深水鉆井隔水管與防噴器緊急脫離后的反沖響應(yīng)分析

張 磊， 暢元江， 劉秀全， 劉 康， 陳黎明

(中國(guó)石油大學(xué)(華東)海洋油氣裝備與安全技術(shù)研究中心，山東青島 266580)

?深水鉆井完井專題?

深水鉆井隔水管與防噴器緊急脫離后的反沖響應(yīng)分析

張 磊， 暢元江， 劉秀全， 劉 康， 陳黎明

(中國(guó)石油大學(xué)(華東)海洋油氣裝備與安全技術(shù)研究中心，山東青島 266580)

深水鉆井中，若底部隔水管總成與防噴器緊急脫離，隔水管會(huì)反沖，易導(dǎo)致鉆井事故。為了解隔水管緊急脫離后的反沖響應(yīng)規(guī)律，分析了隔水管反沖產(chǎn)生的原因及反沖響應(yīng)過程，明確了隔水管反沖響應(yīng)的機(jī)理和關(guān)鍵影響因素。在此基礎(chǔ)上，建立了隔水管張緊器及鉆井液下泄分析模型，以探究張緊力隨活塞沖程變化的規(guī)律及鉆井液下泄時(shí)作用在隔水管上的摩擦力隨時(shí)間變化的規(guī)律。綜合考慮各關(guān)鍵影響因素，基于ANSYS有限元分析軟件，建立了隔水管反沖響應(yīng)分析模型，并以1 500 m水深鉆井中的隔水管為例，計(jì)算、分析了不同緊急脫離時(shí)刻和頂部張緊力條件下的反沖響應(yīng)。分析結(jié)果表明，與防噴器緊急脫離后，隔水管在頂部張緊力作用下加速向上反沖，伸縮節(jié)沖程減小。研究認(rèn)為，緊急脫離的時(shí)間與頂部張緊力的大小對(duì)隔水管反沖響應(yīng)有重要影響，因此應(yīng)合理選擇緊急脫離時(shí)刻和頂部張緊力，以保證緊急脫離條件下深水鉆井隔水管系統(tǒng)的作業(yè)安全。

深水鉆井 隔水管 防噴器 張緊器 反沖 鉆井液

1 概 述

在惡劣天氣等情況下，為確保深水鉆井隔水管及井口的安全，須采取臨時(shí)棄井的措施，底部隔水管總成(lower marine riser package,LMRP)與防噴器(blow out preventer,BOP)緊急脫離后，儲(chǔ)存在隔水管系統(tǒng)中的巨大勢(shì)能將釋放出來，使隔水管出現(xiàn)反沖，可導(dǎo)致鉆井船發(fā)生災(zāi)難性事故。因此，控制隔水管緊急脫離防噴器發(fā)生的反沖是深水鉆井面臨的技術(shù)難題之一，而進(jìn)行隔水管反沖響應(yīng)分析，目的是明確隔水管反沖響應(yīng)的過程和關(guān)鍵影響因素，建立隔水管反沖響應(yīng)分析模型，并確定不同條件下隔水管緊急脫離后的軸向運(yùn)動(dòng)響應(yīng)，這對(duì)于保證緊急脫離條件下深水鉆井隔水管系統(tǒng)的作業(yè)安全，避免隔水管反沖帶來的危害具有重要意義。

對(duì)于緊急脫離隔水管反沖響應(yīng)的仿真分析，主要要考慮的因素包括張緊器系統(tǒng)、反沖控制系統(tǒng)、隔水管配置及隔水管內(nèi)鉆井液摩擦力等[1]。文獻(xiàn)[2]對(duì)隔水管張緊器的工作原理進(jìn)行了研究，指出隔水管張緊器系統(tǒng)建模要考慮的因素，并利用非線性方程描述了張緊器液壓缸內(nèi)壓力與張緊器沖程之間的關(guān)系；文獻(xiàn)[3]介紹了隔水管反沖響應(yīng)分析方法研究的最新進(jìn)展，初步探討了利用有限元軟件進(jìn)行隔水管反沖響應(yīng)分析的方法，指出在鉆井船升沉運(yùn)動(dòng)的不同時(shí)刻進(jìn)行緊急脫離，隔水管反沖響應(yīng)有很大差別。

