呂鑫 毛寧 葛陽 周云健 任美鵬

(1.天然氣水合物國家重點實驗室 2.東北石油大學(xué)石油工程學(xué)院 3.中海油研究總院有限責(zé)任公司)

0 引 言

水下應(yīng)急封井裝置是處置深水井噴失控的重要手段。2010年，美國墨西哥灣深水井噴失控事故，不僅對海洋環(huán)境造成嚴(yán)重污染，而且給政府造成了相當(dāng)大的經(jīng)濟損失，歷經(jīng)87 d的緊急救援，最終，英國石油公司技術(shù)團隊使用水下應(yīng)急封井裝置成功封蓋失控井口[1-2]。應(yīng)急封井裝置在墨西哥灣案例中的成功應(yīng)用使得應(yīng)急封井裝置在石油行業(yè)內(nèi)備受關(guān)注，因此，國內(nèi)外學(xué)者對應(yīng)急封井裝置展開了一系列研究。

王定亞等[3]對現(xiàn)有的應(yīng)急封井裝置進行了技術(shù)性能分析，指出應(yīng)急封井裝置應(yīng)向抗高溫、抗高壓和更加安全可靠方向發(fā)展。蘇尚文等[4]對應(yīng)急封井裝置的現(xiàn)場下放安裝工藝進行了研究。付劍波等[5]通過有限元建立了水下應(yīng)急封井裝置下放過程中鉆桿的力學(xué)分析模型，模擬計算了鉆桿各個節(jié)點的偏移量、剪力、彎矩值以及所受拉力。張春雨等[6]根據(jù)材料疲勞壽命的Miner理論對應(yīng)急封井裝置二次封蓋進行了有限元靜載分析，得到了二次封蓋的危險部位，為應(yīng)急封井裝置的無損檢測提供了參照。李倩等[7]采用CFD數(shù)值模擬方法對不同工況下的應(yīng)急封井裝置內(nèi)部流動情況進行了研究。

以上文獻只針對應(yīng)急封井裝置的發(fā)展歷史[8-9]、技術(shù)性能[10]、下放流場[11-13]、噴散規(guī)律[14]、材料力學(xué)性能以及內(nèi)部磨損[15]進行了研究，卻忽略了對應(yīng)急封井裝置對接方法的研究，并且隨著油氣資源不斷向深水領(lǐng)域發(fā)展，海域天然氣水合物開發(fā)逐漸提上日程，深水鉆井過程中的流動保障、風(fēng)險預(yù)測以及評價問題亟待解決，海域天然氣水合物井噴失控水下應(yīng)急封井裝置下放流場、安裝對接方式及受力變化規(guī)律，對于保證鉆井過程中多相流體連續(xù)運移和開發(fā)海域天然氣水合物施工過程中的流動保障具有十分重要的意義。因此，基于鉆桿法下放安裝應(yīng)急封井裝置時，本文采用CFD數(shù)值模擬方法對應(yīng)急封井裝置與失控井口對接方式(水平對接、垂直對接)進行研究，通過分析模擬結(jié)果對兩種對接方式的失效風(fēng)險進行評價。

1 數(shù)值模擬

1.1 建立應(yīng)急封井裝置三維模型

目前國際上已有的應(yīng)急封井裝置分為三類:閘板防噴器結(jié)構(gòu)水下應(yīng)急封井裝置、閥門結(jié)構(gòu)水下應(yīng)急封井裝置及分體式水下應(yīng)急封井裝置，三者底部迎流面均為突起的法蘭圓環(huán)面和框架式的筋板結(jié)構(gòu)。因此，本文對應(yīng)急封井裝置建模時進行了合理的力學(xué)結(jié)構(gòu)簡化，如圖1所示。

圖1 應(yīng)急封井裝置力學(xué)結(jié)構(gòu)簡化模型Fig.1 Simplified mechanical structure model of capping stack device

模型中迎流面的長與寬均為1.5 m，并且建模中保留了應(yīng)急封井裝置支撐受力的“米”字形筋板結(jié)構(gòu)、內(nèi)徑為0.5 m的引流通孔以及外徑為0.8 m的對接法蘭，從而有效保證了模擬中應(yīng)急封井裝置受力的真實性，同時為了避免水擊效應(yīng)的產(chǎn)生，模擬中將裝置的引流通孔設(shè)置為打開狀態(tài)。

