劉　康, 陳國明, 朱敬宇, 朱高庚, 孟文波, 劉賢玉

(1.中國石油大學(華東)海洋油氣裝備與安全技術研究中心,山東青島 266580;2.中海石油(中國)有限公司湛江分公司,廣東湛江 524057)

深水測試管柱作為海洋油氣勘探開發(fā)的主要工具,長期處于流急浪高的海水之中,其服役周期的安全性是深水測試成敗的關鍵問題之一[1]。深水測試管柱作業(yè)過程中內(nèi)部有地層油氣的快速流動,易受到外部隔水管彎曲的影響發(fā)生接觸和摩擦,復雜的作業(yè)工藝和管柱結構對深水測試管柱的服役安全提出新的挑戰(zhàn)。目前針對深水鉆井隔水管與井口技術已開展較為系統(tǒng)的研究[2],針對深水測試管柱作業(yè)安全分析與控制技術的研究得到較大進展[3-5],考慮雙管接觸力學特性的研究主要包括海洋雙層管柱鋪設、安裝過程中的擠壓分析[6-7]和管土耦合作用分析[8-9]等。有關測試管柱的研究主要集中在地層段井下管柱的力學分析、優(yōu)化設計、伸長量計算等方面[10-12]。張曉濤[13]分析了深水測試管柱結構設計方法,但未針對深水測試管柱的力學性能進行分析。謝鑫等[14]在深水測試管柱頂部邊界仿真的基礎上研究了測試管柱的動力性能,但未考慮深水測試工藝及內(nèi)外管柱之間相互作用的影響。劉康等[15]基于深水測試管柱系統(tǒng)的緊急解脫過程分析了測試平臺的作業(yè)預警界限,Harrison 等[16]建立了深水隔水管與內(nèi)管柱的渦激振動和疲勞損傷分析模型,但均不涉及典型作業(yè)工況下深水測試管柱接觸力學行為及弱點評估。筆者建立深水測試管柱-隔水管管中管耦合分析模型,在此基礎上合理設置工藝條件和溫壓載荷,研究深水測試管柱在典型作業(yè)工況下的非線性力學行為,確定全服役周期內(nèi)深水測試管柱的強度弱點和接觸弱點,并開展深水測試管柱接觸規(guī)律影響因素分析,提出降低風險的作業(yè)管理意見。

1　深水測試管柱力學分析模型

1.1　工況介紹

深水測試的主要目的是在油氣藏投產(chǎn)前或初期準確評價深海地層流體特征和待投產(chǎn)井的潛在生產(chǎn)量。深水測試管柱是深水測試過程中關鍵而又薄弱的環(huán)節(jié),它是連接海底與浮式平臺的通道,具有測量和控制測試參數(shù)的作用。深水測試管柱屬于細長柔性管柱,如圖1所示。由于深水環(huán)境和測試需求的限制與差異,深水測試管柱的載荷環(huán)境多變、作業(yè)工序復雜,然而其作業(yè)過程也具有一定的普遍性。

(1)下入管柱。深水測試管柱下入過程中,隔水管已處于連接狀態(tài),內(nèi)部充滿測試液。測試管柱中的循環(huán)閥打開,內(nèi)外液體連通,測試管柱內(nèi)外壓力均為沿管柱軸向的測試液靜液壓。

圖1　深水測試管柱系統(tǒng)示意圖Fig.1　Schematic diagram of deepwater test string system

(2)加壓射孔。深水測試一般采用加壓方式打開射孔槍。首先降低測試管柱內(nèi)部液位或注入低密度誘噴液以達到保護儲層、增加地層流體流通性的目的,然后通過輔助管線從水下防噴器附近對測試管柱環(huán)空加壓打開測試閥,再從轉盤處對測試管柱內(nèi)部加壓起爆點火射孔槍。

(3)開井流動。射孔后,測試管柱環(huán)空壓力保持不變,管柱內(nèi)部流體首先進行大產(chǎn)量返排,以防止水合物的生成,之后依次經(jīng)過流動取樣,變流動求產(chǎn)等測試過程。測試過程中管柱內(nèi)液體為地層油氣,外部液體為測試液。測試管柱的壓力環(huán)境和溫度環(huán)境受到地層油氣顯著的影響。

(4)關井回壓。深水測試通過關閉測試閥,實現(xiàn)井下關井,恢復地層壓力。此時測試管柱內(nèi)部的地層流體和外部的測試液均處于靜止狀態(tài)。為達到防止水合物生成的要求,需要放空測試閥以上的壓力,測試管柱內(nèi)部壓力基本為零。

