165
劳玛斯特钻井系统（北京）有限公司承接750短吨钩载的陆地钻机的井架和辅助结构部分设计，该钻机位于俄罗斯奥多普图寒冷地区，需考虑抗震设计。根据美国石油学会《API SPEC 4F-2013钻井和修井结构规范》[1]第8.5节，陆地钻机的抗震设计准则可以按照地方建筑规范，采用等效的静态设计方法。应业主要求采用美国土木工程师学会《ASCE 7-10建筑和其他结构最小设计荷载规范》[2]的反应谱法（振型分解法）进行抗震设计，并需要合并其他公司设计的底座部分模型进行钻机的整体分析。 1 陆地钻机结构三维分析模型
图1是应用美国钢结构分析软件StruCAD*3D（与海洋平台以及一般陆地结构有限元分析软件SACS相似）进行结构三维建模，主要包含井架、井架辅助结构和底座模型。该软件含有动力分析模块，可进行地震反应谱分析或时程分析，也可同时进行静力和动力工况组合，但需用户自行定义地震分析所需重量、阻尼、 地震反应谱等参数、振型和工况组合方法。
图1 陆地钻机结构三维分析模型
2 设计地震反应谱曲线
本节主要说明如何得到ASCE 7-10 规范定义的设计地震反应谱曲线用于抗震分析。
2.1 最大地震反应谱加速度参数
S s 是最大地震反应谱（5%的阻尼比）短周期0.2s的加速度参数，S 1是最大地震反应谱（5%的阻尼比）长周期1s的加速度参数。美国地域的S s 和S 1可通过ASCE 7-10规范图22-1到图22-6给出地震地面运动最大加速度等值线图（也称为地震区划图）查得。项目的S s = 1.09和S 1 = 0.47为业主提供，且项目分析文件中定义5%的阻尼比。y型钢
2.2 场地类别
根据场地的土壤性质将场地分为A、B、C、D、E、F六类，ASCE 7-10规范第20章说明了如何确定场地类别的方法。项目业主说明场地土为D类。
2.3 场地系数
F a 是短周期0.2s的场地系数，F v 是长周期1s的场地系数。根据最大地震反应谱加速度参数S s 、S 1和场地类别可根据ASCE 7-10规范表11.4-1和11.4-2确定场地系数F a 和F v 。项目可得F a = 1.064和F v = 1.53。
给排水在线2.4 场地类别调整后的最大地震反应谱加速度参数
S Ms 是根据场地类别调整后最大地震反应谱（5%的阻尼比）短周期0.2s的加速度参数，S M1根据场地类别调整后最大地震反应谱（5%的阻尼比）长周期1s的加速度参数。
S Ms = F a ·S s
（1）S M1 = F v ·S 1 （2）可计算得项目S Ms = 1.16和S M1 = 0.719。
2.5 设计地震反应谱加速度参数
S Ds 是设计地震反应谱（5%的阻尼比）短周期0.2s 的加速度参数，S D1是设计地震反应谱（5%的阻尼比）长周期1s的加速度参数。
S Ds = 2/3·S Ms （3）
美国ASCE 7-10规范在陆地钻机抗震设计中的应用
郑鸿
同方工业有限公司 北京 100083
摘要：本文以750短吨钩载的俄罗斯陆地钻机为例，着重阐述如何根据美国ASCE 7-10规范进行反应谱法（振型分解法）抗震设计。并根据API SPEC 4F-2013规范所推荐文章给出钻机的大钩载荷、转盘荷载和立根荷载在地震分析时经验组合方法。
关键词：美国规范 ASCE 7-10 陆地钻机 抗震设计
American Code ASCE 7-10 Application in Onshore Drilling Rig Seismic Design
Zheng Hong
Tong Fang Industrial Co.，Ltd.，Beijing 100083
Abstract： Based on a Russian Onshore Drilling Rig project with 750 short tons hook load，this paper mainly introduces how to use the modal response spectrum analysis method in American Society of Civil Engineers code ASCE 7-10 to perform seismic design. Based on the API SPEC 4F recommended paper，
the drilling rig hook load，rotary table load and setback load percentages are recommended in seismic load combinations.
