王嘉瑞，秦如雷*，馮起贈(zèng)，陳浩文，許本沖，盧秋平，劉曉林

（1.中國(guó)地質(zhì)科學(xué)院勘探技術(shù)研究所，河北 廊坊 065000； 2.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）

0 引 言

大洋鉆探始于1988 年，在驗(yàn)證地球深部巖石循環(huán)和板塊構(gòu)造、提高古氣候重建準(zhǔn)確性、發(fā)現(xiàn)深部生物圈和油氣礦產(chǎn)資源、防災(zāi)減災(zāi)等方面發(fā)揮重大作用，而海洋水深超過2000 m 的深海占地球表面的2/5，隨著大洋鉆探逐漸向深海發(fā)展，也遇到了諸多難題［1-6］。雙梯度鉆井（Dual Gradient Drilling，簡(jiǎn)稱DGD）技術(shù)可解決部分深海鉆探難題，技術(shù)核心可以理解為釋放單一梯度鉆井中隔水管內(nèi)泥漿（密度大于海水）引起的井底壓力過大，有效匹配地層孔隙壓力和破裂壓力間隙［7-11］。無(wú)隔水管泥漿閉式循環(huán)鉆井（Riserless Mud Recovery Drilling，簡(jiǎn)稱RMR）是雙梯度鉆井方法的其中一種，該方法不采用隔水管，通過井口吸入模塊（Suction Module，簡(jiǎn)稱SMO）將返回的巖屑和鉆井液分流出來(lái)，經(jīng)過海底泥漿舉升泵（SPM）和回流管線（MRL）從海底返回至鉆井平臺(tái)，從而實(shí)現(xiàn)鉆井液循環(huán)［12-16］，結(jié)構(gòu)示意如圖1 所示，無(wú)隔水管泥漿閉式循環(huán)鉆井與常規(guī)隔水管鉆井的壓力梯度對(duì)比如圖2 所示。

圖1 無(wú)隔水管泥漿閉式循環(huán)鉆井系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Structure diagram of the RMR system

圖2 無(wú)隔水管泥漿閉式循環(huán)鉆井與常規(guī)隔水管鉆井的壓力梯度對(duì)比[17-18]Fig.2 Comparison of pressure gradient between RMR and conventional riser drilling

井口吸入模塊（SMO）是無(wú)隔水管泥漿返回鉆井系統(tǒng)中的關(guān)鍵組成部件，其主要功能是扶正下入鉆具、為鉆井液返回管線提供接口以及隔離環(huán)空頂部和周圍海水環(huán)境。國(guó)外井口吸入模塊的研究起步較早，2006 年，在庫(kù)頁(yè)島大陸架上使用RMR 技術(shù)時(shí)，SMO 上端采用開放式，裝有壓力傳感器和攝像機(jī)用于監(jiān)測(cè)泥漿液位，調(diào)節(jié)泥漿舉升泵轉(zhuǎn)速控制泥漿液位［19-20］。2006—2009 年，為了使RMR 與套管鉆井結(jié)合，對(duì)SMO 進(jìn)行設(shè)計(jì)修改，在SMO 底部安裝可打開的井口適配器形成更大的內(nèi)徑，使高壓井口順利通過，并在澳大利亞近海的Dampier 次盆地成功應(yīng)用［21］。2008 年，在馬來(lái)西亞沙巴洲近海進(jìn)行深水鉆井試驗(yàn)，通過遙控?zé)o人潛水器（Remote Operated Vehicle ，簡(jiǎn)稱ROV）將SMO 安裝在低壓井口，攝像機(jī)、壓力傳感器和電子艙等電子設(shè)備與本體分開下放，本次實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了1419m 深水的可行性［22］。2009 年在墨西哥灣使用RMR 技術(shù)時(shí)，下放SMO 到大口徑低壓井口，SMO 和鉆桿尾部采用了專用的J形槽進(jìn)行連接，可配備內(nèi)部低壓井口適配器或外部適配器［23］。2011 年，在巴西近海鉆井時(shí)使用了一種新設(shè)計(jì)的SMO，SMO 與貫入樁同時(shí)下入海底，海底泵模塊通過導(dǎo)絲下入并安裝在SMO 頂部，可進(jìn)行開放水域下套管，導(dǎo)管柱與海底泵之間通過軟管連接，改進(jìn)后的RMR 系統(tǒng)可以提高鉆井效率［24］。2018 年，在巴倫支海應(yīng)用RMR 技術(shù)，并對(duì)SMO 進(jìn)行了相關(guān)改造，為了在固井作業(yè)中建立循環(huán)系統(tǒng)，SMO 適配器上安裝了管線、閥門和密封件，以密封井口上的水泥端口，從而在高壓井口降落到低壓井口后形成閉環(huán)循環(huán)系統(tǒng)［25］。

