隋成龍，林家昱，李 進(jìn)，尉文平，李留偉

（1.中海石油（中國）有限公司 天津分公司，天津 300459；2.中海石油能源發(fā)展股份有限公司 工程技術(shù)分公司，天津 300452；3.洲際海峽能源科技有限公司，北京 100088）

渤海是中國海上石油鉆探開發(fā)作業(yè)的核心區(qū)域，據(jù)統(tǒng)計(jì)每年平均鉆井?dāng)?shù)量在500口左右[1-3]。下隔水導(dǎo)管并建立鉆井液閉路循環(huán)通道，成為渤海區(qū)域石油鉆井作業(yè)的首要工序[4-6]。錘入法是目前渤海油田常用的隔水導(dǎo)管下入方式，相關(guān)技術(shù)已成熟應(yīng)用。在渤海平臺(tái)，對(duì)使用錘入法隔水導(dǎo)管的貫入特性、影響因素進(jìn)行了深入分析[7]。此外，針對(duì)錘入法錘擊次數(shù)及鉆井隔水導(dǎo)管入泥深度也開展了綜合性研究，確定了隔水導(dǎo)管的最小入泥深度[8-11]。隨著海上探井及調(diào)整井的增多，大多探井及超大尺寸的隔水導(dǎo)管需要鉆入法下入，且近年來隨著隔水導(dǎo)管作為平臺(tái)承載樁腿方式的提出，使用鉆入法鉆入后隔水導(dǎo)管需要進(jìn)行固井作業(yè)，使隔水導(dǎo)管-水泥環(huán)-地層膠結(jié)強(qiáng)度更好，隔水導(dǎo)管承載力比錘入法更大。但是，采用鉆入法下隔水導(dǎo)管存在鉆入后老井眼重入問題，其不僅受海洋流速的影響，也受入孔尺寸大小的影響，但目前針對(duì)鉆入法安裝隔水導(dǎo)管研究較少[11]。

在鉆完導(dǎo)管段后下入隔水導(dǎo)管時(shí)，若潮水流速較大，個(gè)別井會(huì)出現(xiàn)導(dǎo)管入海底孔眼困難的問題[12-13]。本文針對(duì)導(dǎo)管入孔時(shí)受潮流影響產(chǎn)生橫向位置偏移問題，采用有限元分析軟件建立流體-海水與固體-套管相耦合的有限元分析模型，進(jìn)行了基于有限元方法的仿真模擬分析，計(jì)算在20 m水深、不同潮水流速下隔水導(dǎo)管下至海底孔眼位置井深時(shí)管尾橫向位移大小，為指導(dǎo)鉆入法隔水導(dǎo)管入孔提供理論依據(jù)。

1 潮水與隔水導(dǎo)管相互作用的流-固耦合有限元模型

1.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

渤海屬于淺海，平均水深約20 m。渤海沿岸水淺，特別是河流注入地方僅幾米深，而東部的老鐵山水道最深，達(dá)到86 m[14]。為了使有限元分析模擬工況具有代表性，取模擬水深為20 m。海上鉆井平臺(tái)轉(zhuǎn)盤面到海平面垂直高度按25 m考慮，隔水導(dǎo)管下入至海底時(shí)，管柱將產(chǎn)生最大偏移量。此時(shí)，隔水管入水長度為20 m，隔水管總長度為45 m。

隔水導(dǎo)管取外徑508.0 mm、壁厚12.7 mm規(guī)格的套管。選取中心帶有482.6 mm孔眼，長20 m、寬20 m、高20 m的正方體作為海水模塊。隔水導(dǎo)管圓柱體中心線與該海水模塊正方體中心線重合且底端位于正方體底面中心。以外徑508.0 mm、高45 m的圓柱體的周向圓面表示隔水管外壁。假設(shè)潮水來流為X方向，繞流隔水導(dǎo)管后會(huì)形成左右對(duì)稱的流場(chǎng)。為了簡(jiǎn)化計(jì)算，采用Y=0界面將海水和導(dǎo)管模型一分為二，取其同側(cè)的1/2作為最終的導(dǎo)管和海水模塊，隔水導(dǎo)管和海水幾何模型見圖1。

