边际油田开发中可移动采储平台基础型式对比

谷 城，郭星宏，李书兆，窦宏波，杨 旭，袁长富，王忠涛，于 龙

(1.中海油研究总院有限责任公司 工程研究设计院，北京 100028；2.大连理工大学 建设工程学部，辽宁 大连 116024)

0 引 言

随着发现海上大型油田的可能性减小，对总储量可观的多个分散型边际小油田进行低成本开采具有重要意义。如果采用常规的固定式平台对边际油田进行开采，在经济上将得不到适当的收益，甚至没有收益[1]。如果在现有自升式平台概念的基础上，将井口采油、生产、储油等功能一体化集成，工程投资成本可有效降低，这对于海上边际油田开发具有重要意义。可移动采储平台是一种可移动、自安装、可重复使用的海上油田开发工程设施，当一处边际油田被开发后，可移动采储平台可移动至下一处边际油田，对新的油田进行开发。

目前，国内还没有集采油、生产和储油等多种功能于一身的可移动采储平台，现有的平台仅具有可移动采储平台的部分功能。海洋石油161用于渤海中部某油田生产，具有原油处理及储存功能，但不具备井口采油功能，采用桩靴基础[2]。海洋石油162应用于渤海某油田的生产，具备油气试采、油气处理、原油存储等功能，采用桩靴基础。海洋石油161和海洋石油162均按移动平台规范进行设计，每5年需要进坞特检。然而，可移动采储平台可能需要较长时间在位生产，不一定能保证5年进坞特检，因此，必须按照固定平台规范对可移动采储平台进行设计。由于采用更高的规范标准，因此可移动采储平台的设计工作面临更大的挑战。

自升式可移动采储平台根据储油位置的不同分为水下储油和水上储油两种型式：水下储油平台采用沉垫作为平台基础，在沉垫内设置油舱进行储油；水上储油平台的结构型式与传统自升式平台类似，采用桩靴基础，利用上船体储油。2种平台的基础类型不同，在地基承载力、平台在位运动性能、钢材用量等方面各有优缺点。以南海北部湾某边际油田开发为例，从3个方面对沉垫基础和桩靴基础两种可移动采储平台的技术和经济特点进行对比分析，为边际油田工程开发提供参考。

1 工程背景概述

南海北部湾位于中国南海的西北部，该海域存在较多的边际油田，这些油田的总储量非常惊人。为了有效益地开发这些边际油田，必须在开发模式上有所突破。多个边际油田可共用1座可重复使用的可移动采储平台，以降低单个油田的工程投资，提升开发效益。以南海北部湾某边际油田开发数据为研究基础，设计2种基础类型的可移动采储平台。

1.1 基础数据

南海北部湾目标边际油田海域环境条件参数如表1～表3所示。

表1 风的主极值 m/s

表2 波浪主极值

表3 海流主极值 cm/s

对目标边际油田的工程地质数据进行调研，整理典型钻孔数据作为研究基础，得到场址轴向桩承载力设计参数如表4所示。

表4 南海北部湾某边际油田场址轴向桩承载力设计参数

续表4 南海北部湾某油田场址轴向桩承载力设计参数

1.2 平台概述

沉垫基础平台和桩靴基础平台如图1所示。平台作业水深为40 m，气隙为17 m。

图1 不同基础型式平台示例

沉垫基础平台的上船体主尺度(长×宽×高)为60.0 m×45.0 m×4.5 m，桩腿直径为3.5 m，沉垫基础主尺度(长×宽×高)为58.0 m×43.0 m×5.5 m，在沉垫内设置压载舱和储油舱。

桩靴基础平台的上船体主尺度(长×宽×高)为60.0 m×45.0 m×5.5 m，桩腿直径为4.0 m，桩腿设置4个直径为12.0 m的桩靴，在上船体设置压载舱和储油舱。

