朱高庚 陳國明 劉 康 盛積良 蒲 實

(中國石油大學(華東)海洋油氣裝備與安全技術研究中心 山東青島 266580)

隨著海洋油氣資源開采不斷向深水和超深水進發(fā)，傳統(tǒng)通過錨泊系統(tǒng)等方式進行平臺定位的方法從成本和安全角度考慮都已不再適用。應運而生的動力定位系統(tǒng)(Dynamic Positioning,DP)成本隨水深變化較小[1]，且對深水復雜海洋環(huán)境有較好的適應性，在深水浮式鉆井平臺中已被廣泛使用。我國的“海洋石油981”、“海洋石油982”和“藍鯨1號”、“藍鯨2號”鉆井平臺均已配備DP-3動力定位系統(tǒng)。南海是我國深水油氣資源最為豐富的地區(qū)之一，但南海是臺風的高發(fā)區(qū)域，百年一遇臺風波高、表面流速和風速為墨西哥灣和西非海域的數(shù)倍[2]，且具有頻度高、強度大的特點，已成為深水油氣開發(fā)的最大環(huán)境挑戰(zhàn)。在南海惡劣臺風環(huán)境下，一旦DP系統(tǒng)失效，平臺發(fā)生失控漂移，輕則造成隔水管及水下井口損壞，重則導致平臺傾覆或者水下井噴事故，會威脅人員生命安全和造成嚴重的環(huán)境污染。

目前國內外在DP系統(tǒng)的可靠性、失效模式以及失效后果和安全屏障方面已經開展了一系列相關研究[3-13]，針對DP系統(tǒng)可靠性評估方法主要有結合故障模式和影響分析、事故樹和貝葉斯網(wǎng)絡分析等[3-5]。在DP系統(tǒng)失效后果方面，文獻[6]重點研究了在隔水管作業(yè)中DP系統(tǒng)和應急快速斷開系統(tǒng)故障引起的井噴風險；文獻[7]對包括DP系統(tǒng)失效導致隔水管事故在內的類型成因及防控措施進行了分析；文獻[8-9]對臺風條件下平臺漂移導致的隔水管觸底事故進行了研究，并提出了平臺-隔水管耦合系統(tǒng)漂移預警界限分析方法；文獻[10]開展了隔水管應急關斷失效概率的貝葉斯網(wǎng)絡分析。在安全屏障方面，文獻[11-12]針對差分全球定位系統(tǒng)故障進行了分析，并提出了保障DP系統(tǒng)鉆井作業(yè)安全三級屏障及功能；文獻[13]通過屏障分析指出了設備失效和人因失效是DP系統(tǒng)失效主要原因。但上述研究成果在考慮平臺和隔水管的耦合作用以及各級屏障間相互影響方面尚待完善。

筆者結合系統(tǒng)動力學(System Dynamics,SD)方法，從系統(tǒng)角度考慮建立平臺-隔水管耦合模型，分析臺風環(huán)境下平臺失控漂移軌跡，研究漂移過程隔水管力學響應，并利用SD中的因果回路圖方法(Causal Loop Diagram,CLD)分析防止失控漂移及后續(xù)事故的各級安全屏障性能，以期為臺風環(huán)境下深水鉆井作業(yè)安全和事故預防提供參考。

1 分析方法和流程

結合SD方法和數(shù)值模擬，建立平臺-隔水管系統(tǒng)耦合水動力模型，開展臺風環(huán)境下水動力時域分析，計算平臺在臺風下的失控漂移運動軌跡；在ABAQUS中建立隔水管有限元模型，并將平臺的漂移運動作為其頂部約束條件，分別開展隔水管底部連接和斷開狀態(tài)下的動態(tài)仿真分析，研究平臺失控漂移下隔水管的力學響應和斷裂時間；根據(jù)分析結果和文獻調研，結合因果回路圖方法開展臺風災害下平臺失控漂移及升級事故的安全屏障性能分析，建立防止事故升級的三級安全屏障并分析各級屏障性能的主要影響因素(圖1)。

圖1 臺風環(huán)境下平臺失控漂移后果及安全屏障分析流程圖Fig .1 Flow chart of analysis on consequences and barriers of drift-off for platforms under typhoon conditions

2 平臺失控漂移時域計算

2.1 平臺-隔水管動力學模型

在臺風作用下，平臺-隔水管耦合結構的動力方程為[14]

(1)

