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    深水鉆井隔水管系統(tǒng)配置及動(dòng)力學(xué)特性分析

    2018-06-09 10:42:52王國榮毛良杰
    關(guān)鍵詞:海流深水水管

    王國榮*,曾 誠,毛良杰,李 陽

    1.“油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程”國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室·西南石油大學(xué),四川成都610500 2.“流體及動(dòng)力機(jī)械”教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室·西華大學(xué),四川成都610039 3.“深水工程”重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室·中海油研究總院有限責(zé)任公司,北京朝陽100028

    引 言

    鉆井隔水管系統(tǒng)是連接鉆井平臺和海底防噴器的關(guān)鍵通道,在鉆井過程中,用來隔離內(nèi)部鉆井液與外部海水、建立鉆井液循環(huán)通道、引導(dǎo)鉆井工具等。隔水管在波浪、洋流的剪切和沖擊作用下容易使隔水管產(chǎn)生疲勞、損傷、破壞、泄漏等失效,是導(dǎo)致海洋鉆井作業(yè)出現(xiàn)安全事故的主要原因,甚至帶來嚴(yán)重的工程事故和環(huán)境破壞。2009年,僅在中國南海,Husky石油公司就由于遭遇極端天氣和海況,隔水管失效或破壞產(chǎn)生的經(jīng)濟(jì)損失超過5 000×104USD。2003年,根據(jù)美國地礦部研究報(bào)告公布的數(shù)據(jù),美國一年之內(nèi)由隔水管引發(fā)的事故多達(dá)7次[1]。以上這些事故均由隔水管強(qiáng)度設(shè)計(jì)不合理導(dǎo)致隔水管失效而引起的。

    因此,隔水管一旦出現(xiàn)故障引發(fā)事故不僅影響鉆井作業(yè)進(jìn)展、平臺與作業(yè)人員安全,還會(huì)帶來巨大的財(cái)產(chǎn)損失和環(huán)境災(zāi)害。因此,進(jìn)一步研究深水鉆井隔水管系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)行為,深入了解隔水管動(dòng)力特性對于確保深水鉆井的安全作業(yè)具有重要意義。

    國內(nèi)外對隔水管動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了許多研究[1-6]。1974年,Burke最早通過建立靜態(tài)和動(dòng)態(tài)的數(shù)學(xué)模型描述隔水管的動(dòng)力學(xué)行為,并運(yùn)用該模型計(jì)算了2000英尺長隔水管的動(dòng)力學(xué)特性[2]。1985年,Ertas等使用莫里森方程模擬海流力,通過離散坐標(biāo)法將方程離散,用有限差分法和有限元方法對其進(jìn)行了求解[5]。1991年,Wu等著重考量了管內(nèi)流體在不同頂張力的情況下對動(dòng)力響應(yīng)的影響[7]。2004年,石曉兵等考慮三維載荷對隔水管的作用,采用用有限元法分析計(jì)算了深水鉆井隔水管的動(dòng)力特性進(jìn)行[8-9]。結(jié)果表明隔水管靠近水面的位置,其彎曲載荷最大。2008年,暢元江等基于正交試驗(yàn)設(shè)計(jì),采用準(zhǔn)靜態(tài)分析系統(tǒng)進(jìn)行有限元計(jì)算,從幾何參數(shù)、海況參數(shù)、浮力塊參數(shù)和作業(yè)參數(shù)幾方面對隔水管的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了分析[10-11]。同年,楊茂紅推導(dǎo)了隔水管內(nèi)外流體流固耦合影響下的振動(dòng)方程,研究了不同內(nèi)部流體類型影響下,鉆井隔水管的變形特征[12]。2013年,劉清友等利用最小勢能原理,建立了隔水管動(dòng)力學(xué)方程,該模型考慮了海洋環(huán)境和鉆井工況的耦合作用,發(fā)現(xiàn)隔水管的變性特征對鉆井液流速不敏感;鉆桿、頂張力對隔水管振動(dòng)幅度有顯著影響,而頂張力與隔水管橫向位移呈負(fù)相關(guān)[13]。2016年,馮鈺欽等使用中心差商法對隔水管力學(xué)行為數(shù)學(xué)模型進(jìn)行了數(shù)值分析[14]。