國(guó)外井口吸入模塊通過反復(fù)應(yīng)用進(jìn)行了多項(xiàng)改進(jìn)與迭代升級(jí)，國(guó)內(nèi)的井口吸入模塊大多停留在理論研究和初期研發(fā)階段。2010 年，中國(guó)石油大學(xué)（華東）陳國(guó)明教授團(tuán)隊(duì)的劉杰［26］、徐群［27］對(duì)SMO進(jìn)行初期設(shè)計(jì)，并參考AGR 公司的三代SMO 開發(fā)出了數(shù)字樣機(jī)，為SMO 的國(guó)產(chǎn)化設(shè)計(jì)和應(yīng)用提供參考。2013 年，劉玉亮［28］對(duì)SMO 關(guān)鍵部件進(jìn)行耐久性分析和設(shè)計(jì)，對(duì)密封膠芯進(jìn)行ABAQUS 分析，提高了SMO 的工作性能和適用性。2019 年，王志偉［29］設(shè)計(jì)了一種井口吸入模塊旋轉(zhuǎn)密封總成下放回收裝置和液壓鎖緊裝置，并對(duì)其進(jìn)行了強(qiáng)度評(píng)估，陳國(guó)明教授團(tuán)隊(duì)基于海底泥漿舉升技術(shù)，形成了吸入模塊樣機(jī)、圓盤泵組及返回管線的室內(nèi)試驗(yàn)系統(tǒng)，并進(jìn)行了相關(guān)控制系統(tǒng)的設(shè)計(jì)。本文根據(jù)井口吸入模塊的使用條件進(jìn)行設(shè)計(jì)，建立三維模型，對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了靜力學(xué)分析和模態(tài)分析，為后續(xù)井口吸入模塊研發(fā)提供參考，為大洋鉆探向深海發(fā)展提供技術(shù)支撐。

1 井口吸入模塊設(shè)計(jì)

1.1 條件方案

針對(duì)中國(guó)南海特有的強(qiáng)熱帶風(fēng)暴、內(nèi)波流等復(fù)雜的氣候條件，給出本次井口吸入模塊設(shè)計(jì)的條件參數(shù)，詳見表1。

表1 井口吸入模塊條件參數(shù)Table 1 Condition parameters of wellhead suction module

鉆井作業(yè)時(shí)，先將C 形環(huán)裝入連接短節(jié)卡槽內(nèi)，連接短節(jié)與低壓井口和36 in（?814.4 mm）導(dǎo)管焊接，焊接后慢速下放導(dǎo)管組焊件使其與泥墊通過C形環(huán)卡住，球閥穿過井口模塊圓孔與低壓井口頭連接，即可按照常規(guī)導(dǎo)管下放程序布放井口模塊，施工完畢后，將井口模塊專用J 形打撈工具通過鉆桿下入至井口模塊指定處，通過井口模塊自帶攝像頭與ROV 觀察連接情況，將ROV 上的Hotstab 公頭與井口模塊上的母頭連接，使用ROV 的液壓供液功能驅(qū)動(dòng)連接油缸回收，提起打撈工具完成井口模塊上下分離并進(jìn)行回收，結(jié)構(gòu)示意如圖3 所示。

