基于API標準的浮式平臺塔形井架有限元計算

梁　政，黃文俊，李　峰，蔣發(fā)光，侯　敏（．西南石油大學機電工程學院，成都60500；．寶雞石油機械有限責任公司，陜西寶雞700）①

基于API標準的浮式平臺塔形井架有限元計算

梁政1，黃文俊1，李峰2，蔣發(fā)光1，侯敏2
（1．西南石油大學機電工程學院，成都610500；2．寶雞石油機械有限責任公司，陜西寶雞721002）①

半潛式鉆井平臺的塔形井架承載大、高度高、工況惡劣，需重點校核其變形和應(yīng)力。以某塔形井架結(jié)構(gòu)及海洋環(huán)境數(shù)據(jù)為對象，建立井架有限元模型，采用API Spec 2C—2004規(guī)范確定井架的等效計算載荷，通過ANSYS軟件模擬計算設(shè)計載荷作用下井架的變形位移及應(yīng)力分布。結(jié)果表明，井架可滿足正常作業(yè)工況下的強度要求；但在設(shè)計生存工況下井架的最大變形發(fā)生在井架頂端，達到30．28mm，最大應(yīng)力發(fā)生在井架地腳與平臺連接處，達到305 MPa，接近材料的屈服極限，需要引起高度關(guān)注。研究結(jié)果可為半潛式鉆井平臺井架設(shè)計計算與安全評定提供一定的參考。

半潛式鉆井平臺；鉆機；井架；有限元分析

浮式平臺鉆機井架下端支腿采用法蘭連接在鉆井平臺上，為浮式平臺鉆機起升系統(tǒng)的關(guān)鍵裝備。在作業(yè)過程中鉆機井架除了受到自重力、大鉤載荷、工作繩拉力及風載作用外，還受到波浪流引起的平臺運動產(chǎn)生的井架動載的影響。相比陸地鉆機，浮式平臺鉆機井架更容易受到較大的應(yīng)力、產(chǎn)生變形，可能引起井架結(jié)構(gòu)的失效與斷裂。為此，需要進行浮式平臺鉆機井架的強度、剛度、穩(wěn)定性等方面的分析計算。本文重點研究各種載荷組合與運動邊界條件下井架的等效載荷計算方法。

國外相關(guān)研究者對海洋鉆井平臺及其上鉆井設(shè)備的靜動態(tài)特性、地震激勵、波浪載荷等對平臺結(jié)構(gòu)的動態(tài)特性影響已做了大量的研究［1］，豐富了井架載荷的試驗研究方法；同時對井架在風載、波浪和沖擊載荷等作用下的平臺上設(shè)備的響應(yīng)特性也有大量的研究，并部分進行過波浪流模擬試驗［2］。國內(nèi)學者對陸地鉆機井架的靜、動態(tài)特性進行了研究［3］；對海洋平臺及其上鉆井設(shè)備的振動特性研究也較多，但目前尚未見關(guān)于海洋浮式平臺鉆井井架在各種載荷組合與海洋平臺動態(tài)邊界共同作用下的有效分析設(shè)計方法，也未見相關(guān)的分析設(shè)計標準。為此，需進一步研究和完善海洋平臺鉆機井架的計算與評估方法，本文為國家863項目子課題“深水鉆機關(guān)鍵結(jié)構(gòu)動力學分析（2012AA09A203-01）”的部分研究成果。

1　井架模型的建立

以某半潛式鉆井平臺鉆機塔形井架的結(jié)構(gòu)（如圖1）為基礎(chǔ)，在ANSYS有限元軟件中按桁架方式建立1∶1的井架三維仿真模型，井架高度為57m，其設(shè)計大鉤載荷9000kN，鋼架整體采用H型鋼，材料為Q345，具體參數(shù)如表1。為便于有限元分析，對井架模型加載時作如下簡化：

1） 井架二層臺、天車及工作梯等的重力忽略不計。

2） 井架大鉤載荷平均分配到井架頂部4個節(jié)點上。

3） 井架桿件各節(jié)點之間為剛性連結(jié)。

4） 井架底座鉸支與平臺為全約束。

表1　Q345鋼的力學性能

2　井架的載荷分析

海洋平臺設(shè)計規(guī)范主要有ABS和DNV，這些規(guī)范內(nèi)容相當詳細，但始終難以保證對平臺上的所有設(shè)備、所有材料及所有工藝等有明確規(guī)定［4］。目前還沒有浮式平臺鉆機井架的設(shè)計標準，僅有API Spec 2C—2004［5］（以下簡稱API）海上平臺起重機規(guī)范與井架結(jié)構(gòu)類似的標準，它是一種準動態(tài)的等效計算方式，綜合考慮了靜載、平臺運動引起的動載和風載等，將動態(tài)載荷進行極值化處理的一種靜態(tài)設(shè)計方法。

采用API［5］標準，對于浮式平臺設(shè)施，其上的井架結(jié)構(gòu)物所受的載荷主要有：垂直設(shè)計載荷FG、環(huán)境載荷（通常是風載荷Pw）、慣性載荷（包括水平慣性載荷Wh和垂直慣性載荷Wv）。

