0 引言
海洋钻井隔水管张紧器的主要功能是为隔水管串建立一个恒定的顶部张力，消除浮式平台或钻井船只相对隔水管的升沉运动，保障隔水管系统安全。张紧器以液缸、蓄能器和气瓶组组成的“液气弹簧”为设计依据，在遇到台风等恶劣工况需要底部隔水管总成(LMRP)紧急解脱时, 隔水管串下部突然失载，由于气瓶组内储存了大量的能量，如果不加以控制，快速释放的能量将导致隔水管串迅速上升反冲引起事故。业内通常在隔水管张紧器中增加抗反冲控制系统，以此来抑制LMRP紧急解脱时的隔水管串反冲。因此，抗反冲控制系统的优劣直接决定了产品的安全性能。
张紧器抗反冲控制技术在国外已经较为成熟。NOV、Control Flow和Aker MH等公司的张紧器抗反冲控制系统已服役多年，系统可靠性较高。国外学者对紧急脱离作业操作规程和抗反冲控制规程等均有深入的研究[1-2]，并形成了相应的标准[3]。在国内，目前还没有抗反冲控制系统投入海上应用，对于抗反冲控制技术的研究还停留在理论分析和样机试验阶段。其中，畅元江和张磊等[4-5]利用仿真软件研究了隔水管张紧系统的反冲控制模型，提出了以模糊PID抗反冲控制的策略。李朝玮等[6-7]研究了隔水管-井口-导管系统整体力学性能，并进行了钻井液下泄研究以及反冲响应分析。刘启蒙等[8]在分布式系统平台上搭建了隔水管张紧系统监控软件，并提出了抗反冲控制的硬件实现方法。任钢峰和周天明等[9-10]依托制造企业完成了隔水管张紧器样机的研制和陆地模拟试验。
制约张紧器抗反冲控制系统工业化应用的主要因素在于反冲控制试验投入成本高、海试风险大，抗反冲控制系统直接影响隔水管系统和平台的安全，海试必须保证在万无一失的情况下才可开展。因此，在张紧器的设计过程中，通过仿真软件开展抗反冲控制策略研究，研究结果用于验证系统功能、优化控制策略，对于降低海试风险具有一定的实际意义。
隔水管串、环境载荷、张紧器和浮式平台在反冲过程中属于多体动力学耦合范畴。笔者针对隔水管串和张紧系统建立简化模型，以单套隔水管张紧器和简化后的隔水管串为基础，开展相应的抗反冲控制研究。
1 张紧器及抗反冲控制原理 1.1 隔水管张紧器原理张紧系统主要由张紧液缸、蓄能器和工作气瓶组等组成，工作原理如图 1所示。低压氮气瓶与液缸塞腔相连，起防护和润滑的作用；空气控制橇和备用气瓶组共同实现工作气瓶组的增减压；抗反冲阀位于液缸和蓄能器之间，通过控制其可变节流口的开度进而控制张紧器液缸的速度，达到抗反冲控制的效果。
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| 图 1 隔水管张紧器工作原理图 Fig.1 Schematic diagram of the riser tensioner |
1.2 隔水管反冲机理
作用在隔水管顶部的张紧力必须大于隔水管串和LMRP的总重力，这样设置的目的有两个：①防止隔水管系统弯曲变形并压溃水下井口设备；②在LMRP与水下防喷器(BOP)脱离时可迅速地撤离井口，避免隔水管串由于海浪的作用与井口发生碰撞。顶张力的设置还要考虑设备的冗余，即在发生单个张力设备失效的情况下，其余张紧器还可承担隔水管串所需的最小顶张力，故隔水管顶张力的设置相对较大。
在隔水管的操作流程中有一个紧急脱离工况(EDS)，该工况用于确保在平台遇到恶劣海况时可切断隔水管串和水下设备的连接，使LMRP从水下BOP上脱离。由于较大的顶张力，在隔水管执行EDS操作时，一旦LMRP与BOP脱离，隔水管串中存储的能量将会迅速地释放，隔水管串将在短时间内向上产生很大的轴向位移和速度，这就是隔水管串的反冲。
2 张紧器抗反冲控制模型 2.1 抗反冲控制影响因子分析影响隔水管张紧器抗反冲控制的因素很多，其中主要的影响因子有环境载荷、隔水管配置、抗反冲控制逻辑和紧急脱离时刻等。
影响因子中，环境载荷对抗反冲控制的影响主要体现在作业水深和平台的升沉情况，这里忽略涌、洋流等侧向流对隔水管串的影响；隔水管配置情况影响隔水管串的反冲重力；抗反冲控制逻辑直接决定抗反冲控制的效果；紧急脱离时刻为抗反冲控制的初始条件，反映了紧急脱离时刻平台和隔水管串的相对运动情况。
2.2 抗反冲阀模型 2.2.1 模型搭建依据抗反冲阀具备两种工作模式：正常工作模式和失效工作模式。正常工作模式下，抗反冲阀为一个全开的流道，不起节流作用。失效工作模式下，分为单个液缸失效和紧急脱离两种情况：单个液缸失效时，抗反冲阀检测前后压差，当流量超过触发流量后，主阀将在液压作用下自动关闭；紧急脱离时，抗反冲阀进入比例控制模式，由控制系统直接控制主阀开度，实现液缸的速度调节，达到抗反冲的效果。
目前抗反冲阀的设计和制造技术被奥盖尔公司所垄断，相应的阀芯内部结构和元件参数处于保密阶段。因此，建立抗反冲阀简化模型在一定程度上可确保抗反冲控制结果的有效性。
以奥盖尔公司生产的一款抗反冲阀为原型，通过对其产品参数(见表 1)和原理的研究，建立AMESim简化模型(见图 2)，并利用仿真试验验证模型的有效性，同时将抗反冲阀简化模型应用于后续抗反冲控制策略研究中。
| 参数名称 | 数值 |
| 主流道通径/mm | 200 |
| 触发流量/(m3·min-1) | 20±2 |
| 0~100%全开时间/ms | ≤60 |
| 0~100%全关时间/ms | ≤220 |
| 压降/MPa | 0.4 |
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| 图 2 抗反冲阀AMESim模型 Fig.2 AMESim model of anti-recoil valve |
