孫明遠(yuǎn)，張明賀，劉雙瑩，黃芳飛*，楊宇翔

（1.中國(guó)地質(zhì)調(diào)查局廣州海洋地質(zhì)調(diào)查局，廣東廣州510075；2.中國(guó)石油大學(xué)（北京）安全與海洋工程學(xué)院，北京102249）

0 引言

深水和超深水鉆井作業(yè)中，由于作業(yè)環(huán)境復(fù)雜多變，在遭遇緊急情況導(dǎo)致平臺(tái)需要撤離的情況下，必須對(duì)隔水管底部總成（LMRP）與防噴器組（BOP）進(jìn)行緊急解脫［1］。解脫完成后，儲(chǔ)存在隔水管柱中的巨大勢(shì)能將被釋放出來(lái)，隔水管將向上反沖。若向上反沖過(guò)大，可能導(dǎo)致伸縮節(jié)超出沖程，隔水管損毀或撞擊張力器等事故；若向下回彈距離過(guò)大，隔水管底部總成有可能打到防噴器組，威脅水下井口的安全。應(yīng)急解脫關(guān)系到深水鉆井的安全，因此，建立隔水管解脫反沖分析模型，了解其關(guān)鍵影響因素，對(duì)于深水鉆井的安全作業(yè)有著重要意義。

Young等［2］描述了隔水管應(yīng)急解脫的反沖響應(yīng)原因，總結(jié)了隔水管反沖的危害，采用RISTEN程序模擬了6000 ft（1 ft=30.48 cm，下同）水深中隔水管緊急脫離后的反沖響應(yīng)。張磊等［3］概括了隔水管反沖響應(yīng)的機(jī)理，利用ANSYS軟件探索了張緊力隨液壓缸活塞沖程變化的規(guī)律。王騰等［4］總結(jié)了張緊器的工作原理，建立了考慮鉆井液流海情況下的下泄模型。上述研究從不同方面對(duì)深水鉆井隔水管的應(yīng)急解脫及反沖響應(yīng)進(jìn)行了分析，但忽略了波浪及平臺(tái)運(yùn)動(dòng)等因素對(duì)反沖的影響。基于此，本文綜合考慮頂部張緊力、波高、波浪方向、鉆井液密度及平臺(tái)漂移等因素對(duì)隔水管反沖的影響，建立了平臺(tái)張緊器、隔水管力學(xué)特性、環(huán)境載荷及井口穩(wěn)定性相結(jié)合的隔水管應(yīng)急解脫反沖模型，并利用數(shù)值模擬方法對(duì)隔水管應(yīng)急解脫進(jìn)行仿真分析。OrcaFlex是一款專(zhuān)業(yè)的海洋工程有限元模擬分析軟件，主要功能包括纜索動(dòng)力分析、立管動(dòng)力分析、浮體動(dòng)力分析等。利用該計(jì)算模型，以南海某1520 m深水井為例，深入探究了不同因素下隔水管解脫后的反沖響應(yīng)，研究結(jié)果可為現(xiàn)場(chǎng)安全作業(yè)提供一定參考。