1.2 建立海域三維模型

考慮到應(yīng)急封井裝置下放至水下環(huán)境時的受力均衡性，本文模擬海域的三維模型采用長、寬、高比例為1∶1∶2的長方體模型作為整體流域，其中模擬海域高度為6 m，模擬海域?qū)挾葹? m，失控井口高度為0.1 m。海域三維網(wǎng)格模型如圖2所示。對海域三維模型整體采用四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，經(jīng)網(wǎng)格獨立性檢驗后得出模擬最佳網(wǎng)格數(shù)量為1 987 452個。

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

井噴介質(zhì)在海水中的流動屬于氣-液兩相流，因此，本文利用歐拉雙流體模型研究水下井口井噴失控后井口附近的湍流流動，模擬海域主相設(shè)置為液相(水)，次相設(shè)置為氣相(天然氣)，入口邊界條件為速度入口，并且將入口處的主相體積分?jǐn)?shù)設(shè)置為0、次相設(shè)置為1；出口邊界條件采用壓力出口，為了模擬3 000 m水下壓力環(huán)境，將出口壓力值設(shè)置為30 MPa。

1.3 控制方程組

海域液相和氣相的連續(xù)性方程如下：

(1)

(2)

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

液相和氣相的動量方程如下：

αl?·τl+αlρlg-β(ul-ug)

(3)

αg?·τg+αgρgg+β(ul-ug)

(4)

式中：g為重力加速度，m/s2；τ為應(yīng)力張量，N/m；p為壓力，Pa；β為氣液兩相間的動量交換系數(shù)。

氣相和液體之間的動量交換系數(shù)計算式為：

(5)

式中：τp為松弛因子，無量綱；f為曳力系數(shù)，無量綱。

曳力系數(shù)f采用文獻[16-17]的曳力系數(shù)模型計算所得，計算式為：

(6)

(7)

(8)

式中：Re為雷諾數(shù)，無量綱；dg為氣泡直徑，m。

采用有限體積法對上述控制方程進行離散化。速度場和壓力場與壓力連接方程(SIMPLE)算法的半隱式方法耦合。瞬態(tài)方程采用二階隱式格式。此外，空間離散的格式基于梯度最小二乘單元，壓力、動量、湍流動能、湍流耗散率和雷諾應(yīng)力也是二階迎風(fēng)格式。所有的模擬都在0.5 ms的時間步長下進行，每個時間步長20次迭代。通過對每個標(biāo)度殘差分量使用10-5的收斂準(zhǔn)則來指定兩次連續(xù)迭代之間的相對誤差。在這項工作中，所有的模擬由28臺QuantaT41S-2U服務(wù)器計算，服務(wù)器的核心是i7處理器，模擬時長約40 d。

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.1 垂直對接

2.1.1 不同下放高度應(yīng)急封井裝置的流場變化規(guī)律

垂直對接時在井噴速度v=150 m/s的條件下研究不同下放高度應(yīng)急封井裝置的受力規(guī)律。模擬分為距離失控井口垂直高度分別為3.0、2.0和1.0 m3個水平展開，不同下放高度應(yīng)急封井裝置氣相速度云圖如圖3所示。

圖3 不同下放高度應(yīng)急封井裝置氣相速度云圖Fig.3 Cloud chart of gas phase velocity of capping stack device at different lowering heights

由圖3可以看出：同一噴速下隨著應(yīng)急封井裝置從3.0 m下放至1.0 m的過程中流體速度核心被不斷壓縮，井噴流體受壓縮后被迫進入應(yīng)急封井裝置引流通孔，這使得原本發(fā)散的流體全部進入引流通孔的狹長流道，導(dǎo)致其流速二次發(fā)展，因此，下放距離為1.0 m時井噴流體速度峰值明顯高于3.0和2.0 m；隨著應(yīng)急封井裝置與失控井口的逐漸靠近，噴流速度峰逐漸被引流通孔匯聚和吸引，故應(yīng)急封井裝置的迎流面受力面積將呈縮小趨勢。