圖3 井口吸入模塊結(jié)構(gòu)示意Fig.3 Structure diagram of wellhead suction module

井口吸入模塊上端可采用開放式，也可采用旋轉(zhuǎn)密封式，當(dāng)發(fā)生淺層氣溢出情況時(shí)，開放式井口吸入模塊中的泥漿與海水相通，溢出的氣體可直接進(jìn)入海水，旋轉(zhuǎn)密封式井口吸入模塊則會(huì)使氣體通過泥漿循環(huán)系統(tǒng)涌入鉆井平臺(tái)，存在安全隱患。開放式頂部攝像頭可實(shí)時(shí)觀察井口情況，通過調(diào)整海底泵組轉(zhuǎn)速控制泥漿線位置，維持井內(nèi)壓力穩(wěn)定，不必?fù)?dān)心泥漿溢出情況，試驗(yàn)中攝像觀察到泥漿與海水可保持界限分明［17，20］。

1.2 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

根據(jù)條件方案，結(jié)合1000 m 左右水深的鉆井作業(yè)環(huán)境和海洋鉆井工作流程，研究功能需求，本著“簡(jiǎn)單、經(jīng)濟(jì)、夠用”原則設(shè)計(jì)井口吸入模塊，三維模型如圖4 所示。

圖4 井口吸入模塊三維建模Fig.4 3D modeling of wellhead suction module

2 井口吸入模塊靜力學(xué)分析

井口吸入裝置在海底的受力情況如圖5 所示。在泥線以下的導(dǎo)管受到泥土對(duì)導(dǎo)管的反作用力，該力在進(jìn)行分析時(shí)采用彈簧阻尼器來(lái)等效，根據(jù)不同深度的泥土采用不同剛度的彈簧進(jìn)行模擬。泥線以上的部分即為井口吸入裝置，該部分主要受到海底波流力，根據(jù)受力情況對(duì)該模塊進(jìn)行整體靜力學(xué)分析以及模態(tài)分析［30-32］。采用ABAQUS 仿真軟件對(duì)井口吸入模塊整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行靜力學(xué)分析。海洋的波流力由莫里森公式計(jì)算得出，而后加載在井口吸入裝置的外圓柱面上，以此來(lái)等效。

圖5 井口吸入模塊受力情況示意Fig.5 Diagram of force condition on wellhead suction module

2.1 莫里森方程

對(duì)小構(gòu)件，即構(gòu)件直徑與入射波的波長(zhǎng)相比尺度較小的結(jié)構(gòu)物，常采用莫里森等提出的方法計(jì)算波流力［33］。莫里森方程以波流質(zhì)點(diǎn)速度、加速度和柱體直徑為參數(shù)計(jì)算各水深處波流力，然后沿柱長(zhǎng)積分得到樁柱波流力［34］。

莫里森等認(rèn)為作用于柱體任意高度z處的水平波流力f包括2 個(gè)分量：

（1）水平拖曳力fD——波流水質(zhì)點(diǎn)的水平速度ux引起的對(duì)柱體的作用力：

式中：fD——水平拖曳力，N；CD——拖曳力系數(shù)；ρ——海水密度，kg/m3；A——單位柱高垂直于波向的投影面積，m2；ux——波流水質(zhì)點(diǎn)的水平速度，m/s。

（2）水平慣性力fI——水質(zhì)點(diǎn)運(yùn)動(dòng)的水平加速度ux引起的對(duì)柱體的作用力：

式中：fI——水平慣性力，N；CM——慣性力系數(shù)；ρ——海水密度，kg/m3；V0——單位柱高柱體體積，m3；ux——波流水質(zhì)點(diǎn)的水平速度，m/s。

對(duì)于本次對(duì)井口吸入裝置的分析，根據(jù)表2，由于井口吸入裝置處于1000 m 的海底，故拖拽力系數(shù)CD取0.7；海水密度ρ取1024 kg/m3；取某工區(qū)深度為1000 m 以及海洋流速為0.49 m/s，故波流水質(zhì)點(diǎn)的水平速度ux取為0.49 m/s。根據(jù)井口吸入模塊的設(shè)計(jì)尺寸及投影面積可求得：最上部圓柱面所受水平拖拽力約為255.79 N，中間圓錐所受水平拖拽力約為72.41 N，下部圓柱面所受水平拖拽力約為306 N。由于分析所取流速為均勻流速，故井口吸入裝置不受洋流的水平慣性力。

