深水鉆井隔水管緊急脫離后的反沖響應(yīng)

李朝瑋，樊洪海，汪志明，沈維格，王義頃

(中國石油大學(xué)(北京)石油工程學(xué)院，北京 102249)

在海洋浮式鉆井中，如果出現(xiàn)極端惡劣的環(huán)境因素，或者機(jī)械設(shè)備故障、人為操作失誤等導(dǎo)致平臺(tái)發(fā)生超出安全界限的漫漂(drift-off)或快速驅(qū)離(drive-off)，為保護(hù)平臺(tái)設(shè)備和人員安全、減少對(duì)海洋環(huán)境的破壞、避免隔水管斷裂、保護(hù)水下井口，在來不及回收隔水管的情況下需緊急斷開隔水管底部總成(LMRP)與防噴器組(BOP)的連接并拖離平臺(tái)至安全區(qū)域［1］。隔水管緊急脫離后，管內(nèi)鉆井液下泄，管體加速向上反沖。如果緊急脫離程序不當(dāng)或反沖控制失效，可能威脅鉆井平臺(tái)、隔水管體和水下井口設(shè)備的安全［2］。國外對(duì)鉆井隔水管緊急脫離后的反沖響應(yīng)研究已有20余年，而國內(nèi)相關(guān)研究成果很少。近年來國內(nèi)加大了開發(fā)南海深水油氣資源的力度，但該區(qū)域海洋環(huán)境十分惡劣，頻繁發(fā)生的臺(tái)風(fēng)等災(zāi)害性天氣可能需要作業(yè)者執(zhí)行鉆井隔水管緊急脫離程序。總結(jié)了國內(nèi)外有關(guān)隔水管緊急脫離與反沖響應(yīng)的研究成果，以便為國內(nèi)的相關(guān)理論分析、張緊系統(tǒng)和反沖控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)、隔水管配置和頂張力設(shè)計(jì)、現(xiàn)場(chǎng)的緊急脫離操作等提供參考。

1 國外隔水管緊急脫離與反沖響應(yīng)的研究進(jìn)程

國外，BP公司的Sonat's Discoverer 534號(hào)鉆井船在1989年改造升級(jí)時(shí)安裝了隔水管反沖控制系統(tǒng)［3］。隨后，Young等［4-6］分析了反沖響應(yīng)的原因和潛在危害，描述了設(shè)計(jì)、安裝和測(cè)試Discoverer 534反沖控制系統(tǒng)的情況，記錄了Discoverer 534在1 127.76 m(3 700 ft)水深中實(shí)際的緊急脫離測(cè)試過程，采用RISTEN程序模擬了1 828.80 m(6 000 ft)水深中緊急脫離后的反沖響應(yīng)。William等［7］介紹了在墨西哥灣1 889.76 m(6 200 ft)水深中測(cè)試隔水管反沖控制系統(tǒng)的情況，指出通過控制張緊器液壓缸流體流速和隔絕部分高壓氣瓶可以有效控制隔水管反沖。Jack等［8］采用STARR程序?qū)Ω羲芫o急脫離后鉆井液在下泄過程中的壓力變化進(jìn)行了時(shí)域模擬，指出鉆井液突然下泄的過程可看作“閥門快速打開的水擊問題”，填充閥配置不合理可能導(dǎo)致隔水管在緊急脫離后被管外海水壓潰。

Stahl等［9-11］介紹了首次采用直接作用式張緊系統(tǒng)的Discoverer Enterprise號(hào)鉆井平臺(tái)設(shè)計(jì)反沖控制系統(tǒng)的過程，指出了現(xiàn)場(chǎng)實(shí)施隔水管緊急脫離的操作程序，描述了墨西哥灣2 011.68 m(6 600 ft)深水中兩次緊急脫離與反沖控制測(cè)試的情況，并與程序模擬結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析。Stahl等［12］指出在隔水管緊急脫離后“避免LMRP與BOP碰撞”以及“防止張緊繩松弛”是確定頂張力范圍和隔水管正常工作極限海況的重要標(biāo)準(zhǔn)。Brekke等［13］介紹了Glomar Jack Ryan鉆井船在Great Australian Bight海域1 313.08 m(4 308 ft)水深鉆井時(shí)進(jìn)行緊急脫離程序(EDS)分析和隔水管反沖分析的情況。

