深水測(cè)試管柱接觸非線性力學(xué)行為

劉　康, 陳國(guó)明, 朱敬宇, 朱高庚, 孟文波, 劉賢玉

(1.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;2.中海石油(中國(guó))有限公司湛江分公司,廣東湛江 524057)

深水測(cè)試管柱作為海洋油氣勘探開發(fā)的主要工具,長(zhǎng)期處于流急浪高的海水之中,其服役周期的安全性是深水測(cè)試成敗的關(guān)鍵問題之一[1]。深水測(cè)試管柱作業(yè)過程中內(nèi)部有地層油氣的快速流動(dòng),易受到外部隔水管彎曲的影響發(fā)生接觸和摩擦,復(fù)雜的作業(yè)工藝和管柱結(jié)構(gòu)對(duì)深水測(cè)試管柱的服役安全提出新的挑戰(zhàn)。目前針對(duì)深水鉆井隔水管與井口技術(shù)已開展較為系統(tǒng)的研究[2],針對(duì)深水測(cè)試管柱作業(yè)安全分析與控制技術(shù)的研究得到較大進(jìn)展[3-5],考慮雙管接觸力學(xué)特性的研究主要包括海洋雙層管柱鋪設(shè)、安裝過程中的擠壓分析[6-7]和管土耦合作用分析[8-9]等。有關(guān)測(cè)試管柱的研究主要集中在地層段井下管柱的力學(xué)分析、優(yōu)化設(shè)計(jì)、伸長(zhǎng)量計(jì)算等方面[10-12]。張曉濤[13]分析了深水測(cè)試管柱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法,但未針對(duì)深水測(cè)試管柱的力學(xué)性能進(jìn)行分析。謝鑫等[14]在深水測(cè)試管柱頂部邊界仿真的基礎(chǔ)上研究了測(cè)試管柱的動(dòng)力性能,但未考慮深水測(cè)試工藝及內(nèi)外管柱之間相互作用的影響。劉康等[15]基于深水測(cè)試管柱系統(tǒng)的緊急解脫過程分析了測(cè)試平臺(tái)的作業(yè)預(yù)警界限,Harrison 等[16]建立了深水隔水管與內(nèi)管柱的渦激振動(dòng)和疲勞損傷分析模型,但均不涉及典型作業(yè)工況下深水測(cè)試管柱接觸力學(xué)行為及弱點(diǎn)評(píng)估。筆者建立深水測(cè)試管柱-隔水管管中管耦合分析模型,在此基礎(chǔ)上合理設(shè)置工藝條件和溫壓載荷,研究深水測(cè)試管柱在典型作業(yè)工況下的非線性力學(xué)行為,確定全服役周期內(nèi)深水測(cè)試管柱的強(qiáng)度弱點(diǎn)和接觸弱點(diǎn),并開展深水測(cè)試管柱接觸規(guī)律影響因素分析,提出降低風(fēng)險(xiǎn)的作業(yè)管理意見。

1　深水測(cè)試管柱力學(xué)分析模型

1.1　工況介紹

深水測(cè)試的主要目的是在油氣藏投產(chǎn)前或初期準(zhǔn)確評(píng)價(jià)深海地層流體特征和待投產(chǎn)井的潛在生產(chǎn)量。深水測(cè)試管柱是深水測(cè)試過程中關(guān)鍵而又薄弱的環(huán)節(jié),它是連接海底與浮式平臺(tái)的通道,具有測(cè)量和控制測(cè)試參數(shù)的作用。深水測(cè)試管柱屬于細(xì)長(zhǎng)柔性管柱,如圖1所示。由于深水環(huán)境和測(cè)試需求的限制與差異,深水測(cè)試管柱的載荷環(huán)境多變、作業(yè)工序復(fù)雜,然而其作業(yè)過程也具有一定的普遍性。

(1)下入管柱。深水測(cè)試管柱下入過程中,隔水管已處于連接狀態(tài),內(nèi)部充滿測(cè)試液。測(cè)試管柱中的循環(huán)閥打開,內(nèi)外液體連通,測(cè)試管柱內(nèi)外壓力均為沿管柱軸向的測(cè)試液靜液壓。

圖1　深水測(cè)試管柱系統(tǒng)示意圖Fig.1　Schematic diagram of deepwater test string system

(2)加壓射孔。深水測(cè)試一般采用加壓方式打開射孔槍。首先降低測(cè)試管柱內(nèi)部液位或注入低密度誘噴液以達(dá)到保護(hù)儲(chǔ)層、增加地層流體流通性的目的,然后通過輔助管線從水下防噴器附近對(duì)測(cè)試管柱環(huán)空加壓打開測(cè)試閥,再?gòu)霓D(zhuǎn)盤處對(duì)測(cè)試管柱內(nèi)部加壓起爆點(diǎn)火射孔槍。