沉垫基础平台和桩靴基础平台的重控数据如表5所示。

表5 不同基础型式平台重控数据 t

2 地基承载力分析

2.1 安装过程中的承载力曲线

沉垫基础平台和桩靴基础平台的安装均包括地基平整、预压升船等过程。2种平台的预压过程均无须大型浮式起重机和安装船进行辅助。平台通过自身的升降装置下放基础、顶升船体，利用压载水压载调平实现自安装。沉垫基础占地面积较大，对地基表面平整度要求较高，若地基不平整、有障碍物或斜度较大，需预先进行地基处理；沉垫基础横截面积大，地基应力低，往往入泥深度浅，一般不存在穿刺破坏问题。桩靴基础基本不需要进行地基处理，可通过调整独立的桩腿入泥来保持船体水平；桩靴基础入泥深度大，在层状地基中需对穿刺破坏风险进行专门分析。

考虑算例场址较为复杂的地质条件，基础竖向承载力计算依据造船工程师学会(SNAME)规范[3]进行，竖向承载力-位移曲线如图2和图3所示。沉垫基础和桩靴基础的预压总载荷分别为147.7 MN和88.5 MN。

图2 沉垫基础承载力-位移曲线

图3 桩靴基础承载力-位移曲线

沉垫基础入泥深度为0.014 m，桩靴基础入泥深度为6.930 m。所分析场址存在140 kPa的硬黏土层上覆在25 kPa的软黏土层上的情况，桩靴基础在插桩过程中可能存在穿刺破坏风险，需采取工程措施。对于有穿刺破坏风险的海域，压桩就位操作较复杂且作业时间较长。

2.2 在位阶段地基承载力

沉垫基础抗滑移计算依据API RP 2GEO规范[4]进行，桩靴基础抗滑移计算依据SNAME规范[3]进行。由于沉垫基础入泥深度较浅，沉垫底面位于表面软黏土层，土层强度小于3 kPa，不能满足抗滑移承载力要求，因此增设裙板以提高入泥深度。裙板高度设为1 m，保证穿透表层软黏土。考虑裙板，重新进行入泥分析和竖向、水平承载力校核。2种基础竖向承载力设计值、载荷和安全因数对比如表6所示。沉垫基础最小安全因数为3.11，桩靴基础最小安全因数为3.04，均满足API 2A WSD规范[5]中竖向承载力安全因数大于2.0的要求。

表6 不同基础型式竖向安全因数校核

表7给出了2种基础水平承载力设计值、载荷和安全因数的对比。沉垫基础最小安全因数为6.13，桩靴基础最小安全因数为4.30，均满足API 2A WSD规范中水平承载力安全因数大于1.5的要求。

表7 不同基础型式水平安全因数校核

采用包络面法分析复合载荷的共同作用。API RP 2GEO规范推荐使用GOURVENEC[6]和FENG等[7]通过有限元分析给出的FV-FH空间(FV为竖向承载力，FH为水平承载力)、FV-FHx空间和FV-FHy空间失效包络线，以此验算多向载荷作用时基础承载力安全因数。沉垫基础最小安全因数为3.11，桩靴基础最小安全因数为2.56，均满足API 2A WSD规范中安全因数大于1.5的要求。

依据API RP 2GEO规范进行沉垫基础抗倾覆验算，采用GOURVENEC等[8]给出的FV-FM(FM为抗倾覆承载力)共同作用载荷空间中的失效包络线、SHEN等[9]给出的FV-FMx和FV-FMy包络面和FENG等[10]给出的FMx-FMy包络面。沉垫基础抗倾覆承载力最小安全因数为2.31，满足API 2A WSD规范中抗倾覆安全因数大于1.5的要求。

依据SNAME规范的验算流程，在桩靴基础稳定性分析中，先进行背风桩腿竖向承载力计算，预压校核合格，再进行水平承载力计算，迎风桩腿水平抗滑移校核合格，则无须进行抗倾覆抗扭转承载力校核。可见，增加裙板的沉垫基础和桩靴基础均能满足该场址的承载力设计要求。

