深海海底鉆機海底沉積物取芯過程擾動水壓分析

劉亮,金永平,劉德順,萬步炎

(湖南科技大學 海洋礦產資源探采裝備與安全技術國家地方聯合工程實驗室,湖南 湘潭 411201)

深海海底沉積物取樣是海洋地質科學研究、海底礦產資源勘探、海洋工程建設等事業的基礎性工作,深海海底鉆機(如圖1所示)是實施海底沉積物取樣的先進技術之一[1-4].在深海海底鉆機海底沉積物取樣過程中,隨著鉆具取樣管壓入沉積物,處于管內的水體壓力將增加,這個壓力作用在沉積物表面,將對沉積物樣芯造成擾動,從而影響樣品物理力學性能的準確分析[5-9].因此開展深海海底鉆機沉積物壓入取芯過程芯管水壓力分析、實現低擾動取樣具有重要意義.

圖1 海底鉆機取樣原理

在一些取樣管裝置獲取樣品過程中,通常采用負壓吸入原理來提高取樣速度和取芯率.吳小建等[10]采用抽吸泵抽吸使取樣管內海水壓力減小,保證了樣品順利進入取樣管,并對抽吸泵的抽吸壓力進行計算,但未對非抽吸取樣時管內水壓變化情況進行分析研究;李小洋等[11]研制了一種天然氣水合物取樣鉆具,水合物進入取樣管后,擠壓管內海水經取樣器上部的小孔排出,海上取樣時巖芯獲取率為72.14%.靜水壓力驅動取樣器[12-13]通過密封取樣管,避免了因海水排出造成的管內壓力變化,將沉積物樣品吸入取樣管,樣品獲取率可以達到90%以上.而且,因為深海海底鉆機配備了強大的推進動力,采用壓入式取樣時,具有遠大于其他取樣裝置的壓入力,從而可以獲得更高的取樣速度和取樣率,深海海底鉆機成為實施海底沉積物取樣發展方向[14-16].所以,開展深海海底鉆機沉積物壓入取芯過程芯管水壓力分析研究,有利于促進深海海底鉆機低擾動勘探取樣技術發展.

本文以深海海底沉積物取芯鉆具為研究對象,建立海底鉆機取芯過程巖芯管內擾動水壓模型,分析影響芯管擾動水壓的主要因素,以期為深海海底鉆機沉積物取樣鉆具結構設計、取芯工藝選擇提供理論依據.

1 深海海底鉆機沉積物取樣過程芯管內水壓力模型

1.1 深海海底鉆機鉆具結構與原理

深海海底鉆機沉積物取樣鉆具主要由內管總成和外管總成構成,其結構如圖2所示.取樣作業前,海底鉆機利用連接于撈矛頭的打撈繩索將內管總成下放至外管總成內,鉆具下方內管伸出外管,且與鉆具外管密封.作業時采用純壓入的方式,將鉆具壓入海底沉積物獲取土樣.隨著沉積物樣品進入芯管,將擠壓芯管內部的海水通過鉆具頂部的球形逆止閥,再經內管兩側對稱分布的排水口排放至內外管間隙,最后通過鉆機頂部的排水孔排放至海洋.鉆具全部壓入沉積物,海底鉆機通過打撈繩索、撈矛頭取出芯管,更換取芯、加接鉆桿管后,繼續取樣作業.

圖2 海底取樣鉆具結構

為了方便分析芯管內海水運動,將深海海底取芯鉆具簡化為如圖3所示的鉆具排水結構簡圖.其中,取樣鉆具內管由直徑為d8的打撈繩連接,穿過頂部內徑為d7的圓孔.用于儲存巖芯的內管總長度為(H+H1)(巖心管與內管排水系統組成長度為H,伸出外端段長度為H1),內徑為d1;內管總成側壁排水口至內管總成頂部的長度為H2,內管頂部距排水口的高度為H3;外管的內徑為d6.鉆具外海水壓力為P0.在取樣過程中,長度為L的沉積物樣品以速度V進入取樣管,擠壓管內海水自鉆具上方排出,引起巖芯表面壓力P增大.芯管內的海水經入口內徑為d2、球倉內徑為d3的逆止閥,進入內徑為d4的過渡圓管,經對稱布置在其側壁的兩個內徑為d5的排水口排至內管與外管組成的環形間隙,最后通過鉆具外管頂部由打撈繩和端蓋組成的環形排水孔(內徑為d7)排至海洋,以實現取樣過程中海水的排放.