Keywords：American Code； ASCE 7-10； Onshore Drilling Rig； Seismic Design
166
S D1 = 2/3·S M1 （4）可计算得项目S Ds =0.773和S D1=0.479。
2.6 设计地震反应谱曲线
图2为设计地震反应谱曲线，S a 为设计地震反应谱加速度：
当T ＜T 0时，
S a = S Ds ·（0.4+0.6·T/T 0） （5）当T 0≤T ≤T s 时，
S a = S Ds
（6）当T s ＜T ≤T L 时，
S a = S D1/T
（7）当T＞T L 时，
S a = S D1·T L /T
2
（8）图2 ASCE 7-10规范设计地震反应谱
其中T 0 = 0.2·S D1/S Ds ；T s = S D1/S Ds ；T L 为长过渡周期，美国地域的T L 可通过ASCE 7-10规范中图22-12到图22-16中查得。可计算得项目的T 0=0.124s ，T s =0.62s，T L =12s（业主提供）；并可得项目设计地震反应谱，见图3，在分析中需要以右侧主要15个数据点
形式输入该反应谱。
图3 项目设计地震反应谱
3 每个方向水平地震作用效应
本节根据ASCE 7-10 规范选取合适的结构抗震重
气浮转台
要性系数、抗震设防类别、结构延性相关的反应调整系数、结构冗余系数等参数，并说明如何确定振型数量、振型响应设计系数、振型组合法和组合设计系数、有效地震重量以确定每个水平地震作用效应。
3.1 抗震重要性系数
ASCE 7-10规范表1.5-2表列出不同风险种类建筑物的抗震重要性系数I e ，需先根据ASCE 7-10规范表1.5-1确定建筑物的风险类别。陆地钻机的风险类别可定为II 类，那么抗震重要性系数I e 为1。
3.2 抗震设防类别
ASCE 7-10规范第11.6节指出建筑物的抗震设防
类别可以根据建筑物风险类别、设计地震反应谱加速度参数S Ds 和S D1分别确定2种建筑物的抗震设防类别，并取两抗震设防类别的大值。根据规范表11.6-1和表11.6-2可确定项目抗震设防类别为D类。
3.3 结构反应调整系数
ASCE 7-10规范表12.2-1根据不同结构类型的延性要求给出结构反应调整系数R 值。对于陆地钻机（井架和底座一般是桁架塔式钢结构）按经验建议取R = 3。
3.4 结构冗余系数
ASCE 7-10规范第12.3.4节规定了结构的冗余系数ρ。对于陆地钻机按经验建议取ρ= 1。
3.5 有效地震重量
据ASCE 7-10规范第12.7.2节规定了有效地震重量W的取法。项目中地震工况有效地震重量除了恒载、20%的雪设计荷载、立根荷载，其中立根荷载有0%、100%和80%三种取法（详见本文第五章第3节）。立根荷载在地震分析中需要注意地震水平力54%作用在二层台上，46%地震水平力作用在钻台上的立根盒。
3.6 振型响应设计系数
ASCE 7-10规范第12.9.2节指出每个与力相关的设计参数的取值，包括每个振型响应如层间位移、支撑力和单个构件力等可通过每个振型的特性和设计地震反应谱曲线计算得到，并除以参数R /I e 。在分析中可操作性是考虑乘以一个系数，那么即输入振型响应设计系数I e /R ，陆地钻机项目振型响应设计系数I e /R 即1/3 = 0.3333。
3.7 振型数量和振型参与质量
ASCE 7-10规范第12.9.1节指出结构的振型可以通过分析来确定，分析必须包含足够的振型数量以得到组合振型参与质量在每个水平方向至少达到实际质量的90%。分析中采用50个振型，如果不能得到90%以上的振型参与质量，需要按照以下公式（9）修正振型响
号码池
应设计系数来达到。
（9）