圖1 隔水導(dǎo)管和海水幾何模型Fig.1 Geometric model of conduit and seawater

1.2 材料模型及網(wǎng)格劃分

導(dǎo)管選取各向同性彈性材料，彈性模量為2.07×1011Pa，泊松比為0.31，密度為7 850 kg/m3；海水選取層流流體，運(yùn)動(dòng)黏度為0.001 5 m2/s，海水密度為1 030 kg/m3，體積模量為1×1020Pa。在有限元分析模型中，對(duì)與海水接觸的隔水導(dǎo)管半圓曲面，沿周向劃分24層網(wǎng)格/180°，長度方向劃分2層/m，采用節(jié)點(diǎn)數(shù)為4、厚度為12.7 mm的殼單元代表隔水導(dǎo)管體。網(wǎng)格劃分后，隔水導(dǎo)管殼單元總數(shù)為2 160個(gè)。假定海底處隔水導(dǎo)管最大偏移量不超過0.50 m，則平均網(wǎng)格長度單位上最大橫向偏移量為5.56×10?3m,單位網(wǎng)格長度的平均最大橫向偏移應(yīng)變（ξ）為1.11%，為小變形，滿足網(wǎng)格精度要求。

海水采用8節(jié)點(diǎn)3D流體單元，根據(jù)高密度網(wǎng)格劃分試算海水速度場(chǎng)梯度差異，在計(jì)算模擬結(jié)果趨于相同的前提下，減少網(wǎng)格和單元數(shù)量，優(yōu)化網(wǎng)格布局，加大速度場(chǎng)梯度大的部位網(wǎng)格密度，減少速度場(chǎng)梯度小的部位網(wǎng)格密度，獲得可接受的優(yōu)化網(wǎng)格劃分結(jié)果：對(duì)流體沿豎直方向劃分網(wǎng)格1層/m，緊鄰套管壁周向網(wǎng)格24層/180°，徑向網(wǎng)格30層/10 m，其他三個(gè)豎直面網(wǎng)格1層/m。網(wǎng)格劃分后，海水3D流體單元總數(shù)為19 200個(gè)，海水網(wǎng)格幾何模型見圖2。

圖2 海水網(wǎng)格幾何模型Fig.2 Geometric model of seawater grid

1.3 邊界約束條件

對(duì)隔水導(dǎo)管頂端，采用位移及旋轉(zhuǎn)全約束；隔水導(dǎo)管豎直截面Y=0上各點(diǎn)Y位移約束。對(duì)海水模塊，側(cè)面A H I K施加法向流速VX，截面A B G H和C D EF施加Y向流速約束VY=0，截面I J K L施加Y向流速約束VY=0，半個(gè)套管曲面B C F G施加外法向流速約束V曲面法向=0，底面法向施加流速約束VZ=0。對(duì)導(dǎo)管施加與密度成正比的重力（9.8 N/kg)。海水與下部導(dǎo)管半圓曲面接觸面設(shè)置為耦合接觸面。

1.4 流速模擬設(shè)置及求解方法

在渤海區(qū)域大部分片區(qū)潮流流速不超過0.90 m/s。本文模擬計(jì)算潮水流速0.10～0.90 m/s時(shí)隔水導(dǎo)管受潮水繞流阻力產(chǎn)生的位移偏移量。由于難以獲得穩(wěn)態(tài)的速度場(chǎng)，本文采用瞬態(tài)計(jì)算，以1 s作為計(jì)算時(shí)間步長，計(jì)算獲得加載后不同時(shí)間點(diǎn)管尾橫向偏移量。導(dǎo)管偏移隨著流場(chǎng)趨于穩(wěn)定而最終達(dá)到平衡，此時(shí)偏移距離為最大偏移量。

2 潮水流速對(duì)隔水導(dǎo)管的影響

2.1 管尾橫向偏移量

單個(gè)模擬工況下無法直接得到穩(wěn)態(tài)解，因此首先求取不同加載時(shí)間對(duì)應(yīng)的瞬態(tài)解，然后對(duì)比各加載時(shí)間瞬態(tài)解的變化趨勢(shì)，推算或逼近穩(wěn)態(tài)解。若加載時(shí)間長，則求出該時(shí)刻的瞬態(tài)解需要較大的計(jì)算量和計(jì)算時(shí)間。通過多次模擬計(jì)算結(jié)果對(duì)比可知，120 s后橫向偏移量變化很小，橫向偏移量已趨于恒定值。因此，出于計(jì)算時(shí)間和成本考慮，僅計(jì)算至120 s時(shí)管柱橫向偏移量，以此作為穩(wěn)態(tài)解的近似值。圖3為管尾橫向偏移量隨時(shí)間的變化。