圖3 海底取樣鉆具排水結構

1.2 沉積物取芯過程芯管水壓建模

假設,沉積物樣品進入取芯管速度V等于海底鉆機壓入取芯管速度;沉積物表面的壓力為P,鉆具外部海水壓力也就是作業水深的海水壓力P0.取芯管內沉積物樣品表面和鉆具頂部環形排水口的外側面,列伯努利方程:

(1)

式中:z為芯管內沉積物表面的高程;ρ為海水的密度,取1 025 kg/m3;g為重力加速度,取9.8 m/s2;α,α7為海水的動能修正系數,與海水的流態有關,層流狀態下動能修正系數為2,紊流狀態下其值接近1[17];z7為環形排水口處的高程;v7′為環形排水口外側海水的流速,0 m/s;∑hlm為海水流動過程中總沿程損失;∑hjn為海水流動過程中總局部損失.

海水流動的沿程損失hl可以表示為[18- 19]

(2)

式中:λ為流體沿程阻力系數;l為管道的長度;d為管道的內徑;v為管道內流體的流速.由于沿程阻力系數λ的取值與取樣管內海水的流態有關,湍流相比層流具有較大的復雜性,使得阻力系數λ的取值不能通過簡單的推導求得,采用尼古拉茲試驗曲線(如圖4 所示)數學表達式來確定λ的取值[20],所以有

(3)

圖4 尼古拉茲試驗曲線[20]

式中:Re為流體的雷諾數(Re=vd/η,η為海水的運動粘度,5 ℃時海水的運動粘度約為1.565×10-6m2/s).假設海水為不可壓縮流體,流速v可以根據流體連續方程求得

(4)

根據沿程損失計算方法,就可以依次求得海水流動過程中各個流段的沿程損失.

1)芯管內(即自取樣管底端起高度為(H+H1))海水流動沿程損失:

(5)

式中:阻力系數λ1可采用式(3)確定.

2)內、外管間隙(即等徑排水口至內管總成頂部，高度為H2):由于該圓環形管道長度較大,沿程阻力不可忽略,該過程沿程損失可以表示為

(6)

式中:vg為內、外管間隙海水流速.

3)內管頂部圓環形管道(即內管總成頂部至外管內徑頂部，高度為H3):隨著取樣深度的增加,該段管道的長度H3不斷增加,逐漸成為流體沿程損失發生的主要管段:

(7)

式中:v6為內徑為d6的外管的段海水流速.

考慮海水流過小孔管段時引起的局部損失hj表示:

(8)

式中:ξ為局部阻力系數,可通過查閱相關資料直接使用[21];v為流經小孔的速度,可以采用管道流速計算方法式(4),將管道直徑換成小孔直徑即可求得.

海水流經各段的局部損失可以表示為

1)芯管內海水向上運動,由取樣管流入逆止閥下端入口,該過程的局部阻力hj1可以表示為

(9)

式中:v2為海水在逆止閥下端入口處的流速,該結構是一個內插管道進口,局部損失系數ξ1=1.

2)海水流入球形逆止閥.球形逆止閥結構局部損失系數為2～9,本文取均值ξ2=5.5,因此該段的局部損失可以用hj2表示:

(10)

(11)

4)流體由過渡圓管流入內管的等徑排水口,將該排水孔近似簡化為稍加修圓的管道進口,局部損失系數取ξ4=0.25,因此:

(12)

5)海水自內管等徑排水孔流出進入內徑為(d1+2b)、外徑為d6的圓環形間隙,其局部阻力系數ξ5可以表示為

內、外管下方完全密封,管內海水無法從下方排出,由于管道長度(H+H2)遠遠大于d5,因此該過程局部損失可以表示為

(13)

6)流體自內外管環形縫,經內外管頂部的夾層,最后由外徑為d7、內徑為d8的圓環形孔口排出.該三段管道均為圓環形管道,其當量水力直徑分別為(d6-d1-2b),(d6-d8),(d7-d8),且有(d6-d1-2b)<(d6-d8)、(d7-d8)<(d6-d8),海水先后流經斷面突然擴大管、斷面突然縮小管.因此,該過程局部損失分別表示為

(14)

(15)

7)最后,取芯管內的海水通過內徑為d8、外徑為d7的圓環形管道厚壁孔口排至海洋,存在一定的孔口出流(ξ8=1)損失:

(16)

綜上分析,可得芯管內水壓的變化量可以表示為

(17)

由以上分析可知,深海海底鉆機取樣鉆具擾動水壓主要受壓入速度V、取樣深度∑H、取芯鉆具管道尺寸d1和d6、水路中結構小孔尺寸d2～d5及d7等因素的影響.

