深水鉆井隔水管避臺撤離動力與長度優化

陳黎明，陳國明，孫友義，蔣世全，暢元江，許亮斌

(1.中國石油大學海洋油氣裝備與安全技術研究中心，山東 東營 257061;2.中海油研究總院，北京100027)

深水鉆井隔水管避臺撤離動力與長度優化

陳黎明1，陳國明1，孫友義2，蔣世全2，暢元江1，許亮斌2

(1.中國石油大學海洋油氣裝備與安全技術研究中心，山東 東營 257061;2.中海油研究總院，北京100027)

鉆井平臺作業過程中遭遇強臺風時，可能由于種種原因導致隔水管未被完全回收，平臺只能下掛隔水管實施撤離。撤離過程中隔水管受到強烈的海流載荷作用，使平臺的撤離航向與航速受到嚴重限制。提出隔水管避臺撤離分析方法，建立軟硬兩種懸掛模式下撤離隔水管有限元模型，進行不同航向與航速下的隔水管懸掛撤離分析，研究隔水管懸掛撤離作業窗口，并對隔水管懸掛長度進行優化。分析表明，隔水管軟懸掛撤離作業窗口較大，推薦平臺采用軟懸掛模式進行撤離，如不具備軟懸掛實施條件，提前回收部分隔水管并將其余部分硬懸掛在平臺上進行撤離也是一種可行的方案。

鉆井隔水管;懸掛;避臺撤離;作業窗口;優化

在鉆井平臺作業過程中遭遇強臺風時，為免受臺風影響而致裝備發生破壞，平臺應采取避航方式躲避臺風［1］。如果能夠提前預測臺風路徑，需要將隔水管自隔水管底部總成(lower marine riser package，簡稱LMRP)處斷開并回收至甲板，然后以拖航或自航方式將平臺駛向安全區域［2］。平臺撤離前，可能因多種原因導致隔水管未被完全回收，如:臺風預報不及時導致平臺撤離前的準備時間不多，建井操作阻礙了在最佳時機實施斷開并回收隔水管的操作，天氣條件發展迅速使回收作業無法繼續進行等［3］，此時平臺只能下掛隔水管實施撤離。平臺航行時懸掛隔水管受到強烈的海流載荷作用，其安全性受到嚴重威脅，極易發生損壞。為保證撤離過程中懸掛隔水管的安全，平臺撤離時應選擇合理的航速和航向。

目前國外針對臺風條件下的隔水管分析側重于其軸向動力學方面［4-6］，尚未涉及撤離過程中懸掛隔水管的研究。這里建立隔水管軟、硬懸掛撤離分析有限元模型，針對平臺避臺撤離中不同航向與航速下的懸掛隔水管柱進行分析，從保證隔水管結構安全角度出發推薦合理的平臺航速和航向，建立平臺懸掛隔水管撤離作業窗口，并對撤離時隔水管的懸掛長度進行優化，為平臺避臺撤離時隔水管作業提供技術參考。

1 隔水管懸掛撤離分析模型與方法

在平臺懸掛隔水管進行撤離時，依照隔水管頂部邊界的不同，可將隔水管懸掛模式分為硬懸掛與軟懸掛兩種，圖1為隔水管懸掛撤離示意圖。隔水管以硬懸掛模式撤離時，伸縮節被壓縮并鎖定，隔水管懸掛于分流器外殼，張緊器被釋放，隔水管頂部剛性懸掛在卡盤上［7］，應用此模式撤離時應注意平臺高速行駛時可能導致隔水管頂端出現大應力而發生屈服，在分析時以隔水管頂部最大應力為作業限制準則，隔水管懸掛模式最大許用應力為441 MPa［8］。隔水管以軟懸掛撤離時，與連接模式下相同，隔水管仍在張緊器處進行懸掛，由張緊器支持從伸縮節外筒到LMRP的隔水管重量［9］，應用此模式撤離時應注意平臺高速行駛時頂部球鉸角度過大導致設備發生損壞或與月池發生碰撞，還應注意平臺的升沉運動幅值不能超出伸縮節或張緊器的沖程限制，分析時以球鉸最大角度為作業限制準則，隔水管系統上球鉸最大許用角度為9°［10-11］。

圖1 隔水管懸掛撤離示意Fig.1 Schematic diagram for riser hang-off evacuation

隨平臺一同撤離的懸掛隔水管在橫向載荷作用下的運動方程:

式中:EI為隔水管的抗彎剛度;Te為隔水管有效張力;mx為隔水管單位長度的質量;f為沿水平方向作用于隔水管單位長度上的波流聯合作用力。且隔水管有效張力 Te的計算公式［11］:

