0 引言

随着海洋钻井技术的不断进步，海洋钻井向着钻井效率更高和钻探深度更深的方向发展^[1]。目前，半潜式海洋钻机超深井双井口井架的研发技术被国外几家大的石油装备公司所掌握。近几年，国内对海洋钻机的研发设计虽然已有长足的发展，包括兰州兰石能源装备工程研究院有限公司研制的12 000 m自升式钻井平台用塔形井架、宝鸡石油机械有限责任公司研发的9 000 m半潜式钻井平台用塔形井架，但仅局限于钻井深度在12 000 m以内的单井口海洋钻机的研制。兰州兰石能源装备工程研究院有限公司为促进国内超深井双井口井架技术的发展，特研发了海洋半潜式钻井平台用15 000 m超深井双井口井架，该井架配套在本公司研发的3 000 m水深半潜式钻井包使用。

钻机井架在设计过程中的结构分析尤为重要，将直接影响钻机的使用寿命，因此大量的钻机设计工程师通过不同的方法对井架做结构分析。吴文秀等^[2]建立了钻机井架主体结构有限元模型，对比分析了井架的固有模态和预应力模态。吴苗法等^[3]使用ANSYS软件对海洋用修井机井架做了不同工况下的结构强度分析。张辉等^[4]对海洋用塔形井架做了静力分析和模态分析，以此来判定井架的静强度和固有频率是否满足使用要求。笔者发现上述分析计算仅限于K形井架和单井口塔形井架的主体结构，而井架上安装的天车和二层台及一些附加设备对井架的静强度有较大的影响，因此建立了完整的双井口井架模型，包括天车和二层台等结构，并且把被简化的排管机等设备以质量点的形式添加到模型相应的位置，分析井架的静强度，使得计算结果更准确，更贴合实际。通过对比分析发现塔形井架，特别是双井口井架由于各主腿之间跨距较大，各片架处结构较弱，因此对井架做模态计算，对井架整体及片架做阵型分析。

1 双井口井架结构设计 1.1 遵循标准

双井口井架的设计既要满足正常钻井工艺的要求，还要符合相应的标准和规范要求。该井架在设计过程中所遵循的规范主要有：API Spec 4F《钻井和修井结构规范》^[5]、ABS 《Classification of Drilling Systems》^[6]、AISC 335—1989《美国钢结构手册》、AWS D1.1《美国钢结构焊接规范》。

1.2 设计环境

海洋浮式钻机井架在海上作业时需要满足环境温度和湿度要求，还要承受风载和波浪载荷的作用。适应环境温度-10~45 ℃，相对湿度95%，最大适应水深3 000 m，工作工况设计风速41.9 m/s，自存工况设计风速63 m/s，油田内拖航工况设计风速41.9 m/s，远洋拖航工况设计风速41.9 m/s，工作工况每10 s波浪载荷6°，自存工况每10 s波浪载荷15°，油田内拖航工况每10 s波浪载荷6°，远洋拖航工况每10 s波浪载荷15°。

1.3 主要设计参数

单侧井架独立工作时最大容许静钩载为12 700 kN，双侧井架同时工作分别容许的最大静钩载为9 000 kN。井架工作高度64 m，井架顶部跨距(正面×侧面)17.8 m×6.5 m，井架底端跨距正面×侧面23.6 m×12.2 m。二层台安装高度13.8 m，二层台立根容量：(149 mm钻杆，37.8 m)225柱8 505 m，(168 mm钻杆，37.8 m)168柱6 350 m，(247 mm钻铤，37.8 m)20柱756 m。

1.4 结构设计

双井口井架结构如图 1所示，它由两个无绷绳的“瓶颈式”塔形井架联立而成，联立的两个井架共用中间主腿，井架共有6条主腿，片架结构形式为倒K形。

双井口井架结构形式的主要优点如下。

(1) 提高了钻井效率。双井口井架把两个塔形井架联立在一起，具有两个井架的功能，钻井过程中一侧井架在正常钻井作业的同时，另一侧井架可以完成离线接单根和下套管等作业。