表2 水動(dòng)力參數(shù)[35]Table 2 Hydrodynamic parameters

2.2 仿真分析前處理設(shè)置

井口吸入裝置和導(dǎo)管的材料都采用Q235，該材料的密度為7850 kg/m3，楊氏模量為210 GPa，泊松比為0.3，將以上材料屬性賦予分析模型。本次分析是對(duì)井口吸入模塊整體結(jié)構(gòu)的靜力學(xué)分析，故分析類型選擇靜態(tài)、通用。對(duì)于該井口吸入模塊，選擇劃分網(wǎng)格的單元形狀為四面體，劃分技術(shù)采用自由劃分，網(wǎng)格劃分算法采用默認(rèn)算法，由于該模塊存在小部件，故對(duì)于小部件還應(yīng)采用局部劃分，設(shè)置更精細(xì)的局部網(wǎng)格以保證完全劃分，劃分結(jié)果如圖6所示。

圖6 網(wǎng)格劃分Fig.6 Mesh division

根據(jù)莫里森公式算出的水平拖曳力，將該力分別加載到圓柱和圓錐面上。在實(shí)際應(yīng)用中導(dǎo)管深入泥土90 m，導(dǎo)管最底部可視為固定約束，故可對(duì)導(dǎo)管最底部設(shè)置完全固定約束。由于泥線以下的導(dǎo)管受到泥土對(duì)導(dǎo)管的反作用力，在ABAQUS 中該力可在相互作用模塊中采用將導(dǎo)管連接彈簧的方式等效處理。故對(duì)該模塊進(jìn)行分析時(shí)還需對(duì)導(dǎo)管設(shè)置相互作用，根據(jù)不同深度的泥土所繪制出的P-y曲線來(lái)得到不同深度的泥土的等效彈簧剛度。將這些不同剛度的彈簧施加在相對(duì)應(yīng)深度的導(dǎo)管上。

P-y曲線法是指在水平力F的作用下，土下深度x處土反力P與該深度結(jié)構(gòu)物側(cè)向變形y之間的關(guān)系曲線。它綜合反映了樁周土的非線性、樁的剛度和外荷作用的性質(zhì)等特點(diǎn)，是一種彈塑性分析方法。P-y曲線法不僅適用于靜載荷和循環(huán)載荷，而且也適用于結(jié)構(gòu)物的大位移和小位移，避免了單一參數(shù)法的缺點(diǎn)，已經(jīng)廣泛應(yīng)用于石油海洋工程中。所涉及到的粘土的主要物理力學(xué)性能指標(biāo)有土的不排水抗剪強(qiáng)度、重度和主應(yīng)力差［36-37］。

2.2.1 軟粘土中的P-y曲線

對(duì)于不排水抗剪強(qiáng)度Cu≤96 kPa 的軟粘土，泥線x深度下單位樁長(zhǎng)的極限土阻力Pu由式（3）確定：

式中：γc——泥線下深度x處土的單位有效重度，kN/m3；Cu——土的不排水抗剪強(qiáng)度，kPa；x——深度，m；D——結(jié)構(gòu)物的直徑，m；ξ——無(wú)因次經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，其值在0.25～0.5 之間，土硬取小值；xr——極限水平承載力的轉(zhuǎn)折點(diǎn)深度，m，通常認(rèn)為xr范圍以內(nèi)的為淺層土，xr以下為深層土。

（1）軟粘土在靜載荷下的P-y曲線可由式（4）確定：

式中：P——泥線下深度x處結(jié)構(gòu)物發(fā)生橫向位移y時(shí)，結(jié)構(gòu)物橫向極限土阻力，kPa；y——泥線下深度x處構(gòu)物發(fā)生橫向位移，m；y50——橫向土阻力為極限橫向土阻力一半時(shí)，結(jié)構(gòu)物的橫向位移，m；ξ50——原狀土不排水試驗(yàn)中1/2 最大應(yīng)力處發(fā)生的應(yīng)變，可由表3 確定。