1.3 沉積物取芯過程芯管內水壓力的計算與分析

為進一步分析不同取芯工藝參數、取芯鉆具內管內徑d1和外管內徑d6以及水路各個小孔直徑d2～d5,d7等參數對擾動水壓的影響規律,利用以上推導的擾動水壓模型,并結合海牛深海海底鉆機沉積物取樣鉆具設計參數進行量化分析.鉆具內管總長度(H+H1)為2.7 m,其中伸出外管長度H1為0.3 m,壁厚b為4 mm,內管上部總成的長度H2為0.5 m.取芯速度V變化范圍為10～50 mm/s;取樣管內管內徑d1為20～80 mm,取樣管外管內徑d6為70～90 mm;逆止閥入口內徑d2為1～32 mm,內管排水孔直徑d5為1～20 mm,取樣器頂部排水孔內徑d7為5～30 mm.代入上述參數至模型中進行計算,得到如圖5、圖6所示的結果.

1)從圖5a～圖5b、圖6a～圖6b圖可見,取芯管內管直徑d1對鉆具擾動水壓ΔP影響明顯,ΔP隨著內管直徑d1的增大而增大,且趨勢逐漸加快,同時由于速度造成的差異也逐漸放大;ΔP隨著外管內徑d6的增加而迅速減小,并趨于穩定.這是因為內管直徑越大,排出海水體積就越大,導致水流速度越高、擾動水壓越大;而外管內徑越大,經過的水流速度越低、擾動水壓越小.在取樣鉆具設計中,內管直徑取決于樣品分析需要,而外管內徑是由內管直徑、鉆頭直徑共同決定的.因此,要根據取樣鉆具內管直徑、樣品直徑要求,合理選擇鉆具取樣管壓入速度,以便控制取樣過程中擾動水壓,確保獲得的沉積物樣品質量.

2)從圖5c～圖5e、圖6c～圖6e可見,取樣鉆具中過流小孔尺寸影響其擾動水壓ΔP,這是因為小孔越小、流速越快,產生的壓力損失、擾動水壓就越大.值得注意的是,當小孔直徑增加到一定值時,擾動水壓迅速減小、并趨于穩定,這里稱之為臨界直徑.所以,在取樣鉆具設計時,在結構尺寸允許條件下,盡可能使小孔直徑增加到相應的臨界直徑,這樣就可以盡量減小小孔產生的擾動水壓.

圖5 不同取芯階段,管內擾動水壓隨各鉆具設計參數的變化規律

圖6 勻速取樣時,管內擾動水壓隨各鉆具設計參數的變化規律

3)由圖5可以看出,取芯深度50 m增加至250 m,ΔP增加了2～3 MPa.通過分析圖5發現,擾動水壓ΔP的增加量隨著d1的增大而增大,隨著其他各參數的增大而減小.取樣深度增大過程中,擾動水壓增大主要由于靜水壓力的增加和壓力損失的產生,受取樣實際環境限制,芯管內海水只能通過鉆具上部排出,所以,應盡可能減小壓力損失的產生,可通過減小取芯管的內徑和增大外管的當量水力直徑實現.

4)由圖6可以看出,取樣鉆具壓入速度V對擾動水壓ΔP的影響明顯,因為海水在鉆具水道中流動速度取決于壓入速度V,鉆具擾動水壓ΔP與壓入速度V平方成正比.比如,鉆具壓入速度由0.05 m/s減小至0.01 m/s,擾動水壓ΔP可降低1 MPa以上.必須指出:對樣品擾動程度既取決于擾動水壓、又取決于取樣作業水深初始壓力P0,也就是說,1 MPa擾動水壓對于10 000 m作業水深、相當于100 MPa初始壓力,只有1%的擾動;而對于1 000 m作業水深,就有10%的擾動,這在實際中必須盡量避免.同時,鉆具壓入速度高低就意味著作業時間短長,也就決定了取樣作業效率的高低.所以,選擇控制鉆具取樣壓入速度時,要綜合考慮樣品低擾動要求和取樣作業水深及取樣作業效率,從而保證樣品質量和可接受的取樣效率.

2 結論

1)在取樣鉆具設計時,在結構尺寸允許條件下,盡可能使小孔直徑增加到相應的臨界直徑,這樣就可以盡量減小小孔產生的擾動水壓.

2)要綜合考慮取樣低擾動要求、樣品直徑要求、取樣作業水深和取樣作業效率,合理選擇、控制鉆具取樣壓入速度,從而保證樣品重量和可接受的取樣效率.