(2) 增加了结构稳定性。联立的双井架具有6条主腿，且井架的跨距至少增加了1倍，使得井架的整体稳定性有了明显提高。

井架采用具有升沉补偿功能的绞车起升，相对于传统的天车补偿，绞车补偿不仅能够降低井架的重心，并且能够简化天车的结构形式。双井架前侧的片架处开有两个31 m高的V形门，便于四单根钻杆立根进出井架，该侧为井架的V形门侧。井架后侧的钻台面上安装有司钻房，为司钻侧。井架左右侧各有一台自带升沉补偿功能的提升绞车，为主、副绞车侧。井架主体结构主要由H型钢组成，各杆件之间采用螺栓连接。为方便制造、安装和运输，井架分为12层，V形门侧井架1到9层为竖直结构，10到12层为倾斜结构，向井架内侧倾斜，其余三侧均沿直线向井架内侧倾斜，使得井架顶端跨距减小，满足天车的安装要求。为了满足海洋腐蚀性环境要求，整个井架结构采用热浸锌防腐工艺。

1.5 设备安装

该钻机配备先进的自动化管具处理系统，在总体布局时需要考虑井架内部各设备的安装位置，并且各设备在正常钻井作业时协调配合，互不干涉。井架主体结构上所配备的主要设备包括接立根机械手、排管机、高位背钳、二层台和游动系统等。这些配套的自动化管具处理系统和设备在双井架的主副井口各配一套，保证一个井口正常钻井作业的同时另一个井口能够离线接单根和下套管作业。

接立根机械手安装在井架V形门侧，主要由滑动装置、导轨和提升绞车等组成。它与钻台上的铁钻工配合完成接立根作业，然后将立根移交给排管机排放到指梁内，或者将立根交给顶驱进行钻井作业。二层台和排管机安装在V形门侧的井架外部，二层台主要用于排放钻杆，排管机把接立根机械手运送过来的钻杆排放到指梁上，或者把指梁上的钻杆运送给接立根机械手。高位背钳安装在井架左右片架的底端，与顶驱配合完成钻杆的上扣和紧扣作业。

2 双井口井架有限元模型建立

有限元分析软件SAFI是专门为石油钻机做结构分析的三维计算软件，该软件完全依据API Spec 4F和AISC 335—1989等规范做计算。井架结构主要以H型钢为主材，主体结构材料选用Q420E。井架整体为空间桁架结构，各杆件在有限元模型中选用三维线性两节点梁单元，依据AISC 335—1989设定各杆件的无支撑长度。杆件之间以螺栓法兰连接，在有限元模型中各节点处采用固定连接^[7-8]。在有限元模型中将井架、天车和二层台等结构根据实际模型尺寸一并建模，将井架上的梯子栏杆等附件以及安装在井架上的排管机、高位背钳等设备做简化处理，然后等效成质量点的形式添加到结构相应位置处，以便于在计算中准确模拟井架的实际受力情况^[3]。由于井架底端通过螺栓法兰与钻台支座连接，限制了井架在3个坐标轴方向的位移和转动，所以在有限元模型中设置边界条件时，将井架主腿底端与钻台支座连接处施加固定约束。

3 静态分析与模态分析 3.1 静态分析 3.1.1 载荷施加

井架的静态分析包括工作工况、自存工况和拖航工况^[9]。作用在井架上的载荷主要包括设备重力载荷、立根载荷、大钩载荷及环境载荷。设备重力载荷指在建模时被简化处理的梯子栏杆等附件以及排管机、高位背钳等设备以质量点的形式所施加的载荷。立根载荷主要包括立根靠力和立根迎风力对井架二层台所产生的载荷，立根靠力按照立根对水平面倾斜角度为88.5°时计算，立根迎风力按照API Spec 4F标准规定的风载荷计算^[10]。大钩载荷指天车在承受最大钩载时对井架的载荷。环境载荷主要包括风载和波浪载荷^[11]。风载和波浪载荷在井架圆周方向上从0°开始每隔45°施加，分为8个方向，并且风载和波浪载荷按最不利的情况组合。

按照API Spec 4F和ABS船级社规范要求对井架所承受的载荷做不同工况的载荷组合，如表 1所示。表 1中TE为游动系统的重力载荷。

3.1.2 计算结果分析

SAFI软件对井架应力的计算结果是各杆件的UC值，该值在强度极限状态下得出，是杆件实际应力除以杆件的许用应力，而杆件的许用应力是杆件材料的屈服强度除以不同工况下的安全系数。依据API Spec 4F规范，在工作工况下杆件的安全系数是1.67，在自存工况和拖航工况下杆件的安全系数是1.25。

双井口井架承载能力大，整体结构高，且设计环境载荷恶劣，容易造成结构破坏。对井架计算时要同时满足整体结构的强度和刚度要求。图 2是井架在不同工况下的UC值。通过分析得出：

