深水钻井隔水管避台撤离动力与长度优化

陈黎明，陈国明，孙友义，蒋世全，畅元江，许亮斌

(1.中国石油大学海洋油气装备与安全技术研究中心，山东 东营 257061;2.中海油研究总院，北京100027)

深水钻井隔水管避台撤离动力与长度优化

陈黎明1，陈国明1，孙友义2，蒋世全2，畅元江1，许亮斌2

(1.中国石油大学海洋油气装备与安全技术研究中心，山东 东营 257061;2.中海油研究总院，北京100027)

钻井平台作业过程中遭遇强台风时，可能由于种种原因导致隔水管未被完全回收，平台只能下挂隔水管实施撤离。撤离过程中隔水管受到强烈的海流载荷作用，使平台的撤离航向与航速受到严重限制。提出隔水管避台撤离分析方法，建立软硬两种悬挂模式下撤离隔水管有限元模型，进行不同航向与航速下的隔水管悬挂撤离分析，研究隔水管悬挂撤离作业窗口，并对隔水管悬挂长度进行优化。分析表明，隔水管软悬挂撤离作业窗口较大，推荐平台采用软悬挂模式进行撤离，如不具备软悬挂实施条件，提前回收部分隔水管并将其余部分硬悬挂在平台上进行撤离也是一种可行的方案。

钻井隔水管;悬挂;避台撤离;作业窗口;优化

在钻井平台作业过程中遭遇强台风时，为免受台风影响而致装备发生破坏，平台应采取避航方式躲避台风［1］。如果能够提前预测台风路径，需要将隔水管自隔水管底部总成(lower marine riser package，简称LMRP)处断开并回收至甲板，然后以拖航或自航方式将平台驶向安全区域［2］。平台撤离前，可能因多种原因导致隔水管未被完全回收，如:台风预报不及时导致平台撤离前的准备时间不多，建井操作阻碍了在最佳时机实施断开并回收隔水管的操作，天气条件发展迅速使回收作业无法继续进行等［3］，此时平台只能下挂隔水管实施撤离。平台航行时悬挂隔水管受到强烈的海流载荷作用，其安全性受到严重威胁，极易发生损坏。为保证撤离过程中悬挂隔水管的安全，平台撤离时应选择合理的航速和航向。

目前国外针对台风条件下的隔水管分析侧重于其轴向动力学方面［4-6］，尚未涉及撤离过程中悬挂隔水管的研究。这里建立隔水管软、硬悬挂撤离分析有限元模型，针对平台避台撤离中不同航向与航速下的悬挂隔水管柱进行分析，从保证隔水管结构安全角度出发推荐合理的平台航速和航向，建立平台悬挂隔水管撤离作业窗口，并对撤离时隔水管的悬挂长度进行优化，为平台避台撤离时隔水管作业提供技术参考。

1 隔水管悬挂撤离分析模型与方法

在平台悬挂隔水管进行撤离时，依照隔水管顶部边界的不同，可将隔水管悬挂模式分为硬悬挂与软悬挂两种，图1为隔水管悬挂撤离示意图。隔水管以硬悬挂模式撤离时，伸缩节被压缩并锁定，隔水管悬挂于分流器外壳，张紧器被释放，隔水管顶部刚性悬挂在卡盘上［7］，应用此模式撤离时应注意平台高速行驶时可能导致隔水管顶端出现大应力而发生屈服，在分析时以隔水管顶部最大应力为作业限制准则，隔水管悬挂模式最大许用应力为441 MPa［8］。隔水管以软悬挂撤离时，与连接模式下相同，隔水管仍在张紧器处进行悬挂，由张紧器支持从伸缩节外筒到LMRP的隔水管重量［9］，应用此模式撤离时应注意平台高速行驶时顶部球铰角度过大导致设备发生损坏或与月池发生碰撞，还应注意平台的升沉运动幅值不能超出伸缩节或张紧器的冲程限制，分析时以球铰最大角度为作业限制准则，隔水管系统上球铰最大许用角度为9°［10-11］。

图1 隔水管悬挂撤离示意Fig.1 Schematic diagram for riser hang-off evacuation

随平台一同撤离的悬挂隔水管在横向载荷作用下的运动方程:

式中:EI为隔水管的抗弯刚度;Te为隔水管有效张力;mx为隔水管单位长度的质量;f为沿水平方向作用于隔水管单位长度上的波流联合作用力。且隔水管有效张力 Te的计算公式［11］:

式中:T为作用在隔水管壁上的实际张力;Ao为隔水管外部横截面积;Po为隔水管外部压力;Ai为隔水管内部横截面积;Pi为隔水管内部压力。

海流载荷采用下式计算:

