琼东南陆坡区复杂地形深水井场海底稳定性评估*

欧阳敏 吴 涛 李 列 李 林 邱 宇 朱 其

（1.中海石油（中国）有限公司湛江分公司 广东湛江 524057； 2.成都理工大学地球物理学院 四川成都 610059）

海底滑坡是海底岩石或沉积物在各类触发因素下发生失稳破坏，并在重力作用下向边坡下运动的一种地质现象，多发生在具有较大的坡角的陆架坡折带及以下海域［1-4］。琼东南陆坡区的油气和天然气水合物资源十分丰富［5］，是我国重要的勘探开发区域。然而，该区域坡角较大且海底土强度低、松软易变形，很容易发生海底失稳，一旦发生滑坡，则可能严重破坏海底井口和海底管道等水下结构物，引起井口倾覆和管线折断［6］等重大损失。因此，琼东南陆坡区的钻井必须考虑海底滑坡的问题。

海底地质调查是预防海底滑坡的重要手段，其调查内容主要包括多波束水深测量、海底土取样、原位测试、高分辨地震和浅地层剖面探测等［7-10］。海底滑坡评估需要综合利用以上各种资料，其中，现有滑坡的识别可以利用海底地形地貌资料、浅地层剖面以及地震资料来完成，而海底边坡稳定性的定量评价则需要借助力学手段。目前，边坡稳定性定量评价分析方法主要包括极限平衡法、数值模拟法和概率法［11-14］。3种方法各有优劣：极限平衡法是目前工程实践中应用最为广泛的、计算过程相对简单的一种定量分析方法，不过该方法忽略了滑坡体的内部形变，分析时需假定滑动面，只适用于简单的边坡分析；概率法采用可靠性理论分析海底滑坡在特定时间内发生的概率，但无法给出滑动面的形状以及无法揭示海底滑坡发生的力学本质；数值模拟法以土体本构模型为基础，可计算海底边坡的变形和稳定性，与强度折减法配合使用可计算安全系数，该方法可以考虑多种因素的影响，适用于复杂边坡稳定性评价。本研究即采用了数值模拟法分析深水井场海底稳定性。

目前针对深水陆坡井场，特别是考虑钻井影响的海底边坡稳定性评价方面的研究较少。本文基于FLAC 3D强度折减法建立了海底稳定性计算方法，分析边坡安全系数的影响因素，并以位于琼东南陆坡区的宝岛某深水井场为例，考虑海底浅层土强度的垂向非均质性的影响，利用强度折减法计算海底边坡安全系数，研究井口返出岩屑和钻井振动对海底边坡稳定性的影响及井口周围海底边坡的稳定性，优选钻井井位。

1 深水井场海底稳定性评估方法

1.1 基于FLAC 3D强度折减法的边坡安全系数计算

FLAC 3D是一款基于显式有限差分法的岩土工程数值模拟软件，可用于边坡稳定性分析。极限平衡法中基于抗滑力与滑动力比值的安全系数定义很难直接用于数值模拟［15］，因此通常采用将强度折减法与弹塑性数值方法相结合的边坡稳定性分析方法计算边坡安全系数，其基本原理是先引入某一强度折减系数将土体的抗剪强度（黏聚力和内摩擦角）进行折减，得到折减后的强度参数［16］为

式（1）中：τf为土体抗剪强度，kPa；c0为折减前的黏聚力，kPa；φ0为折减前的内摩擦角，（°）；F为强度折减系数；σ为剪切面上的正应力，kPa。

1.2 深水钻井对海底边坡稳定性的影响分析

深水钻井对海底边坡来说是一种工程扰动，主要通过以下2个作用影响海底稳定性。

1.2.1 水下井口装置和钻井返出岩屑的重力载荷

深水钻井时的高压井口头、水下防喷器等井口装置坐在表层导管上，表层导管下入海底以下数十米的深度，这样水下井口的重量可通过表层导管与浅层土之间的相互作用支撑，因此，水下井口的重力载荷对海底边坡稳定性的影响较小。