Lang等［2］首次采用三維非線性時(shí)域有限元模型對(duì)墨西哥灣3 048.00 m(10 000 ft)水深中的隔水管在緊急脫離后的反沖響應(yīng)問題進(jìn)行了模擬分析。Grytoyr等［14-15］對(duì)北海非規(guī)則波作用下的完井和修井(CWO)隔水管反沖響應(yīng)采用RIFLEX程序進(jìn)行了時(shí)域模擬。Grytoyr等［16］分別建立了鋼絲繩式和直接作用式兩種張緊系統(tǒng)的簡化模型，采用RIFLEX程序?qū)Ω羲茉?00 m水深和不同波浪參數(shù)下的反沖響應(yīng)問題進(jìn)行了三維非線性模擬分析。

Gallagher等［17］對(duì)直接作用式張緊系統(tǒng)的頂張力變化規(guī)律和影響進(jìn)行了模擬分析。Li等［18］采用赫-巴流變模式和水擊理論分析了鉆井液以層流、過渡流、紊流三種狀態(tài)從隔水管中下泄時(shí)的流動(dòng)狀態(tài)，利用2HRECOIL軟件和三維有限元方法分析了鉆井液下泄對(duì)隔水管反沖的影響，認(rèn)為鉆井液下泄速度是決定隔水管反沖速度的重要因素。

Peter等［19］采用Lang［2］的分析模型和有限元程序計(jì)算了不同水深(304.80 m，1 828.80 m，3 657.60 m)隔水管在8個(gè)波浪相位角下緊急脫離時(shí)的伸縮節(jié)張力及LMRP位置變化情況，建議針對(duì)不同水深在隔水管下部合理設(shè)置裸單根以避免隔水管出現(xiàn)局部壓縮、合理設(shè)置LMRP接頭處的“過拉力”以避免LMRP與BOP碰撞。Arild［1］介紹了鉆井隔水管升沉補(bǔ)償系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)、緊急脫離的程序，采用SIMA RIFLEX分析了500 m和1 500 m水深的隔水管緊急脫離問題。Paula等［20］根據(jù)巴西石油公司最新的動(dòng)力定位鉆井平臺(tái)事故數(shù)據(jù)庫(BDIP)進(jìn)行了緊急脫離報(bào)警類別的統(tǒng)計(jì)，并介紹了巴西石油2013版的海上鉆井隔水管“緊急脫離程序指引”。

國內(nèi)，目前僅有張磊等［21］對(duì)隔水管反沖響應(yīng)問題作了初步研究。

2 鉆井隔水管緊急脫離與反沖響應(yīng)的關(guān)鍵問題

2.1 鉆井隔水管緊急脫離的原因與程序

海洋深水鉆井作業(yè)不執(zhí)行任何緊急脫離是所有鉆井平臺(tái)的理想目標(biāo)，可以保證作業(yè)的連續(xù)性，降低開發(fā)成本。但在現(xiàn)有技術(shù)條件下，極端惡劣海況和動(dòng)力定位失效等因素下的緊急脫離仍是無法避免的。圖1顯示了巴西石油公司(Petrobras)BDIP數(shù)據(jù)庫的隔水管緊急脫離首要原因統(tǒng)計(jì)結(jié)果［20］。

Paula給出了巴西石油公司動(dòng)力定位鉆井平臺(tái)實(shí)施隔水管緊急脫離的最新五級(jí)報(bào)警程序［20］:

1)正常工況(綠色)，海上鉆井系統(tǒng)的所有設(shè)備都能正常工作，安全施工條件有充足余量。

2)降級(jí)狀態(tài)，海上鉆井系統(tǒng)工作條件相對(duì)正常情況有所降低，但鉆井平臺(tái)偏移距離和隔水管偏移角度都在正常作業(yè)條件范圍內(nèi)，不至于停止作業(yè)過程，但需引起重視并及時(shí)查清原因。

3)黃色警報(bào)，初步偵測(cè)到鉆井平臺(tái)偏離距離、底部撓性接頭偏轉(zhuǎn)角等參數(shù)超出了預(yù)先設(shè)定的作業(yè)極限，需停止作業(yè)過程，開始準(zhǔn)備實(shí)施安全的緊急脫離。

4)紅色警報(bào)，鉆井平臺(tái)偏移距離、底部撓性接頭偏轉(zhuǎn)角等參數(shù)完全超出了現(xiàn)有作業(yè)的極限，通常由黃色警報(bào)過度到紅色警報(bào)，需立即啟動(dòng)隔水管緊急脫離程序(emergency disconnect sequence，EDS)等應(yīng)急措施。

