李瑩瑩，任美鵬，孫曉峰，，毛 寧，謝仁軍，呂 鑫，葛 陽

(1.天然氣水合物國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100028； 2.中海油研究總院有限責(zé)任公司，北京 100028； 3.東北石油大學(xué) 石油工程學(xué)院，黑龍江 大慶 163318)

0 引言

深水油氣資源鉆探井噴發(fā)生后，如水下井口防噴器組失效，啟用應(yīng)急封井裝置與水下井口對接封蓋井口可以迅速抑制井噴，控制井口，為后續(xù)救援提供作業(yè)時間，應(yīng)急封井裝置已是海上鉆井服務(wù)商控制井噴失控、二次搶險的必要裝備[1-2]。目前全球主流海上鉆井服務(wù)商均已研制出自家配套的應(yīng)急封井裝置，并布置在世界各主要海洋石油開采區(qū)以備應(yīng)急使用[3-6]。應(yīng)急封井裝置的結(jié)構(gòu)性能研究方面國內(nèi)學(xué)者做了大量工作，蘇尚文等[7]系統(tǒng)介紹應(yīng)急封井裝置的設(shè)計結(jié)構(gòu)類型；董星亮等[8]模擬3 000 m水下應(yīng)急封井裝置在不同原油噴速下的平衡性影響因素；李倩等[9]研究應(yīng)急封井裝置在水下工作狀態(tài)下的磨損情況；張春雨等[10]基于材料疲勞壽命的Miner理論對應(yīng)急封井裝置二次封蓋進(jìn)行有限元靜載分析得到二次封蓋的危險部位；顧純巍等[11]分析波浪等因素對應(yīng)急封井裝置下放纜繩作業(yè)的影響規(guī)律。目前應(yīng)急封井裝置的力學(xué)結(jié)構(gòu)優(yōu)化、耐腐蝕性以及沖蝕磨損等方面的研究較多，而應(yīng)急封井裝置與井口對接問題研究較少。2010年墨西哥灣深水地平線鉆井平臺井噴失控[12]，經(jīng)歷83 d救援后，最終采用應(yīng)急封井裝置成功封蓋該井控制溢油，這是目前為止全球唯一應(yīng)用案例，凸顯了該類裝置的應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)不足。本文基于CFD模擬方法，研究水下噴流井口噴出的高速氣體對應(yīng)急封井裝置下放時海域流場影響，為預(yù)測對接風(fēng)險，優(yōu)化裝置結(jié)構(gòu)性能提供指導(dǎo)。

1 海域?qū)咏：虲FD數(shù)模控制方程

1.1 應(yīng)急封井裝置三維建模

水下應(yīng)急封井裝置主要包括液壓連接器、水下雙閘板防噴器、水管匯連接器、數(shù)據(jù)聲吶監(jiān)測系統(tǒng)等。根據(jù)調(diào)研的應(yīng)急封井裝置結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，對裝置進(jìn)行簡化，應(yīng)急封井裝置簡化模型如圖1所示。建模中保留承受井噴流體作用力的筋板結(jié)構(gòu)，以及起導(dǎo)向作用的通口真實(shí)形狀尺寸及位置，同時將應(yīng)急封井裝置的主通道設(shè)置為打開狀態(tài)。簡化后應(yīng)急封井裝置的尺寸長寬高分別為：1 m0.66 m1.6 m。

圖1 應(yīng)急封井裝置簡化模型Fig.1 Simplified model of emergency well plugging device

1.2 海域流動建模和計算網(wǎng)格劃分

以水下井口為坐標(biāo)原點(diǎn)，由于海域具有各向同性，因此，模擬海域采用了圓柱體流域的三維網(wǎng)格模型如圖2所示。

圖2 模擬海域三維網(wǎng)格模型Fig.2 Three-dimensional grid model of simulated sea area

模擬海域底面圓直徑3 m，高6 m，生成非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格總量1 807 903個，井口直徑為0.5 m，井噴噴流為氣相，海域?yàn)橐合?。其入口邊界條件采用速度入口，出口設(shè)置為壓力出口，模擬水深為1 000～3 000 m的水下環(huán)境，即將壓力出口設(shè)置為10～30 MPa。

1.3 海域?qū)覥FD模擬控制方程組

海域液相和氣相的連續(xù)性方程如式(1)～(2)所示：

(1)

(2)

式中：t為時間，s；αg為氣相體積分?jǐn)?shù)；αl為液相體積分?jǐn)?shù)；ug為氣相速度矢量,m/s；ul為液相速度矢量，m/s；ρ為密度，kg/m3。

液相和氣相的動量方程如式(3)～(4)所示：

(3)

(4)

式中：g為重力加速度，m/s2；τ為應(yīng)力張量，N；p為壓力，Pa；β為氣液相間動量交換系數(shù)。

氣相和液相之間的動量交換系數(shù)關(guān)系如式(5)所示：

(5)

式中：τp為松弛因子；f為曳力系數(shù)。

曳力系數(shù)f是由曳力系數(shù)模型[13-15]計算所得，如式(6)～(8)所示：

(6)

(7)

(8)

式中：Re為雷諾數(shù)；dg為氣泡直徑，m。

根據(jù)流動模擬初始條件可知，噴流井口附近流動為湍流，模擬選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε渦流黏度模型計算因湍流脈動引起的雷諾應(yīng)力耗散問題，計算域控制方程組采用有限體積法一階迎風(fēng)格式離散，離散方程應(yīng)用協(xié)調(diào)一致的壓力-速度耦合半隱式算法SIMPLEC[15]求解，對每個標(biāo)度殘差分量使用10-5的收斂準(zhǔn)則指定2個連續(xù)迭代之間的相對誤差，模擬由28臺Quanta T41S-2U服務(wù)器計算，時長約30 d。

