，，，

(1.北京化工大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院,北京 100029；2.勝利油田鉆井培校，山東 東營 257064；3.中石化勝利油田勝利石油化工建設(shè)有限責(zé)任公司，山東 東營，257067)

自升式修井平臺(tái)懸臂梁及支承基座強(qiáng)度分析

譚波1，顏廷俊1，顏廷杰2，韓鋒林3

(1.北京化工大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院,北京 100029；2.勝利油田鉆井培校，山東 東營 257064；3.中石化勝利油田勝利石油化工建設(shè)有限責(zé)任公司，山東 東營，257067)

對(duì)新研制的自升式修井平臺(tái)懸臂梁及支承基座強(qiáng)度進(jìn)行有限元計(jì)算仿真，得到整體應(yīng)力分布規(guī)律，確定受力較大的部位，并進(jìn)行現(xiàn)場應(yīng)力測(cè)試實(shí)驗(yàn)?？紤]到現(xiàn)場測(cè)試的不足，使用有限元計(jì)算仿真進(jìn)行包括鉆臺(tái)、懸臂梁及支承基座自重的3種測(cè)試工況下整體結(jié)構(gòu)的應(yīng)力。結(jié)果表明，其結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力值均小于鋼材許用應(yīng)力，滿足設(shè)計(jì)要求；對(duì)較大應(yīng)力處的艉部基座應(yīng)力部位進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)，使其應(yīng)力降低，提高了整體結(jié)構(gòu)的安全性。

自升式修井平臺(tái)；強(qiáng)度測(cè)試；艉部基座；有限元

自升式平臺(tái)由于其移動(dòng)方便、升降靈活、定位能力強(qiáng)，在淺水海洋油氣勘探開發(fā)中得到了廣泛的應(yīng)用[1-3]。平臺(tái)的懸臂梁位于平臺(tái)艉部甲板上，由一對(duì)艉部基座和鎖緊基座支承并鎖緊固定。作業(yè)時(shí)懸臂梁伸出甲板，移位時(shí)縮回，其作用是承載與其固接的鉆臺(tái)重量、鉆桿堆場重量和作業(yè)載荷等[4]。懸臂梁及支承基座的強(qiáng)度直接關(guān)系到平臺(tái)的安全，按照規(guī)范要求，在平臺(tái)建造完成后需進(jìn)行懸臂梁及支承基座整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力測(cè)試實(shí)驗(yàn)[5]。有關(guān)學(xué)者多是對(duì)石油平臺(tái)懸臂梁本身的受力和強(qiáng)度進(jìn)行計(jì)算分析和實(shí)驗(yàn)，對(duì)于懸臂梁支承基座強(qiáng)度的分析鮮見報(bào)道[6-10]。有研究通過有限元計(jì)算和理論分析，得到自升式鉆井平臺(tái)懸臂梁和艉部基座接觸處應(yīng)力集中非常嚴(yán)重，艉部基座上非線性高分子材料的變形可以有效緩解應(yīng)力集中[11-12]。本著安全的原則，考慮使用ANSYS和現(xiàn)場測(cè)試實(shí)驗(yàn)對(duì)新制造完成的某型號(hào)自升式修井機(jī)平臺(tái)懸臂梁及支承基座整體進(jìn)行強(qiáng)度分析。

1 懸臂梁及支承基座概述

新建造的自升式修井平臺(tái)形狀呈三角形，樁腿數(shù)為3，可對(duì)水深5～25 m范圍內(nèi)的油井進(jìn)行修井作業(yè)。該平臺(tái)懸臂梁為傳統(tǒng)型，設(shè)在平臺(tái)艉部，由結(jié)構(gòu)尺寸完全一樣的箱型結(jié)構(gòu)A梁(左)、箱型結(jié)構(gòu)B梁(右)及與箱型梁固接的2個(gè)箱型橫向?qū)к壗M成。箱型梁全長為24.9 m，高3.2 m，上、下面板寬為0.65 m，厚為36、40 mm，腹板厚為20、26、30 mm。平臺(tái)艉部設(shè)有一對(duì)艉部基座，以支承懸臂梁及鉆臺(tái)載荷；在距離艉部基座9.14 m處設(shè)有一對(duì)鎖緊基座，有壓條和壓條加強(qiáng)筋組成，在懸臂梁移動(dòng)到位時(shí)固定懸臂梁。

2 有限元分析

基于現(xiàn)場建造圖建立懸臂梁及支承基座整體有限元模型見圖1。

圖1 懸臂梁及支承基座有限元模型結(jié)構(gòu)

建立有限元模型后對(duì)整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行不同工況的加載。為了全面、有效地評(píng)估整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度性能，需要分別得到箱型結(jié)構(gòu)A梁(左)、箱型結(jié)構(gòu)B梁(右)、支承基座承受主要作業(yè)載荷時(shí)的應(yīng)力分布，有限元計(jì)算載荷工況見表1。