(3)開井流動(dòng)。射孔后,測(cè)試管柱環(huán)空壓力保持不變,管柱內(nèi)部流體首先進(jìn)行大產(chǎn)量返排,以防止水合物的生成,之后依次經(jīng)過流動(dòng)取樣,變流動(dòng)求產(chǎn)等測(cè)試過程。測(cè)試過程中管柱內(nèi)液體為地層油氣,外部液體為測(cè)試液。測(cè)試管柱的壓力環(huán)境和溫度環(huán)境受到地層油氣顯著的影響。

(4)關(guān)井回壓。深水測(cè)試通過關(guān)閉測(cè)試閥,實(shí)現(xiàn)井下關(guān)井,恢復(fù)地層壓力。此時(shí)測(cè)試管柱內(nèi)部的地層流體和外部的測(cè)試液均處于靜止?fàn)顟B(tài)。為達(dá)到防止水合物生成的要求,需要放空測(cè)試閥以上的壓力,測(cè)試管柱內(nèi)部壓力基本為零。

1.2　力學(xué)模型

服役期間深水測(cè)試管柱系統(tǒng)受到諸多內(nèi)外載荷的影響。波浪和海流力為主要的橫向載荷,通常采用莫里森公式進(jìn)行計(jì)算[17]。頂張力、重力和浮力載荷為主要的軸向載荷,測(cè)試管柱外管和內(nèi)管頂部分別由張緊器和大鉤提供頂張力,分析過程中采用力邊界進(jìn)行模擬,推薦使用法國(guó)石油研究院提出的基于底部殘余張力的頂張力計(jì)算方法[18]。

根據(jù)管柱的載荷特點(diǎn),將隔水管和測(cè)試管柱簡(jiǎn)化為小撓度縱橫彎曲梁,其變形控制方程為

(1)

式中,E為材料彈性模量,Pa;I為截面慣性矩,m4;y為水平位移,m;x為任一點(diǎn)的垂直高度,m;T為軸向力,N;w為管柱重量線密度,N/m;F為管柱承載的橫向載荷,包括環(huán)境載荷和管柱間的接觸載荷,N。

深水測(cè)試開井流動(dòng)過程中,地層流體在測(cè)試管柱內(nèi)部運(yùn)動(dòng),管柱的溫度和壓力環(huán)境受到地層油氣流動(dòng)的影響,當(dāng)?shù)貙恿黧w穩(wěn)態(tài)流動(dòng)時(shí),測(cè)試管柱內(nèi)部壓力微分方程[19]可表示為

(2)

式中,p為測(cè)試管柱內(nèi)部壓力,MPa;ρ為地層流體密度,kg/m3;θ為管柱傾斜角度,(°);ff為地層流體的摩阻系數(shù);v為地層流體流速,m/s;dtest為測(cè)試管柱的內(nèi)徑,m。

深水測(cè)試管柱內(nèi)油氣穩(wěn)態(tài)流動(dòng)的溫度微分方程表示為

(3)

式中,T為測(cè)試管柱和管柱內(nèi)部流體的軸向溫度,℃;rt為傳熱半徑,m;ke為海水或地層的導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·℃);Uto為總傳熱系數(shù),W/(m2·℃);Te為海水或地層的環(huán)境溫度,℃;qi為地層流體的質(zhì)量流量,kg/s;ft為瞬態(tài)傳熱函數(shù);cp為地層流體比定壓熱容,J/(kg·℃)。

為真實(shí)地模擬測(cè)試管柱與隔水管之間的相互影響,描述測(cè)試管柱在彎曲隔水管中的應(yīng)力狀態(tài)及接觸規(guī)律,采用管中管建模技術(shù)開展研究。圖2中藍(lán)色區(qū)域?yàn)楦羲?紅色區(qū)域?yàn)闇y(cè)試管柱,綠色區(qū)域是限制隔水管和測(cè)試管柱管中管約束的接觸單元,當(dāng)兩者間距等于零時(shí)即產(chǎn)生接觸力。

接觸單元的內(nèi)力表示為

(4)

