Wellhead stability in gas hydrate formation during deep-water drilling
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摘要: 深水钻井过程中，重达数百吨的水下井口在固井之前主要依靠周围海底土提供承载力，如果钻遇天然气水合物层，随着水合物的不断分解，地层的稳定性和承载力大幅下降，可能导致水下井口和表层导管失稳下沉，造成井眼报废等重大安全风险。分析了钻遇不同埋深和分布位置的水合物层对井口稳定性的影响，并开展了物理模拟试验，分析了不同饱和度和静置等候时间对承载力的影响规律。结果表明：水合物的埋深较浅，喷射下入过程中穿过水合物层后，地层的承载力最低，水下井口失稳的风险最高。水合物分解后地层极限承载力下降幅度最大可达35%。喷射后的静置等候时间对于水合物分解后的地层承载力的恢复影响很大，地层承载力在初期的1~12 h内增长明显，随后逐渐放缓，近似呈对数形式上升，建立了静置等候时间同承载力折减系数拟合模型；基于研究结果南海含水合物地层某井进行了表层导管下入深度设计和井口优选，在含水合物层钻井过程中可以适当增加表层导管入泥深度，增加静置等候时间，或使用吸力桩井口提高承载力，防止井口下沉，为深水含水合物地层钻井设计及井口安全评估提供了理论基础。Abstract: During the deep-water drilling, the underwater wellhead weighing hundreds of tons mainly depends on the surrounding seabed soil to provide the bearing capacity before cementing. If the natural gas hydrate layer is drilled, the stability and bearing capacity of the formation will decrease significantly with the continuous decomposition of the hydrate, which may lead to the instability and sinking of the underwater wellhead and surface conduit, resulting in major safety risks such as borehole scrapping. The influences of drilling hydrate layers with different buried depths and distribution positions on wellhead stability are analyzed, physical tests are carried out, and the influence laws of different saturations and standing waiting time on bearing capacity are investigated. The results show that the buried depth of hydrate is shallow. After passing through the hydrate layer during injection, the bearing capacity of the formation is the lowest, and the risk of underwater wellhead instability is the highest. After hydrate decomposition, the maximum reduction of the ultimate bearing capacity of the formation can reach 35%. The standing waiting time after injection has a great impact on the recovery of bearing capacity of the formation after hydrate decomposition. The bearing capacity of the formation increases obviously in the initial period of 1 ~ 12 h, then slows down gradually and increases approximately in logarithmic form. A fitting model between the standing waiting time and the reduction coefficient of bearing capacity is established. Based on the results, for a well in the hydrate formation in the South China Sea, the design of surface conduit running depth and the optimization of wellhead are performed. During the drilling of hydrate formation, the mud running depth of surface conduit can be appropriately increased, the standing waiting time can be increased, and the suction piles can be used to improve the bearing capacity of wellhead and prevent the wellhead from sinking. This study may provide a theoretical basis for the drilling design and wellhead safety assessment in deep-water hydrate formation.