    在前人的研究基礎(chǔ)上,進(jìn)一步開展了隔水管動(dòng)力特性分析,重點(diǎn)分析其對隔水管設(shè)計(jì)參數(shù)和海洋環(huán)境參數(shù)的敏感性。采用變分原理建立了風(fēng)浪流影響下的隔水管動(dòng)力響應(yīng)分析理論模型,利用有限單元法結(jié)合Newmark-β法對模型進(jìn)行求解,模擬實(shí)況作業(yè)下的工程及環(huán)境因素對隔水管動(dòng)力響應(yīng)的影響。

    1 海洋隔水管配置的基本特征

    目前,世界上僅有少數(shù)幾個(gè)海洋強(qiáng)國具備深水鉆井隔水管研發(fā)和制造的能力,如美國、挪威和俄羅斯。目前,最大的深水鉆井隔水管制造商為美國的GE-VetcoGray和Cameron兩家公司,它們生產(chǎn)的隔水管配套齊全,功能強(qiáng)大,規(guī)格完善[15]。

    深水鉆井隔水管按照材料等級分配的話一般有3級,分別為X65、X80和X100,按照壁厚來選配的話一般有5種系列,分別為12.70,15.88,20.62,25.4以及37.75 mm。鉆井隔水管在海洋環(huán)境中受力復(fù)雜,而隔水管之間的連接接頭又是薄弱點(diǎn)。因此,隔水管之間連接結(jié)構(gòu)需保證安全。國外主要有4種連接結(jié)構(gòu):法蘭式、炮栓式、筒夾式以及卡箍式,4種結(jié)構(gòu)各有特點(diǎn)[16]。此外,隔水管通常還連接有附加管線,密封件等,需要根據(jù)海洋環(huán)境、水下受力以及鉆井區(qū)域的情況和鉆井工況進(jìn)行選配,此外,還需盡量滿足輕量化設(shè)計(jì)的原則。

    用于中國南海的深水鉆井隔水管單根基本參數(shù)如表1所示。

    表1 隔水管單根基本參數(shù)Tab.1 Basic parameters of drilling riser joint

    隔水管外徑均為533.40 mm,單根長度為22.86 m,壁厚有 4種類型,分別為 25.40,23.81,22.20和 19.05 mm,材料等級為 X–80,其配置的浮力塊外徑均為1 371.60 mm,提供的浮力有4種規(guī)格。隔水管上通常安裝有節(jié)流管線、壓井管線、液壓管線、鉆井液增壓管線和化學(xué)劑注入管線等5根輔助管線[16],具體參數(shù)見表2。

    表2 隔水管輔助管線基本參數(shù)Tab.2 Auxiliary pipes on drilling riser

    表3為南海某口深水井的隔水管系統(tǒng)配置,是典型的隔水管管串的連接方式。從平臺到海底井口依次為分離器、上部撓性接頭、適配短節(jié)、伸縮節(jié)、隔水管、適配器、LMRP、下部撓性接頭、海底防噴器。

    表3 南海某井隔水管實(shí)際配置Tab.3 Drilling riser string configuration of one well in the South China Sea