目前，國(guó)內(nèi)外有關(guān)隔水管反沖響應(yīng)分析有限元模型方面的文獻(xiàn)比較缺乏，對(duì)隔水管反沖關(guān)鍵影響因素的研究較少。為了準(zhǔn)確分析隔水管反沖響應(yīng)規(guī)律，筆者在已有研究成果的基礎(chǔ)上，建立了隔水管張緊器及鉆井液下泄問題分析模型，識(shí)別張緊力隨活塞沖程的變化規(guī)律及鉆井液作用在隔水管上的摩擦力隨時(shí)間的變化規(guī)律，基于ANSYS有限元軟件建立了隔水管反沖響應(yīng)分析模型，并以1 500 m水深鉆井隔水管為例進(jìn)行了反沖響應(yīng)的仿真分析，以對(duì)深水鉆井隔水管的應(yīng)急決策提供參考。

2 隔水管反沖問題分析

2.1 隔水管反沖產(chǎn)生的原因

海洋油氣勘探開發(fā)多使用動(dòng)力定位鉆井平臺(tái)進(jìn)行鉆井。在動(dòng)力定位系統(tǒng)失效或者出現(xiàn)極端天氣的情況下，動(dòng)力定位鉆井裝置無法保持其有效位置，發(fā)生漂移或驅(qū)離[4]。該情況下，隨著鉆井平臺(tái)偏移距離的不斷增大，將會(huì)導(dǎo)致隔水管上下?lián)闲越宇^角度與伸縮節(jié)沖程等超出安全限制、隔水管與月池碰撞以及水下BOP處出現(xiàn)極大拉力等嚴(yán)重后果。為避免損壞隔水管與井口，需要執(zhí)行緊急脫離程序，關(guān)閉井口，并斷開LMRP與BOP的連接，以避免出現(xiàn)大的損失[5]。

由于隔水管抗彎曲能力很低，必須對(duì)隔水管施加張力用于承擔(dān)隔水管重量，同時(shí)增加隔水管橫向剛度，限制由于波浪和海流作用力帶來的隔水管彎曲變形。此外，隔水管頂張力的設(shè)置必須保證隔水管底部撓性接頭處的殘余張力不小于LMRP的濕重，以確保在惡劣海況條件下啟動(dòng)緊急脫離程序時(shí)，能夠安全提升隔水管系統(tǒng)[6]。隨著作業(yè)水深的增加，隔水管系統(tǒng)與隔水管內(nèi)鉆井液的總重量大大增加，鉆井作業(yè)需要的隔水管頂部張緊力也大大增加，儲(chǔ)存在隔水管柱和張緊器中的能量十分巨大。隔水管緊急脫離時(shí)，通常沒有足夠時(shí)間來循環(huán)釋放隔水管內(nèi)的鉆井液并填充海水，同時(shí)降低張緊器張力設(shè)置至安全范圍。一旦LMRP與BOP緊急脫離，在隔水管頂張力作用下儲(chǔ)存在隔水管系統(tǒng)中的巨大勢(shì)能將會(huì)釋放出來，引起隔水管產(chǎn)生大的軸向加速度和位移響應(yīng)，此即隔水管反沖[7]。