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Keywords:
- deep-water drilling /
- subsea wellhead /
- conductor depth /
- gas hydrate /
- bearing capacity /
- wellhead stability
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0. 引言
中国是世界上膨胀土分布面积最广的国家之一，膨胀土分布面积超过10×104 km2，在膨胀土地区进行工程建设常常遇到“逢堑必滑，无堤不塌”的问题，对工程的危害是极大的，因此，进行膨胀土高边坡加固对确保工程安全稳定至关重要[1-2]。目前，国内外对膨胀土边坡的加固措施进行了深入的研究，常用的措施有边坡压脚、坡面防护、抗滑桩、挡墙、锚杆（索）、土钉等，针对不同的破坏特征和破坏模式，选用对应的加固措施是行之有效的，然而传统的加固方法也存在一定的不足，如抗滑桩加固方案工程造价高、圬工量大、施工周期长、施工场地大；锚（杆）索、预应力锚索等加固方案受注浆体或外部结构物凝期要求，施工工期长，质量不易保证；土钉（锚）等存在加固深度有限、锚固力不宜控制等问题。
针对膨胀土高边坡传统加固方法的不足，本文以南水北调中线工程淅川段膨胀土高渠坡抢险加固工程为背景，对滑坡失稳情况和原因进行分析，对变形体滑裂面位置和方向进行了推测；根据滑裂面的变形特征，提出采用新型伞型锚技术快速加固该滑坡的设计方案和施工技术要求，并通过伞型锚加固后的安全监测、加固工期等，验证了伞型锚技术在该滑坡除险加固工程中的技术优势。
1. 新型伞型锚技术
新型伞型锚主要由锚头、连接杆、锁定装置和承压板组成，见图 1所示，其中锚头是伞型锚的核心部件，主要组成部件包括锚板、击入头、滑移连杆、承压板等，见图 2所示。其加固原理[3-4]为钻机成孔后将伞型锚的锚头下至孔底，通过张拉设备施加张拉力进行张拉，通过系列装置使锚钉板呈伞形打开并嵌入两侧土体，达到张开角度要求后，通过限位装置使得锚头与两侧土体形成整体，以提供足够的锚固力，伞型锚锚力增长过程典型曲线见图 3所示。
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图 2 伞型锚锚头结构示意图及实物图Figure 2. Schematic diagram and photo of umbrella-type anchor head structure由图 3可知：伞型锚是一种预应力锚，锚力增长经过了锚固力聚集、锚固力急剧积累和锚固力调整积累3个阶段。与传统的锚杆锚固技术相比，具有锚固力大、可即时提供锚力、不需注浆（永久加固时可通过注浆进行防腐处理）、施工简单快速、对环境影响小等优点。
2. 项目概况及滑坡原因分析
2.1 渠坡概况
该边坡为南水北调中线工程淅川段挖方膨胀土渠坡，最大坡高35.0 m，主要地层为第四系中更新统（al-plQ2）粉质黏土、黏土以及钙质结核粉质黏土组成。渠道原设计方案：第一级渠坡（过水断面）坡比1︰3.0，一级马道宽5 m为检修平台，一级马道以上每隔6 m设置一级马道，马道宽为2 m，二至四级渠坡坡比为1︰2.5，渠坡典型断面及地质分层情况见图 4所示，该段渠坡最上面两级边坡自2016年7月开始出现裂缝、变形。
2.2 滑坡变形情况分析
为确定边坡裂缝深度及边坡渗水情况，在渠坡坡顶、四级边坡1/3坡高及二、三级马道近坡脚位置进行了探槽开挖，探槽情况见表 1所示。
表 1 探坑情况表Table 1. Situations of exploring pits编号 位置 描述 WK1 距坡肩10 m 无裂缝，土体潮湿，无明水 WK2 距坡肩5 m 有裂缝，延伸至坑底23 cm，坑内干燥 WK3 距3级马道2.5 m 有裂缝，延伸至坑底10 cm, 坑底潮湿 WK4 4级边坡坡脚 无裂缝，无明显滑动迹象，有渗水 WK5 3级边坡坡脚 坑内无裂缝，坑底有少量渗水 现场查勘和探槽发现：渠坡二级马道土体下沉，压顶板与土体脱空，二级马道排水沟内侧沟壁与底板出现脱空现象，排水沟壁持续缩窄，缩窄速率为1 cm/月，目测有向渠道内位移迹象；坡顶距坡肩5 m位置和三级渠坡坡脚裂缝发育，且裂缝长度和宽度呈增大趋势，三级边坡坡脚有水渗出。
加固前的测斜发现：一级马道处渠坡深层水平位移几乎为零；二级马道渠坡深层水平位移值较小，加固前最大值为2.2 mm，拐点发生在坡面下1~2 m；三级马道渠坡深层水平位移值较大，加固前最大值达19.5 mm，且位移变化速率呈增大趋势，拐点发生在坡面下6~8 m处。
根据现场查勘、探槽、侧斜数据可判断，该渠坡三级边坡内部存在近似水平的滑裂面，且边坡变形在持续发生，无收敛趋势，因此，为确保渠道边坡安全稳定，必须进行堤坡的加固处理。
2.3 膨胀土边坡破坏模式及滑裂面推测
为了合理、准确确定膨胀土边坡加固措施和加固方案，确保边坡加固效果，在设计前应先进行边坡破坏模式分析，推测边坡潜在的滑裂面。
根据文献[5]膨胀土边坡的滑动模式主要有浅层滑动和深层滑动两种。程永辉等[6]通过离心模型试验揭示了浅层滑动的关键因素是膨胀变形，认为土体含水率变化会导致膨胀土体产生膨胀变形，膨胀变形引起边坡土体应力重分布，进而产生的顺坡向剪应力，产生浅层滑动；龚壁卫等[7]、胡波等[8]通过大量现场试验、大型静力模型试验、土工试验结合数值分析揭示了深层滑动的关键因素是裂隙面空间分布及其强度，认为膨胀土的裂隙面是具有一定厚度或充填物的软弱层面，其强度远远低于周围土体，成为膨胀土体中力学性能薄弱的一环，一旦地层走向合适，边坡开挖形成后，将产生塑性破坏，并随着变形发展，最终裂隙逐渐贯通，产生沿裂隙面的滑动。