1.2　力學模型

服役期間深水測試管柱系統(tǒng)受到諸多內(nèi)外載荷的影響。波浪和海流力為主要的橫向載荷,通常采用莫里森公式進行計算[17]。頂張力、重力和浮力載荷為主要的軸向載荷,測試管柱外管和內(nèi)管頂部分別由張緊器和大鉤提供頂張力,分析過程中采用力邊界進行模擬,推薦使用法國石油研究院提出的基于底部殘余張力的頂張力計算方法[18]。

根據(jù)管柱的載荷特點,將隔水管和測試管柱簡化為小撓度縱橫彎曲梁,其變形控制方程為

(1)

式中,E為材料彈性模量,Pa;I為截面慣性矩,m4;y為水平位移,m;x為任一點的垂直高度,m;T為軸向力,N;w為管柱重量線密度,N/m;F為管柱承載的橫向載荷,包括環(huán)境載荷和管柱間的接觸載荷,N。

深水測試開井流動過程中,地層流體在測試管柱內(nèi)部運動,管柱的溫度和壓力環(huán)境受到地層油氣流動的影響,當?shù)貙恿黧w穩(wěn)態(tài)流動時,測試管柱內(nèi)部壓力微分方程[19]可表示為

(2)

式中,p為測試管柱內(nèi)部壓力,MPa;ρ為地層流體密度,kg/m3;θ為管柱傾斜角度,(°);ff為地層流體的摩阻系數(shù);v為地層流體流速,m/s;dtest為測試管柱的內(nèi)徑,m。

深水測試管柱內(nèi)油氣穩(wěn)態(tài)流動的溫度微分方程表示為

(3)

式中,T為測試管柱和管柱內(nèi)部流體的軸向溫度,℃;rt為傳熱半徑,m;ke為海水或地層的導熱系數(shù),W/(m·℃);Uto為總傳熱系數(shù),W/(m2·℃);Te為海水或地層的環(huán)境溫度,℃;qi為地層流體的質(zhì)量流量,kg/s;ft為瞬態(tài)傳熱函數(shù);cp為地層流體比定壓熱容,J/(kg·℃)。

為真實地模擬測試管柱與隔水管之間的相互影響,描述測試管柱在彎曲隔水管中的應力狀態(tài)及接觸規(guī)律,采用管中管建模技術開展研究。圖2中藍色區(qū)域為隔水管,紅色區(qū)域為測試管柱,綠色區(qū)域是限制隔水管和測試管柱管中管約束的接觸單元,當兩者間距等于零時即產(chǎn)生接觸力。

接觸單元的內(nèi)力表示為

(4)

圖2　深水測試管柱-隔水管接觸模型Fig.2　Contact model for test string and riser

2　實例分析與討論

2.1　基礎數(shù)據(jù)與溫壓載荷

以中國南海1 500 m某深水氣井為例?；緟?shù)如下:波高為2.2 m,跨零周期為5.9 s,海流表面流速為0.345 m/s;測試儲層深度為 3 520～3 560 m,井型為直井,井底溫度(BHT)為93 ℃,井底壓力(BHP)為45 MPa;海水密度為1 025 kg/m3,測試液密度為1 350 kg/m3,儲層流體相對密度為0.62;上下?lián)闲越宇^轉動剛度分別為8.8和127.4 kN·m·(°)-1;地層、儲層流體、海水和管柱的導熱系數(shù)分別為2.06、 0.03、 0.57和43.26 W/(m·℃);儲層流體比定壓熱容為2 227 J/(kg·℃);外管柱隔水管系統(tǒng)主要采用單根長度為 22.86 m,外徑為 0.533 4 m的浮力單根,深水測試管柱自上而下的結構配置見表1。

表1　深水測試管柱結構配置

開井流動作業(yè)中測試管柱的內(nèi)外壓力和溫度受到地層流體的顯著影響,因此首先確定沿管柱軸向的溫度和壓力載荷?；谑?2)和(3)進行深水測試管柱溫壓場分布規(guī)律研究。實例分析中,測試方案依次設置為70×104m3/d大產(chǎn)量返排,30×104m3/d井下取樣,120×104、150×104m3/d變流動求產(chǎn),結果如圖3所示。