式中:T為作用在隔水管壁上的實際張力;Ao為隔水管外部橫截面積;Po為隔水管外部壓力;Ai為隔水管內部橫截面積;Pi為隔水管內部壓力。

海流載荷采用下式計算:

式中:Fc為隔水管柱單位長度上的海流載荷，CD為拖曳力系數，ρW為海水密度，D為隔水管外徑，v為平臺撤離過程中海流與平臺的相對速度。

采用南海某海域的環境條件，以3 048 m(10 000 ft)水深隔水管為例進行隔水管懸掛撤離分析。根據隔水管配置［9］，以ANSYS為分析平臺，采用浸沒管單元PIPE59，建立隔水管自LMRP至伸縮節外筒的有限元模型，采用時域有限元方法對平臺撤離時處于懸掛狀態的隔水管進行動力分析。平臺的航速作為隔水管頂部動邊界進行考慮，同時考慮與平臺航向成不同角度的海流載荷對隔水管的作用，順流航行時，海流角度為0°;逆流航行時，海流角度為180°。硬懸掛時，隔水管頂部與卡盤剛性連接，將平臺位移直接施加于伸縮節外筒;軟懸掛時，張緊器仍起作用，平臺位移施加于撓性接頭上，對隔水管進行平臺運動激勵下的動力分析。在分析過程中，采用1年一遇、10年一遇和100年一遇的海流載荷分別進行計算，三種重現期下的海流表面流速分別為 1.03 m/s、1.43 m/s與 3.82 m/s。

2 隔水管硬懸掛撤離

2.1 硬懸掛撤離分析

平臺硬懸掛3 048 m長隔水管實施撤離時，在1年一遇、10年一遇和100年一遇的海流作用下，隔水管頂部等效應力隨平臺航速的變化關系見圖2，圖中虛線所示為隔水管的最大許用應力，虛線以下為平臺的適宜航速。正航速指平臺順流航行，負航速指平臺逆流航行。

由圖2可知，平臺順流航行時，隨海流速度增大平臺的最大適用航速變大，適用航速的范圍也變大且整個適用航速范圍向坐標右側移動;平臺逆流航行時，隨海流速度增大，最大適用航速變小。在100年一遇海流作用下，逆流方向上無論平臺航速多少隔水管都會發生失效，說明遭遇100年一遇海流時平臺不能沿逆流方向撤離。對比兩圖可知，相同航速下平臺順流航行時的隔水管頂部應力遠低于平臺逆流航行時，且二者之間差異隨著海流速度的增大而增大;相同海流載荷作用下，沿順流方向撤離時最大適用航速較大，更能夠保證撤離時隔水管的安全。

圖3所示為在10年一遇的海流作用下，平臺以不同航速撤離時懸掛隔水管的穩態變形曲線，零航速指平臺未撤離時。平臺撤離前，懸掛管柱的橫向變形為順流方向;平臺順流航行時，隨著航速增大，懸掛管柱的流向變形逐漸被抑制，航速增大到一定程度后，懸掛管柱的橫向變形由流向變為逆流向，此后隨著航速的繼續增大，懸掛管柱的逆流向變形逐漸增大;平臺逆流航行時，隨著航速增大，懸掛管柱的流向變形逐漸增大。平臺順流航行可以抑制隔水管的橫向變形，進而降低隔水管的頂部應力，因此可有效提高平臺的適用航速。

圖2 隔水管頂部應力隨平臺航速變化關系Fig.2 Riser top end stress plot versus platform velocity

圖3 不同航速下的管柱穩態變形曲線Fig.3 Riser deflection curves under different platform velocities

2.2 硬懸掛撤離作業窗口

考慮平臺撤離航向與海流成不同方向的夾角，以10年一遇海流為例，平臺在不同角度海流作用下頂部應力隨平臺航速變化關系如圖4(a)所示。由圖可知，順流航行時適用航速范圍最大，隨著航向與海流間角度增大，適用航速范圍不斷縮小。根據不同海流角度下平臺的適用航速范圍，可得遭遇10年一遇海流時隔水管硬懸掛撤離的作業窗口，如圖4(b)。在隔水管硬懸掛撤離過程中，如果平臺航向與航速落在淺色部分以內時，則可以保證隔水管的安全;如果平臺航向與航速落在深色區域，則隔水管將會發生失效。由圖可知，遭遇10年一遇海流時，平臺硬懸掛隔水管撤離的作業窗口較為狹窄。

圖4 不同航向隔水管頂部應力隨平臺航速變化關系以及隔水管硬懸掛撤離作業窗口Fig.4 Riser top end stress plot versus platform velocity under different platform heading and evacuation envelopes for hard hang-off mode

