緊急解脫隔水管回彈響應分析*

王 騰 王 科

(中國石油大學(華東)石油工程學院 山東青島 266580)

鉆井隔水管是連接海底井口與鉆井平臺的重要部件[1],當浮式鉆井平臺遭遇極端惡劣海況或動力定位失效時，為了保護平臺設備和人員安全、減少對海洋環(huán)境的破壞、避免隔水管斷裂、保護水下井口，在來不及回收隔水管的情況下需進行隔水管的緊急解脫作業(yè)[2]。隔水管緊急解脫是指底部隔水管總成(LMRP)與防噴器(BOP)解脫，此時儲存在隔水管系統(tǒng)中的勢能釋放出來，隔水管向上回彈，有可能會導致隔水管向上撞擊鉆井平臺；解脫之后，鉆井液下泄，鉆井液的摩擦效應會導致隔水管向下延伸一定距離，LMRP有可能會撞擊BOP造成事故[3]?？刂聘羲芫o急解脫后的回彈是深水鉆井面臨的技術難題之一，因此建立隔水管回彈響應模型，分析不同情況下的隔水管回彈響應過程和關鍵影響因素，對于保證深水鉆井隔水管系統(tǒng)的作業(yè)安全有重要意義。

張磊 等[4]利用ANSYS軟件將平臺運動以動邊界形式施加于彈簧單元，分析了隔水管不同張拉力及解脫時刻的回彈響應。Li 等[5]提出了整體流體模型、計算流體模型等2種回彈后鉆井液下泄力的計算方法。Lang等[6]介紹了隔水管回彈響應分析方法研究的最新進展，初步探討了利用有限元軟件進行隔水管回彈響應分析方法，指出在鉆井船升沉運動的不同時刻進行緊急脫離隔水管回彈響應有很大不同。Arild Gr?nevik[7]利用SIMA/RIFLEX軟件分析了隔水管回彈在500 m和1 500 m水深條件下的回彈響應，但沒有將鉆井平臺與隔水管系統(tǒng)進行整體耦合響應分析。上述研究雖然從不同方面對隔水管回彈響應進行了一定分析研究，但均沒有考慮鉆井平臺與隔水管系統(tǒng)的整體耦合響應。筆者基于整體流體模型得到隔水管解脫后鉆井液下泄力的變化規(guī)律，并通過ANSYS/AQWA External Force Calculation程序?qū)@井液下泄力引入隔水管回彈模型中，結(jié)合上部鉆井平臺的響應進行鉆井平臺與隔水管系統(tǒng)的整體耦合響應分析，并以1 500 m深水鉆井隔水管為例，考慮鉆井平臺響應、隔水管張拉力和鉆井液下泄力等關鍵因素對緊急解脫隔水管回彈響應進行仿真分析，以期為深水鉆井緊急解脫隔水管安全作業(yè)提供參考。

1 隔水管回彈響應分析模型

1.1 張緊器模型

本文以直接作用式張緊器為研究對象，該張緊器的工作原理[8]如圖1所示。Yang[9]通過詳細研究儲能器、液壓缸及活塞與活塞桿的工作機理提出了計算張拉力與活塞位置的關系式，即

(1)

式(1)中：T為張拉力，N；T0為預張力，N；ΔZ為活塞沖程，m；Z0為液缸中的有效長度，取20 m；γ為15 ℃條件下的絕熱氣體常數(shù)，取1.4[10]。

圖1 直接作用式張緊器系統(tǒng)示意圖[8]

為了在ANSYS/AQWA軟件中用非線性模型模擬張拉力隨沖程的變化規(guī)律，對式(1)在±10 m范圍內(nèi)的力位移變化曲線進行3次多項式擬合(圖2)，并以擬合式(2)為基礎在AQWA軟件中建立非線性張緊器模型。

圖2 張拉力與沖程關系

3.45×10-4ΔZ3

(2)

1.2 鉆井液下泄模型

當隔水管緊急解脫時，往往沒有足夠的時間來回收鉆井液，而鉆井液與海水之間的密度差會造成在隔水管的底部管內(nèi)鉆井液與管外海水之間的壓差較大，因此當LMRP與BOP解脫之后，鉆井液從隔水管內(nèi)下泄進入海水，對隔水管的回彈產(chǎn)生重要影響[5]?；谡w分析方法用環(huán)空模型模擬鉆井液，假設隔水管與鉆柱之間的環(huán)空完全充滿鉆井液，將隔水管中的環(huán)形鉆井液看作一個整體，當鉆井液下泄進入海水時，海水立刻從隔水管上部的充填閥門循環(huán)進入隔水管環(huán)空。在時間t=0時LMRP與BOP實現(xiàn)解脫，鉆井液自隔水管下泄進入海水中，經(jīng)過一段時間管內(nèi)外壓差為零，系統(tǒng)處于平衡狀態(tài)，環(huán)空模型如圖3所示。