2.2 隔水管反沖響應(yīng)過程

緊急脫離后隔水管的反沖響應(yīng)是一個(gè)非常復(fù)雜的過程，涉及張緊器、隔水管、鉆井液及海水等的相互作用與耦合，難以精確描述?？紤]影響隔水管反沖響應(yīng)的主要因素，反沖響應(yīng)過程主要包括以下3部分[8]：1)LMRP與BOP斷開連接后，由于隔水管底部過提力引起的張力波從隔水管底部沿隔水管向上傳播，隔水管伸長(zhǎng)量消失，隔水管內(nèi)儲(chǔ)存的彈性勢(shì)能釋放；2)緊急脫離后隔水管底部呈開口狀，隔水管內(nèi)鉆井液不再受支撐，由于隔水管內(nèi)外壓差引起的壓力波沿鉆井液液柱向上傳播，使隔水管內(nèi)的鉆井液下泄入海水；3)在隔水管頂部張緊力作用下，隔水管加速向上運(yùn)動(dòng)，這是隔水管反沖的主要階段。緊急脫離后的隔水管反沖響應(yīng)如圖1所示[8]。

圖1 緊急脫離隔水管反沖響應(yīng)示意Fig.1 Schematic of marine riser recoil response after emergency disconnection

3 隔水管反沖響應(yīng)分析模型

傳統(tǒng)的有限元分析軟件不能對(duì)液壓元件進(jìn)行仿真，因此，筆者基于ANSYS有限元軟件建立了隔水管反沖響應(yīng)分析模型。

3.1 隔水管張緊器

隔水管張緊系統(tǒng)通過伸縮節(jié)為隔水管頂部提供垂向張力，以控制隔水管的應(yīng)力和位移，并能在浮體作垂直和水平運(yùn)動(dòng)的情況下，使隔水管柱的張力基本保持恒定，不致使它出現(xiàn)彎曲、扭轉(zhuǎn)等損壞。目前隔水管張緊器主要有2種類型：一種是傳統(tǒng)的鋼絲繩式張緊器，一種是直接作用式張緊器。兩種張緊器的基本結(jié)構(gòu)相同，包括液壓缸、氣(液)蓄能器、高壓空氣瓶及控制閥等[9]。

張緊力大小及張緊力隨活塞沖程的變化規(guī)律是張緊器的主要參數(shù)。以直接作用式張緊器為研究對(duì)象，建立了張緊力計(jì)算模型。模型假設(shè)如下[10]：1)忽略張緊器中氣體在狀態(tài)變化時(shí)與外界發(fā)生的熱交換，即氣體符合絕熱狀態(tài)變化規(guī)律；2)油液質(zhì)量、活塞及活塞桿質(zhì)量可以忽略；3)由于張緊器中的液體與氣體相比可壓縮性小很多，分析時(shí)認(rèn)為張緊器中的液體不可壓縮；4)不考慮管路流量損失，不考慮液壓缸內(nèi)外泄漏。

張緊力由液壓缸活塞兩端的壓力差提供。忽略液壓缸內(nèi)摩擦力及液壓管線壓降，可得張緊器活塞上的張緊力為：

(1)

式中：Ft為張緊器活塞上的張緊力，N；pga為高壓氣體壓力，Pa；Vga為高壓氣體體積，m3；pgt為低壓氮?dú)鈿怏w壓力，Pa；Vgt為低壓氮?dú)鈿怏w體積，m3；Ar，Ap分別為活塞有桿端和無桿端面積， m2；xp為液壓缸活塞相對(duì)缸體的位移，方向取向上為正，m；n為氣體常數(shù)。

從式(1)可以看出，由于氣體存在可壓縮性，張緊力Ft與活塞位移xp的關(guān)系是非線性的。對(duì)式(1)在平衡點(diǎn)xp=0處作泰勒展開，略去高次項(xiàng)，得到線性化的張緊力計(jì)算式為：

(2)

根據(jù)式(1)和(2)，可計(jì)算得到不同活塞位移時(shí)張緊力的大小，進(jìn)而作出張緊力隨沖程非線性和線性變化的曲線以及張緊力不隨沖程變化的曲線，如圖2所示。

