應急封井裝置與深水井噴噴流井口對接模擬研究*

李瑩瑩，任美鵬，孫曉峰，，毛 寧，謝仁軍，呂 鑫，葛 陽

(1.天然氣水合物國家重點實驗室，北京 100028； 2.中海油研究總院有限責任公司，北京 100028； 3.東北石油大學 石油工程學院，黑龍江 大慶 163318)

0 引言

深水油氣資源鉆探井噴發生后，如水下井口防噴器組失效，啟用應急封井裝置與水下井口對接封蓋井口可以迅速抑制井噴，控制井口，為后續救援提供作業時間，應急封井裝置已是海上鉆井服務商控制井噴失控、二次搶險的必要裝備[1-2]。目前全球主流海上鉆井服務商均已研制出自家配套的應急封井裝置，并布置在世界各主要海洋石油開采區以備應急使用[3-6]。應急封井裝置的結構性能研究方面國內學者做了大量工作，蘇尚文等[7]系統介紹應急封井裝置的設計結構類型；董星亮等[8]模擬3 000 m水下應急封井裝置在不同原油噴速下的平衡性影響因素；李倩等[9]研究應急封井裝置在水下工作狀態下的磨損情況；張春雨等[10]基于材料疲勞壽命的Miner理論對應急封井裝置二次封蓋進行有限元靜載分析得到二次封蓋的危險部位；顧純巍等[11]分析波浪等因素對應急封井裝置下放纜繩作業的影響規律。目前應急封井裝置的力學結構優化、耐腐蝕性以及沖蝕磨損等方面的研究較多，而應急封井裝置與井口對接問題研究較少。2010年墨西哥灣深水地平線鉆井平臺井噴失控[12]，經歷83 d救援后，最終采用應急封井裝置成功封蓋該井控制溢油，這是目前為止全球唯一應用案例，凸顯了該類裝置的應用經驗不足。本文基于CFD模擬方法，研究水下噴流井口噴出的高速氣體對應急封井裝置下放時海域流場影響，為預測對接風險，優化裝置結構性能提供指導。

1 海域對接建模和CFD數模控制方程

1.1 應急封井裝置三維建模

水下應急封井裝置主要包括液壓連接器、水下雙閘板防噴器、水管匯連接器、數據聲吶監測系統等。根據調研的應急封井裝置結構特點，對裝置進行簡化，應急封井裝置簡化模型如圖1所示。建模中保留承受井噴流體作用力的筋板結構，以及起導向作用的通口真實形狀尺寸及位置，同時將應急封井裝置的主通道設置為打開狀態。簡化后應急封井裝置的尺寸長寬高分別為：1 m0.66 m1.6 m。

圖1 應急封井裝置簡化模型Fig.1 Simplified model of emergency well plugging device

1.2 海域流動建模和計算網格劃分

以水下井口為坐標原點，由于海域具有各向同性，因此，模擬海域采用了圓柱體流域的三維網格模型如圖2所示。

圖2 模擬海域三維網格模型Fig.2 Three-dimensional grid model of simulated sea area

模擬海域底面圓直徑3 m，高6 m，生成非結構網格總量1 807 903個，井口直徑為0.5 m，井噴噴流為氣相，海域為液相。其入口邊界條件采用速度入口，出口設置為壓力出口，模擬水深為1 000～3 000 m的水下環境，即將壓力出口設置為10～30 MPa。

1.3 海域對接CFD模擬控制方程組

海域液相和氣相的連續性方程如式(1)～(2)所示：

(1)

(2)

式中：t為時間，s；αg為氣相體積分數；αl為液相體積分數；ug為氣相速度矢量,m/s；ul為液相速度矢量，m/s；ρ為密度，kg/m3。

液相和氣相的動量方程如式(3)～(4)所示：

(3)

(4)

式中：g為重力加速度，m/s2；τ為應力張量，N；p為壓力，Pa；β為氣液相間動量交換系數。

氣相和液相之間的動量交換系數關系如式(5)所示：

(5)

式中：τp為松弛因子；f為曳力系數。

曳力系數f是由曳力系數模型[13-15]計算所得，如式(6)～(8)所示：

(6)

(7)

(8)

式中：Re為雷諾數；dg為氣泡直徑，m。

根據流動模擬初始條件可知，噴流井口附近流動為湍流，模擬選用標準k-ε渦流黏度模型計算因湍流脈動引起的雷諾應力耗散問題，計算域控制方程組采用有限體積法一階迎風格式離散，離散方程應用協調一致的壓力-速度耦合半隱式算法SIMPLEC[15]求解，對每個標度殘差分量使用10-5的收斂準則指定2個連續迭代之間的相對誤差，模擬由28臺Quanta T41S-2U服務器計算，時長約30 d。