深水钻井中，表层套管井段为开眼循环钻井，返出岩屑直接堆积在海床上，因此与水下井口装置相比，井口返出岩屑对海底稳定性的影响更大，井口返出岩屑的质量为

式（2）中：Ws为井口返出岩屑的质量，t；ρs为土体密度，t／m3；D1和D2为导管段的井眼直径，m；H1和H2分别为导管段和表层套管段的井深，m。

返出岩屑在海床面产生的附加重力载荷可能诱发海底边坡失稳，此时坡面处的附加正应力和剪应力为

式（3）中：β为边坡坡角，（°）；Fn和Ft分别为重力载荷分解产生的法向力和切向力，N；σn和σt分别为坡面上的正应力和剪应力，Pa；A为井口返出岩屑在海底的分布面积，m2。

1.2.2 钻井振动产生的动载荷

深水钻井过程中，表层导管通过喷射方法下入，高压射流对浅层土的破碎作用会在井眼附近产生动载荷，表层导管安装完成后，后续井段则通过钻头钻进，钻头在钻压和旋转作用下破碎地层，同样将产生一定强度的动载荷，可能诱发边坡失稳。

1.3 海底边坡安全系数分析

导致海底滑坡的原因包括海底土抗剪强度降低和剪应力增加2种：坡角和土体密度主要影响剪应力；不排水抗剪强度则主要反映土体抵剪切破坏的能力。这里以二维均质边坡为例，通过数值模拟分析自然状态下坡角、土体不排水强度和密度对安全系数的影响。

1.3.1 边坡稳定性模型建立

二维均质边坡长100 m，坡顶高40 m，坡顶长20 m，建模时通过调整坡底高度研究坡角对边坡安全系数的影响。坡角20°时的边坡几何模型示意图如图1所示。

图1 二维均质边坡模型示意图Fig.1 Schematic of two-dimensional homogeneous slope model

采用平面应变模型求解，模型底部为固定边界，左右侧面的法向位移为0，坡面设为自由边界。令坡顶和坡面处的孔隙压力等于0，模型底面为非渗透边界条件，整个模型的初始孔隙压力等于静水压力，然后对整个模型施加由土体自重引起的体积力，计算时土体密度取值1 400～2 100 kg／m3，土体不排水抗剪强度5～50 kPa。

1.3.2 边坡安全系数分析

图2 坡角、土体密度和强度对边坡安全系数的影响Fig.2 Effect of slope angle，soil density and undrained shear strength on slope factor of safety

坡角、土体不排水强度和密度对边坡安全系数的影响如图2所示。①在不同的不排水抗剪强度下，安全系数随边坡坡角的增大而逐渐降低：坡角越小，边坡安全系数的下降越快；坡角逐渐增大，边坡安全系数的下降变缓，最后趋于平稳。表明边坡安全系数对于低缓坡的坡角变化具有更大的敏感性。②安全系数与不排水抗剪强度呈线性正相关关系，这与安全系数的定义相吻合，表明土体不排水抗剪强度的增大加强了边坡的抗破坏能力。③安全系数与土体密度呈负相关关系，即安全系数随土体密度的增大而减小，且坡角越小，土体密度对安全系数的影响越大，不过与坡角和土体强度相比，土体密度对安全系数的影响相对较小。

2 陆坡区深水井场海底稳定性评估

陆坡区海底地形非常复杂，仅分析单一均质边坡的稳定性无法满足滑坡风险评估要求。以琼东南陆坡区宝岛某深水井场为例，探索复杂地形深水井场的滑坡风险评价方法。

2.1 深水井场水深及工程地质条件

2.1.1 井场水深及海底地形

采用自主水下机器人对5 km×5 km范围内的海底地形进行多波束井场调查，以获得精细海底水深图。有图3a可见，井场水深范围242.3～1 292.9 m，最大高差1 050.6 m，地形起伏很大；井场整体由西北向东南方向倾斜，海底发育多条西北—东南走向的海底峡谷，鲜见平坦区域。为减轻沟谷中可能存在的海底浊流对井口的冲刷，在兼顾钻探目的层位置的前提下，目标井位选在靠近海底峡谷的脊部，此处水深约为916.5 m。