圖2 張緊力隨沖程變化的規(guī)律Fig.2 Relationship between tension force and tensioner stroke

從圖2可以看出，活塞桿上的張緊力隨活塞位置的變化是非線性的，但線性化的張緊力變化曲線與非線性變化曲線基本擬合。

3.2 鉆井液下泄

隔水管緊急脫離時(shí)，操作人員沒有足夠的時(shí)間來回收鉆井液，鉆井液被留在隔水管內(nèi)。隔水管內(nèi)鉆井液的密度通常比隔水管外海水的密度大很多，在隔水管底部，隔水管內(nèi)鉆井液和隔水管外海水之間存在很大的壓力差。LMRP與BOP脫離后，隔水管內(nèi)鉆井液不再受支撐，鉆井液從隔水管內(nèi)下泄入海水。鉆井液下泄時(shí)作用在隔水管上的摩擦力隨時(shí)間的變化規(guī)律對(duì)隔水管反沖響應(yīng)有重要影響[11]。

假設(shè)隔水管是等截面直管，將隔水管內(nèi)鉆井液看作整體液柱進(jìn)行受力分析，并建立鉆井液下泄過程中液柱受力分析模型，如圖3所示(圖3中，Gm為鉆井液液柱重力，N；Fd為液柱與隔水管之間的摩擦力，N；Ffd為液柱進(jìn)入海水受到的迎面阻力，N；Fb為液柱底部受到的海水壓力，N)。緊急脫離前隔水管內(nèi)充滿鉆井液，時(shí)間t=0時(shí)LMRP與BOP實(shí)現(xiàn)脫離，鉆井液開始下泄入海水，經(jīng)過一段時(shí)間流動(dòng)后隔水管底部?jī)?nèi)外壓力差為0，鉆井液液柱受力達(dá)到平衡狀態(tài)，流動(dòng)停止。

圖3 鉆井液液柱受力分析模型Fig.3 Force analysis model of drilling fluid column

鉆井液在隔水管中下泄時(shí)的壓力降用式(3)進(jìn)行計(jì)算。

(3)

式中：Δp為鉆井液在隔水管中下泄時(shí)產(chǎn)生的壓力降，Pa；λ為達(dá)西摩擦系數(shù)；l為管線長(zhǎng)度， m；d為管線直徑，m；ρ為液體密度，kg/m3；v為管內(nèi)液體的平均流速，m/s。

λ的計(jì)算與管內(nèi)液體流動(dòng)狀態(tài)有關(guān)。當(dāng)鉆井液流動(dòng)狀態(tài)為層流時(shí)，λ的計(jì)算式為：

(4)

當(dāng)鉆井液流動(dòng)狀態(tài)為紊流時(shí)，λ的計(jì)算式為：

(5)

式中：Re為非牛頓流體在管道中流動(dòng)的雷諾數(shù)；a，b為與液體流動(dòng)特性有關(guān)的系數(shù)[12]。

根據(jù)式(3)計(jì)算鉆井液下泄時(shí)的壓力降，需首先根據(jù)雷諾數(shù)Re判斷液體流動(dòng)狀態(tài)是層流還是紊流。

基于建立的鉆井液下泄問題分析模型，對(duì)鉆井液的液柱高度和摩擦力進(jìn)行了計(jì)算。取鉆井液密度為1 797.5 kg/m3，鉆井液液柱長(zhǎng)度為1 500 m，海水密度為1 025 kg/m3，計(jì)算鉆井液液柱高度及鉆井液作用在隔水管上的摩擦力大小隨時(shí)間的變化規(guī)律，結(jié)果如圖4所示。

圖4 鉆井液液柱高度和摩擦力隨時(shí)間變化的規(guī)律Fig.4 Variation of drilling fluid column height and friction force vs.time

從圖4可以看出，緊急脫離發(fā)生26 s后，鉆井液的液柱高度減小至855 m，隔水管底部?jī)?nèi)外壓差達(dá)到平衡，鉆井液流動(dòng)停止。實(shí)際上，由于鉆井液的慣性作用，鉆井液的液柱高度減小至855 m時(shí)，鉆井液液柱的下降速度和鉆井液的摩擦力并不為0，筆者在分析時(shí)忽略了鉆井液的慣性作用。鉆井液下泄過程中，摩擦力最大可達(dá)1 220 kN，約為鉆井液總重量(5 900 kN)的20％。由此可見，鉆井液摩擦力的大小對(duì)隔水管的反沖響應(yīng)有重要影響，必須予以考慮。圖4的分析結(jié)果為基于ANSYS軟件建立隔水管反沖響應(yīng)分析模型提供了基礎(chǔ)。

