海洋平臺模塊鉆機防噴器懸吊梁結構設計及優化

劉鳳羽

(中海油能源發展裝備技術有限公司 天津300452)

石油井控系統是對油氣井事故進行預防、監測、控制、處理的關鍵手段，是實現安全鉆井的可靠保障，防噴器組是井控系統的核心設備，主要用于鉆井、試油、修井等作業過程中控制井口壓力，通過防噴器控制裝置、壓井管匯以及監測儀表等防止井噴事故，通常分為環形防噴器、閘板防噴器以及旋轉防噴器等[1]。由于海洋鉆井工程的環境局限性，新建海洋平臺井口數量多，為保障油氣田穩定投產，鉆完井效率急劇提高，需要頻繁地移動防噴器組作業。海洋模塊鉆常用的雙閘防噴器組設備重量為 25～30t，需要在鉆臺底部設計專用的懸吊梁配合提升葫蘆對防噴器組進行移位，所以防噴器懸吊梁需要承受設備自重以及滑移附加慣性等動力荷載，是海洋平臺鉆井作業的關鍵性操作結構。

為保障鉆井作業的安全操作，以渤海某平臺模塊鉆機為研究對象，根據API、AISC等規范[2-3]，采用有限元設計軟件 ANSYS對模塊鉆機防噴器懸吊梁進行結構設計及優化，在驗證優化方法可行性的同時，根據海洋工程常用結構型材給出推薦設計數據。

1 結構形式

為便于海上安裝，海洋平臺模塊鉆機集成化程度很高，主要分為鉆機設備模塊和鉆機支持模塊[4]。鉆機設備模塊是位于井口區的鉆井、修井設備，通常又分為鉆臺面和下底座兩部分，為滿足各個井位作業，將防噴器設置在上部移動模塊-鉆臺面的底部，保證鉆臺滑移方向的井位及試壓作業，以渤海某平臺模塊鉆機為例，布置如圖1所示。

鉆臺面底部設有集污盒、喇叭口及操作平臺、各系統管道等設施，防噴器懸吊梁設計需要支撐在鉆臺結構主梁上，既要防止與鉆臺底部設施干涉，同時保證提升葫蘆的正常滑移作業，要求懸吊梁具有足夠的滑移長度。其結構如圖 2、3所示，沿滑軌長度設有5排共10個支撐點，支撐點最大間距為3.6m。

圖1 鉆井設備模塊布置圖Fig.1 Arrangement diagram of drilling equipment modules

圖2 防噴器懸吊梁側視圖1Fig.2 Side view 1 of BOP hanging beam

圖3 防噴器懸吊梁側視圖2Fig.3 Side view 2 of BOP hanging beam

2 懸吊梁結構校核

2.1 結構整體計算

防噴器懸吊梁采用SACS軟件進行整體計算，模型如圖 4所示。結構模型包括主梁和支撐立柱，將支撐立柱頂部進行全約束，立柱采用Φ168×8圓管，材質為20鋼，屈服強度為245MPa，為配合提升葫蘆設備尺寸，懸吊梁采用非對稱拼接H型鋼，初始設計值為 H400×350×200×25×25×38，材質為 DH36，屈服強度為355MPa。

圖4 防噴器懸吊梁SACS計算模型Fig.4 SACS model of BOP hanging beam

計算載荷除懸吊梁、支撐立柱自身結構重量外，還包括防噴器和提升葫蘆設備載荷，對于結構自重和提升葫蘆豎向為靜載荷，考慮 1.1倍安全系數，防噴器吊裝過程中存在動力荷載，取 1.5倍的動力放大系數計算，具體荷載如表 1所示。由于防噴器需要在整個懸吊梁上滑動，需要考慮防噴器荷載施加在所有最危險位置的工況，包括立柱位置以及兩個支撐點的中間位置。

表1 載荷匯總表Tab.1 Summary table of load factors

依據API RP 2A和AISC規范進行整體結構校核，結果如表2所示。結構變形最大值為1.39mm，規范要求最大變形不超過跨距的 1/240，最大 UC值為0.90，均滿足規范要求。