5)直接跳到紅色警報(bào)，突然完全喪失正常工作的極限條件，如主要的動(dòng)力定位控制系統(tǒng)失效、迫近的碰撞、嚴(yán)重的人為失誤等，將從正常工況直接跳到紅色警報(bào)，緊急啟動(dòng)EDS按鈕。

啟動(dòng)EDS緊急脫離程序后系統(tǒng)會(huì)執(zhí)行一系列操作:BOP將剪斷運(yùn)行到BOP的鉆桿并封隔井眼，打開鉆桿與隔水管間的環(huán)空以釋放鉆井液;同時(shí)，BOP控制系統(tǒng)將信號(hào)“啟動(dòng)緊急脫離程序”傳遞給張緊器控制系統(tǒng)并啟用隔水管反沖控制系統(tǒng)(riser anti-recoil system，RARS);隨后，一個(gè)信號(hào)被傳遞到LMRP與BOP之間的接頭，從而使LMRP脫離BOP。通常，從EDS啟動(dòng)到隔水管脫離的時(shí)間為 60 s左右［1，19］。

圖1 隔水管緊急脫離的原因(據(jù)巴西石油公司數(shù)據(jù)庫)Fig.1 Emergency disconnection causes-(BDIP-Petrobras)

2.2 隔水管脫離后的反沖過程

在深水和超深水鉆井中，緊急情況下鉆機(jī)來不及回收相對(duì)較長的隔水管柱，只能從LMRP接頭處斷開并由鉆井平臺(tái)懸掛著拖離;這樣也能保證在緊急事件發(fā)生后隔水管能迅速回接，并在很短時(shí)間內(nèi)重新開始作業(yè)［7］。隔水管LMRP接頭緊急脫離后，如果通過LMRP關(guān)閉隔水管環(huán)空使鉆井液保留在隔水管內(nèi)，會(huì)增加處于懸掛狀態(tài)的整個(gè)管體的重量，增加隔水管反沖的慣性力;同時(shí)，充滿鉆井液的隔水管柱的最低階固有頻率可能落入波浪的頻率范圍內(nèi)，引發(fā)隔水管較大的動(dòng)態(tài)響應(yīng);此外，隔水管緊急脫離時(shí)，通常沒有足夠時(shí)間來循環(huán)釋放管內(nèi)的鉆井液并填充海水。所以，緊急脫離后隔水管底部處于敞開狀態(tài)，鉆井液從隔水管底部環(huán)空下泄［4］。

鉆井隔水管由頂部張緊力來承擔(dān)隔水管柱及內(nèi)部鉆井液的重量，維持管柱處于張緊狀態(tài)以抵抗波浪力和海流力等引起的管柱橫向偏移和彎曲變形;同時(shí)，為使LMRP在脫離時(shí)能舉升到遠(yuǎn)離BOP足夠高度，還需保證LMRP接頭處有足夠的“過拉力”(over-pull)［2］。隨著隔水管線的增長，管串的橫向偏移和彎曲變形的幅度也可能增大。而且，管柱總重量的增加會(huì)使隔水管和附屬管線的縱向伸長幅度增大。例如，1 889.76 m(6 200 ft)的隔水管在底部有1 000 kips的過拉力時(shí)隔水管將會(huì)有1.58 m(5.2 ft)的伸長量［7］;當(dāng)水深超過3 048.00 m(10 000 ft)時(shí)，隔水管總伸長量將超過3.05 m(10 ft)［19］。隔水管和附屬管線的橫向彎曲和縱向伸長將會(huì)在隔水管體和張緊系統(tǒng)中存儲(chǔ)巨大的彈性能量。

在鉆井液下泄、張緊器拉力、彈性勢(shì)能的共同作用下，隔水管將會(huì)在緊急脫離后加速向上反沖。其反沖響應(yīng)的具體過程［9，16］:

1)LMRP接頭與BOP斷開后，存儲(chǔ)在隔水管中的彈性勢(shì)能瞬間釋放并沿管體以彈性脈沖形式向上傳播，使彈性波下部的隔水管體和LMRP迅速向上舉升，彈性波未到達(dá)的上部管柱仍會(huì)保持穩(wěn)定。在3 048.00 m(10 000 ft)的隔水管中，從底部LMRP脫離到頂部張緊器開始響應(yīng)的時(shí)間有1 s左右［11］。