由图3b可见，海底坡角范围较大为0°～65°，且多数区域的坡角30°以上表明存在着很多陡崖。目标井位海底坡角约4.5°，井位方圆200 m内的最大高差达130 m，说明存在一定的滑坡风险。

图3 宝岛某深水井场水深（a）及海底坡角（b）Fig.3 Water depth and seafloor slope of Baodao deep water drilling site

2.1.2 浅层地质情况

图4为目标井位附近过1号取样站位（距目标井位西南方向60 m处）的浅地层剖面，可以看到明显的滑塌体的存在。滑塌体底部滑移面很清晰，因此海底稳定性分析时应特别注意此界面上下地层性质的变化。

2.1.3 海底土的土体工程参数

在目标井位附近共取得6个站位长1.3～3.3 m的海底土柱状样，测试表明该海底土为软淤泥和粉质黏土，湿容重14.4～18.3 k N／m3，且湿容重在海底以下深度0.3～0.4 m左右突然增大；海底表层土的不排水抗剪强度很低（1.0～2.0 kPa），但当埋深大于0.4 m后，绝大多数样品的不排水抗剪强度突然增至20 kPa以上。

为了更准确地评估海底滑坡风险，可以采取配合静力触探试验（cone penetration testing，CPT）获取表层土以下地层土体工程参数的方法。现场试验中CPT的最大贯入深度25.4 m，测得的土质类型和不排水抗剪强度见图5。可以看出，海底土不排水抗剪强度随深度的增加呈逐渐增大的趋势；在0.45 m深度处，海底土质类型由非常软的淤泥变为稍硬的粉质黏土，相应地不排水抗剪强度也发生突变；深度小于0.45 m的表层土强度介于1.0～2.0 kPa；当深度大于0.45 m时，海底土强度迅速增至22.0 kPa。在15.2 m深度处的地层中存在含砂薄层，薄层强度与上下黏土相比强度较大。在21.2 m深度处，海底土变为非常硬的粉质黏土，不排水抗剪强度突然增至100 kPa以上。

图4 宝岛某深水井场过1号取样站位的浅地层剖面Fig.4 Sub-bottom profile across sampling location No.1 of Baodao deep water drilling site

图5 海底土不排水抗剪强度随深度的变化Fig.5 Variation of undrained shear strength of submarine soils versus depth

虽然CPT得到了海底以下25.4 m的浅层土的不排水抗剪强度，但准确计算边坡安全系数的深度依然不够。为此，本文对墨西哥湾［18］、挪威Ormen Lange［19］、荔湾3-1［17］、陵水17-2等深水油气田井场浅层土不排水抗剪强度的多次CPT测试结果进行了统计计算，对松涛、陵水15-2、宝岛等深水油气田井场浅层土不排水抗剪强度的单次CPT测试结果进行分段拟合，结果如图6所示。可以看出，虽然沉积环境和地质条件的不同会导致海底土不排水抗剪强度的差异，但海底土不排水抗剪强度与深度基本成线性或分段线性的关系，由此可推算海底浅层土体不排水抗剪强度的下限：

式（4）中：qul为不排水抗剪强度下限，kPa；z为海底以下深度，m。令=1.0，则可在图6中绘制出海底浅层土不排水抗剪强度的下包络线。

由于机械压实作用是浅部地层土体不排水抗剪强度随深度变化的根本原因，因此假设大于25.4 m深度土体的压实规律与强度下限的土体压实规律相同（不排水抗剪强度随深度变化的斜率相同），根据CPT的测试数据，即25.4 m深度处的土体不排水抗剪强度110.0 kPa，可得深度大于25.4 m的土体不排水抗剪强度qu的估算式：

为了不过高地估计海底边坡安全系数，在没有CPT数据的深度范围内（水深大于25.4 m），可利用浅层土不排水抗剪强度的下限计算边坡的安全系数，如果算得的安全系数大于1.0，则可有效保证不发生海底滑坡。

图6 不同海域海底土不排水抗剪强度剖面Fig.6 Variation of undrained shear strength of submarine soils versus depth from different areas