環(huán)境載荷包括風載荷、波浪載荷以及海流載荷。其中，風載荷表示為[15]

(2)

式(2)中：ρa為空氣密度，kg/m3；Vr為相對風速，knots；Cw為風載荷系數(shù)；Aw為受風面積，m2。

根據(jù)文獻[16]，海洋脈動風功率譜選用API譜，表示為

S(f)=[δ(z)]2/[fp(1+1.5f/fp)5/3]

(3)

式(3)中：δ(z)為z高度處風速脈動的標準差，m/s(當z≤zs時，δ(z)=0.15×(z/zs)-0.125；當z>zs時，δ(z)=0.15(z/zs)-0.275;其中zs為標準高度，一般取20 m)；fp為平均頻率，fp=0.125V(z)/z，Hz,V(z)為z高度處平均風速，m/s；f為脈動頻率，Hz。

波浪載荷可分為一階波浪力和二階波浪力，其中一階波浪力產生零均值的高頻振蕩運動，二階波浪力產生非零均值的低頻慢漂運動。根據(jù)文獻[17-18]，臺風下的波浪譜選用PM譜，海流載荷表達形式與風載荷類似。

2.2 平臺-隔水管耦合仿真模型

以“海洋石油981”鉆井平臺為原型并進行適當簡化，利用SOLIDWORKS進行平臺建模，主要包括井架、吊機、生活區(qū)、直升機甲板和發(fā)電機房等，導入ANSYS/AQWA后連接隔水管模型進行網(wǎng)格劃分和參數(shù)設置(圖2)。

2.3 環(huán)境參數(shù)

以中低強度臺風下原地抗臺過程中平臺動力定位失效事故為分析場景，以南海水深為1 500 m左右某區(qū)塊的深水鉆井作業(yè)為例展開研究，選取10 a重現(xiàn)期1 min內平均風速20 m/s作為API風譜[16]中20 m高度處標準風速;波浪和海流參數(shù)選取10 a重現(xiàn)期海況，有義波高為11.1 m，上跨零周期為11.6 s，海流速度為隨深度變化的梯度流(表1)。

圖2 平臺-隔水管耦合仿真模型Fig .2 Coupling simulation model of platform-riser表1 南海某海域海流速度分布Table 1 Current velocity in a water area in South China Sea

水深/m流速/(m·s-1) 水深/m流速/(m·s-1)01.422000.16100.753000.14200.615000.11500.4210000.061000.2315000.021500.21

2.4 平臺失控漂移運動響應

設置步長為0.1 s，總時長為300 s，選取環(huán)境載荷方向(假設風浪流方向相同)與x軸正方向夾角為0°、45°、90°、135°和180°等工況，分別計算平臺-隔水管耦合模型失控漂移結果，得到平臺在6個自由度上隨時間變化的位移和轉角變化情況(圖3)。

由圖3可以看出：臺風下平臺失控漂移軌跡隨環(huán)境載荷方向變化明顯，其中沿x方向漂移量表現(xiàn)出0°≈180°>45°≈135°>90°的特征，主要是平臺結構的不對稱所致；沿y方向漂移量規(guī)律與沿x方向相反，即90°>135°≈45°>180°≈0°，但沿2個方向漂移量均隨時間持續(xù)增加；沿z方向升沉量隨時間呈現(xiàn)出增幅振蕩的特征，在運動初期隨環(huán)境載荷方向變化相對不明顯；繞x方向轉動量在0°和180°時幾乎不隨時間變化，但是其他方向上呈現(xiàn)周期變化的特征，振蕩周期約為100 s；繞y方向轉動量隨環(huán)境載荷方向呈現(xiàn)對稱分布的特征，如0°、180°及45°、135°；繞z方向轉動量同樣呈現(xiàn)對稱分布的特征，但非嚴格的軸對稱。其中，沿x方向和沿y方向漂移量隨時間持續(xù)增大，可能會造成隔水管軸向應力過大發(fā)生斷裂；沿z方向升沉量振蕩增加，可能會導致隔水管發(fā)生動態(tài)壓縮和觸底事故；繞z方向轉動較大，可能會導致?lián)闲越宇^轉角超過限制。這些問題均應在后續(xù)的分析中重點考慮。

