2. 机械工业油气钻井装备工程技术研究中心;
3. 甘肃省油气钻采装备工程研究中心
2. Oil and Gas Drilling Equipment Engineering Technology Research Center of Machinery Industry;
3. Oil and Gas Drilling Equipment Engineering Research Center of Gansu Province
0 引言
随着人类对海洋石油开采的不断探索和发展,海洋石油的开采向着深井和超深井方向发展,进而催生出钻探深度更深、结构更可靠的海洋超深井塔形井架[1-3]。兰州兰石能源装备工程研究院有限公司为顺应海洋钻井装备的发展趋势,特研发了HJJ900/64-T型海洋超深井井架[4]。井架容许的最大静钩载9 000 kN,井架有效高度54 m。该井架配套在本公司所研发的12 000 m钻深的自升式平台用钻井包使用,目前正处于设计制造阶段。
为提高钻机的钻井效率,该井架设计为满足4单根组成一立根结构的井架高度[5],比传统的3单根井架至少增加了10 m的高度,达到了64 m。由于塔形井架相对于K形井架具有结构稳定、承载能力强的优点,HJJ900/64-T型井架整体设计为“扁瓶颈”式塔形井架。井架在使用过程中,站立在钻台面上相当于一个高耸的悬臂结构,在承受9 000 kN的钩载、风暴载荷、拖航载荷或者外部载荷的共振激励下极易产生破坏,因此本文建立了HJJ900/64-T型海洋超深井井架完整结构的有限元模型,对井架在整个使用过程中可能遇到的危险工况进行了可靠性分析[6]。
1 有限元模型HJJ900/64-T型井架主体结构主要由H型钢和角钢组成,从结构分析上看该井架主要是以梁、柱等为主的空间杆系桁架结构,各杆件之间主要通过焊接或者螺栓法兰连接。根据井架的受力特点,在建立有限元模型时对井架结构做了简化处理,略去了井架上的梯子、栏杆及安装在井架内部的一些扶正台和走台等不影响井架整体结构强度的附属结构,以重力载荷的形式加载到井架相应位置处。同时为保证结构的完整性,在建模时尽可能地完善模型结构,把天车和二层台等影响井架整体受力的结构一并建到井架主体模型上。
在ANSYS软件中建立以梁、柱(使用BEAM188和PIPE16单元)为主的井架有限元模型,共划分了2 927个节点和3 921个单元。各杆件之间使用焊接或者螺栓法兰连接,因此建立有限元模型时各连接节点之间使用固接。井架主腿底端通过螺栓法兰与底座连接,限制了井架与底座连接点处的位移和转动,因此边界条件的设定使用固定约束。井架结构选材主要使用Q345型钢材。有限元模型中定义材料属性:屈服强度345 MPa,密度7 850 kg/m3,弹性模量210 GPa,泊松比0.3。
2 井架工作工况分析 2.1 井架承载计算依据API 4F及井架的设计输入要求,井架在工作工况主要承载大钩载荷、立根载荷、设备载荷和环境载荷等。大钩载荷设计为9 000 kN,以均布载荷的形式加载到天车滑轮轴上;立根载荷主要是指立根靠力和立根迎风力对井架二层台指梁的载荷作用,立根靠力按照立根对水平面88.5°的倾斜角做计算,立根迎风力的计算按照41.9 m/s的3 s阵风依据API 4F风载计算公式[7];设备载荷是指安装在井架主体结构上,在建立有限元模型时被简化掉的模型,比如排管机、梯子和栏杆等设备,在有限元模型中以重力载荷的形式加载到井架相应的位置处。环境载荷主要是指风载,该钻机井架的设计是为适应中国南海较为恶劣的风载环境,设计最大工作风速41.9 m/s,根据API 4F关于风载的计算公式计算出井架各段承受的风力载荷加载到井架有限元模型节点处。风载计算公式如下:
(1) |
式中:Fm为与单个构件纵轴相垂直的风力,N;Ki为考虑单个构件的纵轴与风向间的夹角φ的系数,取值为sin2φ;vz为高度z处的局部风速,m/s;Cs为形状系数,取1.5;A为单个构件沿着垂直于风向面的投影面积,m2。
(2) |
式中:v为设计风速,取工作工况下的3 s阵风设计风速41.9 m/s;β为高度系数,由于井架主腿底端到天车处距离海平面的高度范围是59.59~123.59 m,所以高度系数取值范围在1.30~1.56之间。
(3) |
式中:Gf为考虑空间关系的阵风影响系数,取0.95;Ksh为考虑由构件或附件所形成的整体遮蔽,以及考虑构件或附件端部周围气流变化的消减系数,取0.9;Ft为施加在整个井架结构每一独立构件上的风力总和,N。
根据上述计算公式,计算了井架不同高度范围内的风力载荷,如表 1所示。表 1中h表示距海平面高度。
h/m | 59.6~61.0 | 61.0~76.2 | 76.2~91.4 | 91.4~106.7 | 106.7~121.9 | 121.9~137.2 |
