2018,
Vol. 42
2. 中海石油(中国)有限公司湛江分公司, 广东湛江 524057
2. Zhanjiang Branch of CNOOC(China) Company Limited, Zhanjiang 524057, China
深水测试管柱作为海洋油气勘探开发的主要工具, 长期处于流急浪高的海水之中, 其服役周期的安全性是深水测试成败的关键问题之一[1]。深水测试管柱作业过程中内部有地层油气的快速流动, 易受到外部隔水管弯曲的影响发生接触和摩擦, 复杂的作业工艺和管柱结构对深水测试管柱的服役安全提出新的挑战。目前针对深水钻井隔水管与井口技术已开展较为系统的研究[2], 针对深水测试管柱作业安全分析与控制技术的研究得到较大进展[3-5], 考虑双管接触力学特性的研究主要包括海洋双层管柱铺设、安装过程中的挤压分析[6-7]和管土耦合作用分析[8-9]等。有关测试管柱的研究主要集中在地层段井下管柱的力学分析、优化设计、伸长量计算等方面[10-12]。张晓涛[13]分析了深水测试管柱结构设计方法, 但未针对深水测试管柱的力学性能进行分析。谢鑫等[14]在深水测试管柱顶部边界仿真的基础上研究了测试管柱的动力性能, 但未考虑深水测试工艺及内外管柱之间相互作用的影响。刘康等[15]基于深水测试管柱系统的紧急解脱过程分析了测试平台的作业预警界限, Harrison等[16]建立了深水隔水管与内管柱的涡激振动和疲劳损伤分析模型, 但均不涉及典型作业工况下深水测试管柱接触力学行为及弱点评估。笔者建立深水测试管柱-隔水管管中管耦合分析模型, 在此基础上合理设置工艺条件和温压载荷, 研究深水测试管柱在典型作业工况下的非线性力学行为, 确定全服役周期内深水测试管柱的强度弱点和接触弱点, 并开展深水测试管柱接触规律影响因素分析, 提出降低风险的作业管理意见。
1 深水测试管柱力学分析模型 1.1 工况介绍深水测试的主要目的是在油气藏投产前或初期准确评价深海地层流体特征和待投产井的潜在生产量。深水测试管柱是深水测试过程中关键而又薄弱的环节, 它是连接海底与浮式平台的通道, 具有测量和控制测试参数的作用。深水测试管柱属于细长柔性管柱, 如图 1所示。由于深水环境和测试需求的限制与差异, 深水测试管柱的载荷环境多变、作业工序复杂, 然而其作业过程也具有一定的普遍性。
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图 1 深水测试管柱系统示意图 Fig.1 Schematic diagram of deepwater test string system |
(1) 下入管柱。深水测试管柱下入过程中, 隔水管已处于连接状态, 内部充满测试液。测试管柱中的循环阀打开, 内外液体连通, 测试管柱内外压力均为沿管柱轴向的测试液静液压。
(2) 加压射孔。深水测试一般采用加压方式打开射孔枪。首先降低测试管柱内部液位或注入低密度诱喷液以达到保护储层、增加地层流体流通性的目的, 然后通过辅助管线从水下防喷器附近对测试管柱环空加压打开测试阀, 再从转盘处对测试管柱内部加压起爆点火射孔枪。
(3) 开井流动。射孔后, 测试管柱环空压力保持不变, 管柱内部流体首先进行大产量返排, 以防止水合物的生成, 之后依次经过流动取样, 变流动求产等测试过程。测试过程中管柱内液体为地层油气, 外部液体为测试液。测试管柱的压力环境和温度环境受到地层油气显著的影响。
(4) 关井回压。深水测试通过关闭测试阀, 实现井下关井, 恢复地层压力。此时测试管柱内部的地层流体和外部的测试液均处于静止状态。为达到防止水合物生成的要求, 需要放空测试阀以上的压力, 测试管柱内部压力基本为零。
1.2 力学模型服役期间深水测试管柱系统受到诸多内外载荷的影响。波浪和海流力为主要的横向载荷, 通常采用莫里森公式进行计算[17]。顶张力、重力和浮力载荷为主要的轴向载荷, 测试管柱外管和内管顶部分别由张紧器和大钩提供顶张力, 分析过程中采用力边界进行模拟, 推荐使用法国石油研究院提出的基于底部残余张力的顶张力计算方法[18]。
根据管柱的载荷特点, 将隔水管和测试管柱简化为小挠度纵横弯曲梁, 其变形控制方程为
| $ EI\frac{{{{\rm{d}}^4}y}}{{{\rm{d}}{x^4}}} - T\left( x \right)\frac{{{{\rm{d}}^2}y}}{{{\rm{d}}{x^2}}} - w\left( x \right)\frac{{{\rm{d}}y}}{{{\rm{d}}x}} = F\left( x \right). $ | (1) |