2.2 井场海底稳定性二维数值模拟

采用静力学方法，可以分析自重和井口返出岩屑在海床面处引起的附加载荷对海底边坡稳定性的影响；采用动力学方法，可以分析钻井振动对海底边坡稳定性的影响。

2.2.1 海底边坡稳定性的静力学分析

在做海底边坡稳定性的静力学分析时，假设：①不考虑土体不排水抗剪强度的横向非均质性；②不考虑土体渗流作用，但考虑静态孔隙压力作用，即采用有效应力进行计算。

1）计算模型。

选择过井位坡角最大的沿脊轴方向的AA′剖面作为建模剖面，由于脊部宽度较小且两边坡角较大，需要再选择过脊部两侧坡面的BB′剖面来评估该方向的滑坡风险，剖面位置如图7所示。

图7 二维边坡稳定性数值模拟计算剖面位置示意图Fig.7 Location profiles for two-dimensional numerical simulation of submarine slope stability

根据CPT测试结果及海底土不排水抗剪强度估算式（5）建立海底土不排水抗剪强度垂向剖面，模型的边界条件、初始条件与二维均质边坡模型相同。在坡面施加井口返出岩屑导致的附加载荷，当地层平均密度2 000 kg／m3，φ914 mm的导管下入深度100 m，φ208 mm表层套管下入深度800 m时，井口返出岩屑的质量474.7 t，此处按500 t计算。

2）临界失稳时的塑性区和潜在滑移面。

图8为海底边坡临界失稳时的剪切塑性屈服情况。对于AA′剖面，临界失稳时井口附近和脊部两侧边坡都发生了不同程度的塑性屈服，表明这3处是滑坡风险较大区域，井口附近的塑性破坏是由井口返出岩屑导致的附加载荷造成的，脊部两侧边坡的塑性破坏则是由于坡角过大造成的。对于BB′剖面，强度折减后，井口附近、上部边坡及下部约320 m处的边坡均出现了不同程度的塑性破坏，最大可能的失稳发生在井位和两侧边坡处。

室内三轴实验表明，土体破裂面与剪应变破坏带基本一致［20］，因此可以用剪应变增量识别剪切带，并以此判断潜在的滑坡体和滑移面。图9为海底边坡临界失稳时的剪应变增量及速度矢量。对于AA′剖面，井口附近和上部边坡处的剪应变增量很大，说明这2处有滑动趋势，且上部边坡处形成了非常明显的滑移面，滑移面的最大深度约20 m。由速度矢量图可知，剪应变增量越大，速度也越大，且速度矢量指向下坡方向。对于BB′剖面，最大剪应变增量出现在井口附近。另外，两侧陡坎也有向下滑动的趋势，不过滑坡体的体积较小。

参考GB 50330—2013《建筑边坡工程技术规范》的边坡安全系数标准，认为通过二维模型计算得到的AA′和BB′剖面的安全系数1.33和1.64已达到二级边坡安全等级，宝岛深水井场的滑坡风险较小。

2.2.2 钻井振动对边坡稳定性的影响

钻井振动对边坡稳定性的影响包括钻杆活动、钻头破碎地层和表层喷射导管的喷射作用等，但由于难以精确计算这些作用产生的地层振动，为了简化问题，这里通过在井眼范围内施加具有不同峰值速度的横向和垂向正弦振动速度载荷（频率20 Hz）模拟钻井过程中井眼周围的钻井振动。为分析地层质点振动导致的惯性动载荷对边坡稳定性的影响，这里采用动力学方法进行计算。在安全系数小的AA′剖面选择6个位移监测点，距目标井位的距离依次为214.8、81.8、5.0、156.2、360.2和408.2 m（监测点1、2、3位于目标井位上方，其余位于目标井位下方），根据每个监测点位移随时间的变化判断钻井振动对边坡稳定性的影响。