圖3 平臺失控漂移路徑Fig .3 Drift-off path of runaway platform

3 平臺失控漂移后果分析

原地抗臺場景下平臺發(fā)生失控漂移后，連接水下井口和平臺的隔水管系統(tǒng)是薄弱環(huán)節(jié)。一旦發(fā)生隔水管斷裂或者井口損壞，輕則延誤工期而造成經濟損失，重則導致水下井噴，威脅平臺安全甚至造成環(huán)境污染。因此，針對臺風下平臺失控漂移后的隔水管斷裂事故展開分析，限制條件根據(jù)API標準[19]考慮最大等效應力、撓性接頭轉角和是否發(fā)生動態(tài)壓縮，其中后2個因素由前述平臺繞x、y和z方向轉動及沿z方向位移分析結果可知基本不會超過限制，且由于失控漂移過程隔水管基本處于拉伸狀態(tài)，動態(tài)壓縮可能性較小，在等效應力超過限制前兩者均不超過標準要求。因此，重點分析隔水管等效應力變化情況，研究隔水管不同狀態(tài)下力學響應，并分析其達到限制應力所需時間。

3.1 連接狀態(tài)下

以平臺失控漂移路徑作為隔水管頂部約束條件，底端為連接狀態(tài)，依據(jù)隔水管配置建立有限元模型并利用ABAQUS進行動態(tài)仿真計算，分析隔水管等效應力變化情況(圖4)。

由圖4a可以看出，漂移過程隔水管頂部最大等效應力隨時間振蕩增加，不同環(huán)境載荷方向上隔水管等效應力變化整體符合0°≈180°>45°≈135°>90°的規(guī)律，與平臺沿x方向漂移量變化特征保持一致，受平臺水平方向運動影響較大；同時存在明顯的波谷波峰，與平臺沿z方向升沉運動的波谷波峰出現(xiàn)時間較為接近。由圖4b可以看出，200 s時隔水管等效應力隨水深增加整體呈遞增趨勢，同時在管徑變化處產生突變。

依據(jù)API標準[19]，連接狀態(tài)下隔水管最大等效應力/最小屈服強度應小于等于0.67。應急狀態(tài)下應該按照生存工況考慮，故將此系數(shù)取1。隔水管所用X80鋼屈服強度為552 MPa，因此最大等效應力限制為552 MPa(圖4a)。由隔水管首次超過極限應力的時刻(表2)可以看出，連接狀態(tài)下在14 s左右均超過限制，且所用時間隨環(huán)境載荷方向變化不明顯，主要原因可能是所用時間較短。

圖4 連接狀態(tài)下隔水管最大等效應力分布Fig .4 Maximum equivalent stress distribution of riser in connection mode表2 連接狀態(tài)下隔水管超出等效應力限制所用時間Table 2 Time of exceeding equivalent stress limit of riser in connection mode

環(huán)境載荷方向/(°)達到等效應力限制所用時間/s014.04514.29014.013514.118014.0

由隔水管200 s時沿x方向和沿y方向漂移情況(圖5)可以看出,隔水管沿x和y方向漂移均隨水深增加而減小，且?guī)缀醭示€性變化，說明此時隔水管處于拉緊狀態(tài)。

圖5 連接狀態(tài)下隔水管偏移分布Fig .5 Offset distribution of riser in connection mode

3.2 斷開狀態(tài)下

設置隔水管底部邊界條件為自由端，得到斷開狀態(tài)下隔水管等效應力變化(圖6)。由圖6a可以看出，斷開狀態(tài)下隔水管頂部最大等效應力隨時間和環(huán)境載荷方向變化與連接狀態(tài)規(guī)律保持一致，但整體等效應力明顯小于連接狀態(tài)。由圖6b可以看出，300 s時隔水管等效應力隨水深增加整體變化不明顯，主要差異表現(xiàn)在隔水管頂部，原因是斷開狀態(tài)下隔水管底部為自由端，受平臺運動影響較小。

斷開狀態(tài)下隔水管最大等效應力同樣限制為552 MPa，隔水管超出等效應力限制所用時間整體大于連接狀態(tài)，主要與連接狀態(tài)等效應力整體偏大有關，同時隨環(huán)境載荷方向變化呈對稱分布(表3)。

圖6 斷開狀態(tài)下隔水管最大等效應力分布Fig .6 Maximum equivalent stress distribution of riser in disconnection mode表3 斷開狀態(tài)下隔水管超出等效應力限制所用時間Table 3 The time of exceeding equivalent stress limit of riser in disconnection mode