圖3 管尾橫向偏移量隨時(shí)間的變化Fig.3 Variation of lateral offset of liner with time

從圖3可以看出，模型加載0～120 s時(shí)，潮水流速越大，橫向偏移量越早地趨于穩(wěn)定；加載0～10 s時(shí)，管尾橫向偏移出現(xiàn)明顯波動(dòng)，而后管尾橫向偏移量不斷上升，最終無限趨于恒定值。分析其原因，與初始加載邊界流速形成海水沖擊波并造成管尾持續(xù)向下游偏移且沖擊波過后隔水導(dǎo)管管柱回彈有關(guān)。加載120 s時(shí)，各潮水流速下隔水導(dǎo)管雖并未完全穩(wěn)定，但已接近各自的恒定值，即在120 s計(jì)算得到的管尾橫向偏移量為最大偏移量的近似值。

2.2 流場(chǎng)分析

根據(jù)分析，流速越大，管尾橫向偏移量越趨近于穩(wěn)定，對(duì)應(yīng)流場(chǎng)也越趨于隔水導(dǎo)管最終平衡時(shí)的穩(wěn)定狀態(tài)。對(duì)加載120 s潮水流速0.90 m/s時(shí)的海水模型流場(chǎng)進(jìn)行分析。海水各空間位置及隔水導(dǎo)管周圍海面各點(diǎn)速度失量圖如圖4所示。由圖4（a）可以看出，在遠(yuǎn)離隔水導(dǎo)管的海水模型大部分空間內(nèi)，潮水流速大小和方向不變，即近似處于未受擾動(dòng)狀態(tài)。由圖4（b）可以看出，由于隔水導(dǎo)管的阻流作用，靠近隔水導(dǎo)管前端潮水產(chǎn)生很強(qiáng)的繞流，隔水導(dǎo)管后端附近區(qū)域產(chǎn)生局部渦流。

圖4 潮水流速和隔水導(dǎo)管周圍海面潮水流速矢量圖Fig.4 Vector diagram of tidal velocity and sea tide velocity around riser conduit

為了對(duì)比分析潮水速度場(chǎng)變化情況，選取海水模型上端面(海面)作為研究對(duì)象，選取路徑1?5共5條路徑（見圖5），取各路徑最鄰近單元節(jié)點(diǎn)，獲得這些路徑方向上各節(jié)點(diǎn)X方向的流速。

圖5 評(píng)估潮水流速相對(duì)變化的不同路徑位置Fig.5 Evaluate different path location for relative changes in tidal velocity

圖6為路徑1?5上各節(jié)點(diǎn)距導(dǎo)管中心水平距離與節(jié)點(diǎn)處（X方向）潮水流速關(guān)系曲線。由圖6可以看出，路徑4、路徑2、路徑1及路徑3在距導(dǎo)管中心水平距離大于2 m時(shí)，X方向流速變化很小，表明受海水繞流影響??；路徑5的流體隨著遠(yuǎn)離導(dǎo)管中心，受流速影響逐漸減弱，在模型邊界（距離導(dǎo)管中心10 m），流速仍未完全恢復(fù)至原值VX=0.90 m/s，表明海水流體模型路徑5長度略顯不足。

圖6 路徑1?5上各節(jié)點(diǎn)距離導(dǎo)管中心水平距離與節(jié)點(diǎn)處潮水流速關(guān)系曲線Fig.6 The relationship curve of horizontal distance between each node on route line 1 to line 5 and the riser and tidal velocity at the node

2.3 繞流阻力系數(shù)分析

以V2X/DX為縱坐標(biāo)，VX為橫坐標(biāo)繪制曲線，結(jié)果如圖7所示。由圖7可知，當(dāng)流速從0.10 m/s不斷增加至0.90 m/s時(shí)，V2X/DX曲線不斷趨于某一穩(wěn)定值。

圖7 流速與流速平方/管尾橫向偏移量的關(guān)系曲線Fig.7 The relationship curve between velocity and velocity square/lateral offset of pipe shoe

由于導(dǎo)管管尾橫向偏移量取自模型加載120 s時(shí)的計(jì)算值，其與穩(wěn)態(tài)下的真實(shí)值有一定誤差，而該誤差隨著模擬潮水流速增大而減小(見圖3)。由此可知，導(dǎo)管偏移至穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)，V2X/DX為一常數(shù)K，導(dǎo)管管尾橫向偏移量與來流潮水流速的平方成正比，即：