圖3 隔水管環(huán)空模型示意圖

由達西公式可知，回彈過程中的壓力降可以表示為[7]

(3)

其中

Lz=L0-Ut

U=u0+at

D=d1-d2

由于鉆井液在下泄過程中絕大多數(shù)時間內(nèi)處于紊流流態(tài)，因此采用了紊流摩阻系數(shù)來計算管內(nèi)流體的下泄力，摩擦力系數(shù)可從莫迪表[11]中得出，但考慮到流速的不斷變化，摩擦力系數(shù)用Haaland公式計算[7]，即

(4)

由鉆井液下泄造成的水頭損失可以表示為

(5)

進而得到鉆井液的下泄力為

(6)

同理，取海水的摩擦力系數(shù)fw，參照式(6)可以得出管內(nèi)海水對隔水管的下泄力為

-Lz)

(7)

結(jié)合式(6)、(7)，在鉆井液下泄的每一個時間步，在整體流體柱上運用牛頓第二定律建立整體流體模型(WFC)的控制方程，即

ρwgAe(L0-Lz)+ρmgAeLz-Fw-Fm-ρwgAeL0-

(8)

1.3 基于ANSYS/AQWA的鉆井平臺+張緊器+隔水管回彈模型

通過非線性多項式形式的彈簧模擬張緊器， ANSYS/AQWA External Force Calculation二次開發(fā)將下泄力施加在隔水管底部的LMRP上，用來模擬隔水管回彈后的鉆井液下泄的影響，隔水管回彈耦合模型如圖4所示。

圖4 鉆井平臺與隔水管耦合系統(tǒng)示意圖

2 隔水管回彈響應的敏感性分析

假設水深1 500 m，不規(guī)則波浪有效波高5 m、周期10 s，鉆井平臺、錨鏈、隔水管系統(tǒng)參數(shù)見表1～3。利用本文建立的緊急解脫隔水管耦合模型進行隔水管回彈響應的敏感性分析。

表1 鉆井平臺參數(shù)

表2 錨鏈參數(shù)

表3 隔水管系統(tǒng)配置[4]

2.1 鉆井液下泄力影響分析

隔水管內(nèi)徑0.489 m、鉆柱外徑0.127 m，鉆井液密度分別為1.28、1.60 g/cm3時鉆井液下泄力隨時間的變化關系如圖5所示。由圖5可以看出，鉆井液密度越大，下泄力越大；鉆井液下泄力在隔水管回彈開始后快速增大，之后緩慢減小。因此，鉆井液密度較大條件下進行隔水管解脫作業(yè)時鉆井液下泄力不可忽視。

圖5 鉆井液下泄力隨時間變化曲線

當頂部張拉力為4.7 MN時，不同密度鉆井液下泄力作用下LMRP的回彈響應曲線如圖6所示。從圖6可以看出，隔水管緊急解脫后，LMRP回彈至最高位置后進行垂向振動響應；鉆井液密度越大，LMRP垂向振動振幅越大，當鉆井液密度為1.60 g/cm3時LMRP在隔水管解脫6.1 s后下沉至水深1 491.93 m，距離BOP水深位置1 492 m僅0.07 m，易發(fā)生碰撞。

圖6 鉆井液下泄力對LMRP位置的影響

2.2 張拉力影響分析

頂部張拉力分別為4.7、5.7、6.7和7.7 MN時隔水管解脫后LMRP隨時間變化曲線如圖7所示。從圖7可以看出，張拉力為4.7 MN時LMRP回彈最低水深位置為1 491.69 m，距離海底防噴器[13]僅0.31 m，易導致隔水管觸底；張拉力為7.7 MN時LMRP回彈最高水深位置為1 487.85 m，易導致隔水管松弛。