根据二级马道和三级马道测斜实测数据，深层水平位移拐点均发生在二级马道以下1~2 m位置，根据勘察资料，所处地层为含铁锰石斑块的黏土层，偶见姜石，有存在裂隙面的可能，初步判断该渠坡滑动模式为裂隙控制的深层滑坡，结合渠坡坡面变形和裂缝分布情况，初步推测滑裂面位置如图 4所示。
3. 除险加固方案
3.1 加固方案
根据推测滑裂面，经方案比选，拟采用伞型锚加排水管的处理措施进行渠坡加固。根据类似工程经验，共布置伞型锚三排，单根伞型锚设计锚固力为120 kN，锚固方向与水平面角度为35°。第一排伞型锚沿坡面（下同）距二级马道1 m，锚固长度为15 m；第二排伞型锚距二级马道4 m，锚固长度为15 m；第三排伞型锚距二级马道7 m，锚固长度为20 m。三排伞型锚呈矩形布置，沿渠道水流方向间距为3 m。排水管布置为现有出水明显部位间距10 m，其它部位间距20 m。经稳定分析，加固后边坡的稳定系数能够满足规范要求。
3.2 施工技术要求
伞型锚现场施工仅用9 d时间（1月9日—17日），共施工伞型锚121根，施工速率为13~14根/天；渠坡加固长度120 m，加固速率为沿坡肩方向13.3 m/d，现场加固速度非常快，施工完成后伞型锚即可马上受力，及时阻止了渠坡变形进一步发生。
主要施工技术要求：
（1）钻孔首次采用履带潜孔钻车，该钻车在坡面上一定倾角钻孔非常方便、速度快，效果好。
（2）该段渠坡为永久加固工程，现场施工时，应对锚头和连接杆进行防腐处理，本工程采用灌注水泥浆对伞型锚及锚杆进行防腐处理。
（3）伞型锚张拉施工应按照相关规程规范[9-10]要求进行，张拉过程中记录拉拔力、锚杆上拔位移等，张拉至设计荷载且位移稳定后即可停止张拉。
（4）伞型锚锚固力锁定值应根据地层条件、变形要求确定[11]。
3.3 加固效果分析
深层水平位移采用测斜观测，布置测斜管5孔，孔深25 m，其中一级、二级马道各一孔，三级马道3孔，监测时间为2016年10月18日—2017年5月10日；锚杆拉力采用钢筋计监测，布置钢筋计9支，布置在3个断面，每个断面上、中、下三排锚各安装1支，监测时间为2017年1月17日—5月10日。测斜监测结果可知，截止2017年5月10日，一级马道和二级马道处测斜管监测坡体水平位移值很小，可认为渠道一级边坡和二级边坡坡体是稳定的。三级马道处测斜管监测坡体最大水平位移值26.5 mm，典型测斜曲线见图 5所示，测斜最大值变化曲线见图 6所示，测斜最大值变化速率图见7所示。
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图 7 深层水平位移最大值变化速率图Figure 7. Change rates of maximum value of deep horizontal displacement由图 6，7可知，加固完成时，已发生的累计位移值为19.5 mm；加固前深层水平位移最大值变形速率呈逐渐增大趋势，最大变形速率为0.65 mm/d，发生在1月8日；伞型锚加固完成后，变形速率逐渐趋缓，截止5月10日，变形速率为0.01 mm/d，可认为渠坡变形基本稳定。
锚力随时间变化曲线见图 8所示。由图 8可知，下排锚提供锚固力最大、中排锚次之、上排锚最小。下排锚单根锚固力43.8~93.4 kN，平均值69.6 kN，与初值相比锚固力增加98.9%；中排单根锚固力39.3~50.4 kN，平均值44.1 kN，与初值相比锚固力增加50.3%；上排锚提供锚固力最小，单根锚固力17.5~31.1 kN，平均值22.3 kN，与初值相比锚固力增加10.2%。由锚力变化曲线可知：下、中排锚锚固力先呈逐渐增大趋势，之后锚固力趋于定值，最大值发生在4月20日左右；上排伞型锚锚固力变化幅度不大，加固后基本趋于定值。结合测斜观测数据可知，锚力的逐渐增大阻止了渠坡变形的发生，当渠坡变形趋于稳定时，锚固力也逐渐趋于定值，说明伞型锚加固有效阻止了渠坡变形的进一步发生，加固效果良好。
4. 结论
（1）伞型锚技术是一种新型预应力锚固技术，具有锚固力大、施工便捷、施工速度快、可即时发挥锚固作用、对环境无污染等优点，可广泛应用在边坡加固、基坑支护、基坑抗浮、应急抢险等工程中，应用前景广阔。
（2）滑裂面的准确推测对加固方案的确定至关重要，本边坡综合考虑了坡面裂缝分布、现场探槽及坡体变形情况，结合地质资料，推测了滑裂面位置和滑动方向，加固后的边坡稳定分析和实测数据验证了推测滑裂面的合理性。
（3）伞型锚加固后，现场实测数据显示：边坡最大水平位移变形速率呈减缓趋势，变形逐渐趋于收敛；伞型锚的锚固力随水平位移增大逐渐增大，锚固力的增大又阻止了边坡变形的发生，当渠坡变形趋于稳定时，锚固力也逐渐趋于定值，监测结果表明采用伞型锚加固效果良好。
（4）伞型锚技术在南水北调中线工程淅川段膨胀土高渠坡抢险加固工程中的成功应用，充分验证了伞型锚在边坡加固工程中的技术可行性；快速的现场施工和施工完成即可发挥锚固力的特点，再次验证了伞型锚技术在膨胀土高边坡除险加固工程中的技术优势。
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图 1 不同水合物层相对水下井口分布位置
Figure 1. Schematic diagram of distribution of gas hydrate formations
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图 2 表层导管喷射下入穿过水合物层示意图
Figure 2. Schematic diagram of capacity loss during jetting through hydrate formations
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图 3 水合物层在表层导管下方示意图
