水平定向鉆在崖城13-1高欄支線管道中的應用

王 猛 孫國民

海洋石油工程股份有限公司, 天津 300451

0 前言

水平定向鉆(Horizontal Directional Drilling,HDD)是一種非開挖施工技術,在不開挖地表條件下,經過導向鉆孔、擴孔和回拖等工序,進行管纜穿越鋪設。美國在1971年首次將水平定向鉆用于管道穿越Rajaro河,為管道鋪設提供一種新方法。隨著鉆井技術、探測和導向技術的發展,水平定向鉆技術得以進一步發展,并廣泛應用于城鎮油氣管道、電纜、光纜、陸上油氣和海洋油氣管道鋪設施工中。2003年，Hubline天然氣管道分四次穿越波士頓海灣;2013年，Petronas公司在Ketapang項目12″(1″=25.4 mm)氣管道實施海對海水平定向鉆,穿越已建的18″管道;2014年，MobileBay管道更換,在Mobile灣淺海穿越[1]。國內在1985年首次實施管道黃河穿越施工。相比國外,國內水平定向鉆技術應用于海底管道工程較少。2004年,甬滬寧管道定向鉆穿越一處陡峭海坡,穿越長度1 800 m[1]。外釣-冊子管道定向鉆工程穿越長度達2 350 m[2-3]。

本文對崖城13-1高欄支線管道陸對海定向鉆穿越進行研究,提出了一種適用陸上鉆進、海上回拖的海底管道登岸穿越方案。并對復雜地層穿越路由選取、回拖力計算、入土點固定、鋪管船就位位置、出土點后管道穩定性、出土點懸跨等關鍵問題進行了研究。

1 地形和地質條件

崖城13-1高欄支線管道定向鉆穿越位置位于珠海市金灣區高欄島。高欄島登岸地質為風化巖。基巖地層延伸至海底。海底土壤從上至下依次為淤泥、粉質黏土、夾雜貝殼的黏土和基巖。在海岸線和波浪破碎區存在大量礫石,但只存在于地表。管道穿越線路應選擇在穩定地層,如中低風化巖、黏土層等。入土點處于52 m高程位置,管道與處理廠陸地管道對接。出土點的初步選擇應考慮選擇在鋪管船可進行鋪管作業的水深位置前一段距離內。

根據初步確定的入土點和出土點,從圖1穿越地形與地質圖可以看出,管道穿越兩類地層,即巖石和黏土。結合土壤取樣數據進行分析,水平樁號0～640段地層為花崗巖層,但巖層風化程度不同。樁號640～860段,上部淤泥質黏土層,厚6.1～7.5 m,呈流塑狀,高壓縮性,滲透性微弱;其下為粉砂層,厚5～6 m,結構中密狀;中部為黏土層,可塑狀為主,局部呈流塑狀,厚3～9 m;中砂層厚3～5 m,結構稍密至中密狀,滲透性較強;管道需在淤泥質黏土、粉砂、黏土、中砂層中穿越。

圖1 穿越地形與地質圖Fig.1 HDD topographic-geological map

各穿越段地層可行性評估分析和解決措施見表1。其中,孔壁穩定性[4-6]和管道足夠埋深[7-8]是確保定向鉆可行性[9]的最重要問題。

表1 路由穿越地層評估表

2 穿越路由

確定穿越路由需考慮以下因素:地形和地質條件、與陸地管道界面、與海底管道鋪設界面、管道路權范圍等。第1節已對地形和地質條件進行了分析,確定了管道穿越地層,不再贅述。入土點應考慮與陸地管道界面,通過在入土點后采用彎頭拐平與陸地管道連接,連接點位置設置絕緣接頭。出土點位置應位于已經申請的海底管道路權邊界內。由于鉆機場地位置的限制,鉆機無法布置在海底管道路由軸線方向,需要采用兩次彈性鋪設將路由調整至路由邊界內。第一次彈性鋪設在出土點前通過定向鉆鋪設,彈性鋪設的彎曲半徑應符合GB 50423—2013《油氣輸送管道穿越工程設計規范》(以下簡稱GB 50423—2013)[10]要求;第二次彈性鋪設通過鋪管船完成,彈性鋪設的彎曲半徑應保證管道受土壤阻力與彎曲回彈力的平衡,按式(1)[11]計算：