    該隔水管配置具有以下特點(diǎn)。(1)隔水管靠近海面的部分以及靠近海底的部分不安裝浮力塊。海面的風(fēng)、浪、流流速較大,并且該區(qū)域常有波浪,若在此區(qū)域安裝浮力塊,會(huì)增大隔水管的水力學(xué)外徑。由莫里森方程可知,拖曳力隨圓柱體的外徑增大而增大,若在該區(qū)域配置浮力塊會(huì)造成較大的拖曳力,不利于作業(yè)安全??拷5椎母羲艿撞坎捎寐銌胃蛴卸?,一是由于海底存在流速較大的暗流,減小外徑可以減小海流力的作用;二是采用裸單根更利于水下的安裝操作。(2)壁厚從海面到海底逐漸減?。ǔ撞客猓?。這是因?yàn)轫敳扛羲芤惺芟虏扛羲茏灾?,此外,頂部隔水管要承受較大的張力作用,且上部海洋環(huán)境載荷較大。因此,為保證隔水管有足夠大的強(qiáng)度,上部應(yīng)采用較大壁厚的隔水管;而下部隔水管的壁厚逐漸減薄,有利于減輕自重,以便減小上部隔水管承受的重量。(3)中間部分隔水管全部配置了浮力塊。這是因?yàn)樾枰o隔水管系統(tǒng)提供較大的浮力以減輕隔水管的濕重,進(jìn)而給張力器提供更大的余量。(4)在隔水管上部,靠近海平面下方安裝有填充閥。由于隔水管外即是海洋,而隔水管內(nèi)有鉆井液流動(dòng),內(nèi)外流體的水壓作用剛好抵消。當(dāng)隔水管內(nèi)部鉆井液泄露而導(dǎo)致壓力不平衡時(shí),填充閥將自動(dòng)工作,讓外部海水進(jìn)入隔水管,填充鉆井液留下的空間以避免因內(nèi)外壓力不平衡而發(fā)生隔水管擠毀事故。

    2 隔水管力學(xué)模型

    2.1 隔水管動(dòng)力學(xué)模型

    深水鉆井隔水管是剛性的圓管,可簡化為彈性梁,并假設(shè)隔水管每個(gè)單元的位移小于其自身的幾何尺寸。隔水管在平面內(nèi)發(fā)生彎曲變形,符合材料力學(xué)中的平面變形假設(shè)。隔水管的節(jié)點(diǎn)參數(shù)為每個(gè)單元的轉(zhuǎn)角和位移,分別取管內(nèi)流體微元以及隔水管微元(圖1,圖2),作如下假設(shè):

    (1)管道假設(shè)為簡支梁,忽略軸線方向向剪力;

    (2)忽略海水對隔水管的阻尼;

    (3)管道材料為均質(zhì)彈性材料,應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系滿足胡克定律。

    設(shè)隔水管的變形轉(zhuǎn)角為θ,忽略高階微量的影響(θ很小),并利用近似算式:cosθ≈1與根據(jù)流體單元與隔水管單元受力圖(圖2a)及其加速度圖(圖2b),可分別列出隔水管在y方向的受力平衡方程[17]。

    流體微元段y方向的力平衡方程

    隔水管微元段y方向的力平衡方程

    根據(jù)材料力學(xué),剪力Q可表示為

    圖1 隔水管內(nèi)鉆井液流體微元段受力示意圖Fig.1 Free-body diagram of drilling fluid microelement in drilling riser

    圖2 隔水管微元段受力示意圖Fig.2 Free-body diagram of drilling riser microelement.

    聯(lián)立式(1)~式(3)可得隔水管橫向運(yùn)動(dòng)微分方程

    同理,在隔水管受到內(nèi)部流體與外部流體的壓力作用下,隔水管軸向效張力Te計(jì)算公式為

    從式(4)中的第一項(xiàng)可以看出其為四階偏微分方程,需4個(gè)邊界條件便可求解該方程。隔水管底端撓性接頭旋轉(zhuǎn)剛度為Kb,隔水管底端邊界條件可表示為

    隔水管的上端為撓性接頭,假設(shè)其旋轉(zhuǎn)剛度為Ku且隔水管上端會(huì)隨平臺的偏移而發(fā)生一定的偏移,平臺的偏移量用Sp(t)表示,則上端邊界條件可表示為