圖2　深水測(cè)試管柱-隔水管接觸模型Fig.2　Contact model for test string and riser

2　實(shí)例分析與討論

2.1　基礎(chǔ)數(shù)據(jù)與溫壓載荷

以中國(guó)南海1 500 m某深水氣井為例。基本參數(shù)如下:波高為2.2 m,跨零周期為5.9 s,海流表面流速為0.345 m/s;測(cè)試儲(chǔ)層深度為 3 520～3 560 m,井型為直井,井底溫度(BHT)為93 ℃,井底壓力(BHP)為45 MPa;海水密度為1 025 kg/m3,測(cè)試液密度為1 350 kg/m3,儲(chǔ)層流體相對(duì)密度為0.62;上下?lián)闲越宇^轉(zhuǎn)動(dòng)剛度分別為8.8和127.4 kN·m·(°)-1;地層、儲(chǔ)層流體、海水和管柱的導(dǎo)熱系數(shù)分別為2.06、 0.03、 0.57和43.26 W/(m·℃);儲(chǔ)層流體比定壓熱容為2 227 J/(kg·℃);外管柱隔水管系統(tǒng)主要采用單根長(zhǎng)度為 22.86 m,外徑為 0.533 4 m的浮力單根,深水測(cè)試管柱自上而下的結(jié)構(gòu)配置見表1。

表1　深水測(cè)試管柱結(jié)構(gòu)配置

開井流動(dòng)作業(yè)中測(cè)試管柱的內(nèi)外壓力和溫度受到地層流體的顯著影響,因此首先確定沿管柱軸向的溫度和壓力載荷?；谑?2)和(3)進(jìn)行深水測(cè)試管柱溫壓場(chǎng)分布規(guī)律研究。實(shí)例分析中,測(cè)試方案依次設(shè)置為70×104m3/d大產(chǎn)量返排,30×104m3/d井下取樣,120×104、150×104m3/d變流動(dòng)求產(chǎn),結(jié)果如圖3所示。

由圖3(a)可知,實(shí)例井海平面溫度為25 ℃,海水溫度自上而下逐漸減小,海底泥面溫度達(dá)到最低值3 ℃,地層溫度呈線性逐漸增加,井底溫度達(dá)到最大值93 ℃;開井流動(dòng)期間測(cè)試管柱最底端溫度和井底溫度相等,自下而上逐漸減小,且隨著產(chǎn)量的增加測(cè)試管柱的溫度逐漸升高,管柱自下而上的溫度減幅逐漸變小。由圖3(b)可知:由于實(shí)際測(cè)試作業(yè)中地層段測(cè)試管柱環(huán)空因溫度升高引起的壓力增量會(huì)放掉,環(huán)空壓力場(chǎng)基本不受測(cè)試產(chǎn)量的影響;由于測(cè)試閥作業(yè)需求及封隔器的密封作用,測(cè)試管柱環(huán)空壓力在懸掛器和封隔器附近處發(fā)生突變;測(cè)試管柱最底端內(nèi)部壓力與地層壓力保持一致(45 MPa),自下而上呈線性減小趨勢(shì),測(cè)試產(chǎn)量是內(nèi)部壓力減小斜率的決定性因素。

圖3　深水測(cè)試管柱溫壓場(chǎng)分布Fig.3　Shaft temperature and pressure of deepwater test string

2.2　深水測(cè)試管柱力學(xué)性能

依據(jù)深水測(cè)試工藝過程,將隔水管底部設(shè)置為固定端,測(cè)試管柱底部采用力邊界模擬井下管柱的有效重力,隔水管和測(cè)試管柱頂部施加垂直方向力邊界和水平方向位移邊界進(jìn)行模擬。結(jié)合上述溫壓場(chǎng)分析結(jié)果,采用PYTHON語言進(jìn)行ABAQUS二次開發(fā)開展深水測(cè)試管柱系統(tǒng)力學(xué)分析,下入管柱、加壓射孔、開井流動(dòng)(以120×104m3/d為例)和關(guān)井回壓4個(gè)典型工況分析結(jié)果如圖4所示。

圖4　不同作業(yè)工況下測(cè)試管柱應(yīng)力分布Fig.4　Von Mises stress of test string under different modes

由圖4可知,深水測(cè)試管柱在下入、射孔和開井工況的von Mises等效應(yīng)力整體自上而下呈線性逐漸減小,關(guān)井工況則呈弧形趨勢(shì)減小;4種工況下,測(cè)試管柱的等效應(yīng)力在上、中、下扶正器等承載截面積變化的位置發(fā)生突變;測(cè)試管柱頂部和下?lián)闲越宇^對(duì)應(yīng)位置測(cè)試管柱的應(yīng)力水平由于彎矩變化出現(xiàn)急劇增加的現(xiàn)象;實(shí)例井測(cè)試管柱可以滿足服役周期的強(qiáng)度需求,加壓射孔和關(guān)井回壓屬于服役周期中的危險(xiǎn)工況;測(cè)試管柱頂部位置、下?lián)闲越宇^和扶正器鄰近區(qū)域是整個(gè)深水測(cè)試管柱系統(tǒng)的強(qiáng)度弱點(diǎn)位置,在檢測(cè)、維修時(shí)需要特別關(guān)注。