2.3 硬懸掛撤離懸掛長度優化

在極端海況來臨之前，為擴大硬懸掛隔水管撤離的作業窗口，保證平臺撤離過程中隔水管的安全，可提前回收部分隔水管。圖5所示為平臺分別懸掛3 048、2 286、1 524與762 m長的隔水管柱實施硬懸掛撤離時，在10年一遇的海流作用下，平臺順流航行時隔水管頂部應力隨平臺航速的變化關系。

由圖5可知，在相同的平臺航速下，懸掛管柱的頂部應力隨著長度的變短而逐漸減小;回收隔水管長度較短時，變化并不明顯，隨著回收長度的增大，隔水管頂部應力迅速減小。分析表明，隨著懸掛管柱長度的變短，平臺的適用航速范圍逐漸變寬，提前回收部分隔水管可有效提高硬懸掛撤離過程中隔水管的安全性。

在1年一遇、10年一遇和100年一遇的0°與180°海流作用下，平臺硬懸掛不同長度隔水管柱實施撤離時的適用航速范圍見表1。由表可知，面對100年一遇的極端海流，隔水管即使回收到762 m時，平臺也仍然不能在逆流方向航行。

表1 硬懸掛撤離不同長度懸掛管柱的適用航速范圍Tab.1 Practical platform velocity ranges for different length strings in hard hang-off evacuation mode

3 隔水管軟懸掛撤離

3.1 軟懸掛撤離分析

平臺軟懸掛3 048 m長隔水管實施撤離時，在1年一遇、10年一遇和100年一遇的海流作用下，上球鉸角度隨平臺航速的變化關系見圖6，圖中虛線所示為上球鉸最大許用轉角9°，虛線以下為平臺的適用航速。

在相同的航速下，海流角度為0°時的上球鉸轉角大大低于海流角度為180°時，且二者之間差異隨著海流速度的增大而增大。在相同海流作用下，海流角度為0°時平臺的最大適用航速要明顯大于海流為180°時。海流為0°時，平臺的適用最大航速隨著海流速度的增大而增大;海流為180°時，平臺的適用最大航速隨著海流速度的增大而減小。

圖5 不同懸掛長度隔水管頂部應力隨平臺航速的變化關系Fig.5 Riser topend stress plot versus platform velocity for different length strings

圖6 上球鉸轉角隨平臺航速的變化關系Fig.6 Upper flex joint rotation plot versus platform velocity

平臺撤離前，上球鉸角度為順流方向的;平臺順流航行時，隨著航速增大，上球鉸沿流向的角度逐漸減小，航速增大到一定程度后，懸掛管柱的上球鉸角度由流向變為逆流向，此后隨著航速的繼續增大，上球鉸的角度逐漸增大。分析表明，軟懸掛模式下上球鉸轉角的響應規律與硬懸掛模式下隔水管頂部應力的響應規律是一致的。同硬懸掛相比，軟懸掛撤離時相同海流作用下平臺撤離適宜航速范圍明顯增大。

3.2 軟懸掛撤離作業窗口

考慮平臺撤離航向與海流成不同方向的夾角，以10年一遇海流為例，平臺在不同角度海流作用下上球鉸轉角隨平臺航速變化關系如圖7(a)所示，虛線為上球鉸許用角度，虛線以下為適用航速范圍。由圖可知，海流方向為0°即順流航向時適用航速范圍最大，隨著海流角度增大，適用航速范圍不斷縮小。根據不同海流角度下平臺的適用航速范圍，可以得到遭遇10年一遇海流時隔水管軟懸掛撤離的作業窗口，如圖7(b)所示。在隔水管軟懸掛撤離過程中，如果平臺航向與航速落在淺色部分以內時，則可以保證隔水管的安全;如果平臺航向與航速落在深色區域，則上球鉸角度超出限制，隔水管與平臺可能發生碰撞。同硬懸掛撤離相比，在極端海流作用下軟懸掛撤離時作業窗口顯著較大，更能夠保證撤離過程中隔水管的安全，推薦平臺在避臺撤離時采用軟懸掛模式。

圖7 不同航向隔水管上球鉸角度隨平臺航速變化關系以及隔水管軟懸掛撤離作業窗口Fig.7 Upper flex joint rotation plot versus platform velocity under different platform heading and evacuation envelopes for soft hang-off mode