Figure 3. Surface subsidence caused by hydrate decomposition during drilling
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图 6 含水合物地层钻井过程承载力下降
Figure 6. Decrease of ultimate bearing capacity of hydrate formation during drilling
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图 7 南海A1井外径914.4 mm不同静置时间表层导管承载力
Figure 7. Bearing capacities of 914.4 mm-conductor in South China Sea
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图 8 不同直径的吸力桩井口承载力
Figure 8. Bearing capacities of wellhead of suction piles with different diameters
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图 9 表层导管喷射到位至解脱送入工具静置时间设计图版
Figure 9. Design results of standing up time of surface conductor
表 1 海底土质参数
Table 1 Parameters of seabed soil
顶部深度/m 底部深度/m 土体性质 重度
/(kN·m-3)抗剪强度/kPa 顶部 底部 0.00 3.20 黏土 17.0 10 10 3.30 5.90 黏土 17.0 10 25 5.90 13.00 黏土 17.5 30 40 13.00 23.00 黏土 17.5 40 50 23.00 31.80 黏土 17.5 50 80 31.80 58.00 水合物 18.4 — — 58.00 69.60 黏土 18.5 125 130 69.60 75.80 黏土 19.0 125 130 75.80 82.40 黏土 19.0 140 210 82.40 128.00 黏土 19.5 260 350 
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表 2 海底土质参数
Table 2 Wellhead loads
低压井口头 重量/kN 浮重/kN 防沉板 38.50 33.50 CADA 23.13 20.12 36in表层导管 5.46L~131.04 4.74L~114.00 注：表层导管重量中的L为表层导管入泥深度（m）。
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[1] 周守为, 李清平, 吕鑫, 等. 天然气水合物开发研究方向的思考与建议[J]. 中国海上油气, 2019, 31(4): 1–8. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-ZHSD201904001.htm ZHOU Shou-wei, LI Qing-ping, LÜ Xin, et al. Thinking and suggestions on research direction of natural gas hydrate development[J]. China Offshore Oil and Gas, 2019, 31(4): 1–8. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-ZHSD201904001.htm
[2] 李文龙, 高德利, 杨进. 海域含天然气水合物地层钻完井面临的挑战及展望[J]. 石油钻采工艺, 2019, 41(6): 681–689. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SYZC201906001.htm LI Wen-long, GAO De-li, YANG Jin. Challenges and prospect of the drilling and completion technologies used for the natural gas hydrate reservoirs in sea areas[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2019, 41(6): 681–689. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SYZC201906001.htm
[3] 周守为, 陈伟, 李清平, 等. 深水浅层非成岩天然气水合物固态流化试采技术研究及进展[J]. 中国海上油气, 2017, 29(4): 1–8. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-ZHSD201704001.htm ZHOU Shou-wei, CHEN Wei, LI Qing-ping, et al. Research on the solid fluidization well testing and production for shallow non-diagenetic natural gas hydrate in deep water area[J]. China Offshore Oil and Gas, 2017, 29(4): 1–8. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-ZHSD201704001.htm
