180 t海洋修井機底座結構設計與優化*

楊 靜，王 博

(1.蘭州蘭石石油裝備工程股份有限公司，甘肅 蘭州 730300;2.中石化中原石油工程有限公司鉆井2公司，河南 濮陽 457001)

0 引 言

底座是石油鉆機提升系統的基礎，它承載著鉆機自身重量和各種工作載荷，是鉆機提升系統結構中最為復雜的部分之一。對于海洋修井機而言，因需搬遷應用于不同的海洋平臺[1]，它的工況更為惡劣。除了普通鉆機底座的功能外，還需滿足可雙向水平移動、小模塊化、高度集成化、標準化、輕量化等要求[2]。因此在其設計過程中，結構優化顯得尤為重要。

180 t修井機是中海油為旅大16-3CEPA平臺配套的全新修井設備。該平臺共有32個井槽，呈4×4+4×4排列，井槽間距2 m×1.8 m；平臺甲板高度28 m，要求鉆臺面高度35.5 m，甲板導軌中心距11 m，配套井架底部跨距4 m×4.3 m。因此底座橫、縱向移動范圍不小于6 m×5.4 m。

針對該項目的以上需求，將底座分為上下兩部分，配套液壓滑移系統，實現底座的雙向移動功能。并采用SAFI軟件對底座在各個井位下各種工況進行了計算分析和結構優化。使其在滿足安全性、適用性的前提下最大限度的滿足客戶結構輕量化的需求。

1 結構設計目標

180 t海洋修井機底座主要由上下移動座、鉆臺擋風墻、絞車防雨棚、鉆臺導軌、BOP吊裝梁、平臺導軌、坡道、梯子、飄臺等組成。以上下移動座為研究對象，上下移動座結構為滿足底座橫縱向移動能力而設計[3]，下移動座設計為可沿甲板導軌縱向(南北)移動三步，步長1.8 m；上移動座可在下移動座上橫向(東西)移動3步，步長2 m。

下移動座設在甲板導軌和上移動座之間，主要包括左右基座、下移動座大梁、導向裝置、鎖緊裝置、走道總成等[4]。下移動座是整個修井機的基礎，傳遞所有鉆修井作業產生的力和力矩，因此下移動座大梁分為左右大梁，珩架結構，整體式設計。兩大梁中心距4 m，整體外形尺寸17 350×4 400×1 100 (mm)。下移動座設計高度為4.5 m，占整個底座高度的60%，可為各種修井設施的安裝和使用提供足夠的操作空間。上移動座主要包括上移動座大梁、走道總成、走道支撐、導向裝置和鎖緊裝置等。上移動座總成包含安裝絞車橇，動力系統，絞車系統，液氣系統，傳動系統、井架系統、鉆臺、擋風墻、鋼絲繩卷筒、值班房、司控房、BOP梁及導軌小車、立管管匯與節流管匯等結構的位置和預留接口。上移動座主體為鋼架結構，由于考慮制造、安裝、運輸方便，上移動座主要大梁采用整體焊接式結構，為變截面焊接工字鋼，絞車梁、電機梁、轉盤梁和立根盒梁與主大梁焊接成一體，兩主大梁中心距4 m，整體外形尺寸16 000×4 360×2 125(mm)。上下移動座的移動通過液缸推拉實現，通過液壓站的控制，可以實現上下移動座獨立或聯合移動。

2 結構分析

采用SAFI Quality Software Inc公司的 SAFI 11.0.2軟件對180T海洋修井機底座進行結構分析。該軟件是為石油鉆井結構分析進行定制化的三維有限元分析軟件，內嵌了API Spec 4F 4th、AISC ASD 9th等石油鉆機設計規范。為使模型的工況更接近實際，因此建模范圍包括井架、天車、二層臺等主要結構。上下移動座與相應滑軌的接觸點雖然可以移動，但除滑移時均處于鎖定狀態。因此模型中上下移動座的連接采用固定節點模擬；下移動座與甲板的連接采用固定端約束作為模型邊界條件。

模型完全依照API Spec 4F 4th規范進行載荷組合設計，工況組合情況見表1所列[5]。表中TE為游動系統比重：

表1 各工況的設計載荷組合

式中：最大靜鉤載：180 t，最大轉盤載荷：180 t，額定立根盒載荷：130 t。

2.1 SAFI模型

模型空間遵循笛卡爾坐標系，以大門側(東)為+X軸，垂直向上為+Y軸，甲板面西北角井槽中心為坐標原點。有限元模型見圖1，此時模型位于第一井位，其他井位模型在該模型基礎上移動得到。

圖1 有限元模型

2.2 分析結果

在各井位計算結果中，篩選出UC值最大的兩個構件，如表2所示。表中Memb ID為構件編號，340、341編號的構件對應轉盤后梁中間位置的H型鋼；Comb ID為工況編號，34、38編號對應底座作業135°、315°風工況。

表2 各井位最大UC值

從表2中可以看出，井位1的相應UC值比其他井位小；井位3則是UC值最大的井位，為該底座的最不利井位。這是因為下移動座左右支撐不對稱導致的。但各井位各構件的UC值均小于1，因此該底座在設計工況下是安全可靠的[6]。

3 結構優化

對井位3來說，底座各構件UC值分布如圖2所示。

圖2 井位3優化前的UC值分布

從圖中可以看出，下移動座左右大梁最大UC值為0.4，副梁最大UC值為0.07，存在嚴重的材料利用率不足的現象。因此更換其截面型材規格，例如：主梁翼緣厚度由30減為25，副梁型材寬度由150降至75，以提高材料利用率。修改后，主梁的最大UC值提高至0.49，副梁最大UC值提高至0.21，仍然滿足設計要求。其余部分的結構優化情況不再一一敘述。優化后，底座在第3井位的UC值分布見圖3，底座部分構件UC值增大，但均為超過原最大UC值(包含其他井位)，因此該優化是安全的。

圖3 井位3優化后的UC值分布

在結構優化的過程中，需要注意以下事項：①修改下層結構后，會對上層及周圍構件產生一定影響；因此在結構優化時，最好從下往上逐件進行，以免對結構整體產生的影響超出預期；②可以采用適當提高關鍵部位型材截面的方法來抵消上述不利影響，但需要衡量各自得失；③實際工況遠比模擬工況復雜，因此需控制優化幅度在適當的范圍。

4 結 論

從中海油的實際需求出發,筆者采用SAFI 11.0.2軟件對180T海洋修井機底座進行結構分析，得到第3井位為該底座最不利井位；第1井位為最有利井位的結論。通過計算、設計修改、計算驗證的過程對底座結構進行優化，使該底座在滿足安全可靠的前提下提高了材料利用率，為該底座結構的制造和選材提供了依據，最終實現了輕量化設計的目標；為客戶和公司節約了成本，創造了實際經濟價值。此次優化設計的結果得到了實踐證明和客戶的認可，在這過程中，總結出的SAFI進行優化設計的一般規律，對以后的SAFI結構優化工作具有指導性意義。