采用不同的垂向和横向振动峰值速度进行计算时发现，海底边坡刚开始失稳时对应的垂向和横向振动峰值速度分别为0.38 m／s和0.25 m／s，各监测点随时间的变化见图10。可以看出，当垂向峰值速度达到0.38 m／s时，虽然其他监测点位移趋于稳定，但监测点3处的位移随时间却逐渐增大，表明此处有持续发生滑动的趋势；而对于横向振动，当峰值速度达到0.25 m／s时，监测点3的位移开始逐渐增大，此时边坡失稳风险也随之升高。与垂向振动相比，横向振动时监测点处的位移相对较大，边坡失稳时的峰值速度更小，表明钻井横向扰动时边坡失稳的风险比垂向扰动更大。参考GB／T 17742—2008《中国地震烈度表》，横向和垂向扰动下边坡开始失稳时的峰值速度分别对应于地震烈度表中的8级烈度和9级烈度，这么大的峰值速度很难通过钻井产生，因此钻井扰动引起的海底滑坡风险非常小。

2.3 井场海底稳定性三维数值模拟

宝岛井场地形崎岖复杂，坡角变化很大，不同区域的滑坡风险高低不同。为了评估井口周围坡体对井口稳定性的影响，可以采用三维数值模拟识别滑体，并根据滑体区域位置及滑动方向分析周围坡体滑动对井口的影响。

2.3.1 三维模型

三维模型宽3 km，沿陆坡方向长9 km，如图11所示。三维模型的假设与二维模型相同，计算时需要约束模型的底面位移和四周的法向位移，并施加自重引起的初始地应力。

在三维模型中，海底土不排水抗剪强度的垂向非均质性可以通过CPT测试结果（不大于25.4 m的浅层土）和式（5）（大于25.4 m的浅层土）计算获得；而对于其平面非均质性，由于CPT测试点和重力取样点很少，无法通过插值等方法得到不排水抗剪强度在平面内的变化规律，因此模型计算时未作考虑。

2.3.2 结果分析

三维模型计算得到的边坡安全系数为1.61。图12为边坡临界失稳时的最大剪应变增量图，可以看出，最大剪应变的位置为滑移面，滑移面之上的地层为3个潜在滑坡体，不过井位所在的位置并不在潜在滑坡体内，滑坡风险相对较低。

速度矢量可指示滑坡体的滑动方向，通过位移大小也可大致判断滑坡体的可能位置。从图13的海底位移和速度矢量图可以看出，井场中出现了3处位移增大的区域，并与潜在滑坡体基本吻合，位于井口西南方向的边坡速度较大，因此滑坡的风险也较大，不过该处边坡顺着坡面向下滑动，对井口安全影响较小。

图11 井场海底稳定性模型Fig.11 Submarine stability model

图12 三维数值模拟边坡临界失稳时的最大剪应变增量及潜在滑坡体Fig.12 Three-dimensional numerical simulation-max shear strain increment and potential landslide mass of submarine slope when losing stability

图13 三维数值模拟边坡临界失稳时的位移及速度矢量Fig.13 Three-dimensional numerical simulation-displacement and velocity vectors of submarine slope when losing stability

3 结论与建议

1）边坡安全系数与坡角、土体密度和不排水抗剪强度有关。边坡的坡角越大，相应的安全系数越低，且坡角越小时，安全系数对边坡坡角的变化越敏感；边坡处的土体密度越大，相应的安全系数越小，且坡角越小时土体密度的变化对安全系数的影响越显著；土的不排水抗剪强度越大，边坡安全系数也越大，且两者之间成线性关系。

2）深水钻井对海底边坡稳定性的影响主要包括井口附加载荷以及钻井振动，返出岩屑引起的附加载荷降低了海底边坡安全系数，增加了井口附近海底边坡失稳的风险；钻井横向扰动比垂向扰动更易引起海底滑坡，但所需的峰值速度较高，因此很难引起海底边坡的失稳。

3）二维模型计算得到的过井位的边坡最小安全系数为1.33，表明滑坡风险较小；三维模型计算结果表明，目标井位不在潜在滑坡体内，且周围滑坡体的滑动对井口影响较小。

4）土体强度是海底边坡稳定性评估的重要影响因素，为了提高边坡安全系数的计算精度，应考虑土体强度的垂向和横向变化，在不连续反射结构、浅层断层和杂乱反射区应适当加密采样和CPT站位，而在地层连续性好的稳定沉积区域则仅需布置少量站位，而且CPT贯入深度则应超过软弱面、不整合面或断层面等土体强度可能发生突变的地层界面。