应急封井装置对接方法数值模拟研究*

吕鑫 毛宁 葛阳 周云健 任美鹏

(1.天然气水合物国家重点实验室 2.东北石油大学石油工程学院 3.中海油研究总院有限责任公司)

0 引 言

水下应急封井装置是处置深水井喷失控的重要手段。2010年，美国墨西哥湾深水井喷失控事故，不仅对海洋环境造成严重污染，而且给政府造成了相当大的经济损失，历经87 d的紧急救援，最终，英国石油公司技术团队使用水下应急封井装置成功封盖失控井口[1-2]。应急封井装置在墨西哥湾案例中的成功应用使得应急封井装置在石油行业内备受关注，因此，国内外学者对应急封井装置展开了一系列研究。

王定亚等[3]对现有的应急封井装置进行了技术性能分析，指出应急封井装置应向抗高温、抗高压和更加安全可靠方向发展。苏尚文等[4]对应急封井装置的现场下放安装工艺进行了研究。付剑波等[5]通过有限元建立了水下应急封井装置下放过程中钻杆的力学分析模型，模拟计算了钻杆各个节点的偏移量、剪力、弯矩值以及所受拉力。张春雨等[6]根据材料疲劳寿命的Miner理论对应急封井装置二次封盖进行了有限元静载分析，得到了二次封盖的危险部位，为应急封井装置的无损检测提供了参照。李倩等[7]采用CFD数值模拟方法对不同工况下的应急封井装置内部流动情况进行了研究。

以上文献只针对应急封井装置的发展历史[8-9]、技术性能[10]、下放流场[11-13]、喷散规律[14]、材料力学性能以及内部磨损[15]进行了研究，却忽略了对应急封井装置对接方法的研究，并且随着油气资源不断向深水领域发展，海域天然气水合物开发逐渐提上日程，深水钻井过程中的流动保障、风险预测以及评价问题亟待解决，海域天然气水合物井喷失控水下应急封井装置下放流场、安装对接方式及受力变化规律，对于保证钻井过程中多相流体连续运移和开发海域天然气水合物施工过程中的流动保障具有十分重要的意义。因此，基于钻杆法下放安装应急封井装置时，本文采用CFD数值模拟方法对应急封井装置与失控井口对接方式(水平对接、垂直对接)进行研究，通过分析模拟结果对两种对接方式的失效风险进行评价。

1 数值模拟

1.1 建立应急封井装置三维模型

目前国际上已有的应急封井装置分为三类:闸板防喷器结构水下应急封井装置、阀门结构水下应急封井装置及分体式水下应急封井装置，三者底部迎流面均为突起的法兰圆环面和框架式的筋板结构。因此，本文对应急封井装置建模时进行了合理的力学结构简化，如图1所示。

图1 应急封井装置力学结构简化模型Fig.1 Simplified mechanical structure model of capping stack device

模型中迎流面的长与宽均为1.5 m，并且建模中保留了应急封井装置支撑受力的“米”字形筋板结构、内径为0.5 m的引流通孔以及外径为0.8 m的对接法兰，从而有效保证了模拟中应急封井装置受力的真实性，同时为了避免水击效应的产生，模拟中将装置的引流通孔设置为打开状态。

1.2 建立海域三维模型

考虑到应急封井装置下放至水下环境时的受力均衡性，本文模拟海域的三维模型采用长、宽、高比例为1∶1∶2的长方体模型作为整体流域，其中模拟海域高度为6 m，模拟海域宽度为3 m，失控井口高度为0.1 m。海域三维网格模型如图2所示。对海域三维模型整体采用四面体非结构网格划分，经网格独立性检验后得出模拟最佳网格数量为1 987 452个。

图2 海域三维网格模型Fig.2 Three-dimensional grid model of sea area

井喷介质在海水中的流动属于气-液两相流，因此，本文利用欧拉双流体模型研究水下井口井喷失控后井口附近的湍流流动，模拟海域主相设置为液相(水)，次相设置为气相(天然气)，入口边界条件为速度入口，并且将入口处的主相体积分数设置为0、次相设置为1；出口边界条件采用压力出口，为了模拟3 000 m水下压力环境，将出口压力值设置为30 MPa。

1.3 控制方程组

海域液相和气相的连续性方程如下：

(1)

(2)

式中：t为时间，s；αg为气相体积分数，无量纲；αl为液相体积分数，无量纲；ug为气相速度矢量，m/s；ul为液相速度矢量，m/s；ρg为气相密度，kg/m3；ρl为液相密度，kg/m3。