由圖3(a)可知,實例井海平面溫度為25 ℃,海水溫度自上而下逐漸減小,海底泥面溫度達到最低值3 ℃,地層溫度呈線性逐漸增加,井底溫度達到最大值93 ℃;開井流動期間測試管柱最底端溫度和井底溫度相等,自下而上逐漸減小,且隨著產(chǎn)量的增加測試管柱的溫度逐漸升高,管柱自下而上的溫度減幅逐漸變小。由圖3(b)可知:由于實際測試作業(yè)中地層段測試管柱環(huán)空因溫度升高引起的壓力增量會放掉,環(huán)空壓力場基本不受測試產(chǎn)量的影響;由于測試閥作業(yè)需求及封隔器的密封作用,測試管柱環(huán)空壓力在懸掛器和封隔器附近處發(fā)生突變;測試管柱最底端內(nèi)部壓力與地層壓力保持一致(45 MPa),自下而上呈線性減小趨勢,測試產(chǎn)量是內(nèi)部壓力減小斜率的決定性因素。

圖3　深水測試管柱溫壓場分布Fig.3　Shaft temperature and pressure of deepwater test string

2.2　深水測試管柱力學性能

依據(jù)深水測試工藝過程,將隔水管底部設置為固定端,測試管柱底部采用力邊界模擬井下管柱的有效重力,隔水管和測試管柱頂部施加垂直方向力邊界和水平方向位移邊界進行模擬。結合上述溫壓場分析結果,采用PYTHON語言進行ABAQUS二次開發(fā)開展深水測試管柱系統(tǒng)力學分析,下入管柱、加壓射孔、開井流動(以120×104m3/d為例)和關井回壓4個典型工況分析結果如圖4所示。

圖4　不同作業(yè)工況下測試管柱應力分布Fig.4　Von Mises stress of test string under different modes

由圖4可知,深水測試管柱在下入、射孔和開井工況的von Mises等效應力整體自上而下呈線性逐漸減小,關井工況則呈弧形趨勢減小;4種工況下,測試管柱的等效應力在上、中、下扶正器等承載截面積變化的位置發(fā)生突變;測試管柱頂部和下?lián)闲越宇^對應位置測試管柱的應力水平由于彎矩變化出現(xiàn)急劇增加的現(xiàn)象;實例井測試管柱可以滿足服役周期的強度需求,加壓射孔和關井回壓屬于服役周期中的危險工況;測試管柱頂部位置、下?lián)闲越宇^和扶正器鄰近區(qū)域是整個深水測試管柱系統(tǒng)的強度弱點位置,在檢測、維修時需要特別關注。

下入工況測試管柱內(nèi)外壓力均為測試液靜液壓,管柱溫度與相應高度的海水溫度一致,內(nèi)外壓差小,溫度變化也小,測試管柱環(huán)向應力和徑向應力基本為零,整體應力水平最小;射孔工況測試管柱與下入工況相比,環(huán)境條件的主要變化是內(nèi)外壓力不同,該過程中測試管柱內(nèi)部為誘噴液,外部為測試液,防噴器處環(huán)空施加一定壓力(如3.5 MPa),轉盤處測試管柱內(nèi)部施加高壓(如35 MPa),內(nèi)部的高壓作用使測試管柱等效應力增加;開井工況下,測試管柱的壓力和溫度環(huán)境發(fā)生明顯改變,管柱內(nèi)部地層流體的高溫高壓作用使管柱等效應力增加;關井工況下,管柱內(nèi)部為地層流體靜液壓,壓力急劇減小到接近于零,使得內(nèi)外壓力不平衡,管柱應力狀態(tài)發(fā)生很大變化,由于管柱下部內(nèi)外壓差較大,等效應力呈現(xiàn)出略微增加的趨勢。

以30×104、70×104、120×104、150×104m3/d測試產(chǎn)量為例,分析測試產(chǎn)量對測試管柱強度的影響,結果如圖5所示。由圖5可知,測試管柱的等效應力狀態(tài)隨著測試產(chǎn)量的增加呈減小趨勢。原因為:①隨著產(chǎn)量的增加,測試管柱溫度增加,熱脹冷縮的作用抵消一部分軸向力;②深水測試管柱在測試工況下內(nèi)壓始終大于外壓,隨著產(chǎn)量的增加,測試管柱內(nèi)部壓力降低而外部壓力基本不變,內(nèi)外壓差減小,環(huán)向應力減小,導致等效應力減小。

圖5　不同測試產(chǎn)量下測試管柱應力分布Fig.5　Von Mises stress of test string under different productions

2.3　深水測試管柱接觸特性

深水環(huán)境中測試管柱系統(tǒng)持續(xù)受到波浪、海流、平臺偏移等載荷的影響,內(nèi)外管柱之間的接觸時有發(fā)生,影響到測試管柱、關鍵設備及臍帶纜的安全性。為進一步揭示測試管柱與隔水管的接觸規(guī)律,針對深水測試工藝過程中內(nèi)外管柱之間的接觸力進行分析,結果如圖6所示。

