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(中海油能源發(fā)展股份有限公司 工程技術(shù)分公司， 天津 300452)

海上平臺(tái)壓裂作業(yè)承載能力校核

趙戰(zhàn)江，張超

(中海油能源發(fā)展股份有限公司工程技術(shù)分公司，天津300452)

海上平臺(tái)的作業(yè)甲板上放置很多壓裂設(shè)備，需在投入使用前對(duì)平臺(tái)承載能力進(jìn)行校核和評(píng)估。運(yùn)用有限元方法對(duì)海上某壓裂平臺(tái)的作業(yè)甲板承重能力進(jìn)行校核，對(duì)該甲板上的關(guān)鍵部位進(jìn)行承載能力分析，得到壓裂階段與返排階段平臺(tái)的最大受力部位，并提出相應(yīng)優(yōu)化方案。

平臺(tái)；壓裂作業(yè)；甲板；承載能力

0 引 言

壓裂作業(yè)為海上油氣鉆采過程中的重要環(huán)節(jié)，壓裂液的擠壓作用使油氣層形成裂縫，是油氣開采中增產(chǎn)增效的主要方法。在海上油氣開發(fā)過程中，海上壓裂平臺(tái)具有較大的作用，但是壓裂平臺(tái)上往往放置很多重型設(shè)備，對(duì)海上平臺(tái)的穩(wěn)定性與安全性造成了一定的負(fù)擔(dān)，所以在投入使用前需要對(duì)平臺(tái)作業(yè)甲板進(jìn)行承載能力校核。

目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)海洋平臺(tái)承載能力分析開展了很多研究。聶炳林[1]、張兆德等[2]和王樹青等[3]對(duì)埕島油田導(dǎo)管架平臺(tái)進(jìn)行極限強(qiáng)度分析。孫斌等[4]以固定式導(dǎo)管架平臺(tái)為研究對(duì)象，采用有限元法對(duì)平臺(tái)進(jìn)行極限承載能力分析。何懋華等[5]針對(duì)南海海域環(huán)境荷載下服役的固定式平臺(tái)，運(yùn)用基于ANSYS軟件的單元替換法分析計(jì)算該平臺(tái)無缺陷和損傷2種情況下的極限承載能力，并驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果的正確性和可行性。許濱等[6]使用非線性模擬技術(shù)，分析導(dǎo)管架平臺(tái)在靜載和環(huán)境載荷作用下的極限強(qiáng)度，并對(duì)“渤海八號(hào)”導(dǎo)管架生產(chǎn)平臺(tái)進(jìn)行極限承載能力分析與計(jì)算。VANNAN等[7]應(yīng)用線性分析的簡(jiǎn)化方法得到墨西哥灣5座平臺(tái)的極限承載能力，并證明該方法的有效性和經(jīng)濟(jì)性。PETRUSKA等[8]應(yīng)用非線性靜力推倒分析法分析墨西哥灣一座平臺(tái)的極限承載能力，并推出平臺(tái)的失效概率。綜上所述，目前的研究考慮的主要是冰載荷作用下的極限承載能力，而針對(duì)海上平臺(tái)壓裂作業(yè)承載能力的分析的相關(guān)研究則較少。

本文運(yùn)用有限元方法對(duì)東海某壓裂平臺(tái)的作業(yè)甲板承重能力進(jìn)行校核，對(duì)該甲板上的關(guān)鍵部位進(jìn)行承載能力分析和優(yōu)化設(shè)計(jì)，對(duì)壓裂平臺(tái)施工作業(yè)時(shí)的安全性分析提供參考。

1 設(shè)備概況及布局

1.1設(shè)備概況

本文研究對(duì)象為海上某平臺(tái)鉆井支持模塊(Drilling Support Module， DSM)作業(yè)甲板，甲板可用面積為13.44 m×27.59 m=370.8 m2，滿足壓裂設(shè)備的擺放需求。作業(yè)甲板上有4道T型梁，寬0.3 m，高0.35 m，內(nèi)側(cè)間距2.8 m，T型梁可以很好地解決甲板抗拉強(qiáng)度弱的缺點(diǎn)，同時(shí)可以防止甲板的坍塌，T型梁之間可以用木板填充。設(shè)備需擺放在T型梁上，作業(yè)甲板強(qiáng)度為2.5 t/m2。

1.2設(shè)備布局

作業(yè)甲板壓裂階段的設(shè)備布局如圖1所示。返排階段的設(shè)備布局如圖2所示。2個(gè)階段的設(shè)備尺寸和重量分別見表1和2。

圖1 壓裂階段的DSM模塊設(shè)備布局

圖2 返排階段的DSM模塊設(shè)備布局

序號(hào)設(shè)備數(shù)量尺寸/m(L×W×H)空載重量/t滿載重量/t總重/t1壓裂泵動(dòng)力端A36．0×2．4×3．216．016．048．02壓裂泵液力端A36．0×2．4×3．217．017．051．03壓裂泵動(dòng)力端26．0×2．44×2．616．016．032．04壓裂泵液力端23．0×2．44×2．67．08．016．05混砂車19．1×2．5×3．720．020．020．06砂罐23．0×2．4×5．56．532．064．07緩沖罐26．0×2．45×2．68．028．056．08混配車主撬+液添撬16．7×2．5×2．622．522．522．59化學(xué)品罐21．2×1．2×1．21．31．32．6