液相和气相的动量方程如下：

αl∇·τl+αlρlg-β(ul-ug)

(3)

αg∇·τg+αgρgg+β(ul-ug)

(4)

式中：g为重力加速度，m/s2；τ为应力张量，N/m；p为压力，Pa；β为气液两相间的动量交换系数。

气相和液体之间的动量交换系数计算式为：

(5)

式中：τp为松弛因子，无量纲；f为曳力系数，无量纲。

曳力系数f采用文献[16-17]的曳力系数模型计算所得，计算式为：

(6)

(7)

(8)

式中：Re为雷诺数，无量纲；dg为气泡直径，m。

采用有限体积法对上述控制方程进行离散化。速度场和压力场与压力连接方程(SIMPLE)算法的半隐式方法耦合。瞬态方程采用二阶隐式格式。此外，空间离散的格式基于梯度最小二乘单元，压力、动量、湍流动能、湍流耗散率和雷诺应力也是二阶迎风格式。所有的模拟都在0.5 ms的时间步长下进行，每个时间步长20次迭代。通过对每个标度残差分量使用10-5的收敛准则来指定两次连续迭代之间的相对误差。在这项工作中，所有的模拟由28台QuantaT41S-2U服务器计算，服务器的核心是i7处理器，模拟时长约40 d。

2 数值模拟结果分析

2.1 垂直对接

2.1.1 不同下放高度应急封井装置的流场变化规律

垂直对接时在井喷速度v=150 m/s的条件下研究不同下放高度应急封井装置的受力规律。模拟分为距离失控井口垂直高度分别为3.0、2.0和1.0 m3个水平展开，不同下放高度应急封井装置气相速度云图如图3所示。

图3 不同下放高度应急封井装置气相速度云图Fig.3 Cloud chart of gas phase velocity of capping stack device at different lowering heights

由图3可以看出：同一喷速下随着应急封井装置从3.0 m下放至1.0 m的过程中流体速度核心被不断压缩，井喷流体受压缩后被迫进入应急封井装置引流通孔，这使得原本发散的流体全部进入引流通孔的狭长流道，导致其流速二次发展，因此，下放距离为1.0 m时井喷流体速度峰值明显高于3.0和2.0 m；随着应急封井装置与失控井口的逐渐靠近，喷流速度峰逐渐被引流通孔汇聚和吸引，故应急封井装置的迎流面受力面积将呈缩小趋势。

图4显示的是井喷速度v=150 m/s时应急封井装置在不同下放高度时所受井喷射流冲击力范围的变化。由图4可以看出：应急封井装置垂直下放对接过程中其所受井喷射流冲击力范围呈倒圆锥式逐渐减小；其受力面积最大处为喷流发散最高点，随着进一步下放，井喷流体被应急封井装置的引流通孔逐渐汇聚、吸引，喷流发散范围逐渐收敛。

图4 应急封井装置的受力变化规律Fig.4 Change law of forces on capping stack device

2.1.2 喷速变化对应急封井装置的受力影响规律

图5显示的是3种井喷速度(150、200和250 m/s)下应急封井装置迎流面所受井喷流体冲击力的变化规律。由图5可以看出，在应急封井装置由3.0 m下放至1.0 m的过程中，3种井喷速度下其迎流面受力均逐渐减小，下放高度由3.0 m下放至2.0 m时迎流面受力下降明显，2.0 m之后均下降较为缓慢。

图5 3种井喷速度下应急封井装置下放过程中迎流面受力变化曲线Fig.5 Changes of force on the upstream surface during lowering capping stack device at three blowout speeds

当井喷速度为150和200 m/s时，迎流面所受冲击力下降趋势基本相同，下放高度由3.0 m处下降至1.0 m时，迎流面受力均下降60.23%，当井喷速度增加至250 m/s时，迎流面受力下降较为明显，前后受力下降了66.15%。这表明垂直对接应急封井装置时其最大对接失效风险位置位于井喷流体的最高发散点，之后随着高度降低应急封井装置引流通道对井喷流体的汇聚作用加强，使得应急封井装置迎流面受力范围减小，对接失效风险逐渐降低。

2.2 水平对接

2.2.1 不同偏移距离对应急封井装置流场的影响规律

不同于垂直对接，水平对接时首先将应急封井装置下放至与失控井口一侧同一水平高度处，然后逐渐向失控井口靠近。因此，为了研究应急封井装置在不同偏移距离时喷流流场的变化规律，本文分别对偏移距离为0、0.2和0.4 m，井喷速度为150 m/s、高度为1.0 m时应急封井装置与失控井口水平对接过程进行模拟。