2.3 拔桩可行性

可移动采储平台必须具备自拔桩功能，基础上拔时基础底部的吸力是不利因素。在实际工程中如果没有采取工程措施减小底面与土体间的吸附力，在上拔过程中吸附力突然消散会导致沉垫基础载荷突然释放，上部船体将大幅晃动，人员和设备存在较大风险。

采用冲桩方法可有效降低基础底面的吸附力。需要说明的是峰值吸力的产生是由于泵水速度落后于上拔速度，产生一定的超孔隙水压力。在实际工程中可通过控制上拔速度、加大泵水量的手段进一步降低上拔吸力。

对于沉垫基础，需要在沉垫底部冲桩。沉垫底面积和吸附力较大，对冲桩系统要求较高。对于桩靴基础，在桩靴上部和桩腿冲桩能减小桩靴侧部土体剪切力，减少桩靴以上土体重量[11]。同时，在喷嘴处安装冲桩阀可防止海底泥沙进入阀内部及冲桩管线[12]，保证冲桩顺利进行。

3 平台在位运动响应分析

与导管架平台相比，可移动采储平台由于自身结构特点，其横向刚度通常较小，在外界载荷作用下会产生较大的水平位移[13]。可移动采储平台在位运动响应过大会对隔水套管、管线、采油树等产生影响，造成结构损坏。在设计阶段，有必要对平台在位运动响应进行计算并加以限制。

基于海洋工程SACS软件，对沉垫基础平台和桩靴基础平台分别进行在位运动响应计算，所建立的模型如图4所示。沉垫基础平台采用水下井口保护架方案，保护架下端与沉垫尾端相连；桩靴基础平台采用水上井口保护架方案，保护架上端与船体相连。

计算工况包括采油工况和自存工况。采油工况环境条件采用北部湾海域一年一遇海况条件，自存工况环境条件采用北部湾海域百年一遇海况条件，具体海况数据如表1～表3所示，风浪流按照同向考虑。

根据中国船级社《海上移动平台入级规范》，对结构模型进行如下简化：

(1)主船体采用刚性梁模拟，主船体与桩腿之间采用刚性连接。

(2)船体结构和设备等重量采用质量点的形式进行模拟，并考虑重心位置的影响，将重量合理分配到船体节点上。

(3)在泥面下3 m处对桩腿端部进行简支处理。

(4)在泥面下6倍直径处对隔水套管下端进行简支处理。

(5)附属构件如立管、电缆护管、阳极块、隔水导管等，在分析时对环境条件考虑一定的因数。

除环境载荷外，考虑结构自重、设备载荷和活载荷，对2种基础型式平台进行在位静力分析，计算得到的名义应力分布云图如图5所示，井口区最大位移如表8所示。

图5 名义应力分布云图

表8 井口区最大位移 m

2种基础型式平台结构的UC值校核结果均满足规范要求。对于每种计算工况，沉垫基础平台井口区最大位移均小于桩靴基础平台井口区最大位移。在自存工况风浪流90°入射时，两者的差别可达66%。这表明沉垫基础平台井口适应性优于桩靴基础平台，尤其是在恶劣海况海域条件下，沉垫基础平台更具优势。

4 钢材用量分析

结构用钢量是影响平台建造成本的主要因素之一。在设计阶段，若能减少钢材的使用量，则可有效降低工程投资。因此，有必要对2种基础类型平台的钢材用量进行对比。

可移动采储平台结构主要由基础、桩腿和上船体等部分组成。以沉垫基础平台为例，结构组成如图6所示。桩靴基础平台结构与沉垫基础平台相比主要有如下不同：

图6 沉垫基础平台结构组成示例

(1)基础结构型式不同，可参考图1；

(2)桩靴基础平台比沉垫基础平台多1层工艺甲板；

(3)桩靴基础平台井口保护架与上船体相连，沉垫基础平台井口保护架与下船体相连。

对于生活楼和直升机甲板等结构，2类平台采用相同的结构设计方案。

以南海北部湾某油田作为目标油田，分别对沉垫基础平台和桩靴基础平台进行结构设计，绘制结构设计图纸，并依据图纸对平台各部分进行结构重量统计。沉垫基础和桩靴基础的结构图纸分别如图7和图8所示。2类平台结构的钢材用量如表9所示。