表2 作業(yè)甲板擺放返排階段設(shè)備尺寸和重量

2 壓裂階段的承載分析

2.1壓裂階段的模型建立

根據(jù)壓裂階段的設(shè)備布局，運(yùn)用有限元軟件建立壓裂階段設(shè)備與平臺(tái)的模型, 如圖3所示。

圖3 壓裂階段設(shè)備與平臺(tái)模型

實(shí)際上，在同等受力情況下T型梁與平臺(tái)接觸的區(qū)域的壓力一般是較大的，所以本文中著重分析T型梁與平臺(tái)接觸的區(qū)域。在T型梁與平臺(tái)的交界面的對(duì)稱軸上分別選取4條線段(如圖3中L1～L4所示)，著重計(jì)算這4條線段上的壓力分布。

2.2模型計(jì)算與結(jié)果分析

首先計(jì)算設(shè)備底部全部與平臺(tái)接觸(全接觸模型)時(shí)的T型梁受力，即T型梁之間鋪滿了與其等高的木板且所有設(shè)備按滿載時(shí)的重力進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果如圖4所示。T型梁與平臺(tái)接觸面上的壓力分布如圖5所示。由圖5和圖6可以看出：砂罐底部T型梁承受的壓力最大，約為26 000 N/m2，大于平臺(tái)的極限承載力25 000 N/m2。建議砂罐底部鋪墊一層木板，而且裝載率不得超過95.2%。其他設(shè)備在與平臺(tái)接觸時(shí)，平臺(tái)承受的壓力沒有超過其極限壓力。另外，緩沖罐(海水)如果直接放在平臺(tái)上，與平臺(tái)全接觸時(shí)平臺(tái)承受壓力約為12 500 N/m2，考慮到其結(jié)構(gòu)復(fù)雜性，其底部不可能與平臺(tái)全接觸，建議該緩沖罐底部鋪墊木板的面積不得少于其底部面積的1/2。

圖4 壓裂階段設(shè)備與平臺(tái)全接觸時(shí)的壓力分布

為了節(jié)省木材，對(duì)壓裂階段全接觸模型進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。設(shè)計(jì)方案如圖6所示。優(yōu)化后T型梁對(duì)平臺(tái)的壓力如圖7所示。全接觸時(shí)的平均壓力與優(yōu)化后的平均壓力對(duì)比結(jié)果見表3，表中序號(hào)與圖3中設(shè)備編號(hào)相對(duì)應(yīng)。

圖5 全接觸時(shí)的T型梁與平臺(tái)接觸面上的壓力分布

圖6 木板擺放方案

圖7 壓裂階段優(yōu)化后的T型梁與平臺(tái)接觸面上的壓力分布

序號(hào)設(shè)備平均壓力/(N·m-2)全接觸時(shí)優(yōu)化后1壓裂泵動(dòng)力端730075002壓裂泵動(dòng)力端730075003壓裂泵動(dòng)力端730075004壓裂泵液力端690095005壓裂泵液力端690095006壓裂泵液力端690095007壓裂泵動(dòng)力端670069008壓裂泵動(dòng)力端9000110009壓裂泵液力端68001000010壓裂泵液力端6700770011混砂車5600600012混配車主撬+混配車液添撬112001290013緩沖罐143001650014緩沖罐125001250015砂罐251002510016砂罐2510025100 注：1t/m2約為104N/m2

由表3可以看出：除砂罐底部壓力無變化之外，其他設(shè)備優(yōu)化后的平均壓力雖略大于全接觸時(shí)的平均壓力，但均小于平臺(tái)極限承載力，且節(jié)省了木材。

3 返排階段的承載分析

3.1返排階段的模型建立

根據(jù)返排階段的設(shè)備布局，運(yùn)用有限元軟件COMSOL Multiphysis建立返排階段設(shè)備與平臺(tái)的模型如圖8所示。

圖8 返排階段設(shè)備與平臺(tái)模型

3.2模型計(jì)算與結(jié)果分析

運(yùn)用有限元軟件，首先計(jì)算設(shè)備與平臺(tái)全接觸時(shí)T型梁與平臺(tái)接觸面上的壓力分布，如圖9所示，可以看出：排砂罐底部的T型梁受力剛好達(dá)到平臺(tái)的極限承載力25 000 N/m2，所以排砂罐底部應(yīng)全部鋪滿木板。為了節(jié)省木板，同樣對(duì)該結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，如圖10所示。該方案對(duì)應(yīng)的T型梁與平臺(tái)接觸面上的壓力分布如圖11所示。全接觸時(shí)的平均壓力與優(yōu)化后的平均壓力對(duì)比結(jié)果見表4，表中序號(hào)與圖8中的設(shè)備編號(hào)相對(duì)應(yīng)。