圖4顯示的是井噴速度v=150 m/s時應(yīng)急封井裝置在不同下放高度時所受井噴射流沖擊力范圍的變化。由圖4可以看出：應(yīng)急封井裝置垂直下放對接過程中其所受井噴射流沖擊力范圍呈倒圓錐式逐漸減??；其受力面積最大處為噴流發(fā)散最高點，隨著進一步下放，井噴流體被應(yīng)急封井裝置的引流通孔逐漸匯聚、吸引，噴流發(fā)散范圍逐漸收斂。

圖4 應(yīng)急封井裝置的受力變化規(guī)律Fig.4 Change law of forces on capping stack device

2.1.2 噴速變化對應(yīng)急封井裝置的受力影響規(guī)律

圖5顯示的是3種井噴速度(150、200和250 m/s)下應(yīng)急封井裝置迎流面所受井噴流體沖擊力的變化規(guī)律。由圖5可以看出，在應(yīng)急封井裝置由3.0 m下放至1.0 m的過程中，3種井噴速度下其迎流面受力均逐漸減小，下放高度由3.0 m下放至2.0 m時迎流面受力下降明顯，2.0 m之后均下降較為緩慢。

圖5 3種井噴速度下應(yīng)急封井裝置下放過程中迎流面受力變化曲線Fig.5 Changes of force on the upstream surface during lowering capping stack device at three blowout speeds

當(dāng)井噴速度為150和200 m/s時，迎流面所受沖擊力下降趨勢基本相同，下放高度由3.0 m處下降至1.0 m時，迎流面受力均下降60.23%，當(dāng)井噴速度增加至250 m/s時，迎流面受力下降較為明顯，前后受力下降了66.15%。這表明垂直對接應(yīng)急封井裝置時其最大對接失效風(fēng)險位置位于井噴流體的最高發(fā)散點，之后隨著高度降低應(yīng)急封井裝置引流通道對井噴流體的匯聚作用加強，使得應(yīng)急封井裝置迎流面受力范圍減小，對接失效風(fēng)險逐漸降低。

2.2 水平對接

2.2.1 不同偏移距離對應(yīng)急封井裝置流場的影響規(guī)律

不同于垂直對接，水平對接時首先將應(yīng)急封井裝置下放至與失控井口一側(cè)同一水平高度處，然后逐漸向失控井口靠近。因此，為了研究應(yīng)急封井裝置在不同偏移距離時噴流流場的變化規(guī)律，本文分別對偏移距離為0、0.2和0.4 m，井噴速度為150 m/s、高度為1.0 m時應(yīng)急封井裝置與失控井口水平對接過程進行模擬。

圖6顯示的是不同偏移距離下應(yīng)急封井裝置水平對接的速度流場變化規(guī)律。由圖6可以看出：當(dāng)偏移距離為0.4 m時，應(yīng)急封井裝置對接法蘭迎流面沒入噴流流束，僅有一小部分流體由引流通孔流出，絕大部分流體在與應(yīng)急封井裝置對接法蘭迎流面沖擊后由波峰中心分叉從側(cè)向流出；當(dāng)應(yīng)急封井裝置偏移距離由0.4 m水平運動至0.2 m處時，大部分流體被引流通孔吸引，導(dǎo)致噴流被側(cè)向擠壓后出現(xiàn)了傾斜的流速核心，此時仍存在分叉流；最后應(yīng)急封井裝置運動至與失控井口正對，井噴流體流速峰均由引流通孔噴出，應(yīng)急封井裝置迎流面受力均勻。

圖6 不同偏移距離下應(yīng)急封井裝置水平對接速度流場云圖Fig.6 Flow field cloud chart of capping stack device in horizontal docking with different offset distances