2)緊急脫離后鉆井液柱在壓差作用下迅速從管底向周圍的海水中下泄。由于鉆井液柱底部突然暴露在較低的壓力環(huán)境中，鉆井液下泄開始瞬間會(huì)在管內(nèi)流體中產(chǎn)生“閥門快速打開的水擊效應(yīng)”［8］，并以壓力脈沖形式向上傳播。

3)反沖初始階段隔水管頂張力來不及減小，鉆井液逐漸排出也會(huì)使隔水管整體的重量減輕。在頂張力的持續(xù)拉升和鉆井液快速下泄的反沖作用下，隔水管加速向上運(yùn)動(dòng)。這是隔水管反沖的主要方面。

4)隔水管及LMRP向上舉升后，通過反沖控制系統(tǒng)的液壓調(diào)節(jié)，提供給隔水管的張緊力會(huì)持續(xù)變小，同時(shí)鉆井液下泄和管外海水分別給隔水管內(nèi)、外壁施加拖曳阻力，從而隔水管向上反沖的速度和加速度升高到最大值后會(huì)逐漸減小。深水中隔水管長達(dá)數(shù)千英尺，鉆井液的下泄過程將持續(xù)一段相對(duì)較長的時(shí)間。

圖2 直接作用式張緊系統(tǒng)Fig.2 Direct-acting tensioning system(DAT)

2.3 隔水管緊急脫離后的反沖控制方式與成功脫離標(biāo)準(zhǔn)

在海洋鉆井平臺(tái)中主要采用鋼絲繩式張緊器(wireline tensioner)或直接作用式張緊器(direct acting tensioner，DAT，如圖 2 所示)兩種張緊系統(tǒng)［17］，在液壓缸和氣/油蓄能器之間的液壓連接管線上添置一個(gè)反沖控制閥來實(shí)現(xiàn)反沖控制。這個(gè)閥門在正常工作時(shí)完全打開，當(dāng)液壓缸中的流速超過預(yù)先設(shè)置的值時(shí)自動(dòng)關(guān)斷，從而在緊急情況時(shí)，液壓流體向張緊器液缸高壓側(cè)的流動(dòng)可被限制，避免張緊繩或活塞桿縮回過快。閥門的開閉由一個(gè)可編程邏輯控制器(programmable logic controller，PLC)自動(dòng)控制，并由反沖控制系統(tǒng)執(zhí)行。PLC可監(jiān)控液壓流體的速度和閥門的開度，逐漸關(guān)閉閥門以使活塞運(yùn)動(dòng)速度緩慢降低［2，17］。在一些系統(tǒng)中，也會(huì)關(guān)掉高壓氣瓶(APVs)上的隔斷閥，限制高壓氣體向高壓的氣/油蓄能器流動(dòng)［5］。還可以給伸縮節(jié)設(shè)置沖程余量(deadband)，當(dāng)張緊器的張緊繩或活塞桿運(yùn)行到最上端的極限位置時(shí)，伸縮節(jié)仍有一定的沖程余量(比如1.52 m)，緩沖繼續(xù)向上運(yùn)動(dòng)的隔水管以免沖擊鉆臺(tái)設(shè)備［22］。

通過反沖控制系統(tǒng)和合理的緊急脫離作業(yè)，可以實(shí)現(xiàn)成功的緊急脫離。其標(biāo)準(zhǔn)如下［2，19］:

1)不會(huì)使伸縮節(jié)和張緊器超出沖程或承受過量的沖擊載荷。隔水管突然加速反沖可能使鋼絲繩式張緊器中的張緊繩松弛并從保護(hù)套中跳出導(dǎo)致張緊系統(tǒng)失去工作性能，也可能使伸縮節(jié)或直接作用式張緊器超出沖程，沖破伸縮節(jié)的外筒并將沖擊力傳遞到鉆臺(tái)威脅鉆臺(tái)設(shè)備安全。

2)LMRP及時(shí)舉升到距離BOP以上足夠高度。隔水管在低張力時(shí)脫離，LMRP可能在最初的脫離階段與BOP的距離很近。如果恰逢鉆井平臺(tái)升沉幅值和速度很大，可能導(dǎo)致LMRP下降并沖撞BOP和鄰近的其他水下設(shè)備。所以LMRP接頭處的過拉力必須使LMRP在緊急斷開時(shí)迅速舉升到足夠高度。Peter［19］建議這個(gè)過拉力在淺水、中等水深和深水中分別為100 kips、200 kips、300 kips。