3.8 振型响应组合方法的选择
ASCE 7-10规范第12.9.3节指出分析中不同模态所关注的各个参数需要组合时，可以用平方和开平方方法（SRSS）或者用完全二次振型组合法（CQC）；其中CQC方法应用于每个模态值或者相近模态的平动和扭转响应有着重要相关性时候。根据API SPEC 4F-2013规范推荐文章[3]钻机分析振型组合采用CQC方法。
3.9 结构基本周期T
ASCE 7-10规范第12.9.4.1节指出结构的基本周期T 不应超过计算周期上限值C u ·T a 。
其中周期上限值系数C u 见规范表12.8-1，此系数仅与设计地震反应谱加速度参数S D1有关。根据项目的S D1值可得C u = 1.4。
T a 为近似基本周期，可根据规范公式（12.8-7）计算。
167
T a = C t ·（h n ）x （10）
其中近似周期系数C t 和x见规范表12.8-2，系数与结构类型有关，钻机选用表格中“其它结构体系”，那么C t 的值为0.0488 （注意对于公制单位米选用该值，如果是英制单位英尺就需要对应选用0.02），x的值为0.75。h n 为结构高度。项目的结构高度为69米，那么可计算得到项目近似基本周期T a = C t ·（h n ）x = 0.0488·（69） 0.75 = 1.17 s。
那么项目的计算周期上限值C u ·T a = 1.4·1.17 s = 1.64 s，而通过分析软件StruCAD*3D得到的结构基本周期T StruCAD = 1.8 s > 计算周期上限值C u ·T a ，那么最终结构基本周期应取T = 1.64 s，可用于计算3.10节所述的等效侧向力方法基底剪力。
3.10 振型响应组合设计系数
ASCE 7-10规范第12.9.4节规定两个正交方向中每个方向都需要根据规范12.8节方法计算等效侧向力计算方法基底剪力V。规范第12.9.4.1节指出振型响应组合分析得到V t 如果小于85%·V，那么必须乘以振型响应组合设计系数0.85·V/V t ；如果V t ≥85%·V，那么振型响应组合设计系数就为1。
等效侧向力方法得到的基底剪力V可根据ASCE 7-10规范公式（12.8-1）计算。
V = C s ·W
（11）其中C s 为地震响应系数可根据规范公式（12.8-2）计算。
C s = S Ds /（R/I e ）
（12）规范公式（12.8-3）和（12.8-4）规定了C s 的上限值C su 。
当T≤T L 时，
C su = S D1/T/（R/I e ）
（13）当T>T L 时，
C su = S D1·T L /T 2/（R/I e ）
（14）规范公式（12.8-5）和（12.8-6）规定了C s 的下限值C sl 。
C s l = 0.044· S Ds ·I e ≥0.01
（15）当结构所处位置最大地震反应谱加速度参数S 1≥0.6g时，
C sl = 0.5·S 1/ （R/I e ）
（16）项目可得C s = S Ds /（R/I e ） = 0.773/（3/1） = 0.26；因项目（T = 1.64 s） < （T L = 12s）
，根据公式（13），可得上限值C su = S D1/T/（R/I e ） = 0.1; 项目根据公式（15），C s l = 0.044·S Ds ·I e = 0.03 > 0.01，可得下限值C sl 为 0.03；综上所得项目的地震响应系数C s 为0.1。
W为有效地震重量。项目在某一个有效地震重量工况分析时，先假设振型响应组合设计系数为1，通过分析后得到X和Y各方向基底剪力V t ，通过和85%·V的对比，再计算振型响应组合设计系数，最后输入到分析文件再重新运行分析文件得到最终的基底剪力。本文项目的振型响应组合设计系数为1。