環(huán)境載荷方向/(°)達到等效應力限制所用時間/s099.145159.890185.4135159.818099.1

300 s時隔水管沿x和y方向漂移均隨水深增加而減小，且變化速率呈遞減趨勢，與連接狀態(tài)下拉緊的隔水管形態(tài)明顯不同(圖7)，也從另一方面解釋了斷開狀態(tài)下隔水管等效應力相對較小的原因。

圖7 斷開狀態(tài)下隔水管偏移分布Fig .7 Offset distribution of riser in disconnection mode

4 安全屏障研究

由表3可知，臺風環(huán)境下平臺一旦發(fā)生失控漂移，隔水管系統(tǒng)等效應力在最多185.4 s便會超過限制，留給系統(tǒng)和人員響應的時間很短，因此有必要從預防漂移發(fā)生開始進行不同事故升級階段的屏障研究，分析各階段的主要屏障及影響屏障性能的主要因素。

參考SD方法[20]中CLD的概念，結合屏障理論[12]，建立防控平臺漂移→平臺漂移失控→隔水管及水下井口損壞→水下井噴一系列升級事件的三級安全屏障(圖8)。圖8中，變量名要求為名詞短語且必須有清晰的方向感，因此以屏障性能描述各級安全屏障；“+”表示正反饋，即如果原因增加，結果要高于它原來所能達到的程度；“-”表示負反饋，含義相反。

由圖8可以看出：一級安全屏障為預防屏障，主要作用是防止平臺漂移的發(fā)生，其屏障性能由人員操作準確性、環(huán)境載荷強度、環(huán)境監(jiān)測系統(tǒng)性能、位置參考系統(tǒng)性能、動力系統(tǒng)性能、控制系統(tǒng)性能和推進器系統(tǒng)性能等7個部分表征；二級安全屏障為控制屏障，主要作用是防止平臺漂移的進一步加劇，及時抑制平臺運動或采取下一步措施，其屏障性能主要包括操作人員應急響應能力、警報系統(tǒng)可靠性和DP系統(tǒng)冗余度等3個部分；三級安全屏障為應急屏障，主要是在漂移失控后及時采取關斷措施，避免井口破壞導致井噴等更為嚴重事故的發(fā)生，主要通過保證應急快速斷開系統(tǒng)(Emergency Quick Disconnection System,EQD)可靠性、安全脫離系統(tǒng)(Safe Disconnect System,SDS)可靠性和防噴器(Blowout Preventer,BOP)系統(tǒng)可靠性實現(xiàn)其功能。

圖8 防止平臺失控漂移事故升級的三級安全屏障因果回路圖Fig .8 Casual loop diagram of three barrier elements to prevent accidents from escalating of runway drift-off for platforms

三級安全屏障間相互影響，如一級屏障中的動力系統(tǒng)性能、控制系統(tǒng)性能和推進器系統(tǒng)性能相互影響，同時影響二級屏障中的DP系統(tǒng)冗余度；二級安全屏障中人員應急響應能力受一級屏障中人員操作準確性影響，同時受到同級屏障中警報系統(tǒng)可靠性影響。結合圖8中各級安全屏障相互影響關系和因果回路關系，對各級安全屏障性能進行定性評估，得到影響三級安全屏障性能的主要因素分別是人員操作準確性、人員應急響應能力和緊急關斷系統(tǒng)可靠性。

5 結論

1) 臺風環(huán)境下深水平臺失控漂移軌跡隨環(huán)境載荷方向變化明顯，其中沿x方向漂移量表現(xiàn)出0°≈180°>45°≈135°>90°的特征，沿y方向漂移量規(guī)律相反，但兩者漂移量均隨時間持續(xù)增加，因此在后續(xù)分析中應重點考慮沿x方向和沿y方向漂移、沿z方向升沉以及繞z方向轉動。

2) 隔水管底部連接和斷開狀態(tài)下隔水管頂部最大等效應力均隨時間振蕩增加，不同環(huán)境載荷方向上隔水管等效應力變化整體符合平臺沿x方向漂移量的規(guī)律，但是整體上斷開狀態(tài)等效應力值明顯小于連接狀態(tài)，且在連接狀態(tài)下14 s左右隔水管超出應力限制，斷開狀態(tài)下最快100 s左右超出應力限制。

3) 基于因果回路圖方法建立了防止事故升級的三級安全屏障，并對各級安全屏障性能進行定性評估，得到影響三級安全屏障性能的主要因素包括人員操作準確性、人員應急響應能力和緊急關斷系統(tǒng)可靠性。