图7 沉垫结构设计图

图8 桩靴结构设计图

表9 不同基础型式可移动采储平台钢材用量对比 t

2类平台的基础型式、储油位置等特点不同，各部分结构的钢材用量也存在较大差异。导致平台各部分结构钢材用量差异的原因如下：

(1)沉垫基础内置储油舱，对空间尺寸要求比桩靴基础大。此外，沉垫基础在位时并未完全入泥，因此其除了承受地基支反力作用外，还承受动水压力作用，而桩靴基础完全入泥，只承受地基支反力作用，不承受动水压力作用。因此，为满足结构强度和刚度要求，需要将沉垫基础结构钢板设计得更厚。沉垫基础结构的钢材使用量远大于桩靴基础的钢材使用量。

(2)桩靴基础平台储油舱在上船体内部，导致上船体重量较大，使其桩腿尺寸更大。因此，桩靴基础平台桩腿结构钢材用量比沉垫基础平台更大。

(3)由于桩靴基础平台上船体内布置储油舱，上船体体积和重量较沉垫基础平台更大。为满足上船体总纵强度要求，需增大桩靴基础平台上船体结构构件尺寸。因此，与沉垫基础平台相比，桩靴基础平台上船体钢材使用量更大。

(4)沉垫基础平台井口区最大位移比桩靴基础平台小，导致隔水套管对井口保护架支撑刚度的要求较低。因此，沉垫基础平台井口保护架的尺寸可设计得更小，从而减小井口保护架的钢材用量。

(5)根据《海洋石油工程设计指南》有关规定，油气处理模块与储油舱等危险区域至少应有3 m的间隔距离[14]。桩靴基础平台储油舱设置在上船体内部，为保证3 m安全距离要求，油气处理模块不能直接布置在主甲板上，需在主甲板上方加设一层工艺甲板来布置油气处理模块；沉垫基础平台上船体没有储油舱，可直接在主甲板上布置油气处理模块。因此，桩靴基础平台在结构上比沉垫基础平台多了一层工艺甲板，钢材使用量增加。

虽然2类基础型式平台功能类似，主尺度相近，但是沉垫基础平台总用钢量比桩靴基础平台多了近32%。

5 结 论

以南海北部湾某边际油田环境地质参数为研究基础，从地基承载力、平台在位运动响应、钢材用量等3个关键角度，综合对比沉垫基础和桩靴基础两类可移动采储平台的特点，得到结论如下：

(1)对于地基承载力，沉垫基础和桩靴基础均能满足该场址的承载力要求，但各有需要特别注意之处：沉垫基础对地基表面平整度要求较高，存在薄软泥表层时须增设裙板抗滑；桩靴基础在分层地基中需特别考虑穿刺破坏风险。在基础上拔过程中，沉垫底面产生吸附力较大，对冲桩系统要求更高。

(2)对于在位运动响应，2种基础型式平台结构的UC值校核结果均满足规范要求。沉垫基础平台井口区最大位移更小，在恶劣海况海域条件下沉垫基础平台更具优势。

(3)对于钢材用量，桩靴基础平台的用钢量小于沉垫基础平台，结构建造成本更低，更具有经济优势。但沉垫基础油舱设于基础内部，平台整体重心更低。

2种基础型式平台特点不同，各具优势，对于可移动采储平台基础型式的比选需要结合具体油田参数、环境地质条件等进行综合考虑。