2.2.2 不同偏移距離下應(yīng)急封井裝置受力的變化規(guī)律

為了研究水平對接時應(yīng)急封井裝置與失控井口中心距離的逐漸拉近過程中，應(yīng)急封井裝置迎流面受井噴流體沖擊力的變化規(guī)律，筆者模擬了井噴速度v=200 m/s、下放高度h=4.9 m(應(yīng)急封井裝置距失控井口垂直高度為1 m)時應(yīng)急封井裝置在由偏距0.8 m逐漸向失控井口中心(0 m)靠近過程中，不同偏距下應(yīng)急封井裝置受力的變化規(guī)律，結(jié)果如圖7所示。

由圖7可以看出：隨著應(yīng)急封井裝置與失控井口在同一水平高度逐漸靠近的過程中，應(yīng)急封井裝置受力變化規(guī)律總體呈現(xiàn)為拋物線，前期逐漸增大，后期逐漸減??；前期(偏距0.8～0.4 m)應(yīng)急封井裝置由于單側(cè)接近井噴流體且噴流與應(yīng)急封井裝置疊合面逐漸增大，因此，其所受沖擊力成正比例函數(shù)曲線增大，增漲幅度為60.25 kN/m；當(dāng)應(yīng)急封井裝置移動至水平距離為0.4 m時，由于應(yīng)急封井裝置迎流面已被井噴流體覆蓋，此時若距離進一步靠近引流通孔將匯聚、吸引噴流，使得噴流對迎流面的沖擊作用減弱，故水平偏移距離為0.4 m時噴流對應(yīng)急封井裝置的沖擊力達到峰值；后期(偏距0.4～0 m)隨著二者水平距離逐漸縮短，引流通孔對噴流的匯聚和吸引作用逐漸明顯，使得流體發(fā)生分叉、偏轉(zhuǎn)，部分流體從引流通孔噴出并且流量逐漸增大，作用于迎流面的噴流不在垂直射向迎流面而是存在一定的偏轉(zhuǎn)角，故封井裝置所受沖擊力以68.08 kN/m的幅度減小，沖擊力下降顯著。由此表明，水平對接時應(yīng)急封井裝置單側(cè)受力明顯且受力較大，對下放對接鉆桿抗剪切強度和螺紋的抗拉強度有一定要求，對接失效風(fēng)險較大。

圖7 不同偏距下應(yīng)急封井裝置受力的變化規(guī)律Fig.7 Change law of forces on capping stack device with different offset distances

3 兩種對接方式對接失效風(fēng)險評價

筆者通過對應(yīng)急封井裝置處于不同對接方式和不同流場環(huán)境下的模擬結(jié)果的分析，得出兩種對接方式的優(yōu)缺點，如表1所示。

表1 兩種對接方式的優(yōu)缺點Table 1 Advantages and disadvantages of two docking methods

由表2可以看出垂直對接與水平對接各有優(yōu)劣。垂直對接時需要對應(yīng)急封井裝置與失控井口進行精準(zhǔn)定位并且克服海域的洋流影響，應(yīng)急封井裝置下放至噴流作用區(qū)域后需持續(xù)定位輔助。由此可見：垂直對接時，對接輔助設(shè)備有非常高的要求，增加了對接成本，其優(yōu)點是可以有效避免封井裝置受井噴流體沖擊作用從而提高對接成功率，降低對接風(fēng)險；水平對接時，前期下放工作較容易，可以有效避免噴流沖擊，但后期下放至與井口相同高度時對接過程單側(cè)受力明顯，對接風(fēng)險較大。

4 結(jié) 論

(1)垂直對接時應(yīng)急封井裝置受井噴流體作用，其受力范圍呈倒圓錐式逐漸減小，下放高度由3.0 m下降至1.0 m時迎流面受力均下降60.23%，當(dāng)井噴速度增加至250 m/s時迎流面受力下降較為明顯，前后受力下降了66.15%。

(2)水平對接時應(yīng)急封井裝置受力變化規(guī)律總體呈現(xiàn)為拋物線，前期(偏距0.8～0.4 m)逐漸增大到達峰值，后期(偏距0.4～0 m)在封井裝置引流通孔匯聚、吸引作用下逐漸減小。

(3)兩種對接方式各有優(yōu)缺點，但從受力角度而言，垂直對接應(yīng)急封井裝置不僅受力均勻、下放姿態(tài)便于維持，而且對流體匯聚作用顯著，對接失效風(fēng)險較小。