圆筒形FWPSO钻修井隔水套管升沉补偿系统选型

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(中海油能源发展装备技术有限公司， 广东 深圳 518067)

圆筒形FWPSO钻修井隔水套管升沉补偿系统选型

袁晓兵，朱沫，杨文，欧宇钧，王少平，曾冬

(中海油能源发展装备技术有限公司，广东深圳518067)

以南海流花海域为目标海域，对圆筒形FWPSO(Floating Workover Production Storage and Offloading， FWPSO)隔水管升沉补偿技术进行适应性对比及选型研究。通过理论计算和力学分析，对海上作业环境下隔水管升沉运动的主要因素及极端工况下的受力进行分析，并基于计算结果对补偿形式进行适应性分析。结果表明：双联式钢丝绳型张紧器可满足圆筒形FWPSO功能、布置空间及补偿能力。

圆筒形FWPSO；隔水套管；升沉补偿；张紧器

0 引 言

边际油田[1]是指那些在现有的开发技术和经济条件下经济性相对较差，但经过努力可以达到预定最低经济指标的油田。在中国近海，许多已探明但未开发的海上油气田便属于边际油气田。边际油气田能否进行开发，关键在于开发工程成本和钻完井成本。圆筒形FWPSO(Floating Workover Production Storage and Offloading)是集修井、生产、储存和外输功能于一体的新型浮式设施，其功能集成度高、可重复利用、运维方便、操作灵活，是降低边际油田开发成本的新思路。

圆筒形FWPSO各向同性、无旋转、无风标效应，在海洋钻修井作业过程中，受风浪等自然因素的影响会产生复杂的运动(如图1所示)，包括相对于海平面上下起伏的升沉运动以及水平漂移[2]。当在平台上进行起吊作业、修井作业时，z方向上的升沉运动以及xOy平面上的水平漂移会导致隔水套管的变形，严重时可能导致隔水套管与井口或者浮体脱离甚至损坏。此外，由于圆筒形FWPSO具备储存与外输功能，其储油状况的变化会导致浮体吃水的变化，因而造成隔水套管的拉伸或者挤毁。为了避免上述情况的出现，必须采取措施对圆筒形FWPSO隔水管系统的升沉运动进行相应的补偿。

图1 圆筒形FWPSO运动示意图

1 圆筒形FWPSO的运动性能及升沉补偿要求

1.1 圆筒型FWPSO运动性能

圆筒形FWPSO的运动性能是隔水管升沉补偿系统选型的关键因素，它主要受2个方面因素的影响：(1)结构特征；(2)风、浪、流等自然条件。

根据FWPSO舱容、上部设施重量、浮体重量的要求以及稳性、运动、强度等性能优化和功能需求，确定圆筒形FWPSO的主尺度如图2和表1所示。

图2 圆筒形FWPSO主尺度

参数月池外径/m水线处船体外径/m主甲板外径/m工艺甲板外径/m阻尼板外径/m主甲板高度/m工艺甲板高度/m双层底高度/m设计吃水/m载重量/t取值12．088．098．0104．0110．045．051．02．432．0159000．0

设计作业工况为一年一遇季风+内波流，以南海流花海域为例，其环境条件见表2。

表2 南海流花海域修井工况下的环境条件

为确保浮体的整体稳定性，圆筒形FWPSO的运动周期需避开南海风浪周期(10～12 s)的集中范围，其固有周期见表3，运动性能见表4。

表3 圆筒型FWPSO固有周期

表4 圆筒型FWPSO运动性能

1.2 圆筒型FWPSO升沉补偿要求

升沉补偿的行程主要受海洋潮汐、船体水平偏移、垂荡、吃水差、隔水管顶部张力变化以及应急解脱工况下隔水管反冲6个方面因素的影响。

(1) 潮汐。 潮汐会引起圆筒型FWPSO相对位置的变化，南海流花海域的水位情况见表5，一年一遇环境条件下的潮差为2.15 m。

表5 南海流花海域的水位情况

(2) 船体水平偏移引起的补偿行程。耦合系泊条件下船体的水平偏移量见表6。圆筒形FWPSO在耦合系泊条件下，按风、浪、流同向，全极值，各向同性考虑，满载修井工况时的水平偏移为22.97 m，此时因水平偏移引起的补偿量为0.8 m。