3.3 基于ANSYS的隔水管反沖響應(yīng)分析模型

利用ANSYS分析隔水管反沖響應(yīng)時(shí)，張緊器的建模與鉆井液的下泄問題分析是難點(diǎn)。在張緊器建模方面，根據(jù)圖2得到的規(guī)律，利用非線性彈簧單元COMBIN39對(duì)張緊器進(jìn)行模擬，單元的力-變形曲線根據(jù)張緊力隨沖程的變化規(guī)律進(jìn)行輸入，伸縮節(jié)沖程變化近似于張緊器活塞沖程變化；在鉆井液下泄問題方面，ANSYS有3種方法定義隨時(shí)間變化的載荷，分別是定義多載荷步、采用表載荷和利用函數(shù)工具，采用表載荷方式加載鉆井液摩擦力，在ANSYS隔水管模型底部施加表載荷Fd(將圖4得到的隨時(shí)間變化的鉆井液摩擦力定義為表載荷Fd);在隔水管系統(tǒng)建模方面，采用浸沒管單元PIPE59建立隔水管系統(tǒng)自LMRP至伸縮節(jié)外筒的有限元模型。PIPE59單元可以承受張力、壓力、扭轉(zhuǎn)和彎曲，且能夠模擬海洋波浪和水流對(duì)桿件的作用力，能夠方便地對(duì)隔水管結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬。鉆井船升沉運(yùn)動(dòng)以動(dòng)邊界形式施加于彈簧單元，采用時(shí)域有限元方法對(duì)緊急脫離后的隔水管進(jìn)行動(dòng)力分析。分析初始階段隔水管底部采用固支約束，隔水管底部與井口連接，在某個(gè)時(shí)刻刪除底部固定約束，LMRP與BOP緊急脫離，隔水管在頂部張緊力作用下開始反沖。

4 實(shí)例計(jì)算

4.1 隔水管系統(tǒng)配置

模擬南海某海域的環(huán)境條件，以1 500 m水深隔水管為例進(jìn)行隔水管反沖響應(yīng)計(jì)算，隔水管配置見表1。此外，伸縮節(jié)沖程為20 m；零沖程位置張緊器系統(tǒng)提供的頂張力為3.24×106N，張緊器系統(tǒng)剛度為50 kN/m；隔水管內(nèi)充滿鉆井液，鉆井液密度為1 797.5 kg/m3；鉆井船升沉運(yùn)動(dòng)幅值為10 m，周期為10 s。

表1 隔水管系統(tǒng)配置

4.2 隔水管反沖響應(yīng)計(jì)算

根據(jù)4.1節(jié)給出的隔水管系統(tǒng)配置及張緊力、鉆井液密度等參數(shù)，建立隔水管反沖響應(yīng)分析模型，計(jì)算緊急脫離時(shí)刻與鉆井船升沉運(yùn)動(dòng)相位差為0°，90°，180°和270°時(shí)的隔水管頂部位移響應(yīng)曲線和伸縮節(jié)沖程變化曲線，結(jié)果分別如圖5、圖6所示。

圖5 隔水管頂部位移響應(yīng)曲線Fig.5 Response curve of riser top displacement

圖6 伸縮節(jié)沖程變化曲線Fig.6 Response curve of telescopic joint stroke

從圖5可以看出，緊急脫離后隔水管在頂部張緊力作用下加速向上反沖，經(jīng)過10 s左右隔水管頂部到達(dá)鉆井船位置，隔水管被鎖緊在鉆井船上，與鉆井船一起升沉。從圖6可以看出，緊急脫離后伸縮節(jié)沖程迅速減小，為研究不同脫離時(shí)刻對(duì)伸縮節(jié)沖程變化規(guī)律的影響，作出了伸縮節(jié)沖程為負(fù)值的曲線部分，實(shí)際伸縮節(jié)許用沖程不能小于0。