图 2所示为抗反冲阀AMESim模型。模型采用大通径滑阀的型式，通过液缸控制主阀阀芯的开口度，主阀两端压差信号通过SV1反映到液缸两端，当触发流量超过预设值时，压差驱动液缸推动主阀关闭；紧急脱离时，控制PV1对主阀阀芯开度进行主动调节。
2.2.2 抗反冲阀模型验证在图 2所示的模型中，流量供应10 s内在5~22 m3变化，观察主阀阀芯关闭情况以及两端压差变化，仿真结果如图 3和图 4所示。
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| 图 3 阀芯位移与流量关系曲线 Fig.3 Valve plug displacement versus flow curve |
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| 图 4 阀芯两端压差与流量关系曲线 Fig.4 Pressure difference between the two ends of the valve plug and flow rate |
分析仿真曲线和数据可得：抗反冲阀AMESim模型触发流量为19.6 m3/min，在18 m3/min流量下的主阀两端压差为0.44 MPa，0~100%主阀开闭响应时间小于50 ms，整体性能指标符合实际产品参数，故带入张紧器抗反冲控制模型可行。
2.3 抗反冲控制关键参数 2.3.1 隔水管刚度假定隔水管串在反冲过程中为弹簧模型，其弹簧刚度k可由式(1)计算：
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(1) |
(1) 式中：E为隔水管弹性模量，取180 GPa；A为隔水管外径，m；L为隔水管串长度, m。
2.3.2 海水阻力海水对隔水管串的运动阻力可用幂律流体的计算公式进行简化计算：
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(2) |
式中：τ为剪切力，μ为稠度系数，γ为剪切速率，K为流变指数。
将海水设定为牛顿流体，流变系数K取1，可以得到海水的阻力计算公式为：
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(3) |
式中：μsea为海水稠度系数，取1.5；D为隔水管串水下动力学外径；vriser为隔水管串上升速度。
2.3.3 控制策略为保障系统的稳定性，张紧系统通常采用西门子S7-400为主控核心，其扫描周期为100 ms，相应的数据采样时间也应遵循该周期。张紧器抗反冲控制主要依据液缸位置-主阀开度曲线(见图 5)，控制系统实时对抗反冲阀主阀阀芯开度进行闭环控制进而实现速度的调节。
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| 图 5 液缸位置-主阀开度曲线 Fig.5 Cylinder position-main valve opening curve |
2.4 反冲控制评判依据
评判抗反冲控制策略的途径主要通过3个指标来实现：
(1) LMRP迅速脱离井口，并不与井下设备发生碰撞；
(2) 隔水管串在上升过程中速度控制在速度限制曲线(见图 6)范围之内；
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| 图 6 液缸速度限制曲线 Fig.6 Cylinder speed limit curve |
(3) 隔水管串反冲过程中顶部张力持续为正，避免隔水管串受压。
3 实例分析 3.1 系统模型以南海某平台为例分析隔水管张紧器抗反冲控制策略，探讨控制参数、脱离时刻对抗反冲控制效果的影响。平台配置部分参数如表 2所示。平台的升沉曲线为正弦形态。
| 参数名称 | 数值 |
| 作业水深/m | 1 500 |
| 平台升沉周期/s | 12 |
| 平台升沉幅值/m | 2 |
| 隔水管串湿质量/kg | 183 078 |
| LMRP湿质量/kg | 141 600 |
| 隔水管外径/mm | 533.4 |
| 隔水管水下动力直径/mm | 1 320.8 |
| 张紧器液缸塞腔直径/mm | 560 |
| 张紧器液缸杆腔直径/mm | 230 |
| 张紧器冲程/mm | 15 240 |
| 工作气瓶总体积/m3 | 400 |
在AMESim软件中建立隔水管张紧器液气模型和控制逻辑模型，分别如图 7和图 8所示。
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| 图 7 张紧器液气模型 Fig.7 Hydraulic-pneumatic model of the riser tensioner |
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| 图 8 抗反冲控制逻辑模型 Fig.8 Anti-recoil control logic model |
3.2 控制参数对抗反冲效果的影响
设定抗反冲进入比例控制的时刻为20 s，脱离时刻为30 s。控制参数对抗反冲效果的影响见图 9~图 12。选用的参数如表 3所示。