式中, E为材料弹性模量, Pa; I为截面惯性矩, m4; y为水平位移, m; x为任一点的垂直高度, m; T为轴向力, N; w为管柱重量线密度, N/m; F为管柱承载的横向载荷, 包括环境载荷和管柱间的接触载荷, N。
深水测试开井流动过程中, 地层流体在测试管柱内部运动, 管柱的温度和压力环境受到地层油气流动的影响, 当地层流体稳态流动时, 测试管柱内部压力微分方程[19]可表示为
| $ \frac{{{\rm{d}}p}}{{{\rm{d}}x}} = \rho g\cos \theta + \frac{{{f_{\rm{f}}}\rho {v^2}}}{{{d_{{\rm{test}}}}}} - \frac{{\rho v{\rm{d}}v}}{{{\rm{d}}x}}. $ | (2) |
式中, p为测试管柱内部压力, MPa; ρ为地层流体密度, kg/m3; θ为管柱倾斜角度, (°); ff为地层流体的摩阻系数; v为地层流体流速, m/s; dtest为测试管柱的内径, m。
深水测试管柱内油气稳态流动的温度微分方程表示为
| $ \frac{{{\rm{d}}T}}{{{\rm{d}}x}} = \frac{{g\cos \theta - \frac{{v{\rm{d}}v}}{{{\rm{d}}x}} + \frac{{2{\rm{ \mathsf{ π} }}{r_{\rm{t}}}{k_{\rm{e}}}{U_{{\rm{to}}}}(T - {T_{\rm{e}}})}}{{{q_{\rm{i}}}({k_{\rm{e}}} + {r_{\rm{t}}}{U_{{\rm{to}}}}{f_{\rm{t}}})}}}}{{{c_p}}}. $ | (3) |
式中, T为测试管柱和管柱内部流体的轴向温度, ℃; rt为传热半径, m; ke为海水或地层的导热系数, W/(m·℃); Uto为总传热系数, W/(m2·℃); Te为海水或地层的环境温度, ℃; qi为地层流体的质量流量, kg/s; ft为瞬态传热函数; cp为地层流体比定压热容, J/(kg·℃)。
为真实地模拟测试管柱与隔水管之间的相互影响, 描述测试管柱在弯曲隔水管中的应力状态及接触规律, 采用管中管建模技术开展研究。图 2中蓝色区域为隔水管, 红色区域为测试管柱, 绿色区域是限制隔水管和测试管柱管中管约束的接触单元, 当两者间距等于零时即产生接触力。
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图 2 深水测试管柱-隔水管接触模型 Fig.2 Contact model for test string and riser |
接触单元的内力表示为
| $ \left\{ \begin{array}{l} {R_i} = 0;{T_i} = 0, \left| {\frac{1}{2}({d_i} - {D_i}) - |{{\bar v}_i}|} \right| \ge \varepsilon ;\\ {R_i} \ge 0;{T_i} = f{R_i}, \left| {\frac{1}{2}({d_i} - {D_i}) - |{{\bar v}_i}|} \right| < \varepsilon . \end{array} \right. $ | (4) |
式中, Ri和Ti分别为第i个单元对应的法向反力和摩擦力, N; di和Di分别为第i个单元对应的外管内径和内管外径, m; vi为第i个单元的间隙变化量, m; ε为一个小量, 通常取10-4~10-5; f为摩擦系数, 取0.25。
2 实例分析与讨论 2.1 基础数据与温压载荷以中国南海1 500 m某深水气井为例。基本参数如下:波高为2.2 m, 跨零周期为5.9 s, 海流表面流速为0.345 m/s; 测试储层深度为3 520~3 560 m, 井型为直井, 井底温度(BHT)为93 ℃, 井底压力(BHP)为45 MPa; 海水密度为1 025 kg/m3, 测试液密度为1 350 kg/m3, 储层流体相对密度为0.62;上下挠性接头转动刚度分别为8.8和127.4 kN·m·(°)-1; 地层、储层流体、海水和管柱的导热系数分别为2.06、0.03、0.57和43.26 W/(m·℃); 储层流体比定压热容为2 227 J/(kg·℃); 外管柱隔水管系统主要采用单根长度为22.86 m, 外径为0.533 4 m的浮力单根, 深水测试管柱自上而下的结构配置见表 1。