基于隔水管反沖響應(yīng)分析模型，計(jì)算不同頂張力條件下的緊急脫離隔水管頂部位移響應(yīng)曲線，結(jié)果如圖7所示。

圖7 不同頂張力下的隔水管頂部位移響應(yīng)曲線Fig.7 Riser top displacements response under different tension forces

從圖7可以看出，當(dāng)頂張力較大時(shí)，隔水管頂部在較短時(shí)間內(nèi)到達(dá)鉆井船位置，與鉆井船一起升沉，且頂張力越大隔水管頂部到達(dá)鉆井船位置所需要的時(shí)間越短，隔水管對(duì)鉆井船的沖擊越大。當(dāng)頂張力較小時(shí)，隔水管不能被鎖緊在鉆井船上，隔水管向上運(yùn)動(dòng)一段時(shí)間后下落，這是由于隨著鉆井液作用在隔水管上的摩擦力增大，在鉆井液摩擦力和隔水管重力的作用下，隔水管產(chǎn)生向下的加速度和速度。

比較不同脫離時(shí)刻和不同頂張力條件下的隔水管反沖響應(yīng)曲線可以看出，緊急脫離時(shí)刻和頂部張緊力對(duì)隔水管反沖響應(yīng)有重要影響。由圖5—7得到的隔水管反沖響應(yīng)規(guī)律，與國(guó)外研究結(jié)果是一致的[3]。為防止隔水管緊急脫離后反沖帶來的危害，必須為張緊器安裝反沖控制系統(tǒng)。筆者未考慮反沖控制系統(tǒng)的影響，未來可以在建立的隔水管反沖響應(yīng)分析模型的基礎(chǔ)上，對(duì)反沖控制系統(tǒng)作用下的隔水管反沖響應(yīng)進(jìn)行分析，為反沖控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)提供參考。

5 結(jié) 論

1)隔水管反沖響應(yīng)過程主要包括3個(gè)階段，分別是隔水管彈性勢(shì)能的釋放、鉆井液下泄和隔水管在頂張力作用下的加速運(yùn)動(dòng)。隔水管反沖響應(yīng)的主要影響因素為張緊器系統(tǒng)、反沖控制系統(tǒng)、隔水管配置及隔水管內(nèi)鉆井液的摩擦力。

2)張緊力隨活塞沖程變化的曲線，可以為張緊力在有限元軟件中的建模提供參考。鉆井液下泄分析模型的分析結(jié)果表明，鉆井液下泄時(shí)作用在隔水管上的摩擦力隨時(shí)間變化，最大可達(dá)鉆井液總重量的20％。

3)不同緊急脫離時(shí)刻和頂部張緊力條件下的反沖響應(yīng)有很大差別，建立的隔水管反沖響應(yīng)分析模型能夠較好地描述隔水管反沖響應(yīng)規(guī)律。

[1]Young R D,Hock C J,Karlsen G,et al.Analysis and design of anti-recoil system for emergency disconnect of a deepwater riser:case study[R].OTC 6891,1992.

[2]Sten R,Hansen M R,Larsen C M,et al.Force variations on heave compensating system for ultra-deepwater drilling risers：the 29th International Conference on Ocean,Offshore and Arctic Engineering,Shanghai,June 6-11,2010[C].

[3]Lang D W,Real J,Lane M.Recent developments in drilling riser disconnect and recoil analysis for deepwater applications:the 28th International Conference on Ocean,Offshore and Arctic Engineering,May 31-June 5,2009[C].

[4]Shaughnessy J M,Armageost W K,Herrmann R P,et al.Problems of ultra-deepwater drilling[R].SPE/IADC 52782,1999.

[5]James N B.Key elements in ultra-deep water drilling riser management[R].SPE/IADC 67812,2001.

[6]鞠少棟,暢元江,陳國(guó)明,等.超深水鉆井作業(yè)隔水管頂張力確定方法[J].海洋工程,2011,29(1):100-104.