1 隔水管應(yīng)急解脫及反沖工況分析

海上鉆井隔水管是從海上鉆井平臺(tái)下到海底淺層的套管。上接導(dǎo)流器，下連防噴器，其主要作用是引導(dǎo)鉆具入井，隔絕海水，形成鉆井液循環(huán)的回路。目前深水油氣資源的勘探與開(kāi)發(fā)大多使用動(dòng)力定位，但在遭遇惡劣海況或者動(dòng)力定位系統(tǒng)發(fā)生失效等情況下，很難使鉆井平臺(tái)一直保持在有效位置，平臺(tái)易發(fā)生漂移或驅(qū)離，威脅海上作業(yè)安全。因此，需要啟動(dòng)應(yīng)急解脫系統(tǒng)（EDS），對(duì)隔水管與防噴器進(jìn)行緊急解脫，斷開(kāi)隔水管底部總成與防噴器組的連接，防止出現(xiàn)大的損失。如圖1所示，正常解脫作業(yè)時(shí)，斷開(kāi)井口與防噴器組之間的井口連接器及各管線(xiàn)，將隔水管柱與防噴器組全部起出。應(yīng)急解脫時(shí)，之前處于待命狀態(tài)的應(yīng)急解脫系統(tǒng)激活啟動(dòng)，通過(guò)觸發(fā)由壓縮彈簧驅(qū)動(dòng)的機(jī)械開(kāi)關(guān)［5］，斷開(kāi)隔水管底部總成和防噴器組之間的隔水管連接器及各管線(xiàn)，隔水管底部總成中的上萬(wàn)能防噴器關(guān)閉，隔水管隨平臺(tái)移走，防噴器組留在海底。而儲(chǔ)存在隔水管柱中的巨大彈性應(yīng)變能在張緊力的作用下急速釋放，隔水管系統(tǒng)將出現(xiàn)大的軸向位移及加速度，此即為隔水管反沖。

圖1 深水作業(yè)系統(tǒng)示意Fig.1 Schematic diagram of the deepwater operation system

2 隔水管反沖分析模型

在深水鉆井作業(yè)中，隔水管的受力十分復(fù)雜，且直徑遠(yuǎn)小于其長(zhǎng)度，故可將隔水管看作長(zhǎng)細(xì)桿件結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，接頭處的抗拉和抗彎強(qiáng)度高于管體，作如下假設(shè)：（1）忽略隔水管系統(tǒng)中的壓井、節(jié)流等較細(xì)管線(xiàn)，假設(shè)隔水管為各向同性的線(xiàn)彈性均質(zhì)圓管，接頭處與管體特性相同。（2）隔水管內(nèi)充滿(mǎn)水基鉆井液，且與海底泥線(xiàn)垂直。（3）由于隔水管解脫前處于兩端鉸支固定，計(jì)算主要考慮隔水管的軸向拉力，忽略隔水管與井口接頭的橫向位移。（4）忽略浮力塊影響及海水溫度變化。

2.1 隔水管受力分析

由于隔水管系統(tǒng)質(zhì)量巨大，需要張緊器系統(tǒng)使其一直處于受拉狀態(tài)，防止隔水管在自身重力作用下出現(xiàn)壓潰現(xiàn)象，并控制其位移和應(yīng)力。理論上要求張緊器提供的頂張力必須大于隔水管的浮重（包括管內(nèi)鉆井液），同時(shí)要對(duì)隔水管施加額外載荷以抵抗其彎曲應(yīng)力。正常作業(yè)時(shí)，在張緊力T的作用下隔水管發(fā)生軸向拉伸，其應(yīng)變?chǔ)可表示為：

其彈性應(yīng)變能U可表示為：

式中：L——隔水管長(zhǎng)度；E——彈性模量；S——隔水管橫截面面積。

當(dāng)忽略熱能消耗時(shí)，可認(rèn)為變形功全部轉(zhuǎn)變?yōu)閺椥詰?yīng)變能。資料表明，當(dāng)張緊器對(duì)1828 m長(zhǎng)的隔水管柱進(jìn)行張拉時(shí)，需要的張緊力就能拉伸隔水管柱達(dá)1.524 m之多［6］。而在應(yīng)急解脫時(shí)，彈性應(yīng)變能全部釋放，隔水管反沖響應(yīng)發(fā)生。

2.2 參數(shù)設(shè)置

隔水管應(yīng)急解脫及反沖仿真模型主要包括平臺(tái)模型、張緊器模型、隔水管模型、BOP模型及環(huán)境等。使用VESSEL單元模擬平臺(tái)，長(zhǎng)寬均為90 m，吃水24.38 m，平臺(tái)質(zhì)量1萬(wàn)t，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)作業(yè)實(shí)例，作業(yè)水深1520 m，其中BOP高度20 m。海水密度1.03 t/m3，運(yùn)動(dòng)學(xué)粘性系數(shù)為1.35×10-6m2/s，溫度為10℃。