表3 軟粘土ξ50值[38]Table 3 ξ50 value of soft clay

（2）軟粘土在循環(huán)載荷下的P-y曲線：

當(dāng)x＜xr時(shí)，側(cè)向極限土阻力可由式（5）確定：

當(dāng)x>xr時(shí)，側(cè)向極限土阻力可由式（6）確定：

2.2.2 硬粘土中的P-y曲線

對(duì)于不排水抗剪強(qiáng)度Cu>96 kPa 的硬粘土，用式（3）分別計(jì)算，取小值作為單位結(jié)構(gòu)件上極限土阻力Pu。

橫向土阻力為極限橫向土阻力一半時(shí)結(jié)構(gòu)物的橫向位移由式（7）確定：

其中ε50的值通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)確定，若條件不夠則通過表4 確定。

表4 硬粘土ξ50值[38]Table 4 ξ50 values of hard clay

（1）硬粘土在靜載荷下的P-y曲線可由式（8）確定：

（2）硬粘土在循環(huán)載荷下的P-y曲線可由式（9）確定：

式中：N——循環(huán)載荷施加次數(shù)；yc——N次循環(huán)加載后的位移，m；ys——短期靜載荷下的位移，m；y50——相應(yīng)于極限土阻力一半時(shí)的短期靜載位移，m。

對(duì)每一處深度下硬粘土，可通過上式求得對(duì)應(yīng)P-yc曲線。某工區(qū)海底深度37 m 內(nèi)是軟泥土，37～90 m 是硬質(zhì)粘土，土壤基本數(shù)據(jù)見表5，根據(jù)土壤實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)可得出各離散層處土壤的P-y關(guān)系，進(jìn)而得出不同深度的泥土的等效彈簧剛度。

表5 某工區(qū)土壤基本數(shù)據(jù)Table 5 Soil basic data

2.3 井口吸入模塊整體結(jié)構(gòu)力學(xué)特性分析

根據(jù)波流力和泥土對(duì)井口吸入模塊連接導(dǎo)管的反作用力，可得出井口吸入模塊應(yīng)力云圖如圖7 所示，井口吸入裝置最大應(yīng)力發(fā)生在底部筋板與圓柱結(jié)合處，其值約為7 MPa，由于材料Q235 屈服強(qiáng)度為235 MPa，故該井口吸入模塊滿足強(qiáng)度要求，安全系數(shù)可達(dá)到33。井口吸入模塊應(yīng)變?cè)茍D如圖8 所示，井口吸入裝置最大應(yīng)變發(fā)生在底部筋板與圓柱結(jié)合處，其值約為2.8×10-5mm，該值較小，井口吸入裝置能滿足正常工作。井口吸入模塊位移云圖如圖9 所示，井口吸入裝置最大位移發(fā)生在最頂部，其值約為0.17 mm，該值較小，井口吸入裝置能滿足正常工作。

圖7 井口吸入裝置應(yīng)力云圖Fig.7 Stress nephogram of wellhead suction unit

圖8 井口吸入裝置應(yīng)變?cè)茍DFig.8 Strain nephogram of wellhead suction unit

圖9 井口吸入裝置位移云圖Fig.9 Displacement nephogram of wellhead suction unit

2.4 井口吸入模塊連接部位的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)分析

井口吸入模塊連接部位應(yīng)力云圖如圖10 所示，連接部分最大應(yīng)力發(fā)生在小孔處，其值約為43.31 MPa，連接部分所采用的材料為Q235，其屈服強(qiáng)度為235 MPa，遠(yuǎn)大于連接部分的最大應(yīng)力，故該連接部分連接可靠。井口吸入模塊連接部位應(yīng)變?cè)茍D如圖11 所示，最大應(yīng)變同樣發(fā)生在小孔處，其值約為2.1×10-7mm，該值極小，可忽略不計(jì)，故該連接部分連接可靠。