表6 耦合系泊条件下的水平偏移

(3) 垂荡。由表4可知：在压载修井工况下，船体的垂荡为0.11 m。

(4) 满载、压载工况时的吃水差。圆筒形FWPSO在修井过程中会经历从空载到满载的过程，因此，升沉补偿需考虑船体吃水的变化。根据模拟计算，满载工况时的吃水为32 m，压载工况下的吃水为25 m，吃水差为7 m。

表7 满载和压载工况下的船体情况

(5) 顶部张力变化引起的冲程。隔水管的弹簧常数为

式中：Ar为隔水管的横截面积；Er为隔水管的弹性模量；Hr为隔水管的长度。

假定隔水管最小张力是空管情况，则最小张力值为Tmin=1 540 kN，隔水管最大顶张力为(起防喷器工况)Tmax=2 633kN。顶部张力变化引起的冲程为

(6) 应急解脱引起的反冲。在极端恶劣天气等情况下，有时须采取临时弃井的措施以确保隔水管及井口的安全。当底部隔水管总成(Lower Marine Riser Package, LMRP)与防喷器紧急脱离后，储存在隔水管系统中的巨大势能将释放出来，使隔水管出现反冲，若不采取控制措施，会引发灾难性事故[3]。紧急脱离后隔水管的反冲响应是一个非常复杂的过程，涉及张紧器、隔水管、钻井液及海水等的相互作用和耦合，难以精确描述[4]。当遭遇极端恶劣天气或者液压缸脱开、张紧环失效时，关断阀逐渐地切断或者锁停，给液压缸供油以消除或者减少隔水管的反冲对系统的影响。但该过程不可避免地会引起隔水管的运动。因此，须由张紧器补偿反冲产生的位移，通常取2 m。

补偿行程共由6个部分构成，且各部分相对独立，因此，总的补偿行程共计12.74 m，见表8。由于圆筒形FWPSO隔水管升沉补偿行程较大，所选的升沉补偿装置应满足大补偿行程的要求。

表8 补偿行程 m

2 隔水管升沉补偿系统选型

2.1 隔水管升沉补偿型式

隔水管升沉补偿系统又称为张紧器，主要由主体、控制架、固定滑轮组、空气压力容器、主控制台、惯性控制系统和蓄能器液体补充系统等部件组成，其主要作用是在钻修井作业过程中对隔水管系统保持恒定的张力。通过司钻控制室远程启动、设置、监控和关闭控制阀块，可以很好地调整压力和张力。当平台上下运动时，张紧器张紧缸收缩或伸长。当液缸伸长时，压缩空气将通过控制阀块进入压缩气罐；当液缸收缩时，压缩空气将沿相反方向通过控制阀块。

隔水管升沉补偿系统主要有平衡锤型、钢丝绳型、液压缸直接作用型和浮箱型等，其技术特点及应用情况见表9。

表9 隔水管升沉补偿型式适应性分析

由表9可知：针对圆筒形FWPSO升沉补偿量大的特点，可选用钢丝绳型隔水管升沉补偿系统，通过增加滑轮组减少液压缸的受力，并缩小液压缸的尺寸，从而降低投资成本和风险。

2.2 张紧力计算

张紧力是隔水管升沉补偿系统选型计算的关键参数。钢丝绳型隔水管张紧器的绕绳数通常为4，此时液压缸的尺寸和压力组合最优[5]，液压缸的尺寸将缩短至升沉补偿行程的1/4，而提供给隔水管的拉力等同于液压缸推力的4倍。

当紧急情况发生，LMRP被迫与水下防喷器解脱时，整个隔水管系统由张紧器悬挂，此时所需的张紧力最大，它包括隔水管系统的重量、LMRP在水中的重量以及整管泥浆作用在隔水管上的重量。此外，设计中还需考虑张紧器失效工况下的冗余量。由于隔水管张紧器在浮式平台上围绕井口对称布置，当一个隔水管张紧器失效后，其对角的张紧器也同步失效。因此，每根张紧钢丝绳所需的张力为