(1) 单侧井架工作时，工作侧的井架主腿和片架UC值较大，多数在0.75以上，其主要原因是天车需要承受12 700 kN的大钩载荷。井架与二层台连接处的主腿和片架杆件UC值也较大，其主要原因是该处立根载荷较大。单侧井架工作时杆件的最大UC值均未超过1，结构强度满足要求。井架天车处最大偏移量为57 mm，在调整垫片对天车偏移量的调整范围内，因此井架的刚度也满足要求。

(2) 双侧井架工作时，左右两侧井架UC值的大小呈对称布置。井架主腿和中上段片架处的杆件UC值较大，这是因为双侧井架工作时两侧的天车分别承受9 000 kN的载荷。双侧井架同时工作时所有杆件的UC值都能满足强度要求。井架天车处最大偏移量为55 mm，在调整垫片对天车偏移量的调整范围内，因此井架的刚度也满足要求。

(3) 底座工作时，由于天车不承受大钩载荷，所以井架UC值都偏小。

(4) 自存工况时，由于仅承受风载和波浪载荷，不承受大钩载荷和立根载荷等，所以井架各杆件的UC值较小。

(5) 油田内拖航时，杆件UC值较大处位于井架中下端的片架斜杆处，其主要原因是井架在油田内拖航时在波浪作用下产生较大的水平载荷，这些载荷通过片架处的杆件传递到井架主腿上。

(6) 远洋拖航时，杆件的UC值普遍较大，其主要原因是井架在远洋拖航时承受的风载和波浪载荷对井架产生较大的水平载荷。

3.2 模态分析

模态分析主要用于计算结构的固有频率和振型。由于井架预应力效应对井架的振动特性影响较小^{[2, 4, 9, 11-12]}，所以做井架模态分析时不考虑井架的预应力效应。通过对井架做模态分析，计算其前6阶固有频率和振型，结果如表 2所示。分析井架的前6阶固有频率和振型在顶驱转动、风载和波浪载荷等外部激励作用下产生共振的可能性，以及井架在产生共振时的危险点。

由表 2可知，井架前6阶固有频率在1.57~2.82 Hz范围内。顶驱工作转速为80~120 r/min，对应的频率是1.3~2.0 Hz，井架1阶固有频率在顶驱的振动范围内，有产生共振的可能，在使用时应该适当调整顶驱转速，避免在1阶固有频率对应的94 r/min转速范围内工作。风载荷包括稳定风和脉动风，风振效应主要由脉动风产生，脉动风的卓越周期一般在20~60 s之间^[13]，对应的频率是0.017~0.050 Hz，不会对井架产生共振效应。波浪载荷周期一般集中在1~30 s之间，对应的频率范围是0.03~1.00 Hz，不会对井架产生共振效应，但如果超出该频率范围则可能会对井架产生共振效应。

图 3是井架前6阶模态振型。井架的1阶振型主要表现为井架整体结构向前倾斜，随着高度的不断增加，井架向前倾斜的幅度增大。井架的2阶振型主要表现为司钻侧片架从井架内部向井架外部突出，特别是井架底端片架突出幅度最大。井架的3阶振型和5阶振型主要表现为天车滑轮起重架向左、右侧摆动。井架的4阶振型主要表现为井架前后侧片架向井架内、外侧摆动，特别是井架前端二层台和井架后端中间位置摆动幅度最大。井架6阶振型主要表现为井架后端片架向井架内侧突出，特别是井架后端中间位置振动幅度最大。

通过分析井架前6阶振型可以发现，井架整体结构相对稳定，这是因为双井口井架结构跨距大、主腿数量多，结构相对单井架稳定性更好。井架前、后片架在2阶、4阶、6阶振型时振幅较大，结构不稳定，主要原因是井架前、后片架宽度较大，达到了23 m，而且在井架前后方向上只有左、右片架支撑。天车滑轮起重架3阶和5阶振型较大，主要原因是该处型钢截面属性较小，导致空间桁架结构不稳定。

综上所述，井架在使用过程中应避免顶驱等设备产生振动的频率落在井架的固有频率范围内，同时在设计井架时应尽量增加前、后片架和天车滑轮起重架的刚度，以增强结构的稳定性。

4 结论

(1) 双井口井架主要设计参数选定和结构设计合理，能够满足既定的功能要求，并且能够大大提升钻井效率。

(2) 通过对井架在不同工况下的分析计算，验证了双井口井架的强度和刚度均满足使用要求，结构安全可靠。

(3) 通过分析井架的前6阶固有频率和振型，发现井架的1阶振型落在顶驱的振动范围内，容易产生共振；井架前、后片架和天车滑轮起重架刚度较弱，在井架共振时结构不稳定，设计时应改进该处杆件的截面属性。