2 模擬結果分析

2.1 對接距離對噴流井口流場的影響規律

為研究應急封井裝置與對接井口的距離對噴流井口流場影響，本文將模擬對接距離以1，2，3 m 3個水平展開。

對接距離對速度流場的影響如圖3所示，井口噴流速度為200 m/s。隨著裝置與對接井口接近，應急封井裝置附近氣相局部速度增加，作用面迎流速度大于噴流井口流速，達到220 m/s，這是因氣體噴出后壓力和速度的瞬變引起的局部壓縮增壓和釋放，說明應急封井裝置越接近井口，受到的流體作用越復雜。

應急封井裝置底部受力面以及附近流域壓力分布如圖4所示，裝置由距井口3 m下放至1 m過程中，短軸方向壓力增長速率高于長軸方向，短軸方向壓力增長幅度約為87.5%，長軸方向壓力增長幅度約為50%，壓力覆蓋范圍逐漸由中心向流域邊界擴散。

圖3 對接距離對速度流場的影響Fig.3 Influence of docking distance on velocity flow field

圖4 不同下放高度應急封井裝置底部壓力分布云圖Fig.4 Cloud chart of pressure distribution at bottom of emergency well plugging device

2.2 偏距對噴流井口流場的影響規律

應急封井裝置與水下噴流井口對接時可以水平對接或垂直對接，但無論哪種方法因水下作業環境的復雜性，均存在應急封井裝置與井口軸線間出現偏距問題。因此，本文在噴流井口流速為200 m/s條件下，對偏距為0.5，0.25，0 m(對正)時的井噴流場開展模擬，偏距對噴流井口流場影響規律如圖5所示。

偏距從0.5 m至0 m過程中，井噴羽流逐漸轉變為Y型剖面，噴口流速核一部分由應急封井裝置中心孔噴出，另一部分則轉換為壓力勢能作用于裝置筋板底面，形成沖擊力。

圖5 偏距對噴流井口速度流場的影響云圖Fig.5 Cloud chart for influence of offset on velocity flow field of jet wellhead

偏距對應急封井裝置所受沖擊力的影響規律如圖6所示，井口流體噴速為200 m/s時，裝置與井口對正的過程中，所受沖擊力逐漸降低，由1 250 kN減小至1 050 kN。偏距從0.5 m減小至0.25 m時，所受沖擊力降低4.4%；偏距從0.25 m降至0 m時，所受沖擊力降低14.4%。這表明水平方向對接時，應急封井裝置進入井口噴流速度核初期所受的沖擊力最大，隨著向井口中心對正，沖擊力降至最低。

2.3 井噴流速對噴流井口流場的影響

噴速對井口對接流場的影響規律如圖7所示，模擬條件為應急封井裝置距離噴流井口高度1 m，偏距0 m，噴速分別為200，300，400 m/s。由圖7可知，隨著噴流速度增加，井噴流體羽流發散范圍更廣，羽流的Y型角逐漸變成更大的鈍角，并且隨著噴流井口速度的增大井噴流速核隨之增大，噴速為200 m/s時井噴流速核發散高度與400 m/s時相差0.25 m，這表明當應急封井裝置處于相同高度時，井噴流體的噴速越小海底壓力的壓縮作用越明顯，封井裝置所受的沖擊力越小。

圖6 偏距對應急封井裝置所受沖擊力的影響規律Fig.6 Influence of offset on impact force of emergency well plugging device

圖7 噴速對井口對接流場的影響云圖Fig.7 Cloud chart for influence of injection velocity on velocity flow field of jet wellhead

噴速和距井口高度對沖擊力的影響規律如圖8所示，井噴噴速分別為200，300，400 m/s條件下，應急封井裝置所受沖擊力隨距離井口高度的變化曲線。裝置從3 m下放至距井口2 m過程中，沖擊力隨距井口距離降低而增大，且3種噴速條件下增大速率基本一致，均為線性增加；裝置從2 m下放至距井口1 m過程中，200，300 m/s噴流井口條件的沖擊力增長趨于平緩，400 m/s的噴流井口條件下的沖擊力仍線性增加，說明裝置下放與對接井口接近的過程中，沖擊力的增長速率和噴流井口流速正相關。

圖8 噴速和距井口高度對沖擊力的影響規律Fig.8 Influence of injection velocity and height from wellhead on impact force

3 結論

1)應急封井裝置由距井口 3 m下放至 1 m過程中，其短軸方向壓力增長幅度約為87.5%，長軸方向壓力增長幅度約為50%，壓力覆蓋范圍逐漸由中心向流域邊界擴散。

2)應急封井裝置由距井口2 m下放至1 m過程中，噴速為200～300 m/s時，裝置所受沖擊力增加趨勢相同，而噴速為400 m/s時沖擊力增加趨勢為前二者的2倍，由此可見，噴速增加對應急封井裝置所受沖擊力的影響較大。