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| 图 9 控制参数对隔水管位移的影响 Fig.9 Effect of control parameters on the riser displacement |
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| 图 10 控制参数对液缸位移的影响 Fig.10 Effect of control parameters on cylinder displacement |
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| 图 11 控制参数对液缸速度的影响 Fig.11 Effect of control parameters on cylinder speed |
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| 图 12 控制参数对隔水管串顶部张力的影响 Fig.12 Effect of control parameters on the force at the top of the riser string |
| 参数组 | A1 | A2 | B1 | B2 | B3 |
| 参数组1 | 2 | 1 | 83.00 | 70.00 | 35.00 |
| 参数组2 | 2 | 1 | 97.00 | 83.00 | 65.00 |
| 参数组3 | 5 | 1 | 97.00 | 83.00 | 65.00 |
| 参数组4 | 5 | 2 | 97.00 | 83.00 | 65.00 |
| 参数组5 | 10 | 1 | 0.97 | 0.83 | 0.65 |
由图 9可知，曲线5显示在脱离之后隔水管位移为负值，该情况反应了脱离将导致LMRP与水下BOP发生碰撞，其余参数组得到的仿真曲线正常，可见参数内B1、B2、B3这3个参数直接关系到脱离之后的碰撞情况。
由图 10可知，5组参数均能使液缸顺利缩回。但在图 11中，曲线1液缸回缩速度过快，发生猛烈的冲缸现象，曲线2的液缸回缩速度超过速度限制曲线，曲线3和曲线4的液缸回缩速度符合速度限制曲线。
由图 12可知：在隔水管抗反冲控制中，液缸作用在隔水管顶部的张力在曲线1中出现了负值，该情况表明隔水管串承受了一定的挤压力，容易导致隔水管挤毁；曲线5脱离时刻的瞬时拉力过大，增大了隔水管串拉断的风险；曲线2、曲线3和曲线4的张力情况基本一致。
3.3 脱离时刻对系统的影响设定抗反冲进入比例控制的时刻t为12 s，分析在24、27、30和33 s4个脱离时刻对抗反冲控制的影响。4个脱离时刻代表了正弦信号的0°、90°、180°和270° 4个相位。以表 3的参数组3为控制参数进行仿真，结果如图 13~图 16所示。
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| 图 13 脱离时刻对隔水管位移的影响 Fig.13 Effect of emergency disconnection time on the riser displacement |
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| 图 14 脱离时刻对活塞杆位移的影响 Fig.14 Effect of emergency disconnection time on the displacement of the piston rod |
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| 图 15 脱离时刻对液缸速度的影响 Fig.15 Effect of emergency disconnection time on the cylinder speed |
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| 图 16 脱离时刻对隔水管顶部张力的影响 Fig.16 Effect of emergency disconnection time on the tension of the top of the riser |
由图 13~图 16可知，不同脱离时刻对隔水管顶部张力的影响最大，图 16中曲线1、曲线2和曲线4均出现了张力为负值的情况，曲线3中隔水管张力值均为正值。因此，在紧急脱离时刻的选择上，以180°船体升沉动的相位为脱离时刻最优。
4 结论与建议(1) 抗反冲阀作为隔水管张紧器抗反冲控制的关键设备，通过控制其主阀的开度可有效控制隔水管串的上升速度，使抗反冲控制成为可能。因此，抗反冲阀在使用过程中应作为张紧系统的重点对象进行维护保养。
(2) 液缸位置-主阀开度控制曲线是抗反冲控制的关键因素。不同的设定将导致完全不同的抗反冲效果，笔者设定的抗反冲控制参数可为张紧系统的实际应用提供有效指导。
(3) 不同的脱离时刻对于张紧器抗反冲控制效果影响较大，为避免脱离时隔水管串出现局部弯曲现象，建议脱离时刻选取在平台升沉曲线180°相位的附近。
(4) 建议深入开展控制算法优化、钻井液浓度影响、隔水管串-张紧系统实际模型搭建等方面的研究，并尽快制定隔水管张紧器相关设计制造和操作使用的行业标准，加快其产业化进程。
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