根據(jù)曲線特征，K近似取1.8，即：

選取二維X-Z平面，將隔水導(dǎo)管簡(jiǎn)化為45 m線段，分別設(shè)置與三維導(dǎo)管模型相同的彈性模量、泊松比及密度，選取管單元，設(shè)置導(dǎo)管外徑508.0 mm、壁厚12.7 mm，按2格/m進(jìn)行網(wǎng)格劃分。設(shè)置與密度成正比的重力（9.8 N/kg），并應(yīng)用于整個(gè)模型；頂端施加全約束(位移和繞Y軸的旋轉(zhuǎn))，下端20 m施加橫向（X方向）線載荷，模擬潮水對(duì)導(dǎo)管的繞流阻力。不斷調(diào)整線載荷值，使管尾橫向偏移距離分別等于圖3中導(dǎo)管管尾橫向偏移量，得到不同潮水流速下海水對(duì)導(dǎo)管單位長度的繞流阻力F，結(jié)果見表1。當(dāng)量繞流阻力系數(shù)CD、雷諾數(shù)R e也列入表1中。

表1 不同潮水流速下導(dǎo)管受到的繞流阻力、當(dāng)量繞流阻力系數(shù)及雷諾數(shù)Table 1 Flow resistance,drag coefficient and reynolds number of riser under different tidal velocity

根據(jù)垂直于圓柱體長度方向繞流的流體力學(xué)，單位長度管柱繞流阻力（當(dāng)量線載荷）：

式中，ρ為海水密度，1 030 kg/m3；D為管直徑，m。

將各參數(shù)及表1中當(dāng)量線載荷值代入式（3），反推得到對(duì)應(yīng)流速下海水對(duì)導(dǎo)管的當(dāng)量繞流阻力系數(shù)。根據(jù)二維光滑圓柱體繞流理論可知，繞流阻力系數(shù)與雷諾數(shù)R e直接相關(guān)。根據(jù)R e=ρVX Dμ，得到對(duì)應(yīng)數(shù)據(jù)(見表1)。

根據(jù)工程流體力學(xué)中無限長和有限長（L/D=5）圓柱體R e-CD數(shù)據(jù)曲線(見圖8)判斷，本算例雷諾數(shù)為1.40×105～3.14×105，合理的當(dāng)量繞流阻力系數(shù)應(yīng)介于兩條曲線之間。將工況1?6的R e-CD數(shù)據(jù)點(diǎn)（圖8中藍(lán)色圓點(diǎn)）進(jìn)行投影連線，結(jié)果顯示，工況1?4導(dǎo)管的CD處于合理區(qū)間。這表明在來流潮水流速0.60～0.90 m/s情況下，隔水導(dǎo)管管尾橫向偏移量計(jì)算值處于合理范圍。

圖8 有限長和無限長圓柱體繞流雷諾數(shù)與當(dāng)量繞流阻力系數(shù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)曲線Fig.8 Experimental data curves of reynolds number and drag coefficient of flow around finite and infinite cylinders

3 隔水導(dǎo)管下入分析及應(yīng)用

3.1 隔水導(dǎo)管下入難度分析

在采用鉆入法下入隔水導(dǎo)管的過程中，不僅受潮水流速和繞流系數(shù)的影響，還會(huì)受到井眼尺寸的影響。井眼尺寸大，隔水導(dǎo)管管尾允許的橫向偏移量相應(yīng)增大，因此需要結(jié)合不同潮水流速下隔水導(dǎo)管的橫向偏移量，確定特定井眼尺寸在不同潮水流速下的導(dǎo)管入孔難度。圖9為井眼與導(dǎo)管容許偏移量示意圖。

圖9 井眼與導(dǎo)管容許偏移量示意圖Fig.9 Schematic diagram of allowable deviation between wellbore and riser

由圖9可知，隔水管管尾橫向偏移量（DX）與井眼環(huán)空理論單邊間隙（Φ間隙）存在如下關(guān)系：

（1）DX＜Φ間隙時(shí)，導(dǎo)管入孔不會(huì)遇阻；

（2）Φ間隙≤DX≤2Φ間隙時(shí)，導(dǎo)管入孔可能遇阻；

（3）DX＞2Φ間隙時(shí)，導(dǎo)管入孔易遇阻。

渤海區(qū)域海底平坦，多為泥沙和軟泥質(zhì)，鉆進(jìn)中鉆井液沖刷井壁，井眼極易擴(kuò)徑[15]。常規(guī)508.0 mm導(dǎo)管段，常采用660.4 mm鉆頭鉆進(jìn)或孔眼。根據(jù)區(qū)域經(jīng)驗(yàn)，隔水導(dǎo)管固井，按鉆頭直徑計(jì)算的環(huán)空容積附加量不小于200%，由此可以推算出常規(guī)660.4 mm井眼實(shí)際井徑在889.0 mm以上。