4 水平地震作用效应
根据ASCE 7-10规范第12.5节规定不同抗震设防
类别结构在两个方向水平地震作用下最不利的组合方式。由于项目抗震设防类别为D类，因此根据规范ASCE 7-10规范第12.5.4节第12.5.3节a或b两种方法都可行。项目采用方法a，即一个方向的100%力加上与其垂直方向力的30%。那么为水平地震作用效应Q E 有以下两种组合方式：
100% X方向水平地震荷载 + 30% Y方向水平地震荷载
30% X方向水平地震荷载 + 100% Y方向水平地震荷载led防水灯串
根据API SPEC 4F-2013规范推荐文章[3]，钻机分析两个水平方向地震力组合采用SRSS方法。网络游戏制作
5 竖向地震作用效应
根据ASCE 7-10规范地震组合工况（详见本文第六章第1节），竖向地震效用是给恒载施加一个与设计地震反应谱加速度参数S Ds 相关的系数，方向向上或者向下。
6 地震组合工况与许用应力6.1 地震组合工况
ASCE 7-10规范第12.4.2.3节规定了强度设计和许用应力两种不同方法的地震组合工况。项目所用结构分析软件StruCAD*3D选用的是美国钢结构AISC 9th 规范分析方法，该规范是采用ASD许用应力法，因此选用
ASCE 7-10规范如下的地震组合工况。
图4 ASCE 7-10规范许用应力法地震组合工况
其中工况D为恒荷载；H为侧向土压力、地下水压力或散装材料压力；F为明确压力及高度峰值的流体荷载；L为活荷载；Q E 为水平地震作用效应；L r 为屋顶活荷载；S为雪荷载；R为雨水荷载；其它参数见上文。
钻机分析中无地震的工况还需根据API SPEC 4F-2013规范表1进行组合，本文不做具体阐述。
6.2 钻机可变荷载组合工况
根据API SPEC 4F规范推荐文章[3]给出钻机大钩载荷、转盘荷载和立根荷载不同的组合工况。注意大钩载荷、转盘荷载并不是有效地震重量的组成部分，只是作为外力施加在模型中。6.2.1 钻机可变荷载组合工况1
无大钩荷载+无立根荷载+无转盘荷载+游车重量在最低位置：该工况代表最小地震重量和低自振周期，且可能导致钻机支座最大上拔力。6.2.2 钻机可变荷载组合工况2
80%大钩荷载+无立根荷载+无转盘荷载+游车重量在最高位置：该工况可代表高大钩荷载工况（100%的大钩荷载认为是不可能的情况）。6.2.3 钻机可变荷载组合工况3
无大钩荷载+100%立根荷载+无转盘荷载+游车重量在最高位置：该工况代表高立根荷载和高自振周期。
168
6.2.4 钻机可变荷载组合工况4
50%大钩荷载+75%立根荷载+无转盘荷载+游车重量在最高位置：该工况代表大钩荷载、转盘荷载和立根荷载中等和实际的组合工况，也是在钻井过程中发生许多次的工况。
6.3 地震组合工况许用应力
根据API SPEC 4F-2013规范第8.5节指出地震组合
工况下结构许用应力值可以提高1/3，即应力修改系数AMOD = 1.33。
7 结论
根据ASCE 7-10规范进行抗震设计应加深对设计条文的研究，需要理清抗震设计思路，合理地确定相
关的地震参数和抗震分析方法，再根据具体的分析软件进行相应的输入。设计还需要根据结构具体用途和型式来确定特殊的参数，并且结合所用到的其它规范综合考虑工况组合，从而得到正确的抗震设计流程。
本文提供的钻机抗震设计方法已通过业主审核，钻机已建造安装并已投入使用，可对涉外项目特别是陆地钻机的抗震设计分析提供参考方法。
参考文献
[1] ASCE Standard. ASCE/SEI 7-10 Minimum Design Loads for Buildings and Other Structures.2010:1-231.