[4] 杨进, 傅超, 刘书杰, 等. 超深水浅层建井关键技术创新与实践[J]. 石油学报, 2022, 43(10): 1500–1508. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SYXB202210011.htm YANG Jin, FU Chao, LIU Shu-jie, et al. Key technological innovation and practice of well construction in ultra-deepwater shallow formations[J]. Acta Petrolei Sinica, 2022, 43(10): 1500–1508. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SYXB202210011.htm
[5] 宫智武, 张亮, 程海清, 等. 海底天然气水合物分解对海洋钻井安全的影响[J]. 石油钻探技术, 2015, 43(4): 19–24. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SYZT201504004.htm GONG Zhi-wu, ZHANG Liang, CHENG Hai-qing, et al. The influence of subsea natural gas hydrate dissociation on the safety of offshore drilling[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2015, 43(4): 19–24. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SYZT201504004.htm
[6] 付亚荣. 可燃冰研究现状及商业化开采瓶颈[J]. 石油钻采工艺, 2018, 40(1): 68–80. FU Ya-rong. Research status of combustible ice and the bottleneck of its commercial exploitation[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2018, 40(1): 68–80. (in Chinese)
[7] 李子丰, 韩杰. 海底天然气水合物开采的环境安全性探讨[J]. 石油钻探技术, 2019, 47(3): 127–132. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SYZT201903021.htm LI Zi-feng, HAN Jie. Discussion of environmental safety factors in subsea natural gas hydrate exploitation[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2019, 47(3): 127–132. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SYZT201903021.htm
[8] 刘锋. 南海北部陆坡天然气水合物分解引起的海底滑坡与环境风险评价[D]. 青岛: 中国科学院研究生院(海洋研究所), 2010. LIU Feng. A Safety Evaluation for Submarine Slope Instability of the Northern South China Sea Due to Gas Hydrate Dissociation[D]. Qingdao: Institute of Oceanology, Chinese Academy of Sciences, 2010. (in Chinese)
[9] 杨进. 深水油气井表层导管下入深度计算方法[J]. 石油学报, 2019, 40(11): 1396–1406. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SYXB201911010.htm YANG Jin. Calculation method of surface conductor setting depth in deepwater oild and gas wells[J]. Acta Petrolei Sinica, 2019, 40(11): 1396–1406. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SYXB201911010.htm
[10] NING F L, WU N Y, LI S, et al. Estimation of in situ mechanical properties of gas hydrate-bearing sediments from well logging[J]. Petroleum Exploration and Development, 2013, 40(4): 542–547.
[11] LI Q C, CHENG Y F, ZHANG H W, et al. Simulating the effect of hydrate dissociation on wellhead stability during oil and gas development in deepwater[J]. Journal of Ocean University of China, 2018, 17(1): 35–45.