3)隔水管體不會(huì)產(chǎn)生較大的局部壓縮和屈曲。由于深水隔水管柱很長，反沖響應(yīng)初始階段下部管柱最先加速，上部管柱相對(duì)靜止;反沖控制系統(tǒng)啟動(dòng)后，上部管柱最先開始制動(dòng)，下部管柱由于慣性力會(huì)繼續(xù)上升。所以上部管柱可能在反沖過程中出現(xiàn)局部壓縮屈曲，引起管體損壞［1］。并且，平臺(tái)運(yùn)動(dòng)的振動(dòng)性質(zhì)、管內(nèi)流體壓力波動(dòng)和管外水動(dòng)力載荷等可能使隔水管發(fā)生動(dòng)態(tài)失穩(wěn)。

4)鉆井液下泄后海水能夠及時(shí)填充上部管柱以免管體壓潰。鉆井液柱從管底迅速下泄時(shí)，如果隔水管頂部填充閥設(shè)置不當(dāng)導(dǎo)致海水填充流量不足，海水往下流動(dòng)的速度不夠，可能使局部隔水管段處于低壓狀態(tài)，有被管外海水靜液壓力壓潰的危險(xiǎn)。這可以通過沿隔水管不同深度分別安裝填充閥來解決［7］。

1)本自適應(yīng)調(diào)節(jié)系統(tǒng)的靜態(tài)仿真實(shí)驗(yàn)表明，系統(tǒng)控制的相對(duì)誤差均在5%以內(nèi)，其中當(dāng)該系統(tǒng)工作在半量程區(qū)間時(shí)，有著較好的控制精度。

2.4 鉆井隔水管反沖響應(yīng)分析方法

隔水管緊急脫離后的反沖響應(yīng)同時(shí)涉及鉆井平臺(tái)運(yùn)動(dòng)、張緊系統(tǒng)作用、鉆井液下泄、隔水管在水動(dòng)力載荷作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)等多個(gè)非線性過程。由于隔水管反沖過程極為復(fù)雜，國外主要采用專門的程序或軟件(RISTEN［4-6，16］、STARR［9，11］、SIMA RIFLEX［1］、2HRECOIL［18］等)進(jìn)行分析設(shè)計(jì)，但沒有給出可供國內(nèi)參考的具體計(jì)算程序和數(shù)值求解過程。國外較早的一些文獻(xiàn)［4-7，9，11］在反沖響應(yīng)模擬時(shí)均采用一維模型并只模擬單根張緊繩，鉆井液下泄模型中將鉆井液柱作為整體(slug model)。2009年以后的國外文獻(xiàn)［1，2，16，19］采用三維有限元(FE)結(jié)構(gòu)模型，同時(shí)模擬所有張緊繩或活塞桿的作用，采用有限體積模型(finite volume model，F(xiàn)VM)描述鉆井液下泄過程，在時(shí)域內(nèi)將各系統(tǒng)方程耦合起來并迭代求解。

在進(jìn)行隔水管反沖響應(yīng)分析之前，需按通常方法進(jìn)行連接狀態(tài)下的隔水管靜力和動(dòng)態(tài)性能分析，以了解隔水管的張力、浮力分布和水動(dòng)力學(xué)性能。然后，移除LMRP處的下邊界條件使之成為自由端，進(jìn)行緊急脫離后的反沖分析。在反沖分析時(shí)，將張緊系統(tǒng)模型、隔水管結(jié)構(gòu)單元和鉆井液下泄的有限體積模型偶合起來，在時(shí)域內(nèi)對(duì)每個(gè)時(shí)間步迭代計(jì)算，直到各模型均收斂，然后跳到下一個(gè)時(shí)間步。為了更好地描述隔水管緊急脫離后的瞬態(tài)響應(yīng)，需減少每個(gè)時(shí)間步的步長;為了計(jì)算整個(gè)反沖過程，需計(jì)算全部瞬態(tài)過程直到反沖過程最終衰退［1-2］。