β | 1.30 | 1.37 | 1.43 | 1.48 | 1.52 | 1.56 |
A/m2 | 14.2 | 150.9 | 159.0 | 150.9 | 156.0 | 16.0 |
Fm/kN | 33 | 390 | 450 | 460 | 500 | 54 |
2.2 计算结果分析
经ANSYS计算分析,得出井架在上述工作工况载荷作用下的应力云图和位移云图,如图 1所示。
从图 1可以看出,井架在工作工况下的最大应力值是205 MPa,小于Q345材料在1.67安全系数下的许用应力值206 MPa,井架结构强度安全可靠。井架在工作工况下的最大应力值出现在二层台指梁处,这是由工作工况下二层台指梁受到6 400 kN的满立根载荷靠力和51.5 m/s的立根迎风力所造成的。井架的最大位移值是84 mm,小于工作工况下容许的设计最大偏移量100 mm,井架结构刚度也满足设计和使用要求。根据对HJJ900/64-T型海洋超深井井架在工作工况的计算结果,该4单根井架的强度和刚度都能满足设计和使用要求,说明井架主体结构安全可靠。
3 风暴自存工况分析 3.1 井架受力计算根据井架的设计要求,在风暴自存工况下井架仍然需要在钻井平台上站立[8],承受风载等其他外部载荷的作用。由于HJJ900/64-T型井架相对于传统的3单根井架至少增加了10 m的高度,所以在风暴自存这种相对恶劣的工况下对井架可靠性影响更大。根据设计要求,井架在风暴自存工况下主要承受井架结构的自重、游动系统重力、井架上所安装设备的重力以及风载等,在这些载荷中风载对井架结构的可靠性威胁最大。游动系统重力包括游车和顶驱等设备的重力,共计660 kN,以载荷的形式加载到天车滑轮轴处;井架上所安装的设备主要是指排管机,井架所承担的最大重力是120 kN,加载到井架排管机支撑梁处;由于该井架的设计是为适应中国南海等风载环境较恶劣的区域,参考中国南海百年一遇的最大风暴环境条件,定义井架在风暴自存工况下的最大抗风能力为69 m/s的3 s阵风风速。根据API 4F风载计算公式,计算出井架在风暴自存工况下各段的风力载荷(见表 2),加载到井架各段节点处。
h/m | 59.6~61.0 | 61.0~76.2 | 76.2~91.4 | 91.4~106.7 | 106.7~121.9 | 121.9~137.2 |
β | 1.30 | 1.37 | 1.43 | 1.48 | 1.52 | 1.56 |
A/m2 | 14.2 | 150.9 | 159.0 | 150.9 | 156.0 | 16.0 |
Fm/kN | 90 | 1 100 | 1 200 | 1 200 | 1 400 | 150 |
3.2 计算结果分析
把上述风暴自存工况下的载荷加载到井架有限元模型中,经ANSYS计算,得出井架的应力云图和变形云图,如图 2所示。
从图 2可以看出,最大应力值是201 MPa,出现在井架大门侧斜支撑杆处,小于Q345材料在1.67安全系数下的许用应力值206 MPa,故井架结构强度安全可靠。井架在风暴自存工况下的最大应力值出现在井架大门侧斜支撑杆处,这是由于井架作为高耸的悬臂结构在受到69 m/s的水平方向阵风时向大门侧倾斜,大门杆件侧承受较大的压应力。井架的最大位移值是146 mm,出现在井架天车处,整个井架没有出现特别大的不可恢复位移,井架结构刚度也满足设计和使用要求。通过对井架在风暴自存工况下的计算得出井架整体结构能够保全,设计安全可靠。
4 拖航计算 4.1 载荷加载分析钻井平台的拖航运输属于相对危险的工况,对井架甚至整个钻井包结构都是很大考验。在拖航运输过程中,钻井平台各设备不断遭受海浪带来的摇摆和升沉作用,并可能随时遇到巨大的风暴作用。井架作为自升式钻井平台钻井包中海拔最高的高耸桁架结构,在风浪载荷的作用下极易产生毁坏,因此本文参考ABS船级社关于钻井系统设计规范,对该HJJ900/64-T型海洋井架做拖航可靠性分析,计算结构强度和刚度能否满足设计使用要求[9]。
根据ABS船级社规范要求,钻机井架在做远洋拖航计算时主要遭受自重、风载和波浪载荷。自重是指井架自身结构重力,包括简化掉的梯子和栏杆等设备重力,以重力载荷的形式施加;风载按照最大的拖航设计风速51.5 m/s,依据API 4F计算出井架在拖航工况下各段的风力载荷值(见表 3),加载到井架各段节点处。
h/m | 59.6~61.0 | 61.0~76.2 | 76.2~91.4 | 91.4~106.7 | 106.7~121.9 | 121.9~137.2 |
β | 1.30 | 1.37 | 1.43 | 1.48 | 1.52 | 1.56 |
A/m2 | 14.2 | 150.9 | 159.0 | 150.9 | 156.0 | 16.0 |