H≤R(μWs+FR)

(1)

式中:H為管道所受水平張力,kN;μ為海床摩擦系數;Ws為管道水下重,kN/m;FR為被動土壤力,kN/m。保守考慮,忽略FR的影響,經過計算半徑R取1 300 m。

綜合以上因素,穿越路由如下:入土點高程 52.15 m,入土角18°;出土點海床高程-10.79 m,出土角6°;最低點水平段管底高程-40.0 m;管頂距海床最小埋深14.5 m;彈性鋪設半徑為1 500倍管道外徑915 m;總穿越長度872.1 m。穿越路由見圖2～3,分段數據見表2。

圖2 水平定向鉆路由平面圖Fig.2 HDD route plan

圖3 水平定向鉆路由斷面圖Fig.3 HDD Route Vertical Profile

表2 水平定向鉆穿越路由分段數據表

3 穿越方案

陸地水平定向鉆施工主要包括導向鉆孔、擴孔及管道回拖三個階段。根據穿越地質條件和成孔情況,可能還需要洗孔,以確保孔壁盡量光滑,避免回拖過程中孔壁劃傷管道。如果穿越距離超過2 000 m,在導向孔鉆進階段,需要采用導向孔對接技術。

與陸上穿越不同,陸海水平定向鉆需綜合考慮定向鉆穿越施工和海底管道施工,包括確定導向鉆進方向、擴孔方向、與海底管道鋪管連接、出土點管道后保護問題等。對于陸海穿越,存在兩種方向的穿越方案。

崖城項目管道如采用海對陸穿越,需要增加鉆機平臺,且高欄島近岸海況較惡劣,一年重現期波高3.6 m,底流速度1.06 m/s,波流載荷較大影響平臺穩定性。完成穿越后,還需移除鉆機平臺,鋪管船就位并回收管道,繼續海底管道鋪設。如采用陸對海穿越,在陸地布置鉆機場地,完成導向鉆孔、擴孔后,鋪管船就位預制管道,并將管道回拖至陸地后,繼續完成后續管道鋪設。因此本項目采用陸對海方案優點明顯。此外,根據本文第1節中分析,巖石段鉆進和擴孔的速度較慢;黏土段鉆孔速度較快,可考慮管道回拖和擴孔同步完成。為減少鋪管船待機時間,在巖石段完成擴孔后,黏土段進行導向鉆孔,同時鋪管船就位預制管道,將鉆頭打撈至船舶作業線,進行管道回拖。穿越分步程序如下。

1)巖石段導向鉆孔。鉆機組裝調試、泥漿系統安裝、鉆具連接等各項準備工作就緒后,鉆機從陸地向海上鉆導向孔,將巖石段鉆通。

2)巖石段正向擴孔。管道鋼管外徑610 mm,穿越段無混凝土配重層。按GB 50424—2015《油氣管道穿越工程施工規范》[12],擴孔直徑應為1.5倍管徑即900 mm。由于巖石硬度較高,采用三級擴孔。

3)鋪管船就位。船艉作業線方向與預定穿越路由一致。

4)將剩余淤泥段鉆孔,并打撈導向鉆頭至鋪管船。管道預制并連接管道起始封頭和擴孔頭。

5)陸上鉆機牽拉擴孔頭及管道至陸上入土點。回拖與鋪管船的管道焊接作業同步進行。淤泥段不單獨擴孔,利用擴孔頭在回拖過程中擴孔。船舶拋錨固定后,回拖過程中完全依靠陸上鉆機拖拉完成。