圖7 不同張拉力時LMRP垂向響應

頂部張拉力分別為4.7、5.7、6.7和7.7 MN時隔水管解脫后伸縮節(jié)張力環(huán)位置隨時間變化曲線如圖8所示。從圖8可以看出，張拉力越大，隔水管回彈導致的伸縮節(jié)沖程越大；隔水管解脫后0.29 s伸縮節(jié)開始響應，與應力波傳遞至1 500 m處的伸縮節(jié)所需要時間0.293 s相一致，同時不同張拉力情況下由隔水管重量控制的伸縮節(jié)逐漸穩(wěn)定在9.5 m附近位置，二者間接證明了本文所建模型的準確性。通過張拉力對LMRP位移及伸縮節(jié)沖程的影響結(jié)果分析可知，隔水管的張拉力既不能過大使張緊器超出沖程，也不能過小使LMRP觸底。因此，在現(xiàn)場作業(yè)中應根據(jù)鉆井平臺所處水深、鉆井液密度、伸縮節(jié)沖程極限值計算安全的張拉力，以保證發(fā)生緊急解脫作業(yè)時鉆井平臺的安全。

圖8 不同張拉力時伸縮節(jié)的垂向位置

3 結(jié)論

1) 綜合考慮鉆井液下泄力、張拉力等因素影響，利用ANSYS/AQWA建立了隔水管緊急解脫回彈耦合計算模型，該模型具有較好的計算準確性，可用來模擬分析隔水管解脫后的回彈響應。

2) 模擬計算結(jié)果表明：鉆井液密度越大，鉆井液下泄力越大，隔水管解脫后LMRP觸底的可能性越大；張拉力對LMRP回彈位移和伸縮節(jié)的許用沖程影響較大，張拉力越大，LMRP回彈位移和伸縮節(jié)位移越大。因此，隔水管緊急解脫作業(yè)時應根據(jù)現(xiàn)場鉆井平臺的作業(yè)水深、海況條件、鉆井液密度等條件選擇合適的張拉力，既要防止張拉力過大導致伸縮節(jié)超出沖程撞擊鉆井平臺，又要防止張拉力過小導致隔水管LMRP撞擊防噴器。

[1] 暢元江，陳國明，許亮斌．海洋鉆井隔水管固有頻率的簡化計算[J]．中國海上油氣，2005,17(5)：352-355．

CHANG Yuanjiang,CHEN Guoming,XU Liangbin.Simplified calculation of natural frequencies for marine drilling risers[J].China Offshore Oil and Gas,2005,17(5):352-355.

[2] 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[J].Emergency Equipment,1992.

[3] YANG C K,KIM M H.Transient effects of tendon disconnection of a TLP by hull-tendon-riser coupled dynamic analysis[J].Ocean Engineering,2010,37(8/9):667-677.

[4] 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分析[J]．石油鉆探技術，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.

[5] LI C,FAN H,WANG Z,et al.Two methods for simulating mud discharge after emergency disconnection of a drilling riser[J].Journal of Natural Gas Science & Engineering,2015,28:142-152.

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

[7] GR?NEVIK A.Simulation of drilling riser disconnection-recoil analysis[J].Institutt for Marin Teknikk,2013.

[8] 李朝瑋，樊洪海，汪志明，等．深水鉆井隔水管緊急脫離后的反沖響應[J]．海洋工程，2015,33(4)：121-127．

LI Chaowei,FAN Honghai,WANG Zhiming,et al.Recoil response of deepwater drilling riser during emergency disconnection[J].The Ocean Engineering,2015,33(4):121-127.

[9] YANG C K.Numerical modeling of nonlinear coupling between lines/beams with multiple floating bodies[D].Texas:Texas A & M University,2009.

[10] LI S,CAMPBELL M,HOWELLS H,et al.Tension loss of hydro-pneumatic riser tensioners[C]∥ASME 2013,International Conference on Ocean,Offshore and Arctic Engineering,2013.

[11] 王彌康，林日億，張毅．管內(nèi)單相流體沿程摩阻系數(shù)分析[J]．油氣儲運，1998,17(7)：22-26．

WANG Mikang,LIN Riyi,ZHANG Yi.The analysis of pipe friction coefficient in single phase fluid[J].Oil Gas Storage and Transmission,1998,17(7):22-26.

[12] 刁宇，孫寶龍，王春生，等．高壓壓裂油套環(huán)空井壓降計算[J]．石油礦場機械，2014(3)：26-29．

DIAO Yu,SUN Baolong,WANG Chunsheng,et al.The calculation of high pressure casing annulus' pressure drop[J].Oil Field Equipment,2014(3):26-29.

[13] 劉秀全，陳國明，暢元江，等．臺風條件下深水鉆井隔水管觸底事故分析及對策[J]．石油勘探與開發(fā)，2013,40(6)：738-742．

LIU Xiuquan,CHEN Guoming,CHANG Yuanjiang,et al.Analyses and countermeasures of deepwater drilling riser grounding accidents under typhoon conditions[J].Petroleum Exploration and Development,2013,40(6):738-742.