2 模擬結(jié)果分析

2.1 對接距離對噴流井口流場的影響規(guī)律

為研究應(yīng)急封井裝置與對接井口的距離對噴流井口流場影響，本文將模擬對接距離以1，2，3 m 3個水平展開。

對接距離對速度流場的影響如圖3所示，井口噴流速度為200 m/s。隨著裝置與對接井口接近，應(yīng)急封井裝置附近氣相局部速度增加，作用面迎流速度大于噴流井口流速，達(dá)到220 m/s，這是因氣體噴出后壓力和速度的瞬變引起的局部壓縮增壓和釋放，說明應(yīng)急封井裝置越接近井口，受到的流體作用越復(fù)雜。

應(yīng)急封井裝置底部受力面以及附近流域壓力分布如圖4所示，裝置由距井口3 m下放至1 m過程中，短軸方向壓力增長速率高于長軸方向，短軸方向壓力增長幅度約為87.5%，長軸方向壓力增長幅度約為50%，壓力覆蓋范圍逐漸由中心向流域邊界擴(kuò)散。

圖3 對接距離對速度流場的影響Fig.3 Influence of docking distance on velocity flow field

圖4 不同下放高度應(yīng)急封井裝置底部壓力分布云圖Fig.4 Cloud chart of pressure distribution at bottom of emergency well plugging device

2.2 偏距對噴流井口流場的影響規(guī)律

應(yīng)急封井裝置與水下噴流井口對接時可以水平對接或垂直對接，但無論哪種方法因水下作業(yè)環(huán)境的復(fù)雜性，均存在應(yīng)急封井裝置與井口軸線間出現(xiàn)偏距問題。因此，本文在噴流井口流速為200 m/s條件下，對偏距為0.5，0.25，0 m(對正)時的井噴流場開展模擬，偏距對噴流井口流場影響規(guī)律如圖5所示。

偏距從0.5 m至0 m過程中，井噴羽流逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)閅型剖面，噴口流速核一部分由應(yīng)急封井裝置中心孔噴出，另一部分則轉(zhuǎn)換為壓力勢能作用于裝置筋板底面，形成沖擊力。

圖5 偏距對噴流井口速度流場的影響云圖Fig.5 Cloud chart for influence of offset on velocity flow field of jet wellhead

偏距對應(yīng)急封井裝置所受沖擊力的影響規(guī)律如圖6所示，井口流體噴速為200 m/s時，裝置與井口對正的過程中，所受沖擊力逐漸降低，由1 250 kN減小至1 050 kN。偏距從0.5 m減小至0.25 m時，所受沖擊力降低4.4%；偏距從0.25 m降至0 m時，所受沖擊力降低14.4%。這表明水平方向?qū)訒r，應(yīng)急封井裝置進(jìn)入井口噴流速度核初期所受的沖擊力最大，隨著向井口中心對正，沖擊力降至最低。

2.3 井噴流速對噴流井口流場的影響

噴速對井口對接流場的影響規(guī)律如圖7所示，模擬條件為應(yīng)急封井裝置距離噴流井口高度1 m，偏距0 m，噴速分別為200，300，400 m/s。由圖7可知，隨著噴流速度增加，井噴流體羽流發(fā)散范圍更廣，羽流的Y型角逐漸變成更大的鈍角，并且隨著噴流井口速度的增大井噴流速核隨之增大，噴速為200 m/s時井噴流速核發(fā)散高度與400 m/s時相差0.25 m，這表明當(dāng)應(yīng)急封井裝置處于相同高度時，井噴流體的噴速越小海底壓力的壓縮作用越明顯，封井裝置所受的沖擊力越小。

圖6 偏距對應(yīng)急封井裝置所受沖擊力的影響規(guī)律Fig.6 Influence of offset on impact force of emergency well plugging device

圖7 噴速對井口對接流場的影響云圖Fig.7 Cloud chart for influence of injection velocity on velocity flow field of jet wellhead

噴速和距井口高度對沖擊力的影響規(guī)律如圖8所示，井噴噴速分別為200，300，400 m/s條件下，應(yīng)急封井裝置所受沖擊力隨距離井口高度的變化曲線。裝置從3 m下放至距井口2 m過程中，沖擊力隨距井口距離降低而增大，且3種噴速條件下增大速率基本一致，均為線性增加；裝置從2 m下放至距井口1 m過程中，200，300 m/s噴流井口條件的沖擊力增長趨于平緩，400 m/s的噴流井口條件下的沖擊力仍線性增加，說明裝置下放與對接井口接近的過程中，沖擊力的增長速率和噴流井口流速正相關(guān)。

圖8 噴速和距井口高度對沖擊力的影響規(guī)律Fig.8 Influence of injection velocity and height from wellhead on impact force

3 結(jié)論

1)應(yīng)急封井裝置由距井口 3 m下放至 1 m過程中，其短軸方向壓力增長幅度約為87.5%，長軸方向壓力增長幅度約為50%，壓力覆蓋范圍逐漸由中心向流域邊界擴(kuò)散。

2)應(yīng)急封井裝置由距井口2 m下放至1 m過程中，噴速為200～300 m/s時，裝置所受沖擊力增加趨勢相同，而噴速為400 m/s時沖擊力增加趨勢為前二者的2倍，由此可見，噴速增加對應(yīng)急封井裝置所受沖擊力的影響較大。