張緊系統(tǒng)模型和鉆井液下泄模型是隔水管反沖響應(yīng)分析的兩個(gè)重要方面。對(duì)于張緊器的作用，將每個(gè)張緊繩或活塞桿分別用一個(gè)梁單元來代替;梁單元上節(jié)點(diǎn)與鉆井平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)一致，作為上部邊界條件用來響應(yīng)平臺(tái)的升沉運(yùn)動(dòng)(RAO模型)，梁單元的下端與張緊環(huán)節(jié)點(diǎn)連接。在動(dòng)態(tài)分析的每個(gè)時(shí)間步，整體結(jié)構(gòu)模型求解器都會(huì)調(diào)用一次張緊器模型，通過張緊器模型計(jì)算張緊器沖程、液壓流體流速以及各種壓力參數(shù)，進(jìn)而轉(zhuǎn)換為代表張緊繩的梁單元的有效軸向剛度和阻尼力，并帶入到整體結(jié)構(gòu)模型中［17］。在鉆井液下泄過程中，鉆井液柱的重量、速度、壓力都會(huì)變化。將鉆井液柱分成多個(gè)有限體積單元［2，19］，每個(gè)單元都具有相應(yīng)的壓力和速度分量;在隔水管頂端有填充閥時(shí)，假定海水填充的流量與鉆井液下泄的流動(dòng)相等。整個(gè)結(jié)構(gòu)分析時(shí)，在每個(gè)時(shí)間步分別調(diào)用每個(gè)有限體積單元的速度和壓力;其中，速度結(jié)果用于計(jì)算管內(nèi)液柱流動(dòng)時(shí)施加給管體的摩阻力，流體壓力結(jié)果用于計(jì)算隔水管的有效軸向力［1］。

隔水管反沖響應(yīng)計(jì)算結(jié)果為一系列參數(shù)隨反沖響應(yīng)時(shí)間的變化關(guān)系。這些參數(shù)包括:

1)張緊系統(tǒng):APVs、氣/油蓄能器和液壓缸的壓力變化，液壓缸活塞沖程變化，活塞桿張力變化;

2)鉆井液下泄:液柱高度和重量變化，鉆井液下泄的速度和加速度變化，鉆井液柱摩阻力的變化;

3)隔水管:伸縮節(jié)沖程的變化，張緊環(huán)所受張力和沖擊力的變化，隔水管頂端和底端節(jié)點(diǎn)的位置變化，LMRP的運(yùn)動(dòng)軌跡(縱向和橫向位置變化)，LMRP與BOP的間距變化。

在分析時(shí)，一般考慮緊急脫離時(shí)刻與鉆井平臺(tái)升沉運(yùn)動(dòng)的相位差，在平臺(tái)升沉周期中從相位角為0°開始每隔45°取一個(gè)位置，共取8個(gè)位置對(duì)不同的脫離時(shí)機(jī)進(jìn)行分析。

3 國內(nèi)作業(yè)與后續(xù)研究建議

國外的研究可總結(jié)為以下幾點(diǎn):①部分外國公司建立有專門的深水鉆井事故數(shù)據(jù)庫;②隔水管緊急脫離有詳細(xì)的操作流程或施工標(biāo)準(zhǔn);③設(shè)計(jì)頂張力時(shí)不只符合API RP 16Q中的要求，還會(huì)根據(jù)不同水深下的底部“過拉力”進(jìn)行專門設(shè)計(jì);④新建平臺(tái)多選擇直接作用式張緊器，反沖控制系統(tǒng)同時(shí)采用多種控制方式以提高可靠性。鑒于此，建議國內(nèi)作業(yè)者:①預(yù)測(cè)和監(jiān)測(cè)國內(nèi)各作業(yè)海域可能迫使實(shí)施隔水管緊急脫離的環(huán)境因素，建立深水鉆井事故數(shù)據(jù)庫;②建立適合國內(nèi)作業(yè)需要的隔水管緊急脫離報(bào)警程序和行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)，制定緊急脫離事故預(yù)案;③對(duì)作業(yè)者進(jìn)行隔水管緊急脫離的理論和操作培訓(xùn)，杜絕因設(shè)備故障和人為失誤導(dǎo)致的緊急脫離作業(yè);④優(yōu)化隔水管頂張力設(shè)計(jì)和張緊系統(tǒng)配置，在風(fēng)險(xiǎn)海域作業(yè)時(shí)同時(shí)采取多套反沖控制措施。

同時(shí)，鑒于隔水管緊急脫離后的反沖響應(yīng)過程的復(fù)雜性和國內(nèi)薄弱的研究基礎(chǔ)，建議研究者重點(diǎn)關(guān)注:

1)隔水管在張緊的連接狀態(tài)會(huì)縱向伸長和橫向彎曲，并儲(chǔ)存彈性勢(shì)能?，F(xiàn)有文獻(xiàn)沒有對(duì)這種勢(shì)能的產(chǎn)生、釋放和反沖過程中的衰減過程進(jìn)行量化，沒有模擬斷開后的彈性波沿管體向上傳播的過程?？蓮哪芰拷嵌冗M(jìn)行量化分析。