式中：Fe为隔水管每根张紧钢丝绳(或链条)所需的张力；Wr为隔水管在空气中的总质量；WLMRP为LMRP在空气中的总质量；ρs为海水相对密度；ρr为隔水管相对密度；ρm为泥浆相对密度；dr为隔水管内径；Lr为隔水管长度；z为隔水管张紧器的数量(一般为4，8，12个)；φ为隔水管轴心线与隔水管张紧绳张紧后的夹角；K为隔水管超张紧力系数(一般约为1.25)。

原美国休斯顿近海公司推荐超张紧力系数公式为

式中：G为隔水管上端漂移与水深的比率；v为隔水管所受最大海流流速；H为海浪高。

隔水管系统基础数据见表10。

表10 隔水管系统基础数据

将表10中的参数代入式(3)，计算不同张紧器个数时单个张紧器的张紧力，结果如图4所示，可以看出：张紧器个数越少，单个张紧器所需张紧力越大，液压缸的尺寸越大，制造工艺越高；张紧器个数越多，单个张紧器所需张紧力越小，布置空间要求越高。目前，生产方推荐的张紧力为267～890 kN，因此，张紧器个数为8时最合适。结合修井机的空间情况以及张紧器对称布置的要求，选择双联式钢丝绳型隔水管张紧器可以在兼顾液压缸尺寸压力的情况下减小布置空间，如图5所示。

图4 隔水管张紧器个数优选

图5 双联式钢丝绳型隔水管升沉补偿系统

3 结 语

(1) 隔水管升沉补偿系统的选型需考虑张紧力和补偿行程在最大工况下的要求，最大张紧力发生在软悬挂工况，而最大补偿行程需综合考虑海洋潮汐、船体水平偏移、垂荡、吃水差、隔水管顶部张力变化以及应急解脱工况下隔水管反冲等6个方面的因素。

(2) 采用圆筒形结构的FWPSO运动性能较好，在一年一遇季风+内波流条件下的垂荡和横摇较小，对升沉补偿的影响较小。

(3) 圆筒形FWPSO的吃水会随着储油和卸油过程发生较大变化，该变化须由隔水管升沉补偿系统进行补偿，这是圆筒形FWPSO补偿行程较大的主要原因。

(4) 钢丝绳型隔水管升沉补偿系统可通过滑轮组将液压缸的长度缩短至升沉补偿行程的1/4，而提供给隔水管的拉力等同于液压缸推力的4倍，从而大幅提高液压缸的补偿能力。同时，可通过采用双联式钢丝绳型张紧器减少布置时所需的空间。

[1] 唐明军, 朱学海, 纪树立,等. BZ34-3/5小边际油田的开发模式和电潜泵采油技术的应用[J]. 海洋石油, 2008, 28(02):82-87.

[2] 王维旭, 周天明, 于兴军,等. 浮式钻井平台升沉运动分析[J]. 石油矿场机械, 2011(09):36-38.

[3] 张磊, 畅元江, 刘秀全,等. 深水钻井隔水管与防喷器紧急脱离后的反冲响应分析[J]. 石油钻探技术, 2013, 41(03):25-30.

[4] 李朝玮, 樊洪海, 汪志明,等. 深水钻井隔水管紧急脱离后的反冲响应[J]. 海洋工程, 2015(04):121-127.

[5] 梁宏友. 浮式钻井采油平台隔水管张紧器的设计与分析[D]. 哈尔滨：哈尔滨工程大学, 2012.

ModelSelectionofHeaveCompensationSystemofDrillingandWorkoverRiserinCylindricalFWPSO

YUAN Xiaobing， ZHU Mo， YANG Wen， OU Yujun， WANG Shaoping， ZENG Dong

(CNOOC EnerTech Equipment Technology Co., Ltd., Shenzhen 518067， Guengdong, China)

Taken the cylindrical FWPSO(Floating Workover Production Storage and Offloading) of Liuhua in South China Sea as a case study, the riser heave compensation techno-logy adaptability is analgzed. Through the theoretical calculation and mechanical analysis on the main factors of riser heave movement and extreme working conditions, the adaptability is analyzed based on the calculated results. It can be concluded that the double wire rope type tensioner can satisfy the function, space and compensation ability of the cylindrical FWPSO.

cylindrical FWPSO； riser； heave compensation； tensioner

1001-4500(2017)06-0093-06

2016-06-21

工信部重大专项“边际油田生产装置自主开发”(工信部联装[2016]26号)

袁晓兵(1977-)，男，高级工程师

TE935

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