以擴(kuò)徑后井徑889.0 mm計(jì)算，下入508.0 mm隔水導(dǎo)管，隔水導(dǎo)管橫向偏移量DX＞2Φ間隙(381.0 mm)時(shí)，導(dǎo)管入孔易遇阻。對(duì)照隔水導(dǎo)管在不同潮水流速下橫向偏移量的模擬結(jié)果知，若潮水流速大于0.83 m/s，則導(dǎo)管入孔易遇阻。

當(dāng)190.5 mm≤DX≤381.0 mm時(shí)，若潮水流速為0.59～0.83 m/s，則導(dǎo)管入孔可能遇阻；若潮水流速小于0.59 m/s，則導(dǎo)管入孔不會(huì)遇阻。

在潮水流速大于0.83 m/s的工況下，為了防止隔水導(dǎo)管入孔困難，可在鉆進(jìn)起鉆前反復(fù)大排量拉劃，增大井眼擴(kuò)徑程度。最好的策略是，等潮水流速下降至0.59 m/s以下再下入隔水導(dǎo)管。

3.2 隔水導(dǎo)管下入應(yīng)用

通過綜合對(duì)比分析，選擇平潮開孔、平潮下隔水導(dǎo)管是保證隔水導(dǎo)管下入風(fēng)險(xiǎn)最低的方案，但受天氣、海況及作業(yè)進(jìn)度影響，下隔水管作業(yè)節(jié)點(diǎn)往往隨機(jī)性較強(qiáng)，無法嚴(yán)格按照平潮施工。

以渤海油田北部區(qū)域常見的三開井身結(jié)構(gòu)探井L5井及S3井實(shí)際作業(yè)情況為例。在開孔條件相同的情況下，一開開孔鉆具組合：26″PDC+X/O+9″DC×2+X/O+8″DC+8″（F/J+JAR）+X/O+5-1/2″HWDP×14。隔水導(dǎo)管下入情況見表2。由表2可知，L5井隔水導(dǎo)管下入過程中無遇阻顯示，順利完成一開作業(yè)；S3井處理遇阻用時(shí)3 h，處理至15∶00流速降低至0.75 m/s、流速方向北偏東34°，順利實(shí)現(xiàn)入孔。結(jié)合兩口井的實(shí)踐情況對(duì)比，更好地佐證了有限元模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。

表2 隔水導(dǎo)管下入情況Table 2 Entry condition of riser

4 結(jié)論與認(rèn)識(shí)

（1）結(jié)合渤海區(qū)域?qū)Ч茏鳂I(yè)環(huán)境，通過有限元分析軟件ADINA，對(duì)潮水與隔水導(dǎo)管進(jìn)行流固耦合有限元法計(jì)算分析，在0.10～0.90 m/s潮水流速下入孔時(shí)，導(dǎo)管管尾橫向偏移量為0.3～44.9 cm。

（2）靠近隔水導(dǎo)管前端潮水產(chǎn)生很強(qiáng)的繞流，導(dǎo)管后端附近區(qū)域產(chǎn)生局部渦流。

（3）在0.10～0.90 m/s潮水流速工況下下，導(dǎo)管受到的單位長度繞流阻力系數(shù)與相關(guān)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)說明，該繞流阻力系數(shù)在正常的取值范圍，也間接證實(shí)了本文計(jì)算得到的隔水導(dǎo)管管尾橫向偏移量是可靠的。

（4）根據(jù)導(dǎo)管與入孔井眼的幾何尺寸關(guān)系，建立了評(píng)估隔水導(dǎo)管入孔難易程度的判定條件。結(jié)合渤海實(shí)際情況得出，在潮水流速小于0.59 m/s時(shí)，不會(huì)發(fā)生遇阻現(xiàn)象；當(dāng)潮水流速大于0.83 m/s時(shí)，可能會(huì)出現(xiàn)入孔困難現(xiàn)象。