2)反沖控制閥和APVs斷開閥對(duì)反沖過程的控制作用復(fù)雜，液壓流體的壓力、體積、流速的變化與活塞位置、張緊力變化之間存在多個(gè)非線性關(guān)系，現(xiàn)有文獻(xiàn)均作了較大簡化?？蛇M(jìn)一步減少簡化條件以獲取趨近真實(shí)狀況的關(guān)鍵參數(shù)。

3)鉆井液在突然下泄瞬間會(huì)產(chǎn)生壓力脈沖并沿液柱向上傳播;鉆井液下泄后海水從上部填充閥進(jìn)入隔水管的流量與鉆井液下泄的流量可能不完全一致，局部管段可能出現(xiàn)低壓而被管外海水壓潰，但現(xiàn)有文獻(xiàn)均假設(shè)進(jìn)出流量一致;鉆井液在下泄時(shí)隔水管體加速向上運(yùn)動(dòng)，二者的速度和加速度都是變化的，摩阻力也是隨時(shí)間不斷變化的。所以可以進(jìn)一步減少簡化條件，深入研究鉆井液的下泄模型。

4)隔水管反沖時(shí)上下不同深度處的管體其速度和加速度是不一致的，在上部管段可能發(fā)生壓縮和屈曲，故而需研究管體受壓發(fā)生屈曲的可能性，精確計(jì)算隔水管在反沖過程中的管體應(yīng)力分布，設(shè)計(jì)防止上部管段在反沖時(shí)壓縮屈曲的措施。

5)國外針對(duì)不同水深做了多次隔水管緊急脫離后的全尺度現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，記錄了反沖響應(yīng)的過程。國內(nèi)可進(jìn)行反沖響應(yīng)試驗(yàn)研究，獲取必要的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)。國內(nèi)在進(jìn)行隔水管設(shè)計(jì)時(shí)主要依賴ANSYS、ABAQUS等商業(yè)軟件，可開發(fā)針對(duì)反沖響應(yīng)分析的專門模塊插件或?qū)Ｓ密浖?/p>

6)隔水管在緊急脫離前的橫向偏移會(huì)對(duì)防噴器頂部施加一定程度的水平力。突然脫離后，隔水管底部施加給防噴器頂部的軸向“過拉力”和水平力突然消失，在海底淺部松軟地層中容易導(dǎo)致水下井口-導(dǎo)管系統(tǒng)發(fā)生動(dòng)態(tài)響應(yīng)。可專門研究隔水管緊急脫離對(duì)水下井口-導(dǎo)管系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響程度和控制措施。

4 結(jié)語

隔水管反沖過程涉及多個(gè)非線性問題，很難精確計(jì)算。國外對(duì)隔水管的反沖響應(yīng)分析已有二十余年，現(xiàn)有方法主要在常規(guī)的隔水管動(dòng)態(tài)分析程序中添加張緊系統(tǒng)模型和鉆井液下泄的有限體積模型，采用三維有限元方法在時(shí)域內(nèi)迭代求解，獲取緊急脫離后的伸縮節(jié)沖程、張緊環(huán)張力、儲(chǔ)壓容器壓力、鉆井液下泄高度和速度、LMRP運(yùn)動(dòng)軌跡等隨反沖持續(xù)時(shí)間的瞬態(tài)響應(yīng)規(guī)律。國內(nèi)相關(guān)研究尚處于起步階段。

目前，在隔水管緊急脫離后彈性勢(shì)能的釋放與衰減過程，鉆井液突然下泄后的壓力波動(dòng)及鉆井液的流速、壓力、摩阻力非線性變化，隔水管體反沖過程中的管體壓縮屈曲等方面值得國內(nèi)學(xué)者深入研究。同時(shí)，國內(nèi)需開展隔水管緊急脫離試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算對(duì)比研究，開發(fā)隔水管反沖響應(yīng)分析軟件。此外，我國南海水域海況復(fù)雜，進(jìn)行深水鉆井必須考慮隔水管的緊急脫離問題。建議作業(yè)者建立深水鉆井事故數(shù)據(jù)庫、緊急脫離報(bào)警程序和操作規(guī)范，并加強(qiáng)相關(guān)的理論和操作培訓(xùn)。

［1］ GR?NEVIK A.Simulation of drilling riser disconnection-recoil analysis［D］.Master Thesis of Marine Hydrodynamics Engineering，Norwegian University of Science and Technology，2013.