表2 整體計算結果Tab.2 Overall calculation results

2.2 結構局部計算

由于防噴器作用方式的特殊性，需要對懸吊梁進行局部有限元計算。選取懸跨距離最大的 3.6m段為對象，采用 ANSYS軟件進行局部建模分析，加載位置為與實際相符的4個滾輪作用位置，懸吊梁兩端與立柱焊接位置全約束，模型采用 SOLID45六面體實體單元，單元尺寸 15mm×15mm，材料彈性模量為207GPa，泊松比為0.3。計算模型如圖5所示。

圖5 防噴器懸吊梁局部結構ANSYS模型Fig.5 ANSYS model for local structure of BOP hanging beam

懸吊梁材料屈服強度為 355MPa，依據工程經驗考慮 0.8倍安全系數，許用應力為 284.0MPa。局部計算結果顯示，局部結構最大變形為 1.79mm，位置為懸跨梁中部，如圖 6所示，滿足設計要求。懸吊梁最大應力發生在懸吊梁上翼緣與上支撐立柱連接位置，因為最大 Von Mises應力為 302.3MPa，高于284.0MPa，如圖7所示，故目前懸吊梁結構局部校核不滿足設計要求，需要對梁截面優化設計。

圖6 防噴器懸吊梁變形云圖Fig.6 Deformation contour plot of BOP hanging beam

圖7 防噴器懸吊梁Von Mises應力云圖Fig.7 Von Mises stress contour plot of BOP hanging beam

3 懸吊梁優化設計

3.1 優化方案

防噴器懸吊梁局部結構強度不滿足規范要求，根據Von Mises應力云圖可知，最大應力發生在懸吊梁上翼緣端部，腹板以及下翼緣應力不超過 150MPa，有較大裕量，可采用加強上翼緣、較弱腹板和下翼緣板的方法進行優化設計。根據海洋工程常用板材規格特點，對懸吊梁截面做以下 4種優化方案，其中下翼緣寬度受提升葫蘆設備影響限制寬度為 200mm，梁高限制不低于360mm。

表3 優化方案數據表Tab.3 Optimization scheme data

表4 優化結果Tab.4 Optimization results

圖8 方案1 Von Mises應力云圖Fig.8 Von Mises stress contour plot of scheme 1

3.2 優化結果

通過對 4種方案優化計算，局部變形值及 Von Mises應力值如表 4所示。4種方案局部變形變化范圍為0.3mm，其中方案4變形最大為2.10mm，滿足剛度及提升設備正常作業要求。各個方案應力分布如圖8～11所示，其中方案4最大Von Mises應力為318.3 MPa，超過規范允許值 284.0 MPa，不滿足規范要求。方案主要是采用降低梁高，加厚板材的方式進行改進，結果顯示，降低梁高后局部變形和應力均有所增加，降低梁高后整體抗彎性能降低明顯，通過加厚板材效果不明顯，可見該方案不可取。方案 1～3均通過調整腹板及翼緣板厚進行優化設計，結果表明Von Mises應力均滿足設計要求，同時考慮建造經濟性，其中方案 1單位重量最小，材料利用率最高，為最優化方案。

圖9 方案2 Von Mises應力云圖Fig.9 Von Mises stress contour plot of scheme 2

圖10 方案3 Von Mises應力云圖Fig.10 Von Mises stress contour plot of scheme 3

圖11 方案4 Von Mises應力云圖Fig.11 Von Mises stress contour plot of scheme 4

3.3 優化方案驗證

通過局部結構優化設計結果可知，優化后結構強度滿足設計要求的同時，材料的設計重量也得到大幅降低，因優化設計改善了H型鋼截面屬性，使得應力分布更加均勻，材料利用率得到提高，重量減輕約12.5%，優化效果明顯。另外，將防噴器懸吊梁局部設計最優解對防噴器懸掛結構整體校核，如表 5所示，其中最大 UC值為 0.56，最大變形為 1.39mm，滿足規范要求，驗證了優化方案的可行性。

表5 優化方案整體計算結果Tab.5 Overall calculation results of optimization scheme

4 結 論

以渤海油田某平臺模塊鉆機防噴器懸吊梁結構為例，基于 API、AISC等相關規范，對海洋鉆井防噴器懸吊梁結構進行結構設計及截面優化，優化后結構重量降低 12.5%，優化效果明顯，提高了材料利用率，滿足工程設計需求，經濟性效益顯著。設計方法可用于海洋工程其他局部關鍵結構的優化設計，具有一定的參考意義。