下入工況測(cè)試管柱內(nèi)外壓力均為測(cè)試液靜液壓,管柱溫度與相應(yīng)高度的海水溫度一致,內(nèi)外壓差小,溫度變化也小,測(cè)試管柱環(huán)向應(yīng)力和徑向應(yīng)力基本為零,整體應(yīng)力水平最小;射孔工況測(cè)試管柱與下入工況相比,環(huán)境條件的主要變化是內(nèi)外壓力不同,該過程中測(cè)試管柱內(nèi)部為誘噴液,外部為測(cè)試液,防噴器處環(huán)空施加一定壓力(如3.5 MPa),轉(zhuǎn)盤處測(cè)試管柱內(nèi)部施加高壓(如35 MPa),內(nèi)部的高壓作用使測(cè)試管柱等效應(yīng)力增加;開井工況下,測(cè)試管柱的壓力和溫度環(huán)境發(fā)生明顯改變,管柱內(nèi)部地層流體的高溫高壓作用使管柱等效應(yīng)力增加;關(guān)井工況下,管柱內(nèi)部為地層流體靜液壓,壓力急劇減小到接近于零,使得內(nèi)外壓力不平衡,管柱應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生很大變化,由于管柱下部?jī)?nèi)外壓差較大,等效應(yīng)力呈現(xiàn)出略微增加的趨勢(shì)。

以30×104、70×104、120×104、150×104m3/d測(cè)試產(chǎn)量為例,分析測(cè)試產(chǎn)量對(duì)測(cè)試管柱強(qiáng)度的影響,結(jié)果如圖5所示。由圖5可知,測(cè)試管柱的等效應(yīng)力狀態(tài)隨著測(cè)試產(chǎn)量的增加呈減小趨勢(shì)。原因?yàn)?①隨著產(chǎn)量的增加,測(cè)試管柱溫度增加,熱脹冷縮的作用抵消一部分軸向力;②深水測(cè)試管柱在測(cè)試工況下內(nèi)壓始終大于外壓,隨著產(chǎn)量的增加,測(cè)試管柱內(nèi)部壓力降低而外部壓力基本不變,內(nèi)外壓差減小,環(huán)向應(yīng)力減小,導(dǎo)致等效應(yīng)力減小。

圖5　不同測(cè)試產(chǎn)量下測(cè)試管柱應(yīng)力分布Fig.5　Von Mises stress of test string under different productions

2.3　深水測(cè)試管柱接觸特性

深水環(huán)境中測(cè)試管柱系統(tǒng)持續(xù)受到波浪、海流、平臺(tái)偏移等載荷的影響,內(nèi)外管柱之間的接觸時(shí)有發(fā)生,影響到測(cè)試管柱、關(guān)鍵設(shè)備及臍帶纜的安全性。為進(jìn)一步揭示測(cè)試管柱與隔水管的接觸規(guī)律,針對(duì)深水測(cè)試工藝過程中內(nèi)外管柱之間的接觸力進(jìn)行分析,結(jié)果如圖6所示。

由圖6可知:深水測(cè)試管柱服役周期中隔水管與測(cè)試管柱之間表現(xiàn)出隨機(jī)接觸的規(guī)律,但下?lián)闲越宇^及扶正器位置始終為測(cè)試管柱與隔水管的接觸點(diǎn),其中下?lián)闲越宇^處接觸載荷最大;由于扶正器的保護(hù)作用,防噴閥、承流閥和水下樹等關(guān)鍵設(shè)備處不存在接觸力或接觸力極小,說明扶正器的設(shè)置達(dá)到良好的保護(hù)效果;測(cè)試管柱與隔水管的接觸點(diǎn)除了撓性接頭和扶正器外主要集中在兩個(gè)區(qū)域(即水下100～400 m和水下1 200～1 400 m),可針對(duì)此區(qū)域考慮增加扶正器以減小接觸。