式中:Fc为隔水管柱单位长度上的海流载荷，CD为拖曳力系数，ρW为海水密度，D为隔水管外径，v为平台撤离过程中海流与平台的相对速度。

采用南海某海域的环境条件，以3 048 m(10 000 ft)水深隔水管为例进行隔水管悬挂撤离分析。根据隔水管配置［9］，以ANSYS为分析平台，采用浸没管单元PIPE59，建立隔水管自LMRP至伸缩节外筒的有限元模型，采用时域有限元方法对平台撤离时处于悬挂状态的隔水管进行动力分析。平台的航速作为隔水管顶部动边界进行考虑，同时考虑与平台航向成不同角度的海流载荷对隔水管的作用，顺流航行时，海流角度为0°;逆流航行时，海流角度为180°。硬悬挂时，隔水管顶部与卡盘刚性连接，将平台位移直接施加于伸缩节外筒;软悬挂时，张紧器仍起作用，平台位移施加于挠性接头上，对隔水管进行平台运动激励下的动力分析。在分析过程中，采用1年一遇、10年一遇和100年一遇的海流载荷分别进行计算，三种重现期下的海流表面流速分别为 1.03 m/s、1.43 m/s与 3.82 m/s。

2 隔水管硬悬挂撤离

2.1 硬悬挂撤离分析

平台硬悬挂3 048 m长隔水管实施撤离时，在1年一遇、10年一遇和100年一遇的海流作用下，隔水管顶部等效应力随平台航速的变化关系见图2，图中虚线所示为隔水管的最大许用应力，虚线以下为平台的适宜航速。正航速指平台顺流航行，负航速指平台逆流航行。

由图2可知，平台顺流航行时，随海流速度增大平台的最大适用航速变大，适用航速的范围也变大且整个适用航速范围向坐标右侧移动;平台逆流航行时，随海流速度增大，最大适用航速变小。在100年一遇海流作用下，逆流方向上无论平台航速多少隔水管都会发生失效，说明遭遇100年一遇海流时平台不能沿逆流方向撤离。对比两图可知，相同航速下平台顺流航行时的隔水管顶部应力远低于平台逆流航行时，且二者之间差异随着海流速度的增大而增大;相同海流载荷作用下，沿顺流方向撤离时最大适用航速较大，更能够保证撤离时隔水管的安全。

图3所示为在10年一遇的海流作用下，平台以不同航速撤离时悬挂隔水管的稳态变形曲线，零航速指平台未撤离时。平台撤离前，悬挂管柱的横向变形为顺流方向;平台顺流航行时，随着航速增大，悬挂管柱的流向变形逐渐被抑制，航速增大到一定程度后，悬挂管柱的横向变形由流向变为逆流向，此后随着航速的继续增大，悬挂管柱的逆流向变形逐渐增大;平台逆流航行时，随着航速增大，悬挂管柱的流向变形逐渐增大。平台顺流航行可以抑制隔水管的横向变形，进而降低隔水管的顶部应力，因此可有效提高平台的适用航速。

图2 隔水管顶部应力随平台航速变化关系Fig.2 Riser top end stress plot versus platform velocity

图3 不同航速下的管柱稳态变形曲线Fig.3 Riser deflection curves under different platform velocities

2.2 硬悬挂撤离作业窗口

考虑平台撤离航向与海流成不同方向的夹角，以10年一遇海流为例，平台在不同角度海流作用下顶部应力随平台航速变化关系如图4(a)所示。由图可知，顺流航行时适用航速范围最大，随着航向与海流间角度增大，适用航速范围不断缩小。根据不同海流角度下平台的适用航速范围，可得遭遇10年一遇海流时隔水管硬悬挂撤离的作业窗口，如图4(b)。在隔水管硬悬挂撤离过程中，如果平台航向与航速落在浅色部分以内时，则可以保证隔水管的安全;如果平台航向与航速落在深色区域，则隔水管将会发生失效。由图可知，遭遇10年一遇海流时，平台硬悬挂隔水管撤离的作业窗口较为狭窄。

图4 不同航向隔水管顶部应力随平台航速变化关系以及隔水管硬悬挂撤离作业窗口Fig.4 Riser top end stress plot versus platform velocity under different platform heading and evacuation envelopes for hard hang-off mode

2.3 硬悬挂撤离悬挂长度优化

在极端海况来临之前，为扩大硬悬挂隔水管撤离的作业窗口，保证平台撤离过程中隔水管的安全，可提前回收部分隔水管。图5所示为平台分别悬挂3 048、2 286、1 524与762 m长的隔水管柱实施硬悬挂撤离时，在10年一遇的海流作用下，平台顺流航行时隔水管顶部应力随平台航速的变化关系。

由图5可知，在相同的平台航速下，悬挂管柱的顶部应力随着长度的变短而逐渐减小;回收隔水管长度较短时，变化并不明显，随着回收长度的增大，隔水管顶部应力迅速减小。分析表明，随着悬挂管柱长度的变短，平台的适用航速范围逐渐变宽，提前回收部分隔水管可有效提高硬悬挂撤离过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°与180°海流作用下，平台硬悬挂不同长度隔水管柱实施撤离时的适用航速范围见表1。由表可知，面对100年一遇的极端海流，隔水管即使回收到762 m时，平台也仍然不能在逆流方向航行。

表1 硬悬挂撤离不同长度悬挂管柱的适用航速范围Tab.1 Practical platform velocity ranges for different length strings in hard hang-off evacuation mode