表1 有限元計(jì)算載荷工況

不同工況分析結(jié)果如下。

工況1。井架中心伸出甲板艉端距艉部基座邊緣7 m，左移3.5 m。由于載荷位于A梁一側(cè)，應(yīng)力較大位置出現(xiàn)在A梁的艉部基座翼緣、艉部基座處懸臂梁下翼緣及其筋板、艉部基座處懸臂梁上翼緣、鎖緊基座壓條及其筋板、鎖緊基座處懸臂梁下翼緣筋板等部位，應(yīng)力值為18～41 MPa。B梁及支承基座應(yīng)力值較小，最大應(yīng)力值不超過18.9 MPa。整體最大應(yīng)力值出現(xiàn)在A梁艉部基座翼緣與左側(cè)立板焊接處，為103.1 MPa。

工況2。井架中心伸出甲板艉端距艉部基座邊緣9 m，左移0 m。載荷作用中心到A、B梁間距離相等，應(yīng)力較大位置出現(xiàn)在A、B梁艉部基座翼緣、艉部基座處懸臂梁上翼緣，鎖緊基座壓條及其加強(qiáng)筋等部位，應(yīng)力值為18.5～33.2 MPa。A梁及支承基座應(yīng)力值大小和分布規(guī)律與B梁及支承基座一致，最大應(yīng)力值出現(xiàn)在B梁艉部基座翼緣與立板焊接處，為68.1 MPa。

工況3。井架中心伸出甲板艉端距艉部基座邊緣9 m，右移3.5 m。由于載荷位于B梁一側(cè)，應(yīng)力較大位置出現(xiàn)在與工況1中A梁應(yīng)力較大位置相對(duì)應(yīng)的B梁處，應(yīng)力值21.2～39.5 MPa。A梁及支承基座應(yīng)力值較小，最大應(yīng)力值不超過14.6 MPa。整體最大應(yīng)力值出現(xiàn)在B梁艉部基座翼緣與右側(cè)立板焊接處，為90.4 MPa。

3 現(xiàn)場應(yīng)力測(cè)試

測(cè)試在平臺(tái)建造碼頭進(jìn)行，采用電測(cè)法獲得懸臂梁及支承基座整體結(jié)構(gòu)的測(cè)試應(yīng)力。

3.1 測(cè)試載荷工況

懸臂梁現(xiàn)場應(yīng)力測(cè)試載荷工況與上述有限元計(jì)算載荷工況相同。

3.2 測(cè)點(diǎn)布置

依據(jù)設(shè)計(jì)要求并參考有限元計(jì)算結(jié)果，在懸臂梁及支承基座整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力較大部位布設(shè)應(yīng)變片。A梁及支承基座和B梁及支承基座測(cè)點(diǎn)布置及編號(hào)完全一樣。B梁鎖緊基座共有12個(gè)測(cè)點(diǎn)，編號(hào)為B1～B12，分別布置在P1和P2區(qū)域；B梁共有32個(gè)測(cè)點(diǎn)，編號(hào)為B13～B44，分別布置在P3～P12區(qū)域；B梁艉部基座共有4個(gè)測(cè)點(diǎn)，編號(hào)為B45～B48，布置在P13區(qū)域。雖然艉部基座翼緣與立板焊接處有限元計(jì)算應(yīng)力值最大，但由于該位置表面不平整而且現(xiàn)場操作空間有限，未布設(shè)應(yīng)變片。見圖2、3。

圖2 B梁及支承基座測(cè)點(diǎn)區(qū)域示意

圖3 B梁及支承基座測(cè)點(diǎn)布置示意

3.3 測(cè)試儀器

測(cè)試儀器選用國產(chǎn)7V-14C靜態(tài)應(yīng)變數(shù)據(jù)采集儀，精度為1個(gè)微應(yīng)變。

3.4 現(xiàn)場測(cè)試結(jié)果分析

限于篇幅，僅列出懸臂梁及支承基座受力較大位置的有限元計(jì)算值及測(cè)試值，見表2。對(duì)比可知，2種方法所得到的應(yīng)力值差別較小，應(yīng)力值最大相對(duì)誤差不超過9%，有限元計(jì)算結(jié)果可信。

4 整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度校核

由于現(xiàn)場測(cè)試有難度，一般現(xiàn)場平臺(tái)懸臂梁測(cè)試只是測(cè)試大鉤所吊重物所引起的整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力[9]。對(duì)于懸臂梁及支承基座及其安裝在其上的鉆臺(tái)重量本身所引起的應(yīng)力變化無法測(cè)量，使懸臂梁及支承基座整體在進(jìn)行強(qiáng)度計(jì)算評(píng)估中存在偏差?？紤]鉆臺(tái)重量和懸臂梁及支承基座自重以及各測(cè)試工況后，通過有限元分析得到3種真實(shí)工況下的懸臂梁及支承基座整體結(jié)構(gòu)受力數(shù)據(jù)，使得評(píng)估科學(xué)和真實(shí)。