船舶就位時間是保證管道安全回拖的重要因素。這是由于黏土層導向鉆孔時間較短,如果黏土層鉆通后長時間內鋪管船不能就位,存在抱鉆風險。實際施工過程中,由于天氣原因,黏土層鉆通后等待4 d,鋪管船仍不能就位,為避免鉆桿被抱,先將鉆頭和鉆桿回收。待船舶就位后,又重新進行黏土層導向鉆孔。

4 鋪管船就位位置

鋪管船就位位置應考慮其作業的最小水深和S-lay鋪設所需懸鏈線長度,該長度為出土點至船舶作業線的距離,需根據管道尺寸、水深和鋪管船鋪設能力確定。此外,當需要考慮棄管回收工況時,預留的懸鏈線長度還應保證在船舶的移動時,孔內管道不會被拖出出土點。本項目出土點水深約為10 m,使用OFFPIPE軟件[13]計算,管道鋪設的懸鏈線長度247.77 m,著泥點至出土點長度為54.86 m,見圖4。

圖4 S-lay鋪設長度圖Fig.4 S-lay laying pipeline length

5 回拖力計算

回拖力評估受許多變量的影響,包括管道屬性、擴徑尺寸、鉆孔穩定性、巖屑去除、土壤性質、鉆井液性質以及浮力控制措施的有效性。這些變量與具體的場地條件和承包商的施工程序也相關。現有的理論計算方法中,評估這些變量需要有充足的設計和施工經驗。GB 50423—2013[10]和美國天然氣協會(AGA)的《定向鉆設計指南》[14]給出了兩種回拖力計算模型。

GB 50423—2013中的回拖力計算考慮管道受摩擦力和土壤粘滯力,但不考慮管道彎曲影響,計算見式(2)：

(2)

式中:FL為計算回拖力,kN;L為管道長度,m;μsoil為管道與孔壁的摩擦系數;D為管道外徑,m;γm為泥漿重度,kN/m3;Wst為鋼管重,kN/m;Wf為回拖管道單位長度配重,kN/m;K為粘滯系數,kN/m2,規范建議值為0.18 kN/m2。計算的回拖力還需考慮1.5～3倍的安全系數。

AGA《定向鉆設計指南》中回拖力的計算模型考慮管道受孔壁摩擦力、重力分量和泥漿拖曳阻力。計算回拖力需將管道考慮為一系列直線和曲線段,依次從管道一側分解到鉆機一側,以確定每個節段末端的拉力。每一段的初始拉力等于前一段最后的拉力。總回拖力等于穿越線路中每個直線段和曲線段回拖力的和。

直線段管道兩端受拉力按式(3)計算：

T2-T1=|F|+TD±WsLsinθ

(3)

式中:F為摩擦力,F=μsoilWsLcosθ,kN;μsoil為管道與孔壁的摩擦系數;TD為泥漿流體拖曳力,TD=πDL μmud,kN;μmud為泥漿流體阻力系數,kN/m2；Ws為考慮泥漿浮力后管道重,kN/m;L為管道長度,m;θ為管道傾斜角,°;D為管道外徑,m。

彎曲段管道兩端受拉力按式(4)計算：

T2-T1=2|F|+TD±WsLcosθ

(4)

均值張力T在計算過程中,可假設初值,對式(3)進行迭代求解,直到T≈(T1+T2)/2。

總回拖力Tt為各管段回拖力的和,按式(5)計算：

(5)

需要注意的是,AGA方法用于計算摩擦阻力和流體阻力系數是基于工程項目應用中可用的數據推薦的。這些系數被有意地合并為變量,以便在獲得更好的信息時進行修改。例如,對于流體阻力系數為172 Pa的結果比以前推薦的拉力計算更準確,值為345 Pa[15]。

對比式(2)和式(3)可以看出,對于直管,兩種計算模型均考慮管道受到庫侖摩擦力,但GB 50423—2013不考慮管道傾斜的重力分量貢獻。對于彎管,GB 50423—2013中未考慮,AGA方法考慮了彎管簡化受力模型。因此,AGA方法比GB 50423—2013的更符合實際情況。更精確的回拖力計算需要考慮動態分析以及更復雜的模型[16-18]。