图6显示的是不同偏移距离下应急封井装置水平对接的速度流场变化规律。由图6可以看出：当偏移距离为0.4 m时，应急封井装置对接法兰迎流面没入喷流流束，仅有一小部分流体由引流通孔流出，绝大部分流体在与应急封井装置对接法兰迎流面冲击后由波峰中心分叉从侧向流出；当应急封井装置偏移距离由0.4 m水平运动至0.2 m处时，大部分流体被引流通孔吸引，导致喷流被侧向挤压后出现了倾斜的流速核心，此时仍存在分叉流；最后应急封井装置运动至与失控井口正对，井喷流体流速峰均由引流通孔喷出，应急封井装置迎流面受力均匀。

图6 不同偏移距离下应急封井装置水平对接速度流场云图Fig.6 Flow field cloud chart of capping stack device in horizontal docking with different offset distances

2.2.2 不同偏移距离下应急封井装置受力的变化规律

为了研究水平对接时应急封井装置与失控井口中心距离的逐渐拉近过程中，应急封井装置迎流面受井喷流体冲击力的变化规律，笔者模拟了井喷速度v=200 m/s、下放高度h=4.9 m(应急封井装置距失控井口垂直高度为1 m)时应急封井装置在由偏距0.8 m逐渐向失控井口中心(0 m)靠近过程中，不同偏距下应急封井装置受力的变化规律，结果如图7所示。

由图7可以看出：随着应急封井装置与失控井口在同一水平高度逐渐靠近的过程中，应急封井装置受力变化规律总体呈现为抛物线，前期逐渐增大，后期逐渐减小；前期(偏距0.8～0.4 m)应急封井装置由于单侧接近井喷流体且喷流与应急封井装置叠合面逐渐增大，因此，其所受冲击力成正比例函数曲线增大，增涨幅度为60.25 kN/m；当应急封井装置移动至水平距离为0.4 m时，由于应急封井装置迎流面已被井喷流体覆盖，此时若距离进一步靠近引流通孔将汇聚、吸引喷流，使得喷流对迎流面的冲击作用减弱，故水平偏移距离为0.4 m时喷流对应急封井装置的冲击力达到峰值；后期(偏距0.4～0 m)随着二者水平距离逐渐缩短，引流通孔对喷流的汇聚和吸引作用逐渐明显，使得流体发生分叉、偏转，部分流体从引流通孔喷出并且流量逐渐增大，作用于迎流面的喷流不在垂直射向迎流面而是存在一定的偏转角，故封井装置所受冲击力以68.08 kN/m的幅度减小，冲击力下降显著。由此表明，水平对接时应急封井装置单侧受力明显且受力较大，对下放对接钻杆抗剪切强度和螺纹的抗拉强度有一定要求，对接失效风险较大。

图7 不同偏距下应急封井装置受力的变化规律Fig.7 Change law of forces on capping stack device with different offset distances

3 两种对接方式对接失效风险评价

笔者通过对应急封井装置处于不同对接方式和不同流场环境下的模拟结果的分析，得出两种对接方式的优缺点，如表1所示。

表1 两种对接方式的优缺点Table 1 Advantages and disadvantages of two docking methods

由表2可以看出垂直对接与水平对接各有优劣。垂直对接时需要对应急封井装置与失控井口进行精准定位并且克服海域的洋流影响，应急封井装置下放至喷流作用区域后需持续定位辅助。由此可见：垂直对接时，对接辅助设备有非常高的要求，增加了对接成本，其优点是可以有效避免封井装置受井喷流体冲击作用从而提高对接成功率，降低对接风险；水平对接时，前期下放工作较容易，可以有效避免喷流冲击，但后期下放至与井口相同高度时对接过程单侧受力明显，对接风险较大。

4 结 论

(1)垂直对接时应急封井装置受井喷流体作用，其受力范围呈倒圆锥式逐渐减小，下放高度由3.0 m下降至1.0 m时迎流面受力均下降60.23%，当井喷速度增加至250 m/s时迎流面受力下降较为明显，前后受力下降了66.15%。

(2)水平对接时应急封井装置受力变化规律总体呈现为抛物线，前期(偏距0.8～0.4 m)逐渐增大到达峰值，后期(偏距0.4～0 m)在封井装置引流通孔汇聚、吸引作用下逐渐减小。

(3)两种对接方式各有优缺点，但从受力角度而言，垂直对接应急封井装置不仅受力均匀、下放姿态便于维持，而且对流体汇聚作用显著，对接失效风险较小。