    結(jié)合邊界條件,采用埃爾米特三次插值函數(shù)對隔水管數(shù)學(xué)模型進(jìn)行離散,就可以求解數(shù)學(xué)方程。

    2.2 海洋環(huán)境載荷計(jì)算

    (1)海面海流流度計(jì)算

    海流速度可以由風(fēng)海流的速度和潮汐流的速度通過矢量相加得到

    (2)隔水管單位長度上的海流力

    (3)波浪力

    波浪力fH包括兩部分:水平拖曳力fD、水平慣性力fI。

    水平拖曳力fD:沿波浪傳播方向的拖曳力。波浪質(zhì)點(diǎn)速度為ux,水平速度ux由于往復(fù)運(yùn)動(dòng)正時(shí)負(fù),故在拖曳力公式中ux|ux|代替ux2,就可以在計(jì)算中明確拖曳力是正還是負(fù),有水平慣性力fI:由波浪水質(zhì)點(diǎn)運(yùn)動(dòng)的水平加速度所引起的對柱體作用力,有

    作用于隔水管任意高度z處單位長度上的海流力可表示為[18]

    2.3 求解方法

    采用時(shí)域分析法求解隔水管的動(dòng)力響應(yīng)獲得每個(gè)節(jié)點(diǎn)中相關(guān)參數(shù)隨時(shí)間的變化情況,求解流程圖見圖3。

    圖3 隔水管動(dòng)力響應(yīng)求解流程圖Fig.3 Flowchart of solution for dynamic response of drilling riser

    模型采用Newmark-β求解,利用Lagrange中值定理將時(shí)間進(jìn)行離散,首先,對ti至ti+1時(shí)段內(nèi)加速度變化規(guī)律進(jìn)行假設(shè),然后,以ti時(shí)刻的運(yùn)動(dòng)量為初始值,通過積分獲得下一個(gè)時(shí)刻的運(yùn)動(dòng)公式[19]。隔水管動(dòng)力響應(yīng)模型。

    3 深水鉆井隔水管動(dòng)力學(xué)分析

    根據(jù)前文推導(dǎo)的隔水管力學(xué)模型,編寫了深水鉆井隔水管動(dòng)力分析程序,對隔水管的動(dòng)力特性進(jìn)行模擬計(jì)算。以南海某井基本配置對隔水管動(dòng)力特性進(jìn)行模擬。

    隔水管的相關(guān)以及海洋環(huán)境如相關(guān)計(jì)算參數(shù)如表4所示(表中,G-隔水管浮重倍數(shù)),假設(shè)海洋環(huán)境載荷不隨時(shí)間的變化而變化,計(jì)算隔水管在沒有考慮渦激振動(dòng)、類似靜載荷作用下的動(dòng)力響應(yīng)。

    表4 相關(guān)計(jì)算參數(shù)Tab.4 Calculation parameters

    3.1 頂張力對隔水管變形影響分析

    目前其余參數(shù)不變,分別計(jì)算了頂張力為1.10,1.20,1.30 G時(shí)的隔水管變形特征,分析不同頂張力作用下隔水管動(dòng)力響應(yīng)特征,模擬計(jì)算結(jié)果如圖4所示。

    圖4 不同頂張力情況下隔水管流向位移包絡(luò)線Fig.4 Displacement diagram in in-flow direction in different top tensions

    從圖4可以看出,隨著隔水管頂張力增大,隔水管的位移將減小。這是因?yàn)楦羲艿捻攺埩υ龃螅簿皖愃朴谠黾恿烁羲艿膹澢鷦偠?,即隔水管抵抗外力作用的變形能力增大,因而出現(xiàn)如圖4中,隔水管位移明顯降低的現(xiàn)象。但是,隨著隔水管頂張力增大,單位截面上隔水管的張力增大,尤其是這將大大增大上部隔水管段的張力,進(jìn)而降低隔水管單根之間的連接作用,嚴(yán)重的甚至?xí)斐晌kU(xiǎn)情況。因此,現(xiàn)場情況下,需要根據(jù)海洋環(huán)境以及隔水管強(qiáng)度與配置進(jìn)行合理的設(shè)定與控制。當(dāng)海洋環(huán)境惡劣之時(shí),在保證隔水管安全的情況下,適當(dāng)?shù)脑黾痈羲艿捻攺埩Γ梢杂行Х乐箰毫雍Q蟓h(huán)境下,隔水管變形過大。