圖6　測(cè)試管柱接觸力分布Fig.6　Contact force between test string and riser

深水測(cè)試管柱系統(tǒng)中上撓性接頭處隔水管的曲率較大,但由于上撓性接頭附近測(cè)試管柱在上部平臺(tái)轉(zhuǎn)盤以及下部上扶正器中心位置固定,且考慮到測(cè)試管柱與隔水管之間的徑向間隙,測(cè)試管柱與隔水管一般不會(huì)發(fā)生接觸,因此上撓性接頭處沒有接觸載荷;配備下部撓性接頭的主要目的是適應(yīng)隔水管與水下防噴器組之間的角度偏差,然而隔水管與防噴器組臨近區(qū)域隔水管彎矩降低的同時(shí),測(cè)試管柱與撓性接頭的接觸也會(huì)增加,因此測(cè)試管柱在下?lián)闲越宇^處的接觸載荷較大,易發(fā)生管柱磨損失效。

鑒于下?lián)闲越宇^處接觸力最大,是深水測(cè)試管柱磨損最薄弱的環(huán)節(jié),為進(jìn)一步揭示下?lián)闲越宇^處管柱之間的接觸特性,分析平臺(tái)偏移、隔水管頂張力及下?lián)闲越宇^轉(zhuǎn)動(dòng)剛度對(duì)下?lián)闲越宇^處接觸力的影響規(guī)律,結(jié)果如圖7所示。

圖7　接觸載荷影響因素分析Fig.7　Analysis of influence factor for contact force

由圖7(a)可知,在-40～40 m的作業(yè)區(qū)間內(nèi)隨著浮式平臺(tái)位移的增大,下?lián)闲越宇^轉(zhuǎn)角從-1.2°逐漸增加到1.5°,下?lián)闲越宇^處的接觸載荷先減小后增大,當(dāng)浮式平臺(tái)偏移處于-20～10 m時(shí)測(cè)試管柱與隔水管之間的接觸載荷為零,主要原因是下?lián)闲越宇^臨近位置的下扶正器對(duì)測(cè)試管柱的固定效應(yīng)造成下?lián)闲越宇^轉(zhuǎn)角較小時(shí)沒有接觸載荷。由圖7(b)可知,隨著隔水管頂張力的增大,測(cè)試管柱和隔水管之間的接觸力逐漸減小,主要由于頂張力增大時(shí),撓性接頭轉(zhuǎn)角和隔水管的彎曲變形減小,測(cè)試管柱與隔水管之間的接觸載荷降低。由圖7(c)可知,隨著下?lián)闲越宇^轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的增大,下?lián)闲越宇^傾角逐漸減小,較大的下?lián)闲越宇^轉(zhuǎn)動(dòng)剛度可以抑制自身的轉(zhuǎn)動(dòng)角度,從而減小測(cè)試管柱與之接觸的載荷。綜上所述,選用較大的隔水管頂張力和下?lián)闲越宇^轉(zhuǎn)動(dòng)剛度,控制浮式平臺(tái)的作業(yè)范圍有利于降低下?lián)闲越宇^處的接觸力,減小測(cè)試管柱摩擦和磨損的發(fā)生。

3　結(jié)　論

(1)開井流動(dòng)過程中測(cè)試管柱的溫壓場(chǎng)受到地層流體的顯著影響,內(nèi)部壓力自下而上呈線性減小,溫度自下而上呈曲線減小,測(cè)試產(chǎn)量是管柱內(nèi)部壓力和溫度減小速率的決定性因素。

(2)4種典型作業(yè)工況中,深水測(cè)試管柱的等效應(yīng)力整體自上而下逐漸減小,加壓射孔和關(guān)井回壓屬于測(cè)試管柱服役周期中的危險(xiǎn)工況;開井流動(dòng)期間測(cè)試管柱的應(yīng)力狀態(tài)隨著測(cè)試產(chǎn)量的增加呈減小趨勢(shì);測(cè)試管柱頂部位置、下?lián)闲越宇^和扶正器鄰近區(qū)域是整個(gè)深水測(cè)試管柱的強(qiáng)度弱點(diǎn)位置,在檢測(cè)、維修時(shí)需要特別的關(guān)注。

(3)深水測(cè)試管柱服役過程中與隔水管之間表現(xiàn)出隨機(jī)接觸的規(guī)律,但下?lián)闲越宇^和扶正器位置始終為接觸點(diǎn),下?lián)闲越宇^處接觸載荷最大,是深水測(cè)試管柱的接觸弱點(diǎn);提高外管隔水管頂張力和下?lián)闲越宇^轉(zhuǎn)動(dòng)剛度,控制浮式平臺(tái)的作業(yè)范圍有利于降低下?lián)闲越宇^處的接觸力,減小深水測(cè)試管柱作業(yè)周期摩擦和磨損的發(fā)生。