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表 1 深水测试管柱结构配置 Table 1 Configuration of deepwater test string |
开井流动作业中测试管柱的内外压力和温度受到地层流体的显著影响, 因此首先确定沿管柱轴向的温度和压力载荷。基于式(2)和(3)进行深水测试管柱温压场分布规律研究。实例分析中, 测试方案依次设置为70×104 m3/d大产量返排, 30×104 m3/d井下取样, 120×104、150×104 m3/d变流动求产, 结果如图 3所示。
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图 3 深水测试管柱温压场分布 Fig.3 Shaft temperature and pressure of deepwater test string |
由图 3(a)可知, 实例井海平面温度为25 ℃, 海水温度自上而下逐渐减小, 海底泥面温度达到最低值3 ℃, 地层温度呈线性逐渐增加, 井底温度达到最大值93 ℃; 开井流动期间测试管柱最底端温度和井底温度相等, 自下而上逐渐减小, 且随着产量的增加测试管柱的温度逐渐升高, 管柱自下而上的温度减幅逐渐变小。由图 3(b)可知:由于实际测试作业中地层段测试管柱环空因温度升高引起的压力增量会放掉, 环空压力场基本不受测试产量的影响; 由于测试阀作业需求及封隔器的密封作用, 测试管柱环空压力在悬挂器和封隔器附近处发生突变; 测试管柱最底端内部压力与地层压力保持一致(45 MPa), 自下而上呈线性减小趋势, 测试产量是内部压力减小斜率的决定性因素。
2.2 深水测试管柱力学性能依据深水测试工艺过程, 将隔水管底部设置为固定端, 测试管柱底部采用力边界模拟井下管柱的有效重力, 隔水管和测试管柱顶部施加垂直方向力边界和水平方向位移边界进行模拟。结合上述温压场分析结果, 采用PYTHON语言进行ABAQUS二次开发开展深水测试管柱系统力学分析, 下入管柱、加压射孔、开井流动(以120×104 m3/d为例)和关井回压4个典型工况分析结果如图 4所示。
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图 4 不同作业工况下测试管柱应力分布 Fig.4 Von Mises stress of test string under different modes |
由图 4可知, 深水测试管柱在下入、射孔和开井工况的von Mises等效应力整体自上而下呈线性逐渐减小, 关井工况则呈弧形趋势减小; 4种工况下, 测试管柱的等效应力在上、中、下扶正器等承载截面积变化的位置发生突变; 测试管柱顶部和下挠性接头对应位置测试管柱的应力水平由于弯矩变化出现急剧增加的现象; 实例井测试管柱可以满足服役周期的强度需求, 加压射孔和关井回压属于服役周期中的危险工况; 测试管柱顶部位置、下挠性接头和扶正器邻近区域是整个深水测试管柱系统的强度弱点位置, 在检测、维修时需要特别关注。
下入工况测试管柱内外压力均为测试液静液压, 管柱温度与相应高度的海水温度一致, 内外压差小, 温度变化也小, 测试管柱环向应力和径向应力基本为零, 整体应力水平最小; 射孔工况测试管柱与下入工况相比, 环境条件的主要变化是内外压力不同, 该过程中测试管柱内部为诱喷液, 外部为测试液, 防喷器处环空施加一定压力(如3.5 MPa), 转盘处测试管柱内部施加高压(如35 MPa), 内部的高压作用使测试管柱等效应力增加; 开井工况下, 测试管柱的压力和温度环境发生明显改变, 管柱内部地层流体的高温高压作用使管柱等效应力增加; 关井工况下, 管柱内部为地层流体静液压, 压力急剧减小到接近于零, 使得内外压力不平衡, 管柱应力状态发生很大变化, 由于管柱下部内外压差较大, 等效应力呈现出略微增加的趋势。
以30×104、70×104、120×104、150×104 m3/d测试产量为例, 分析测试产量对测试管柱强度的影响, 结果如图 5所示。由图 5可知, 测试管柱的等效应力状态随着测试产量的增加呈减小趋势。原因为:①随着产量的增加, 测试管柱温度增加, 热胀冷缩的作用抵消一部分轴向力; ②深水测试管柱在测试工况下内压始终大于外压, 随着产量的增加, 测试管柱内部压力降低而外部压力基本不变, 内外压差减小, 环向应力减小, 导致等效应力减小。