由圖6可知:深水測試管柱服役周期中隔水管與測試管柱之間表現(xiàn)出隨機接觸的規(guī)律,但下?lián)闲越宇^及扶正器位置始終為測試管柱與隔水管的接觸點,其中下?lián)闲越宇^處接觸載荷最大;由于扶正器的保護作用,防噴閥、承流閥和水下樹等關鍵設備處不存在接觸力或接觸力極小,說明扶正器的設置達到良好的保護效果;測試管柱與隔水管的接觸點除了撓性接頭和扶正器外主要集中在兩個區(qū)域(即水下100～400 m和水下1 200～1 400 m),可針對此區(qū)域考慮增加扶正器以減小接觸。

圖6　測試管柱接觸力分布Fig.6　Contact force between test string and riser

深水測試管柱系統(tǒng)中上撓性接頭處隔水管的曲率較大,但由于上撓性接頭附近測試管柱在上部平臺轉盤以及下部上扶正器中心位置固定,且考慮到測試管柱與隔水管之間的徑向間隙,測試管柱與隔水管一般不會發(fā)生接觸,因此上撓性接頭處沒有接觸載荷;配備下部撓性接頭的主要目的是適應隔水管與水下防噴器組之間的角度偏差,然而隔水管與防噴器組臨近區(qū)域隔水管彎矩降低的同時,測試管柱與撓性接頭的接觸也會增加,因此測試管柱在下?lián)闲越宇^處的接觸載荷較大,易發(fā)生管柱磨損失效。

鑒于下?lián)闲越宇^處接觸力最大,是深水測試管柱磨損最薄弱的環(huán)節(jié),為進一步揭示下?lián)闲越宇^處管柱之間的接觸特性,分析平臺偏移、隔水管頂張力及下?lián)闲越宇^轉動剛度對下?lián)闲越宇^處接觸力的影響規(guī)律,結果如圖7所示。

圖7　接觸載荷影響因素分析Fig.7　Analysis of influence factor for contact force

由圖7(a)可知,在-40～40 m的作業(yè)區(qū)間內(nèi)隨著浮式平臺位移的增大,下?lián)闲越宇^轉角從-1.2°逐漸增加到1.5°,下?lián)闲越宇^處的接觸載荷先減小后增大,當浮式平臺偏移處于-20～10 m時測試管柱與隔水管之間的接觸載荷為零,主要原因是下?lián)闲越宇^臨近位置的下扶正器對測試管柱的固定效應造成下?lián)闲越宇^轉角較小時沒有接觸載荷。由圖7(b)可知,隨著隔水管頂張力的增大,測試管柱和隔水管之間的接觸力逐漸減小,主要由于頂張力增大時,撓性接頭轉角和隔水管的彎曲變形減小,測試管柱與隔水管之間的接觸載荷降低。由圖7(c)可知,隨著下?lián)闲越宇^轉動剛度的增大,下?lián)闲越宇^傾角逐漸減小,較大的下?lián)闲越宇^轉動剛度可以抑制自身的轉動角度,從而減小測試管柱與之接觸的載荷。綜上所述,選用較大的隔水管頂張力和下?lián)闲越宇^轉動剛度,控制浮式平臺的作業(yè)范圍有利于降低下?lián)闲越宇^處的接觸力,減小測試管柱摩擦和磨損的發(fā)生。

3　結　論

(1)開井流動過程中測試管柱的溫壓場受到地層流體的顯著影響,內(nèi)部壓力自下而上呈線性減小,溫度自下而上呈曲線減小,測試產(chǎn)量是管柱內(nèi)部壓力和溫度減小速率的決定性因素。

(2)4種典型作業(yè)工況中,深水測試管柱的等效應力整體自上而下逐漸減小,加壓射孔和關井回壓屬于測試管柱服役周期中的危險工況;開井流動期間測試管柱的應力狀態(tài)隨著測試產(chǎn)量的增加呈減小趨勢;測試管柱頂部位置、下?lián)闲越宇^和扶正器鄰近區(qū)域是整個深水測試管柱的強度弱點位置,在檢測、維修時需要特別的關注。

(3)深水測試管柱服役過程中與隔水管之間表現(xiàn)出隨機接觸的規(guī)律,但下?lián)闲越宇^和扶正器位置始終為接觸點,下?lián)闲越宇^處接觸載荷最大,是深水測試管柱的接觸弱點;提高外管隔水管頂張力和下?lián)闲越宇^轉動剛度,控制浮式平臺的作業(yè)范圍有利于降低下?lián)闲越宇^處的接觸力,減小深水測試管柱作業(yè)周期摩擦和磨損的發(fā)生。