[2] API Specification 4F Fourth Edition. Specification for Drilling and Well Servicing Structures.2013.1-44
[3] J. Ward Turner，Michel Effenberger，Jack Irick. Seismic Assessment Procedures for Drilling Structures on Offshore Platforms.2002:3-4
[4] AISC Manual of Steel Construction Allowable Stress Design，9th Edition.1989.7:Part 5
作者简介
郑鸿（1981-），女，籍贯：福建长乐，工程师，2006年硕士毕业于浙江大学，曾任职劳玛斯特钻井系统（北京）有限公司，现从事结构工程设计及管理工作。
土酸体系溶蚀能力明显高于盐酸[1]，部分粘土含
量偏高、地层偏塑性的层段，采用溶蚀更强的土酸体系预处理，提高酸液溶蚀能力，降低施工压力。焦页XX井第16-26段采取前置盐酸+土酸施工平均压力比第1-15段采取前置盐酸平均压力下降7MPa（85MPa下降至78MPa）。
②粉砂段塞打磨技术
页岩气井的水平井段与地层最小主应力方向往往存在一定角度，导致主裂缝并非垂直水平井段延伸，携砂液在进入裂缝时由于流动方向改变而引起弯曲摩阻。脆性相对较好、天然裂缝发育或井筒与裂缝存在一定夹角的页岩气储层，将注入粉砂量提高至25-35ｍ3，可有效降低多裂缝体系的弯曲摩阻，促进主裂缝延伸。 3.3 提高砂液比技术
对比中深及深层页岩储层的特点，结合现场实际情况设置４种前置液升排量注入方式，在不同前置胶液比例情况下，采用Meyer软件模拟裂缝平均缝宽，结果表明：前置胶液比例增大，平均缝宽增大，但当超过40％后增幅显著减小，优选前置胶液比例30％～40％；埋深3500ｍ以深的页岩气储层，采取大阶梯变排量注入方式可获得最大缝宽[1]。
3.4 提高SRV技术
①粉陶转向技术
利用缝内暂堵剂在裂缝端部形成暂时封堵，缝内净压力升高，当裂缝内净压力大于两向水平主应力差值与岩石抗张强度之和时，主裂缝转向或产生分叉缝，形成以主裂缝为主干的纵横“网状缝”系统，增加改造体积。
②压裂液变粘扩缝技术
在施工中多级交替注入高粘胶液，提高缝内净压力，扩展主裂缝的缝高与缝宽，促使主裂缝充分延伸、转向；利用低粘滑溜水开启更多微裂缝，形成不同尺度的裂缝系统，最大限度实现提高裂缝复杂性及
增加SRV的目标。
③变排量控破促缝技术
前置胶液阶段适当控制施工排量，控制近井裂缝复杂，低粘滑溜水阶段逐级提升施工排量增加净压力，促使远井裂缝复杂化，增加整体SRV。
4 结束语
（1）深层页岩在岩石力学特性、地应力特征等方面随埋深增加而发生变化，复杂缝网难以形成。深层页岩气井压裂工艺的探索与实践，主要以最大限度地提高裂缝复杂度、增加有效改造体积为目标。
（2）针对深层页岩气的压裂改造难点，在涪陵等深层页岩探索了有针对性的体积压裂技术，包括升级压裂装备、综合降压、提高砂比及SRV等技术，压裂施工实践中获得了成功应用。
（3）综合降压是确保深层页岩气井压裂施工安全、顺利实施的关键，优化预处理酸液体系和多段塞粉砂打磨是降低施工压力的有效手段。
（4）对于深层页岩压裂改造，建议采用前置酸预处理、粉砂段塞打磨、变粘度变排量施工、大规模连续加砂、暂堵转向等综合技术措施。
参考文献
[1]冯国强，赵立强，卞晓冰，等．深层页岩气水平井多尺度裂缝压裂技术[J]．石油钻探技术，2017，45（6）：78-82．
[2]蒋廷学，卞晓冰，王海涛，等．深层页岩气水平井体积压裂技术[J]．天然气工业，2017，37（1）：90-96．
[3]王海涛，蒋廷学，卞晓冰，等．深层页岩压裂工艺优化与现场试验[J]．石油钻探技术，2016，44（2）：76-81．
[4]陈作，曾义金．深层页岩气分段压裂技术现状及发展建议[J]．石油钻探技术，2016，44（1）：6-11．
[5]曾义金，陈作，卞晓冰．川东南深层页岩气分段压裂技术的突破与认识[J]．天然气工业，2016，36（1）：61-67．
作者简介
林波（1985-），男，本科，工程师，2010年毕业于西南石油大学机械工程及自动化专业，现主要从事采油工艺研究及应用工作。
（上接第162页）