計(jì)算表明，3種工況下懸臂梁及支承基座整體最大應(yīng)力值位置分別出現(xiàn)在A梁艉部基座翼緣與左側(cè)立板焊接處、B梁艉部基座翼緣與中間立板焊接處、B梁艉部基座翼緣與右側(cè)立板焊接處，為233.2，160.41，232.94 MPa。艉部基座翼板現(xiàn)有結(jié)構(gòu)中間立板支撐，并與兩側(cè)立板焊接固定，艉部基座與懸臂梁之間作用力非常大，該作用力導(dǎo)致艉部基座翼緣與立板焊接處的應(yīng)力值偏大。

表2 現(xiàn)場測(cè)試和有限元計(jì)算結(jié)果

注：表中的“-”表示工況下該位置的應(yīng)力值較小，應(yīng)力值未列在表中。

該懸臂梁及支承基座材料為EH32，屈服強(qiáng)度σs為315 MPa，根據(jù)中國船級(jí)社《海上移動(dòng)平臺(tái)入級(jí)與建造規(guī)范》(2005)[5]規(guī)定，許用應(yīng)力為[σ]=0.8σs=252 MPa。由以上有限元分析結(jié)果可知3種工況下懸臂梁及支承基座整體最大應(yīng)力值均小于許用應(yīng)力值，滿足設(shè)計(jì)要求。但艉部基座翼緣與立板焊接處應(yīng)力較大，給懸臂梁及支承基座整體的安全使用帶來隱患，因此需要對(duì)艉部基座結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)研究以改善其受力狀況。

5 艉部基座結(jié)構(gòu)改進(jìn)

在艉部基座翼板下部增設(shè)支承結(jié)構(gòu)，見圖4。

圖4 艉部基座支承結(jié)構(gòu)

增設(shè)支承結(jié)構(gòu)后，3種工況下懸臂梁及支承基座整體結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力值位置不在艉部基座處，且整體結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力值均有所減小，分別為192.7，158，222.1 MPa，懸臂梁及支承基座整體結(jié)構(gòu)安全性得到提高。3種工況下艉部基座應(yīng)力分布見圖5。

圖5 增設(shè)支承結(jié)構(gòu)后艉部基座應(yīng)力分布

6 結(jié)論

1)在常規(guī)懸臂梁強(qiáng)度分析的基礎(chǔ)上，對(duì)支承基座進(jìn)行理論計(jì)算和現(xiàn)場測(cè)試實(shí)驗(yàn)，所作研究更全面，更能保障懸臂梁的安全作業(yè)。

2)使用有限元計(jì)算仿真和現(xiàn)場測(cè)試實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法得到了包括鉆臺(tái)、懸臂梁及支承基座自重的3種測(cè)試工況下懸臂梁及支承基座整體結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布，結(jié)果表明，艉部基座翼緣與立板焊接處應(yīng)力值最大，均小于鋼材的許用應(yīng)力，滿足設(shè)計(jì)要求。

3)對(duì)較大應(yīng)力處的艉部基座應(yīng)力部位進(jìn)行了結(jié)構(gòu)改進(jìn)，使整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力降低，提高了整體結(jié)構(gòu)的安全性。

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Strength Analysis and Test of the Cantilever Beam and Support Pedestal in a Jack-up’s Well Work-over Platform

TANBo1,YANTing-jun1,YANTing-jie2,HANFeng-lin3

(1.College of Mechanical and Electronic Engineering, Beijing University of Chemical Technology, Beijing 100029, China;2.Shengli Oilfeild Drilling Training School, Dongying Shandong 257064, China;3.Shengli Petroleum and Chemical Construction Corporation, SINOPEC, Dongying Shandong 257064, China)

Stress distribution and the high stress area of the new Jack-up’s well work-over platform cantilever beam and the support pedestal were attained by finite element method. The stress spot test was conducted to verify the numerical simulation. The stress test was incomplete, so the stress of the cantilever beam and the support pedestal under three experimental operating conditions at the consideration of the drill floor weight, beam weight and the support pedestal weight was numerically simulated. The results showed that both the cantilever beam and the support pedestal satisfy the safety requirements. The stress level was decreased with the structure improvement of the support pedestal which suffered large stress, thus increasing the safety of the whole structure.

jack-up’s well work-over platform; strength test; stern support; finite element method

U661.43

A

1671-7953(2017)06-0146-04

10.3963/j.issn.1671-7953.2017.06.033

2017-01-09

2017-02-22

譚波(1992—)，男，碩士生

研究方向：石油井架、底座檢測(cè)