3 隔水管软悬挂撤离

3.1 软悬挂撤离分析

平台软悬挂3 048 m长隔水管实施撤离时，在1年一遇、10年一遇和100年一遇的海流作用下，上球铰角度随平台航速的变化关系见图6，图中虚线所示为上球铰最大许用转角9°，虚线以下为平台的适用航速。

在相同的航速下，海流角度为0°时的上球铰转角大大低于海流角度为180°时，且二者之间差异随着海流速度的增大而增大。在相同海流作用下，海流角度为0°时平台的最大适用航速要明显大于海流为180°时。海流为0°时，平台的适用最大航速随着海流速度的增大而增大;海流为180°时，平台的适用最大航速随着海流速度的增大而减小。

图5 不同悬挂长度隔水管顶部应力随平台航速的变化关系Fig.5 Riser topend stress plot versus platform velocity for different length strings

图6 上球铰转角随平台航速的变化关系Fig.6 Upper flex joint rotation plot versus platform velocity

平台撤离前，上球铰角度为顺流方向的;平台顺流航行时，随着航速增大，上球铰沿流向的角度逐渐减小，航速增大到一定程度后，悬挂管柱的上球铰角度由流向变为逆流向，此后随着航速的继续增大，上球铰的角度逐渐增大。分析表明，软悬挂模式下上球铰转角的响应规律与硬悬挂模式下隔水管顶部应力的响应规律是一致的。同硬悬挂相比，软悬挂撤离时相同海流作用下平台撤离适宜航速范围明显增大。

3.2 软悬挂撤离作业窗口

考虑平台撤离航向与海流成不同方向的夹角，以10年一遇海流为例，平台在不同角度海流作用下上球铰转角随平台航速变化关系如图7(a)所示，虚线为上球铰许用角度，虚线以下为适用航速范围。由图可知，海流方向为0°即顺流航向时适用航速范围最大，随着海流角度增大，适用航速范围不断缩小。根据不同海流角度下平台的适用航速范围，可以得到遭遇10年一遇海流时隔水管软悬挂撤离的作业窗口，如图7(b)所示。在隔水管软悬挂撤离过程中，如果平台航向与航速落在浅色部分以内时，则可以保证隔水管的安全;如果平台航向与航速落在深色区域，则上球铰角度超出限制，隔水管与平台可能发生碰撞。同硬悬挂撤离相比，在极端海流作用下软悬挂撤离时作业窗口显著较大，更能够保证撤离过程中隔水管的安全，推荐平台在避台撤离时采用软悬挂模式。

图7 不同航向隔水管上球铰角度随平台航速变化关系以及隔水管软悬挂撤离作业窗口Fig.7 Upper flex joint rotation plot versus platform velocity under different platform heading and evacuation envelopes for soft hang-off mode

3.3 软悬挂撤离悬挂长度优化

图8所示为平台分别悬挂3 048 m、2 286 m、1 524 m与762 m长的隔水管柱实施软悬挂撤离时，在10年一遇的海流作用下，逆流航行时隔水管上球铰角度随平台航速的变化关系。由图可知，在相同的平台航速下，上球铰角度随着悬挂管柱长度的变短而逐渐减小。分析表明，随着悬挂管柱长度的变短，平台的适用航速范围逐渐变宽，提前回收部分隔水管可有效提高软悬挂撤离过程中平台的最大航速。

在1年一遇、10年一遇和100年一遇的0°与180°海流作用下，平台软悬挂不同长度隔水管柱实施撤离时的适用航速范围见表2，同硬悬挂相比，适用航速范围明显扩大。

图8 不同悬挂长度隔水管上球铰转角随平台航速的变化关系Fig.8 Upper flex joint rotation plot versus platform velocity for different length strings

表2 软悬挂撤离不同长度悬挂管柱的适用航速范围Tab.2 Practical platform velocity ranges for different length strings in soft hang-off evacuation mode

4 结语

1)两种悬挂模式下，随着海流速度增大，顺流方向的最大适用航速增大，而逆流方向的最大适用航速减小，因此平台悬挂隔水管实施避台撤离时，应尽可能沿顺流方向航行而避免沿逆流方向航行;顺流航行时平台的适用最大航速也明显大于逆流航行时。

2)建立两种悬挂模式下的隔水管悬挂撤离作业窗口，隔水管硬悬挂撤离作业窗口较为狭窄，而软悬挂可以扩展隔水管悬挂撤离的作业窗口，在钻井平台升沉运动幅度不超出伸缩节或张紧器冲程限制时，推荐平台采用软悬挂模式进行撤离。

3)两种模式下，减小悬挂隔水管的长度均可有效增大平台的最大适用航速，在不具备实施软悬挂的条件时，在提前回收部分隔水管的基础上进行硬悬挂撤离也是一种可行的方案。

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［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.

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［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

国家科技重大专项课题“深水油气田开发钻完井工程配套技术”资助项目(2008ZX05026-001-07);国家自然科学基金项目(50904078);中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(11CX05009A)

陈黎明(1989-)，男，河南南阳人，硕士生，主要从事深水钻井作业风险控制、计算机辅助工程与仿真技术的研究。E-mail:dawn136@163.com