圖10 連接部位應(yīng)力云圖Fig.10 Stress nephogram at the connection part

圖11 連接部位應(yīng)變?cè)茍DFig.11 Strain nephogram at the connection part

3 井口吸入模塊模態(tài)分析

3.1 模態(tài)分析前處理設(shè)置

對(duì)于模態(tài)分析，其前處理設(shè)置與靜力學(xué)分析基本相同，不同處有以下2 點(diǎn)：模態(tài)分析的分析步類型采用的是線性攝動(dòng)中的頻率分析，而靜力學(xué)分析的分析步類型采用的是通用中的靜力分析；模態(tài)分析不需要施加載荷，而靜力學(xué)分析需要對(duì)模型施加載荷［39］。

3.2 模態(tài)結(jié)果可靠性分析

在使用振型疊加法分析動(dòng)態(tài)問題時(shí)，要保證在頻率提取分析過程中提取了足夠數(shù)量的模態(tài)，其判斷標(biāo)準(zhǔn)是在主要運(yùn)動(dòng)方向上的總有效質(zhì)量要超過模型中可運(yùn)動(dòng)質(zhì)量的90%。對(duì)于本次分析，整體模型的主要運(yùn)動(dòng)方向?yàn)閆軸，從表6 的數(shù)據(jù)可以看到在Z方向上總的有效質(zhì)量為84.101 t，而模型的總質(zhì)量為86.79435 t，所占比例為97%，因此取20 階振型是足夠的，所得結(jié)果可靠。

表6 有效質(zhì)量Table 6 Effective masst

3.3 模態(tài)分析結(jié)果

由于海洋波流頻率很小，其頻率大多數(shù)情況下≯2 Hz，故只需分析固有頻率在2 Hz 內(nèi)的振型，由表7 可知，頻率在2 Hz 以內(nèi)的階次為1～3 階。從表8 所示的參與系數(shù)可知，在1～3 階振型中，Z方向的位移起主導(dǎo)作用，故1～3 階振型中，模型的主要變形為Z方向的位移，這從1～3 階振型圖（圖12～14）也可看出，因此，若在Z方向上有一個(gè)接近1～3 階頻率中任意一個(gè)頻率的激勵(lì)，可以認(rèn)為這個(gè)結(jié)構(gòu)有發(fā)生共振破壞的可能。

表7 特征值輸出Table 7 Eigenvalues output

表8 參與系數(shù)Table 8 Participation factors

圖12 1 階振型Fig.12 1-order mode diagram

圖13 2 階振型Fig.13 2-order mode diagram

圖14 3 階振型Fig.14 3-order mode diagram

4 結(jié)論

（1）井口吸入模塊受到海底波流力時(shí)最大應(yīng)力和應(yīng)變集中在底部筋板與圓柱連接處，分別為7 MPa 和2.8×10-5mm，最大應(yīng)力值及應(yīng)變值都不大，對(duì)井口吸入模塊正常工作影響很小。井口吸入模塊受到海底波流力時(shí)最大位移在最頂部，為0.17 mm，相對(duì)于整體裝置>90 m 的長(zhǎng)度，該位移對(duì)井口吸入模塊正常工作影響不大。井口吸入模塊連接部位的應(yīng)力應(yīng)變分別為 43310 Pa 和2.1×10-7mm，兩者都很小，連接部位連接可靠。

（2）與海底波流力頻率相接近的頻率為1～3 階模態(tài)分析的頻率，分別為0.084、0.56 和1.63 Hz，若實(shí)際情況下的內(nèi)波流頻率與1～3 階頻率中任意一個(gè)頻率很接近，可改變井口吸入模塊的材料或者尺寸，從而改變井口吸入模塊的固有頻率，使固有頻率與實(shí)際情況下的內(nèi)波流頻率相差較大，即可避免共振的發(fā)生。

（3）本文研究的無(wú)隔水管泥漿閉式循環(huán)鉆井中井口偏移量為0.17 mm，而相關(guān)文獻(xiàn)［40］中分析正常深水鉆井的井口偏移量最小為9 mm，由此可體現(xiàn)出在井口裝置的穩(wěn)定性上，無(wú)隔水管泥漿閉式循環(huán)鉆井相較于正常深水鉆井具有明顯優(yōu)勢(shì)。