[12] 朱敬宇, 陈国明, 刘康, 等. 深水水合物钻井导管下深设计与地层安全承载研究[J]. 石油钻采工艺, 2019, 41(6): 690–696. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SYZC201906002.htm ZHU Jing-yu, CHEN Guo-ming, LIU Kang, et al. The design on the setting depth of drilling conductor and the study on the safe bearing load of formation in deepwater hydrate exploitation[J]. Oil Drilling & Production Technology, 2019, 41(6): 690–696. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SYZC201906002.htm
[13] 沈海超, 程远方, 胡晓庆. 天然气水合物藏降压开采近井储层稳定性数值模拟[J]. 石油钻探技术, 2012, 40(2): 76–81. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SYZT201202016.htm SHEN Hai-chao, CHENG Yuan-fang, HU Xiao-qing. Numerical simulation of near wellbore reservoir stability during gas hydrate production by depressurization[J]. Petroleum Drilling Techniques, 2012, 40(2): 76–81. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SYZT201202016.htm
[14] 刘昌岭, 李彦龙, 孙建业, 等. 天然气水合物试采: 从实验模拟到场地实施[J]. 海洋地质与第四纪地质, 2017, 37(5): 12–26. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-HYDZ201705002.htm LIU Chang-ling, LI Yan-long, SUN Jian-ye, et al. Gas hydrate production test: from experimental simulation to field practice[J]. Marine Geology & Quaternary Geology, 2017, 37(5): 12–26. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-HYDZ201705002.htm
[15] 夏力农. 负摩阻力基桩的理论研究与工程应用[M]. 北京: 地质出版社, 2011. XIA Li-nong. Theoretical Research and Engineering Application of Negative Friction Pile[M]. Beijing: Geological Publishing House, 2011. (in Chinese)
-
期刊类型引用(17)
1. 邹俊杰，尹志勇，彭蓬，吴沂洋，谭鹏强，高攀. 橡胶砂最小干密度测定及其经验公式. 建材技术与应用. 2024(03): 28-32 . 
百度学术
2. 夏虎. 砂土地基液化沉降的数值模拟探究. 四川建材. 2024(10): 77-79 . 百度学术
3. 黄超天，王天齐，董玉翔，沈才华，曾志康. 级配砂不同含量的软土变形特性及其本构方程. 水道港口. 2024(05): 772-781 . 百度学术
4. 张雪锋，李忠，陈诚，徐梓斐. 基于Origin的土工颗粒分析试验数据处理. 黄河水利职业技术学院学报. 2023(01): 42-45+54 . 百度学术
5. 李涛，赵洪扬，翁勃航，黄晓冀，张钟毓. 细颗粒形状和含量对钙质混合砂强度的影响试验研究. 岩土工程学报. 2023(07): 1517-1525 . 本站查看
6. 张武东，柴安俊，张建，李伟. 含细粒风积沙压实特性研究. 四川建材. 2023(10): 21-22+48 . 百度学术
7. 尹志勇，许鸣珠，景立平，高攀，韩雪，杨光. 橡胶-砂混合土动力学研究进展. 自然灾害学报. 2023(05): 12-20 . 百度学术
8. 李方圆，董林，夏坤，李燕，王晓磊. 细粒含量对砂土液化势影响探讨. 地震工程与工程振动. 2022(02): 244-251 . 百度学术
9. 朱会强，张明，薛茹，郭军辉，贾继龙. 中美抗震规范中地层液化判定标准对比. 勘察科学技术. 2022(01): 1-6 . 百度学术
10. 李富春，张璟泓，周红星，王婧，梁小丛. 粉粒及黏粒含量对强夯加固粉细砂土层效果的影响. 人民长江. 2022(08): 186-191 . 百度学术
11. 张巍巍，袁延召，王彦军，李小龙，王攀，费召阳. 初始泥浆对吹填土抗液化强度CRR的影响. 科学技术与工程. 2022(26): 11310-11315 . 百度学术
12. 王壹敏，陈志敏，孙胜旗，赵运铎，张常书. 基于邓肯-张模型的低液限粉质黏土-砂的强度规律. 科学技术与工程. 2021(08): 3252-3257 . 百度学术
13. 朱成浩，崔高航. 基于非对称滞回的不同细粒含量融化粉砂本构模型. 科学技术与工程. 2021(10): 4167-4174 . 百度学术
14. 许锐，孔亮，袁庆盟，赵亚鹏，刘佳棋. 泥质粉砂型能源土的三轴剪切试验研究. 宁夏大学学报(自然科学版). 2021(02): 141-147 . 百度学术
15. 陈晓飞，吴建翔，李园. 应力路径对饱和砂土动力特性影响的试验研究. 工程技术研究. 2021(12): 6-8 . 百度学术
16. 李雪，曾毓燕，郁飞，施刚. 基于地面运动强度及标准贯入试验的上海地区砂土地震液化评价. 地质力学学报. 2021(06): 998-1010 . 百度学术
17. 胡再强，郭婧，梁志超，王凯，冯哲，陈振鹏. 黏粒含量对细粒尾矿物理力学性质的影响. 岩土工程学报. 2020(S1): 16-21 . 本站查看
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