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图 5 不同测试产量下测试管柱应力分布 Fig.5 Von Mises stress of test string under different productions |
深水环境中测试管柱系统持续受到波浪、海流、平台偏移等载荷的影响, 内外管柱之间的接触时有发生, 影响到测试管柱、关键设备及脐带缆的安全性。为进一步揭示测试管柱与隔水管的接触规律, 针对深水测试工艺过程中内外管柱之间的接触力进行分析, 结果如图 6所示。
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图 6 测试管柱接触力分布 Fig.6 Contact force between test string and riser |
由图 6可知:深水测试管柱服役周期中隔水管与测试管柱之间表现出随机接触的规律, 但下挠性接头及扶正器位置始终为测试管柱与隔水管的接触点, 其中下挠性接头处接触载荷最大; 由于扶正器的保护作用, 防喷阀、承流阀和水下树等关键设备处不存在接触力或接触力极小, 说明扶正器的设置达到良好的保护效果; 测试管柱与隔水管的接触点除了挠性接头和扶正器外主要集中在两个区域(即水下100~400 m和水下1 200~1 400 m), 可针对此区域考虑增加扶正器以减小接触。
深水测试管柱系统中上挠性接头处隔水管的曲率较大, 但由于上挠性接头附近测试管柱在上部平台转盘以及下部上扶正器中心位置固定, 且考虑到测试管柱与隔水管之间的径向间隙, 测试管柱与隔水管一般不会发生接触, 因此上挠性接头处没有接触载荷; 配备下部挠性接头的主要目的是适应隔水管与水下防喷器组之间的角度偏差, 然而隔水管与防喷器组临近区域隔水管弯矩降低的同时, 测试管柱与挠性接头的接触也会增加, 因此测试管柱在下挠性接头处的接触载荷较大, 易发生管柱磨损失效。
鉴于下挠性接头处接触力最大, 是深水测试管柱磨损最薄弱的环节, 为进一步揭示下挠性接头处管柱之间的接触特性, 分析平台偏移、隔水管顶张力及下挠性接头转动刚度对下挠性接头处接触力的影响规律, 结果如图 7所示。
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图 7 接触载荷影响因素分析 Fig.7 Analysis of influence factor for contact force |
由图 7(a)可知, 在-40~40 m的作业区间内随着浮式平台位移的增大, 下挠性接头转角从-1.2°逐渐增加到1.5°, 下挠性接头处的接触载荷先减小后增大, 当浮式平台偏移处于-20~10 m时测试管柱与隔水管之间的接触载荷为零, 主要原因是下挠性接头临近位置的下扶正器对测试管柱的固定效应造成下挠性接头转角较小时没有接触载荷。由图 7(b)可知, 随着隔水管顶张力的增大, 测试管柱和隔水管之间的接触力逐渐减小, 主要由于顶张力增大时, 挠性接头转角和隔水管的弯曲变形减小, 测试管柱与隔水管之间的接触载荷降低。由图 7(c)可知, 随着下挠性接头转动刚度的增大, 下挠性接头倾角逐渐减小, 较大的下挠性接头转动刚度可以抑制自身的转动角度, 从而减小测试管柱与之接触的载荷。综上所述, 选用较大的隔水管顶张力和下挠性接头转动刚度, 控制浮式平台的作业范围有利于降低下挠性接头处的接触力, 减小测试管柱摩擦和磨损的发生。
3 结论(1) 开井流动过程中测试管柱的温压场受到地层流体的显著影响, 内部压力自下而上呈线性减小, 温度自下而上呈曲线减小, 测试产量是管柱内部压力和温度减小速率的决定性因素。
(2) 4种典型作业工况中, 深水测试管柱的等效应力整体自上而下逐渐减小, 加压射孔和关井回压属于测试管柱服役周期中的危险工况; 开井流动期间测试管柱的应力状态随着测试产量的增加呈减小趋势; 测试管柱顶部位置、下挠性接头和扶正器邻近区域是整个深水测试管柱的强度弱点位置, 在检测、维修时需要特别的关注。
(3) 深水测试管柱服役过程中与隔水管之间表现出随机接触的规律, 但下挠性接头和扶正器位置始终为接触点, 下挠性接头处接触载荷最大, 是深水测试管柱的接触弱点; 提高外管隔水管顶张力和下挠性接头转动刚度, 控制浮式平台的作业范围有利于降低下挠性接头处的接触力, 减小深水测试管柱作业周期摩擦和磨损的发生。
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