2.3 隔水管建模

隔水管模型采用Line模型建立，Line模型在模擬立管、系泊線(xiàn)等細(xì)長(zhǎng)結(jié)構(gòu)時(shí)，準(zhǔn)確度高且運(yùn)算較快［7］，隔水管模型拖曳力系數(shù)為1.2，附加質(zhì)量系數(shù)為1.0，其他參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 隔水管參數(shù)Table 1 Riser parameters

2.4 張緊器建模

隔水管體與張緊器之間的夾角一般控制在3°以?xún)?nèi)［8］。而張緊環(huán)是連接張緊器和隔水管的關(guān)鍵部件，張緊器的張力通過(guò)張緊環(huán)施加到隔水管上，故采用可連接不同結(jié)構(gòu)并傳遞載荷的6Dbuoy單元建立。BOP模型采用Shape模型中的Elastic solid模擬，Shape單元可用作障礙物、月池等物體的模擬。

張緊器需要提供張緊力以支撐隔水管保持受拉狀態(tài)。因此張緊器的模擬至關(guān)重要。最方便的做法是集中力法模擬張緊器，即在隔水管頂端加恒定集中力內(nèi)［9］，其弊端在于沒(méi)有考慮平臺(tái)運(yùn)動(dòng)引起張緊力的變化。因此，不少學(xué)者采用線(xiàn)性彈簧來(lái)模擬張緊器［10-11］，通過(guò)改變彈簧剛度達(dá)到改變張緊力的目的。而OrcaFlex中的Link-Tethers單元可連接任意兩點(diǎn)，沒(méi)有質(zhì)量和水動(dòng)力屬性，對(duì)于線(xiàn)性模擬精度較高，故使用4個(gè)Tethers單元模擬張緊器。

Link-Tethers單元提供的張緊力Ttop計(jì)算方法為：

式中：K——彈簧剛度，kN/m；l——彈簧未伸長(zhǎng)長(zhǎng)度，設(shè)為2 m；Lk——彈簧伸長(zhǎng)之后的長(zhǎng)度，m。

張緊器的上端與平臺(tái)上甲板相連，下端與張緊環(huán)相連，水平方向上距隔水管1 m，并成2.86°夾角。OrcaFlex在計(jì)算前有一個(gè)準(zhǔn)備階段，在此階段，模型各項(xiàng)參數(shù)達(dá)到預(yù)設(shè)值。在準(zhǔn)備階段，LMRP和BOP仍然處于連接狀態(tài)，在動(dòng)態(tài)模擬開(kāi)始時(shí)，解除LM?RP和BOP的連接，隔水管開(kāi)始向上反沖。模型示意見(jiàn)圖2。

圖2 模型示意Fig.2 Model diagram

3 實(shí)例計(jì)算

以我國(guó)南海某深水井為例進(jìn)行模擬計(jì)算，水深1520 m，伸縮節(jié)沖程為20 m，管內(nèi)鉆井液密度為1.5 t/m3，隔水管濕重為705.4 t。

3.1 頂部張緊力對(duì)隔水管反沖的影響分析

張緊力的合理設(shè)置對(duì)于隔水管的安全解脫影響巨大。事實(shí)上，若解脫時(shí)張緊力過(guò)大，可能導(dǎo)致解脫后隔水管超出伸縮節(jié)沖程，給隔水管安全帶來(lái)風(fēng)險(xiǎn)；但解脫時(shí)張緊力過(guò)小，又可能導(dǎo)致解脫失?。?2］。張力比（簡(jiǎn)稱(chēng)TTR）指的是隔水管受到的張緊力與自身濕重（包含管內(nèi)鉆井液）的比值，取張力比分別為1.09、1.45、1.59，對(duì)應(yīng)張緊力分別為7540 kN，研究了張緊力對(duì)隔水管反沖的影響，結(jié)果如圖3、圖4所示。