［2］ LANG D W，REAL J，LANE M.Recent developments in drilling riser disconnect and recoil analysis for deepwater applications［C］//Proceedings of the ASME 28th International Conference on Ocean，Offshore and Arctic Engineering.2009:305-318.

［3］ KARLSEN G，SIKES J D.6 000 ft water depth upgrade of the Sonat Discoverer 534［C］//Proceedings of the SPE/IADC Drilling Conference.1991:699-707.

［4］ 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［C］//Proceedings of the 24th Annual Offshore Technology Conference.1992:163-171.

［5］ YOUNG R D，HOCK C J，KARLSEN G，et al.Comparison of analysis and full-scale testing of anti-recoil system for emergency disconnect of deepwater riser［C］//Proceedings of the 24th Annual Offshore Technology Conference.1992:173-182.

［6］ HOCK C J，YOUNG R D.A deepwater riser emergency disconnect antirecoil system［J］.Journal of Petroleum Technology，1993，45(8):744-751.

［7］ PUCCIO W F，NUTTALL R V.Riser recoil during unscheduled lower marine riser package disconnects［C］//Proceedings of the SPE/IADC Drilling Conference.1998:33-52.

［8］ MILLER J E，STAHL M J，MATICE C J.Riser collapse pressures resulting from release of deepwater mud columns［C］//Proceedings of the Offshore Technology Conference.1998:543-551.

［9］ STAHL M J.Control recoil in drilling risers after emergency disconnect［C］//Proceedings of the ETCE-OMAE Joint Conference.2000.

［10］ STAHL M J，ABBASSIAN F.Operating guidelines for emergency disconnect of drilling risers［C］//Proceedings of the ETCE-OMAE Joint Conference.2000.

［11］ STAHL M J，HOCK C J.Design of a riser recoil control system and validation through full-scale testing［C］//Proceedings of the SPE Annual Technical Conference and Exhibition.2000.

［12］ STAHL M J，WISHAHY M，BREKKE J N.Riser recoil analysis at a harsh environment，deepwater site［C］//Proceedings of the 23rd International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering.2004:1113-1121.

［13］ BREKKE J N，SOLES J，WISHAHY M A，et al.Drilling riser management for a DP drillship in large，rapidly-developing seastates in deepwater［C］//Proceedings of the SPE/IADC Drilling Conference.2004.

［14］ GRYTOYR G，RUSTAD A M，SODAHL N，et al.Methodology for disconnect analysis of CWO risers in random seas［C］//Proceedings of the ASME 28th International Conference on Ocean，Offshore and Arctic Engineering.2009:63-68.

［15］ GRYT?YR G.Improving operating window for disconnect operations of CWO risers［C］//Proceedings of the ASME 29th International Conference on Ocean，Offshore and Arctic Engineering.2010:985-990.

［16］ GRYTOYR G，SHARMA P，VISHNUBOTLA S.Marine drilling riser disconnect and recoil analysis［C］//Proceedings of the AADE National Technical Conference and Exhibition.2011.

［17］GALLAGHER C，WILLIAMS D，LANG D.Modelling of marine riser tensioner load variations and implications for minimum top tension settings in drilling risers［C］//Proceedings of the ASME 31st International Conference on Ocean，Offshore and Arctic Engineering.2012:611-619.

［18］ LI Songcheng，CAMPBELL M，HOWELLS H.Effect of mud shedding on riser anti-recoil control at emergency disconnect［C］//Proceedings of the ASME 31st International Conference on Ocean，Offshore and Arctic Engineering.2012:643-647.

［19］ MA P，PYKE J，VANKADARI A，et al.Ensuring safe riser emergency disconnect in harsh environments:experience and design requirements［C］//Proceedings of the 23rd International Offshore and Polar Engineering.2013:321-327.

［20］ PAULA Jr R R，F(xiàn)ONSECA D R.Emergency disconnection guidelines［C］//Proceedings of the Offshore Technology Conference-Brasil.2013.

［21］張磊，暢元江，劉秀全，等.深水鉆井隔水管與防噴器緊急脫離后的反沖響應(yīng)分析［J］.石油鉆探技術(shù)，2013，41(3):25-30.(ZHANG Lei，CHANG Yuanjiang，LIU Xiuquan，et al.Recoil analysis for deepwater drilling riser after emergency disconnection with blowout preventer［J］.Petroleum Drilling Techniques，2013，41(3):25-30.(in Chinese)).

［22］ BREKKE J N.Key elements in ultra-deep water drilling riser management［C］//Proceedings of the SPE/IADC Drilling Conference.2001.