Ju Shaodong,Chang Yuanjiang,Chen Guoming,et al.Determination methods for the top tension of ultradeepwater drilling risers[J].The Ocean Engineering,2011,29(1):100-104.

[7]Hock C J,Young R D.A deepwater riser emergency disconnect anti-recoil system[R].OTC 23858,1993.

[8]Grytoyr G.Marine drilling riser disconnect and recoil analysis[R].AADE-11-NTCE-80,2011.

[9]趙建亭,薛穎,潘云,等.浮式鉆井裝置隔水管張緊系統(tǒng)研究[J].上海造船,2010(4):1-5.

Zhao Jianting,Xue Ying,Pan Yun,et al.Study on riser tensioning system of floating drilling unit[J].Shanghai Shipbuilding,2010 (4):1-5.

[10]Servet Haziri.Development of simulation model for virtual testing and design of a riser tensioner system[D].Kristiansand:University of Agder,Department of Engineering,2011.

[11]Puccio W F,Nuttall R V.Riser recoil during unscheduled lower marine riser package disconnects[R].SPE/IADC 39296,1998.

[12]楊筱蘅.輸油管道設(shè)計(jì)與管理[M].東營(yíng):中國(guó)石油大學(xué)出版社,2006:88-97.

Yang Xiaoheng.Design and management of oil pipeline[M].Dongying:China University of Petroleum Press,2006:88-97.

RecoilAnalysisforDeepwaterDrillingRiserafterEmergencyDisconnectionwithBlowoutPreventer

ZhangLei,ChangYuanjiang,LiuXiuquan,LiuKang,ChenLiming

(CenterforOffshoreEngineeringandSafetyTechnology,ChinaUniversityofPetroleum(Huadong),Qingdao,Shandong,266580,China)

During deepwater drilling process,recoil behavior of drilling riser will occur once the lower marine riser package is quickly disconnected from the blowout preventer,which could lead to serious drilling accidents.In order to understand riser recoil behavior,the reason for riser recoil and the recoil process were analylzed,and the main factors that influence riser recoil response were determined.Based on these studies,the analysis model of the tensioner system was built to investigate the relationship between tension force and piston stroke.Drilling fluid flow model was built to work out the relationship between friction force imparted by drilling fluid on riser and time.Finally,the modeling method for main influence factors in finite element software was studied,and the recoil analysis model was built in ANSYS software.Taking the riser in 1 500 m deep water drilling as an example,riser recoil response at different points of disconnection and top tension forces were calculated and analyzed.The results showed that the riser recoiled upward quickly after being disconnected from blowout preventer under the effect of top tension,resulting in significant shortening of telescopic joint stroke.The riser recoil response was heavily dependent on the point of disconnection and top tension force.Proper timing of disconnection and top tension force could result in a sensible riser recoil response,ensuring operation safety of deepwater drilling riser.

deepwater drilling；riser pipe；blowout preventer；riser tensioner； recoil；drilling fluid

2013-03-01；改回日期2013-05-02。

張磊(1988—)，男，山東德州人，2011年畢業(yè)于中國(guó)石油大學(xué)(華東)機(jī)械設(shè)計(jì)制造及其自動(dòng)化專業(yè)，在讀碩士研究生，研究方向?yàn)樯钏Ｑ笥蜌庋b備技術(shù)。

聯(lián)系方式：(0532)86983394，upcstone@163.com。

國(guó)家科技重大專項(xiàng)子課題“深水鉆完井工程技術(shù)”(編號(hào)：2011ZX05026-001-05)、教育部“長(zhǎng)江學(xué)者和創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)發(fā)展計(jì)劃”項(xiàng)目“海洋油氣井鉆完井理論與工程”(編號(hào)：IRT1086)、中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(編號(hào)：11CX05009A)資助。

10.3969/j.issn.1001-0890.2013.03.005

TE951

A

1001-0890(2013)03-0025-06

[編輯 令文學(xué)]