圖3 不同張緊力LMRP垂向位置響應(yīng)Fig.3 LMRP ver tical position r esponse under various tensioning force

圖4 不同張緊力伸縮節(jié)沖程變化曲線(xiàn)Fig.4 Response cur ve of telescopic joint str oke under various tensioning force

如圖3、圖4可知，應(yīng)急解脫之后，隔水管加速向上反沖，且隔水管受到的張緊力越大時(shí)，LMRP的反沖位移也就越大，伸縮節(jié)沖程變化也越大。此外，張緊力越大，解脫后第一次到達(dá)最高點(diǎn)的時(shí)間越短，若解脫時(shí)張緊力設(shè)置過(guò)大，有可能導(dǎo)致伸縮節(jié)超出沖程，損害隔水管。當(dāng)張力比為1.09時(shí)，隔水管回彈到最低點(diǎn)的坐標(biāo)為A（12.0 s，-1499.88 m），此時(shí)LMRP距離隔水管僅0.12 m，存在隔水管碰觸到BOP的可能，觸底風(fēng)險(xiǎn)陡增［13］?？梢?jiàn)，張緊力的合理設(shè)置對(duì)解脫后隔水管的反沖響應(yīng)影響巨大。

3.2 波高對(duì)隔水管反沖的影響分析

半潛式平臺(tái)作業(yè)環(huán)境復(fù)雜多變，波浪運(yùn)動(dòng)對(duì)應(yīng)急解脫時(shí)隔水管的反沖響應(yīng)不可忽略。選取周期為8 s的深水線(xiàn)性波模型，張力比1.59，在波高分別為0、3、5 m時(shí)，分析了波浪運(yùn)動(dòng)對(duì)于隔水管應(yīng)急解脫的影響，模擬結(jié)果如圖5所示。

圖5 不同波高LMRP垂向位置響應(yīng)Fig.5 LMRP ver tical position response under various wave height

由圖5可以看出，波高為0時(shí)，隔水管回彈到最低點(diǎn)的坐標(biāo)為B（10 s，-1498.6 m），距防噴器有1.4 m；波高為5 m時(shí)，隔水管回彈到最低點(diǎn)的坐標(biāo)為C（10.1 s，-1499.6 m），距防噴器僅有0.4 m?？梢?jiàn)，隔水管的反沖響應(yīng)受波高的影響較大。隨著波高的增大，隔水管回彈時(shí)打到防噴器的風(fēng)險(xiǎn)也在增高。因此，選擇波高較低時(shí)進(jìn)行解脫作業(yè)更為安全。

3.3 波浪方向?qū)Ω羲芊礇_的影響分析

為研究波浪方向?qū)Ω羲芊礇_的影響，其他條件設(shè)置相同，選擇波浪方向分別為0°、60°、120°情況下進(jìn)行模擬分析，結(jié)果如圖6所示。

圖6 不同波浪方向LMRP垂向位置響應(yīng)Fig.6 LMRP vertical position response under various wave dir ection

由圖6可以看出，不同波浪方向下，相同條件下應(yīng)急解脫后，LMRP的垂向位置響應(yīng)是基本重合的，可見(jiàn)波浪方向?qū)τ诟羲艿姆礇_響應(yīng)并無(wú)影響。

3.4 鉆井液密度對(duì)隔水管反沖的影響分析

合理的鉆井液密度可以防止井噴，維持井壁穩(wěn)定，保護(hù)儲(chǔ)層。而在應(yīng)急解脫時(shí)，一般沒(méi)有足夠的時(shí)間回收隔水管內(nèi)的鉆井液，可將鉆井液內(nèi)存在隔水管內(nèi)［14］，或者下泄入海。為研究鉆井液密度對(duì)于隔水管反沖響應(yīng)的影響，選擇鉆井液密度分別為1.1、1.3、1.5 t/m3進(jìn)行分析，其他條件設(shè)置相同下，模擬結(jié)果如圖7、圖8所示。

圖7 不同鉆井液密度LMRP垂向位置響應(yīng)Fig.7 LMRP vertical position response under var ious drilling fluid density