Fm/kN | 50 | 590 | 680 | 690 | 750 | 81 |
ABS船级社规范要求,钻机远洋拖航时纵摇(Roll)或横摇(Pitch)最大角度为15°,周期为10 s,船体的最大升沉加速度为0.2g。根据HJJ900/64-T型海洋超深井井架在设计时的参考船型,确定井架拖航运输计算的基本尺寸参数及船体外形如图 3所示。
在拖航工况下悬臂梁收回到船体内部,井架中心距离摇摆中心的水平距离是24.00 m,井架主腿底端距离摇摆中心28.64 m。
根据设定的拖航参数,计算井架在拖航过程中的横向和纵向加速度。井架横向加速度主要由拖航过程中船体的摇摆产生,可按照下式计算:
(4) |
式中:ax为井架的横向加速度,m/s2;r为井架质量中心到摇摆中心的距离,根据拖航设计,该参数取57 m;β为井架质量中心到摇摆中心的连线跟摇摆中心竖直轴线的夹角,根据拖航设计,该参数取36°;φ0为船体最大摇摆角度,根据ABS船级社规范要求远洋拖航时φ0取15°;Tφ为横摇周期,根据ABS船级社规范要求远洋拖航时Tφ取10 s。
井架纵向加速度主要是由拖航过程中船体摇摆产生的竖直方向加速度与船体升沉加速度之和,可按照下式计算:
(5) |
式中:ay为井架的纵向加速度,m/s2;g为重力加速度,取9.8 m/s2。
根据上述计算公式,井架横向加速度和纵向加速度分别是4.8和5.4 m/s2。在有限元分析过程中把上述风载和拖航加速度加载到有限元模型中。
4.2 计算结果分析把井架在拖航时承受的上述各种载荷加载到ANSYS有限元模型中,经计算得出井架在拖航工况下的应力云图和变形云图,如图 4所示。
从图 4可以看出,井架在拖航工况下的最大应力值是217 MPa,出现在副二层下端的绞车对侧主腿处,计算应力值小于Q345材料在拖航工况下1.25的安全系数下的许用应力值276 MPa,结构强度满足要求。井架在拖航工况下的最大应力值出现在副二层下端的绞车对侧主腿处,这是由井架在拖航工况下受到拖航加速度和水平风载的联合作用下井架主腿承受较大的拉压应力所致。井架的最大位移值是121.4 mm,同样出现在天车处,整个井架没有出现不可恢复的大变形杆件,因此井架的位移值同样满足设计要求。综上,井架主体结构满足拖航工况下可靠性设计要求。
5 模态分析该HJJ900/64-T型海洋井架属于高耸的桁架结构,在频繁受到顶驱转动、风载及波浪载荷时极易产生共振效应,因此对该井架有限元模型做了模态分析[10-13],并提取了井架前6阶的固有频率和阵型。井架的前6阶固有频率依次为2.19、2.26、3.91、4.07、4.97和5.26 Hz。
由此可以看出井架前6阶固有频率范围在2.19~5.26 Hz范围内,该井架配备的顶驱转速范围是90~125 r/min,对应的频率范围是1.50~2.08 Hz,井架的前6阶固有频率不在顶驱转动时的振动频率范围内,因此顶驱的转动不会引起井架的共振。风载分为稳定风和脉动风,当井架承受风载时,能够引起井架产生共振效应的风是脉动风,而脉动风的一般卓越周期在20~60 s之间,对应的频率范围是0.017~0.050 Hz,井架的前6阶固有频率不在脉动风的频率范围内,不会对井架产生共振效应。
钻机在拖航过程中不断受到波浪载荷的作用而产生振动效应,根据ABS船级社及钻机关于波浪载荷的设计要求,钻机在拖航时的最大设计波高Hd=7 m,波浪周期T在
图 5显示的是井架前6阶固有频率对应的阵型:1阶阵型表现为井架在大门侧平面内向右倾斜;2阶阵型表现为井架在绞车对侧平面内向左倾斜;3阶阵型表现为井架在大门侧相对于大门对侧沿着竖直轴向右扭转;4阶阵型表现为井架绞车侧和绞车对侧在副二层台以下的片架结构向井架外侧突出;5阶阵型表现为井架顶端沿竖直轴逆时针扭转,绞车对侧副二层台以下的片架结构向井架外侧突出;6阶阵型表现为井架顶端沿竖直轴顺时针扭转,绞车对侧副二层台以下的片架结构向井架外侧突出。因此当井架受到上述波浪载荷产生共振效应时,需要提防3~6阶阵型对井架产生的破坏作用,因此必要时增强井架大门侧主腿和绞车侧以及绞车对侧副二层台以下的片架结构。
6 结论
(1) 研发的HJJ900/64-T型海洋超深井井架在工作工况下承受9 000 kN的大钩载荷以及较为恶劣的环境载荷时,结构强度和刚度仍能满足设计输入和API 4F规范要求,结构安全可靠。
(2) 有限元分析结果表明,井架在遭受中国南海百年一遇的恶劣风暴环境下主体结构仍能保全,说明井架结构符合设计要求,同时也符合ABS船级社规范要求。
(3) 通过分析顶驱转动、风载以及波浪载荷对井架的激励作用,得出顶驱的转动和风振作用不会引起井架的共振,而波浪载荷可能会引起井架的3~6阶共振,必要时需要对井架局部结构做加强处理。
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