    3.2 海流對隔水管變形影響分析

    (1)海流類型對隔水管變形影響分析

    海流是一個(gè)矢量,隔水管周圍的海流可以考慮為海流速度場。在一定時(shí)間以及一定的海域范圍內(nèi),海流類型以及流速隨時(shí)間變化有限,因此,在分析中,將海流考慮為定常流。選擇了1.0 m/s的均勻流、表面流速為1.0 m/s,底部流速為0的剪切流以及表4中參數(shù)所模擬計(jì)算的海流,分析不同海流類型對隔水管動(dòng)力響應(yīng)特征的影響規(guī)律(圖5)。

    從圖5可以看出,在1.0 m/s的均勻流作用下,隔水管最大變形出現(xiàn)在750 m附近,即中間位置處;在表層流速為1.0 m/s,底部流速為0的剪切流作用下,隔水管最大變形出現(xiàn)在880 m附近,即上三分之一位置偏下一點(diǎn);模擬海流作用下,隔水管最大變形出現(xiàn)在810 m附近,即中間位置偏上一點(diǎn)。這是因?yàn)樵诰鶆蛄髯饔孟?,海流所形成的海流力類似于均布載荷,其等效的集中力在中間位置進(jìn)而使隔水管在中間位置處變形最大;而當(dāng)隔水管受剪切流作用時(shí),剪切流所形成海流力類似于三角形載荷,其等效的集中力在上三分之一位置進(jìn)而使隔水管在上部位置處變形最大;而當(dāng)隔水管受模擬海流力作用時(shí),其等效的集中力在中間偏上,進(jìn)而使隔水管最大變形出現(xiàn)在中間偏上一點(diǎn)??梢姡A髁魉俚姆植贾苯佑绊懙阶饔糜诟羲苌系暮A髁Φ姆植继攸c(diǎn),進(jìn)而影響到隔水管的變形特征。

    圖5 不同海流類型作用下隔水管流向位移包絡(luò)線Fig.5 Displacement diagram in in-flow direction in different ocean current types

    (2)表面流速對隔水管變形影響分析

    由于水層之間的摩擦力會(huì)使海流流速逐漸降低,因此,利用本文海流流速計(jì)算方法分析不同表面流速作用下隔水管的動(dòng)力響應(yīng)特征。圖6為表面流速分別為0.5,1.0及1.5 m/s時(shí),隔水管變形特征。從圖6可以看出,當(dāng)表面流速為0.5 m/s,隔水管最大位移為0.75 m;當(dāng)表面流速為1.0 m/s,隔水管最大位移為4.50 m;當(dāng)表面流速為1.5 m/s,隔水管最大位移為13.50 m。

    綜上可知,表面流速增加,隔水管變形及位移增加幅度加劇。因此,海流類型與其流速分布及大小是影響隔水管動(dòng)力特性的重要原因。在隔水管設(shè)計(jì)時(shí),需要結(jié)合所在海域的海流特點(diǎn)來對隔水管進(jìn)行分析和設(shè)計(jì)。

    圖6 不同表面流速作用下隔水管流向位移包絡(luò)線Fig.6 Displacement diagram in in-flow direction in different surface flow velocities

    3.3 風(fēng)速對隔水管變形影響分析

    表面海流流速對隔水管變形具有顯著影響。而風(fēng)速將對表面海流的流速產(chǎn)生作用。因此,分析風(fēng)速對隔水管動(dòng)力特性的影響規(guī)律是十分必要的。圖7是風(fēng)速分別為0,5.0,10.0及30.0 m/s時(shí),隔水管的變形特征。

    圖7 不同風(fēng)速作用下隔水管流向位移包絡(luò)線Fig.7 Displacement diagram in in-flow direction in different wind speeds