式中：FG為垂直設(shè)計載荷，N；WSL為額定載荷，N；Cv為設(shè)計系數(shù)；v為風速，m／s；Cs為部件形狀系數(shù)，Cs＝2．0［5］；pw為風壓，Pa；m為井架質(zhì)量，可按段計算或讓結(jié)構(gòu)具有密度自動產(chǎn)生，kg；g為重力加速度，取g＝9．8m／s2；Wv為垂直方向上的慣性載荷，N；av為垂直方向上的加速度系數(shù)；Wh為水平方向上的慣性載荷；ah為動態(tài)水平加速度系數(shù)。

3　載荷組合及計算

南海某海洋平臺的實際統(tǒng)計工況及各工況參數(shù)如表2。

表2　算例參數(shù)

設(shè)計井架僅在工作工況下（正常作業(yè)工況和隔水管連接工況）施加頂部鉤載，其余非工作工況無鉤載，僅有慣性載荷和風載。為便于分析和更全面作對比，風載荷分為90°、135°、180°三種入射風向，水平慣性載荷隨機沿坐標軸4個方向施加，則五種工況共有60種組合。為減少計算量，設(shè)計井架應(yīng)能承受平臺最極端工況，因此只需分析設(shè)計生存工況和正常作業(yè)工況兩種代表工況，即可簡化為分析24種工況組合。具體計算如下：

1） 垂直設(shè)計載荷。井架頂部鉤載來自懸掛重物，若未給定設(shè)計載荷，按公式（1）計算；當給定設(shè)計載荷時，按照設(shè)計的最大鉤載賦值。此處垂直設(shè)計載荷FG為9000kN。

2） 風載荷。由公式（2）知：正常作業(yè)工況下風壓為654．21Pa；設(shè)計生存工況下為3708．65Pa。在計算等效風載時，將井架等效劃分為7段，近似將風載視為作用于該段中間位置的集中載荷，只需在對應(yīng)的承風面上施加對應(yīng)的風載，如圖1所示。每段的實際承風面積根據(jù)井架圖紙資料按照各段進行統(tǒng)計，統(tǒng)計結(jié)果如表3所示。

圖1　井架受力面的劃分和受力位置示意

表3　井架各段的承風面積

表4　風載荷數(shù)值

3） 慣性載荷。對于半潛式平臺：av＝1．0＋0．007535×H2≥1．07，ah＝0．023H≥0．03。其中H為有義波高。不同工況水平和垂直方向上慣性載荷的計算結(jié)果，如表5。

表5　水平及垂直方向上附加慣性載荷數(shù)值

4　有限元計算結(jié)果與分析

以“正常作業(yè)工況風載135°入射”為例，在AN-SYS有限元軟件中施加最大鉤載、135°風載、－y向水平慣性載荷和垂直慣性載荷，將各井段載荷平均施加于該井段截面對應(yīng)節(jié)點上，圖2所示為施加邊界條件與載荷后的有限元模型。

圖2　載荷約束的井架有限元模型

該組合工況下井架的應(yīng)力、位移云圖如圖3～4所示。對井架在其余各工況下的受力和變形逐一進行分析，得到相應(yīng)的應(yīng)力和位移分布（如表6），其中工況1、2、3分別對應(yīng)90、135、180°三種風向。

圖3　Von Mises等效應(yīng)力云圖

圖4　位移云圖

由正常作業(yè)工況2的計算結(jié)果可知，井架的最大VonMises應(yīng)力為199．423MPa，位于井架地腳與平臺連接處，小于井架的許用應(yīng)力，即該井架能夠滿足“正常作業(yè)風載135°入射”工況的強度要求。圖4中虛線表示變形前位移，實線表示變形后位移，通過對井架滿載前、后變形情況分析可知，在工況2的等效載荷下，承載過程中井架最大位移發(fā)生在井架頂部，且沿斜下方向變形為22．298mm。

表6　不同工況組合下的有限元計算結(jié)果

由表6的應(yīng)力及位移計算結(jié)果可知，從位移水平考察，正常作業(yè)工況和設(shè)計生存工況最大變形位移均出現(xiàn)在井架頂端，且工況2水平慣性載荷為－y方向入射時變形量最大，絕對值分別為22．298mm和30．280mm。從應(yīng)力水平考察，正常作業(yè)工況1和工況3的最大Von Mises應(yīng)力值為190．797MPa和203．757MPa，均小于許用應(yīng)力207MPa，滿足強度要求；設(shè)計生存工況1、工況2和工況3的最大VonMises應(yīng)力值分別為267．436、304．789和247．680MPa，超過了許用應(yīng)力，但此設(shè)計工況為百年一遇的設(shè)計生存工況，由文獻［7］可知，Q345極限抗拉強度為470MPa，計算最大應(yīng)力值均小于該強度極限，滿足強度要求。