圖9 返排階段設(shè)備與平臺(tái)全接觸時(shí)T型梁與平臺(tái)接觸面的壓力分布

圖10 返排階段優(yōu)化后的木板擺放方案

圖11 返排階段優(yōu)化后的T型梁與平臺(tái)接觸面上的壓力分布

序號(hào)設(shè)備名稱平均壓力/(N·m-2)全接觸時(shí)優(yōu)化后1處理撬1290029002處理撬2340064003處理撬3250048004處理撬4290029005處理撬5210033006處理撬6660098007數(shù)采房220022008動(dòng)力源410064009控制室3900610010緩沖罐3100350011滾筒橇3100410012高壓泵6300630013鍋爐4400700014分離器5500830015加熱器5200770016除砂罐1800018000 注：1t/m2約為104N/m2

由表4可以看出：部分設(shè)備優(yōu)化后的平均壓力雖略大于全接觸時(shí)的平均壓力，但并未超出平臺(tái)的極限承載力，且節(jié)省了木材。

為了減少施工過程，綜合考慮壓裂階段和返排階段的方案，設(shè)計(jì)了同時(shí)適合于壓裂和返排2個(gè)階段的木板擺放方案，如圖12所示。

圖12 綜合考慮壓裂階段和返排階段的木板擺放方案

4 結(jié) 論

本文運(yùn)用有限元法，分別對(duì)東海某壓裂平臺(tái)作業(yè)甲板的壓裂階段和返排階段的承重能力進(jìn)行校核，對(duì)該甲板上關(guān)鍵部位的承載能力進(jìn)行分析，得到如下結(jié)論：

(1) 壓裂階段設(shè)備底部與平臺(tái)全接觸時(shí)，砂罐底部的T型梁受力最大，約為26 000 N/m2，超過平臺(tái)承載極限，建議砂罐底部全部鋪墊一層木板，而且裝載率不得超過95.2%。

(2) 對(duì)壓裂階段全接觸模型進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，得到相應(yīng)的木板擺放方案，該方案在滿足平臺(tái)承載要求的情況下，節(jié)省了木材。

(3) 返排階段設(shè)備底部與平臺(tái)全接觸時(shí)，除砂罐底部的T型梁受力最大，約為25 000 N/m2，達(dá)到平臺(tái)的極限承載力，建議除砂罐底部全部鋪墊一層木板。

(4) 對(duì)返排階段全接觸模型進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，得到相應(yīng)的木板擺放方案，該方案同樣在滿足平臺(tái)承載要求的情況下，節(jié)省了木材。

(5) 為了減少施工過程，綜合考慮壓裂階段和返排階段的方案，設(shè)計(jì)了同時(shí)適合于壓裂和返排這2個(gè)階段的木板擺放方案，為壓裂平臺(tái)的安全施工提供參考。

[1] 聶炳林. 埕島油田導(dǎo)管架平臺(tái)結(jié)構(gòu)的安全評(píng)估方法研究[J]. 中國(guó)海洋平臺(tái), 2005, 20(04):44-47.

[2] 張兆德, 韓曉風(fēng), 馮永訓(xùn). 后服役期導(dǎo)管架式海洋平臺(tái)的極限承載力分析[J]. 石油機(jī)械, 2007, 35(10):1-4.

[3] 王樹青, 韓雨連. 服役中后期導(dǎo)管架海洋平臺(tái)結(jié)構(gòu)可靠性評(píng)估[J]. 江蘇科技大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2010, 24(02):107-111.

[4] 孫斌,王晉,胡志強(qiáng),等. 深水導(dǎo)管架平臺(tái)極限承載能力分析[J]. 石油機(jī)械,2014 (11):142-146.

[5] 何懋華,孫樹民. 南海固定式平臺(tái)極限承載能力分析[J]. 船海工程,2013,(05):161-165.

[6] 許濱,申仲翰,呂聰. 渤海八號(hào)導(dǎo)管架生產(chǎn)平臺(tái)極限承載力分析[J]. 中國(guó)海洋平臺(tái),1994,(Z1):287-292.

[7] VANNAN M T， THDMPSON H M， GRIFFIN J J，et al. An Automated Procedure for Platform Strength Assessment[J]. Ultimate Strength, 1994.

[8] PETRUSKA D, BEREK E, INGERSOLL R, et al. Assessment Of Vermilion 46-A Platform[C]// Offshore Technology Conference, 1994.

CheckonBearingCapacityofFracturingOperationinOffshorePlatform

ZHAO Zhanjiang，ZHANG Chao

(CNOOC EnerTech-Drilling & Production Co., Tianjin 300452, China)

A lot of fracturing facilities are placed on the offshore platform operation deck, so it is necessary to check and evaluate the bearing capacity of the platform before being put into use. Finite element method is used to check the bearing capacity of the operation deck of an offshore fracturing platform, and the bearing capacity of the key parts on the deck is analyzed.The maximum stress position of the platform in the fracturing stage and the flowback stage is obtained. The corresponding optimization scheme is put forward.

platform; fracturing operation; deck; bearing capacity

P75

A

2017-02-21

趙戰(zhàn)江(1973-)，男，工程師

1001-4500(2017)05-0041-08