.   结　论

1）根据不同下入阶段原理，定义了井口吸力锚竖向承载力模型的安装效应系数。以南海X井土质资料为基础进行模拟计算，计算结果表明，有限元模型精度较高。

2）结合南海深水表层建井作业实践，建立了适用于深水钻井井口吸力锚下入深度模型，充分考虑了深水钻井过程中的各类载荷，并以南海X井为例，计算了井口吸力锚最小入泥深度，可以有效指导深水表层建井施工设计。

3）工程实践可知，井口吸力锚下入深度模型的经验系数在不同海域取值会有一定差别，目前井口吸力锚在南海应用较少，需要根据后续井口吸力锚的应用结果优化模型中的经验系数。