5　結(jié)論

1） 利用API標準載荷計算法則，結(jié)合AN-SYS軟件對該海洋塔形井架結(jié)構(gòu)進行三維有限元分析，結(jié)果表明，此井架可滿足正常作業(yè)工況下及設(shè)計生存工況的強度要求。

2） 設(shè)計生存工況等極限工況雖然在實際工作中出現(xiàn)的可能性很低，一旦發(fā)生也會給井架帶來破壞性危險，因此可以考慮采取結(jié)構(gòu)優(yōu)化或加強措施以提高應(yīng)力水平。從應(yīng)力水平考察，該井架V大門對側(cè)2根立柱受力最大，為主要承載構(gòu)件，同時也是井架承載的薄弱環(huán)節(jié)。為了提高該井架的承載能力，例如可選擇改變立柱的截面參數(shù)，將寬高比適度地增大等增強措施。從位移水平考察，井架滿載前、后最大變形位移均出現(xiàn)在井架頂端，這主要是由于塔形井架承載過程中結(jié)構(gòu)形狀發(fā)生變化，從而導(dǎo)致井架頂端產(chǎn)生一定的傾覆傾向的位移，在進行結(jié)構(gòu)補強設(shè)計時可在井架上體前后4個主腿的H型鋼處焊接加固板，以增加井架結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

［1］ Hans Rolfsman，Goetaverken A B，Arendal．Wind Force on a Semisumersible Equipped With Alternative Drilling Der-ricks［C］／／Proceedings of the 15tth Annual OTC in Houston，Texas．1983．

［2］ Gomathinaygam S，Vendhan C P，Shanmugasundaram J．Dynamic effects of wind loads on offshore deck structures-A critical evaluation of provision and prac-tices［J］．Journal of wind engineering and Industrial aerodynamics．2000（84）：345-367．

［3］ 胡朋．浮式鉆井平臺塔形井架的動態(tài)特性研究［D］．東營：中國石油大學，2005．

［4］ AWS D1．1／D1．1 M：2008，鋼結(jié)構(gòu)焊接規(guī)范（中文版）［S］．

［5］ API Spec 2C—2004．海上平臺起重機規(guī)范（中文版）［S］．

［6］ SY／T 5025—1999，鉆井和修井井架、底座規(guī)范［S］．

［7］ GB50017—2003，鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范［S］．

［8］ 陳如恒，沈家俊．鉆井機械的設(shè)計計算［M］．北京：石油工業(yè)出版社，1995：269-272．

［9］ 鄒龍慶，付海龍，任國友．JJ160／41-K型井架有限元分析與承載能力研究［J］．石油礦場機械，2004，33（6）：33-35．

［10］ 許仁波，段晶晶，鄧荊江，等．K型井架有限元仿真分析及檢測方案優(yōu)化［J］．石油機械，2014（1）：14-17．

［11］ 管鋒，周傳喜，張曉雅，等．海洋鉆機井架承載能力及結(jié)構(gòu)補強分析［J］．石油機械，2014（4）：20-24．

［12］ 周傳喜，張延水，南麗華．海洋修井機井架有限元分析及結(jié)構(gòu)優(yōu)化［J］．石油機械，2008（9）：54-57．

［13］ API SPECIFICATION 2C—2012．Offshore Pedestal-mounted Cranes［S］．

Finite Element Calculation of T-shaped Derrick on Floating
Platform based on API Standard

LIANG Zheng1，HUANG Wenjun1，LI Feng2，JIANG Faguang1，HOU Min2
（1．College of Mechanical and Electronic Engineering，Southwest Petroleum University，Chengdu 610500，China；2．Baoji Oilfield Machinery Co．，Ltd．，Baoji 721002，China）

T-shaped derrick on the semisubmersible drilling platform has large load capacity，high altitude and bad working conditions，needs to focus on the calculation and checking．Taking a T-shaped derrick structure andmarine environment data for the object，finite elementmodel of the derrick is built．The API Spec 2C—2004 specification is used to determine the equivalent computa-tional loads of the derrick，and ANSYS simulation software is used to calculate the deformation displacement and stress distribution of derrick under the designed loads．The results show that the derrick canmeet the strength requirement in normal operating condition，but themaximum de-formation of derrick living in designed and survival conditions occurs at the top of the derrick，up to 30．28mm，themaximum stress occurs in the joint of derrick foundation and platform，reaches 305 MPa，close to the yield limit of thematerial，need to pay high attention．The research results can provide a certain theoretical reference for the designed calculation and safety assessment of derrick on semisubmersible drilling platform．

semisubmersible drilling platform；drilling rig；derrick；FEM

TE951

A

10．3969／j．issn．1001-3842．2015．08．003

1001－3482（2015）08－0011－05

①2015－01－25

國家高技術(shù)研究發(fā)展計劃（863計劃）“深水鉆機關(guān)鍵結(jié)構(gòu)動力學分析”（2012 AA09A203-01）資助

梁 政（1960-），男，四川廣安人，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事石油天然氣裝備方面的教學科研及管理工作，Email：liangz＿2242＠126．com。