圖8 不同鉆井液密度伸縮節(jié)沖程變化曲線(xiàn)Fig.8 Response curve of telescopic joint stroke under various dr illing fluid density

從圖7、圖8可以看出，相同張緊力情況下，鉆井液密度的不同對(duì)隔水管的反沖響應(yīng)影響巨大。鉆井液密度較低時(shí)，隔水管回彈到最低點(diǎn)時(shí)距BOP較遠(yuǎn)，LMRP打到BOP的風(fēng)險(xiǎn)較小，但伸縮節(jié)沖程變化較大，若鉆井液密度過(guò)小，可能導(dǎo)致伸縮節(jié)超出沖程；而鉆井液密度較高時(shí)，伸縮節(jié)沖程變化小，超出沖程的風(fēng)險(xiǎn)也小，但隔水管回彈到最低點(diǎn)時(shí)距BOP較近，LMRP打到BOP的風(fēng)險(xiǎn)較大。而應(yīng)急解脫時(shí)沒(méi)有足夠的時(shí)間調(diào)整張緊器張力，因此，在保證隔水管不被擠毀的情況下，可在解脫時(shí)選擇釋放一部分鉆井液以調(diào)整隔水管濕重，進(jìn)而保證隔水管反沖時(shí)的安全。

3.5 平臺(tái)漂移對(duì)隔水管反沖的影響分析

深水半潛式鉆井平臺(tái)在外部載荷的持續(xù)作用下會(huì)發(fā)生漂移運(yùn)動(dòng)，一般水平漂移半徑在水深的3.5%以?xún)?nèi)［15］，即可視為可接受的漂移偏離，平臺(tái)可進(jìn)行正常作業(yè)。為研究平臺(tái)漂移對(duì)隔水管反沖的影響，選擇相同設(shè)置下，漂移方向?yàn)閤正方向，漂移距離分別為0、32、56 m情況下進(jìn)行模擬分析，結(jié)果如圖9所示。

圖9 不同平臺(tái)漂移LMRP垂向位置響應(yīng)Fig.9 LM RP ver tical position r esponse under various platform drift

從圖9可以看出，相同設(shè)置情況下，隨著平臺(tái)漂移距離的增大，應(yīng)急解脫后LMRP的反沖位移也越大。這是因?yàn)橛镁€(xiàn)性彈簧模擬張緊器單元時(shí)，隨著平臺(tái)漂移距離的增加，線(xiàn)性彈簧的伸長(zhǎng)量也在增加，進(jìn)而提供了更大的張緊力。由“2.1節(jié)”分析可知，在浮式平臺(tái)實(shí)際作業(yè)中，隨著漂移距離的增加，隔水管柱內(nèi)儲(chǔ)存的彈性應(yīng)變能也在增加，應(yīng)急解脫后隔水管的反沖響應(yīng)也會(huì)更劇烈。

4 結(jié)論

（1）隔水管的反沖響應(yīng)受張緊力的影響巨大。張緊力過(guò)小，可能會(huì)導(dǎo)致解脫失??；張緊力過(guò)大，可能導(dǎo)致伸縮節(jié)超出沖程，威脅隔水管安全。

（2）隔水管緊急解脫后的反沖響應(yīng)隨著波浪高度的升高而增大。但波浪方向?qū)Ω羲艿姆礇_響應(yīng)沒(méi)有影響。

（3）隔水管的反沖響應(yīng)隨著管內(nèi)鉆井液密度的增大而減小。但鉆井液密度過(guò)大時(shí)LMRP回彈打到BOP的風(fēng)險(xiǎn)增加，可在解脫時(shí)釋放部分鉆井液以降低此類(lèi)風(fēng)險(xiǎn)。

（4）隨著平臺(tái)漂移距離的增加，隔水管柱內(nèi)儲(chǔ)存的彈性應(yīng)變能增大，解脫后隔水管的反沖響應(yīng)會(huì)更劇烈。