依據GB 50423—2013和AGA方法分別計算回拖力,其中GB 50423—2013結果取1.5倍安全系數,計算參數和結果見表3,結果差異不大。

表3 回拖力計算表

6 穩定性問題

穿越段管道應在安裝、水壓試驗和運行期間保持穩定。當管道被拖進孔內后,不受波流載荷作用,不存在穩定性問題。因此，回拖過程中孔外管道穩定性應予以考慮。一般情況下,穿越段管道無混凝土配重層,當管道重量不滿足穩定性要求時,應確保管道發生側向移動之前,將管道回拖至孔內,或采取措施防止管道發生側向移位,如注水或限位等。回拖完成時,出土點后會保留一定長度的無配重管。該段管道的海底穩定性可能存在問題,必須進行管道穩定性分析。對于不再進行挖溝的管道,應盡量縮短留在孔外管道長度。管道穩定性根據DNV-RP-F109[11]3.5節中歸納法穩定性準則計算。

由于本項目管道鋪設后挖溝管頂1 m,采用彎曲半徑915 m平滑孔內管道與海底管道,得到的孔外無配重管道長度為34.84 m。對該段管道進行穩定性分析。1 a重現期有義波高3.6 m,譜峰周期8.1 s。1 a重現期底部流速1.06 m/s。10 a重現期有義波高4.2 m,譜峰周期9.9 s，10 a重現期底部流速1.37 m/s。管道穩定所需重量計算結果，管道水下重量216 N/m，穩定需要重量7 594 N/m。結果表明,孔外無配重管道穩定性不滿足規范要求。但由于兩端約束效應,即孔內管道受土壤約束與穩定的有配重管道,不穩定管道發生側向位移也被控制在有限范圍內。且管道在鋪設完成后進行挖溝,短期穩定性不滿足要求并不影響管道完整性。

7 出土點懸跨

由于出土點角度、管道剛度和土壤剛度等因素影響,管道回拖入土位置可能發生自由懸跨。管道懸跨的設計應與管道后保護方案結合考慮。如海底管道鋪設后不挖溝,需在出土點進行預開溝,以使出土點處管道路由平滑,減小跨長和跨高。如出土點后管道鋪設后挖溝,可對管道懸跨進行分析,在懸跨管道強度滿足規范要求情況下,無需進行海床預處理工作。

崖城管道鋪設后挖溝。因此對出土點后管道進行懸跨計算分析。使用Orcaflex軟件[19]進行有限元分析,模擬的管道總長度為100 m,孔內管道長為50 m,孔外管道為50 m,其他參數按表2和表3。計算的最大跨高為0.054 m,懸跨可忽略,見圖5。管道最大Von Mises應力為265.3 MPa,強度滿足DNV-OS-F101要求[20],因此可不進行預開溝，見圖6。

圖5 出土點懸跨高度圖Fig.5 Span height near exit point

圖6 出土點后管道最大Von Mises應力圖Fig.6 Max Von Mises stress of pipeline after exit point

8 結論

海底管道定向鉆存在挑戰和復雜性,如路由高程差大，土壤性質復雜、波流環境影響、海底管道安裝策略和浮力控制以及孔壁穩定性。國內海底管道還涉及海上路權限制,因此線路選擇時需予以詳細評估。陸對海管道回拖方案需結合海底管道鋪設的方案制定,鋪管船的就位位置應結合回拖長度和船舶能力分析確定。定向鉆穿越為管道提供更大的埋深,但運行期修復是無法實施的,出土點管道穩定性和懸跨應通過分析以滿足規范要求。

水平定向鉆作為一種非開挖技術與近岸開挖方案相比,具有施工周期短、對環境的影響小,以及降低工程成本等優點。建議對定向鉆適用的項目進行方案可行性研究,與常規海底管道登岸方案在技術可行性、工期、費用等方面進行綜合對比,選取海底管道登岸最優方案。