3.3 軟懸掛撤離懸掛長度優化

圖8所示為平臺分別懸掛3 048 m、2 286 m、1 524 m與762 m長的隔水管柱實施軟懸掛撤離時，在10年一遇的海流作用下，逆流航行時隔水管上球鉸角度隨平臺航速的變化關系。由圖可知，在相同的平臺航速下，上球鉸角度隨著懸掛管柱長度的變短而逐漸減小。分析表明，隨著懸掛管柱長度的變短，平臺的適用航速范圍逐漸變寬，提前回收部分隔水管可有效提高軟懸掛撤離過程中平臺的最大航速。

在1年一遇、10年一遇和100年一遇的0°與180°海流作用下，平臺軟懸掛不同長度隔水管柱實施撤離時的適用航速范圍見表2，同硬懸掛相比，適用航速范圍明顯擴大。

圖8 不同懸掛長度隔水管上球鉸轉角隨平臺航速的變化關系Fig.8 Upper flex joint rotation plot versus platform velocity for different length strings

表2 軟懸掛撤離不同長度懸掛管柱的適用航速范圍Tab.2 Practical platform velocity ranges for different length strings in soft hang-off evacuation mode

4 結語

1)兩種懸掛模式下，隨著海流速度增大，順流方向的最大適用航速增大，而逆流方向的最大適用航速減小，因此平臺懸掛隔水管實施避臺撤離時，應盡可能沿順流方向航行而避免沿逆流方向航行;順流航行時平臺的適用最大航速也明顯大于逆流航行時。

2)建立兩種懸掛模式下的隔水管懸掛撤離作業窗口，隔水管硬懸掛撤離作業窗口較為狹窄，而軟懸掛可以擴展隔水管懸掛撤離的作業窗口，在鉆井平臺升沉運動幅度不超出伸縮節或張緊器沖程限制時，推薦平臺采用軟懸掛模式進行撤離。

3)兩種模式下，減小懸掛隔水管的長度均可有效增大平臺的最大適用航速，在不具備實施軟懸掛的條件時，在提前回收部分隔水管的基礎上進行硬懸掛撤離也是一種可行的方案。

［1］Riddle Steddum.The management of long，suspended strings of tubulars from floating drilling vessels［C］∥Offshore Technology Conference.2003:OTC15235.

［2］暢元江.深水鉆井隔水管設計方法及其應用研究［D］.東營:中國石油大學，2008.

［3］James N Brekke，Soles J，Withy M A.Drilling riser management for a DP drillship in large，rapidly-developing seastates in deepwater［C］//Society of Petroleum Engineering Drilling Conference.2004:87123.

［4］Enda O'Sullivan，James N Brekke，Michel Dib.Riser deployment and hang-off analysis for a hsrsh environment［C］//Proceedings of 23rd International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering.2004:1143-1153.

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［10］API RP 16Q-1993，Recommended Practice for Design Selection Operation and Maintenance of Marine Drilling Riser System［S］.Washington:American Petroleum Institute，1993.

［11］ISO 13624-1-2007，Petroleum and Natural Gas Industries-Drilling and Production Equipment-Part 1:Design and Operation of Marine Drilling Riser Equipment［S］.International Organization for Standardization，2007.

Dynamic and length optimization of typhoon-avoidance evacuation for deepwater drilling risers

CHEN Li-ming1，CHEN Guo-ming1，SUN You-yi2，JIANG Shi-quan2，CHANG Yuan-jiang1，XU Liang-bin2
(1.Centre for Offshore Engineering and Safety Technology，China University of Petroleum，Dongying 257061，China;2.CNOOC Research Institute，Beijing 100027，China)

When encountering severe typhoon in the operation process，drilling platform must evacuate with the hang off riser which may not be completely retrieved due to various reasons.In the evacuation process，the hang off riser suffers strong current load and the speed and heading of platform is seriously restricted.The analysis method of riser typhoon-avoidance is proposed.The finite element model of the hang off riser evacuation analysis is established to research the evacuation envelopes and optimize the length of hang off riser.Analysis indicates that soft hang off mode extends the evacuation envelopes of hang off riser and it should be selected in the evacuation.When the soft hang off can not be carried out，partly retrieving the riser and hanging the rest in hard configuration is also a feasible plan.

drilling riser;hang off;typhoon-avoidance;operability envelopes;optimization

P751

A

1005-9865(2012)02-0026-06

2011-05-13

國家科技重大專項課題“深水油氣田開發鉆完井工程配套技術”資助項目(2008ZX05026-001-07);國家自然科學基金項目(50904078);中央高校基本科研業務費專項資金資助項目(11CX05009A)

陳黎明(1989-)，男，河南南陽人，碩士生，主要從事深水鉆井作業風險控制、計算機輔助工程與仿真技術的研究。E-mail:dawn136@163.com