    從圖7可見,當(dāng)風(fēng)速在0~10.0 m/s時(shí),隔水管位移變化不明顯,而當(dāng)風(fēng)速增大到30.0 m/s,即臺風(fēng)水平的風(fēng)力來臨時(shí),隔水管位移明顯增大。這是因?yàn)楫?dāng)風(fēng)速很低時(shí),風(fēng)速引起的表面流速很小,對隔水管造成的影響有限,而當(dāng)風(fēng)速增大到一定程度之后,表面流速進(jìn)一步增大,海流造成的影響將逐漸表現(xiàn)出來。因此,在進(jìn)行隔水管設(shè)計(jì)時(shí),根據(jù)特定海域的海況特點(diǎn),常規(guī)海況下,風(fēng)速對隔水管力學(xué)特性的影響可以忽略,而當(dāng)極端天氣(如臺風(fēng))來臨時(shí),隔水管的位移明顯增大,所以在這種情況下,必須考慮風(fēng)速引起的表面海流流速的增量對隔水管造成的影響。

    4 結(jié) 論

    (1)增加頂張力可以降低隔水管振動(dòng)的位移,因此,可以適量增加頂張力來減小隔水管系統(tǒng)的變形,但過大的頂張力會(huì)使隔水管更易產(chǎn)生疲勞損害,這需要進(jìn)一步的研究。

    (2)海流類型通過影響海流力在軸向的分布特點(diǎn)來影響到隔水管的變形特征。隔水管的變形規(guī)律與其受到的海流力的等效集中力分布規(guī)律一致。

    (3)海水表面流速對隔水管動(dòng)力響應(yīng)的影響十分明顯,表面流速增大時(shí),隔水管位移將大幅增加。

    (4)常規(guī)海況下,隔水管的動(dòng)力響應(yīng)幾乎不受風(fēng)速的影響,而當(dāng)極端天氣(如臺風(fēng))時(shí),風(fēng)速的增加會(huì)給表面流速帶來一個(gè)顯著的增量,從而加劇隔水管的變形。

    符號說明

    θ-隔水管的變形轉(zhuǎn)角,(?);

    x、y、z-三維坐標(biāo),m;

    mf-單位長度內(nèi)部流體的質(zhì)量,kg;

    t-時(shí)間,s;

    V-鉆井液流速,m/s;

    F-海洋環(huán)境載荷力,N;

    q-單位長度隔水管均布海洋環(huán)境載荷,N;

    S-單位長度隔水管受力面積,m2;

    Ai-隔水管的內(nèi)橫截面積,m2;

    pi-鉆井液產(chǎn)生的靜壓力,Pa;

    c-結(jié)構(gòu)阻尼,無因次;

    mr-單位長度隔水管質(zhì)量,kg;

    T-隔水管張力分布,N;

    fy-y方向隔水管單位長度上的海流載荷,N;

    Q-剪力,N·m;

    E-彈性模量,MPa;

    I-隔水管的慣性矩,m4;

    Ttop-隔水管頂部張力,N;

    g-重力加速度,g=9.8 m/s2;

    Ao-隔水管的內(nèi)橫截面積,m2;

    po-海水產(chǎn)生的靜壓力,Pa;

    Kb-下部撓性接頭的旋轉(zhuǎn)剛度,N·m(/?);

    Ku-上部撓性接頭的旋轉(zhuǎn)剛度,N·m(/?);

    L-隔水管長度,m;

    vc-當(dāng)前海流速度矢量,m/s;

    Vcw-海風(fēng)流速度矢量,m/s;

    Vd-潮流速度矢量,m/s;

    U-海流速度,m/s;

    d-隔水管的直徑,m;

    ρw-當(dāng)前海域海水的密度,kg/m3;

    CD-阻力系數(shù),無因次;

    CM-慣性力系數(shù),無因次;

    fH-波浪力,N;

    fD-水平拖曳力,N;

    fI-水平慣性力,N;

    A-單位高度柱體沿垂直于波浪傳播方向的投影面積,m2;

    ux-波浪質(zhì)點(diǎn)水平方向的速度,m/s;

    ρ-海水密度,kg/m3;

    V0-單位高度柱體排水體積,m3。

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