孫巧雷 靳祖文 王健剛 馮定 趙鈺

(長江大學機械工程學院;湖北省油氣鉆完井工具工程技術研究中心)

孫巧雷,靳祖文,王健剛,等.基于API標準的HXJ180海洋修井機作業(yè)強度分析.石油機械,2022,50(11):58-65,72.

0 引言

近年來,油氣資源的開發(fā)逐步由陸地向海洋領域推進,油氣勘探開發(fā)趨于復雜化,工程難度日益增大[1]。海洋修井機作為海洋平臺修井作業(yè)環(huán)節(jié)中的重要設備,面臨工作環(huán)境惡劣、作業(yè)時間長及勞動強度大等問題,嚴重影響油氣開發(fā)設備的可靠性與穩(wěn)定性[2-3]。按照海洋工程行業(yè)標準,修井機在投入現(xiàn)場使用之前,應預先對其結構強度和承載極限進行測算,以保證修井機滿足安全性能要求,避免安全隱患。

近年來,已有不少學者針對修井機結構強度開展了部分計算和校核工作。周莉莉等[4]利用ANSYS對HXJ158C型海洋修井機進行了靜力分析和模態(tài)分析,得出了修井機整體的應力分布及模態(tài)振型;黃志強等[5]對某塔形井架結構進行了有限元靜力分析和模態(tài)分析,并開展了相應的靜力、模態(tài)測試,以此驗證了仿真分析方法的正確性;祝娟等[6]利用ANSYS軟件對ZT135修井機底座最大應力進行了計算,并通過應力測試的方式對其承載能力進行了測試;LIU Z.等[7]通過ABAQUS軟件對井架進行了靜強度分析及優(yōu)化;FENG Z.P.等[8]針對井架錨樁系統(tǒng)進行了分析及優(yōu)化,通過優(yōu)化設計增強了井架承載能力;FU H.D.等[9]通過有限元法對井架進行了優(yōu)化,研究得出了井架支撐件布置方式、門框結構及危險截面對井架腿部應力的影響規(guī)律;L.S.STANCIU等[10]針對桅形井架最大鉤載工況,對其應力和位移分布進行了計算和分析,驗證了井架強度安全性。

基于前人的研究,筆者針對HXJ180修井機,利用ANSYS APDL命令流進行建模,并計算得到修井機在4種組合工況、8種風向下各構件單元的主應力、等效應力、位移、彎矩和彎曲應力等,據(jù)此判斷得到修井機結構的危險區(qū)域?；贏ISC規(guī)范中的UC值判定方法,對危險區(qū)域的結構強度進行了校核驗證,以此為該修井機優(yōu)化設計和安全校核提供理論參考。

1 結構參數(shù)及校核方法

1.1 修井機結構及性能參數(shù)

某在役HXJ180海洋修井機結構如圖1所示。該修井機井架為兩節(jié)伸縮式∏形井架,采用直立、前開口、無繃繩結構。在井架升起狀態(tài)下,由下至上分為15節(jié)。井架直立時高33.0 m,下座主梁跨距13.0 m,井架質量約為35.6 t。最大設計鉤載為1 800 kN,最大轉盤載荷為1 800 kN,滿立根時立根重力為900 kN。該修井機抗風能力表現(xiàn)為:最大作業(yè)狀況風速25.2 m/s(49節(jié)),最大非預期工況(滿立根時)風速47.8 m/s(93節(jié)),最大可預期工況(無立根時)風速55.0 m/s(107節(jié))。該修井機僅有井架部分采用了管狀結構作為關鍵件進行連接設計,其中方管材料均為Q345鋼,彈性模量E為206 GPa,泊松比μ為0.3,密度ρ為7.85×103kg/m3,屈服應力σs為345 MPa。

圖1 修井機總體結構示意圖Fig.1 Overall structure of workover rig

1.2 計算載荷及工況分類

作用于HXJ180海洋修井機上的載荷主要包括:恒定載荷[11](井架、底座以及天車、游車、絞車、轉盤等結構附件的自重)、大鉤載荷、立根載荷、轉盤載荷和風載。

1.2.1 結構附重分類

在HXJ180海洋修井機中,各結構附件自重包括:天車(18 kN)、立管(12 kN)、游車(50 kN)、撓性板(20 kN)、絞車(300 kN)、轉盤(100 kN)、蓄能瓶(30 kN)、鋼絲繩圈(30 kN)、木垛立根(30 kN)、司鉆房(40 kN)、下底基層附件(200 kN)、上底基層附件(300 kN)、循環(huán)控制管匯(80 kN)、二層臺擋風墻(20 kN)、固體和氣體管線(120 kN)、防噴器反式設備(80 kN)、上底基層擋風墻(100 kN)、油井工具及上下底基層上的鋼板100 kN。

1.2.2 風載計算方法

根據(jù)API SPEC 4F—2020(第5版)對風載計算的逐件法說明,修井機結構的總風力應該通過計算單個構件和附件上的風力的向量和來估算[12]。其中,垂直于個別構件縱軸、擋風墻表面或附件投影面積的風載計算公式為:

式中:Fm為垂直于構件縱軸、擋風墻表面或附件投影面積的風載,N;Ki為考慮構件縱軸與風之間傾角φ的系數(shù)(當風垂直于構件、附件及擋風墻,即φ=90°時,Ki=1.0;當風與構件的縱軸成角度φ時,Ki=sin2φ);vz為在指定高度處的當?shù)仫L速,節(jié)(1節(jié)=0.514 m/s);Cs為形狀系數(shù);A為單個構件的投影面積(構件長度與構件相對于風垂直分量的投影寬度的乘積),或為附件在垂直于風向上的平面上的投影面積,或為擋風墻的垂直表面積,m2。

在指定高度處的當?shù)仫L速計算公式為:

式中:vdes為最大額定風速,節(jié);β為高度系數(shù)。

1.2.3 工況組合

結合現(xiàn)場實際工況,在對HXJ180海洋修井機進行強度校核時,將其組合工況分為以下4種(此處不考慮地震工況):操作工況1,最大鉤載1 800 kN+最大立根載荷900 kN+修井機結構附重+最大作業(yè)狀況風速25.2 m/s;操作工況2,最大立根載荷900 kN+修井機結構附重+最大作業(yè)狀況風速25.2 m/s;非預期工況,最大立根載荷900 kN+最大轉盤載荷1 800 kN+修井機結構附重+最大非預期工況風速47.8 m/s;可預期工況:最大轉盤載荷1 800 kN+修井機結構附重+最大可預期工況風速55 m/s。

此外,由于修井機作業(yè)現(xiàn)場風向復雜多變,風的不可控因素大,需要針對以上4種工況在不同風向角的情況下進行修井機強度分析。根據(jù)作業(yè)現(xiàn)場風向情況,指定各風向角為0°、45°、90°、135°、180°、225°、270°和315°,則相應的分析工況需增加至32種[13]。

1.3 基于AISC規(guī)范的井架強度校核方法

通過計算,得到各構件單元的主應力、等效應力、位移、彎矩和彎曲應力等,據(jù)此判斷井架的危險區(qū)域[14],可以發(fā)現(xiàn):危險區(qū)域主要集中在井架底座立根區(qū)域前端,且該區(qū)域構件在軸向上主要起承壓作用。根據(jù)AISC 360—16美國鋼結構建筑規(guī)范中提出的構件強度要求[15],當鋼結構件承受彎矩和軸向壓力的組合作用時,其強度需滿足的條件可用UC值來表示:

式中:Fa為只有軸向力存在時允許的軸向壓應力,MPa;Fb為只有彎矩存在時允許的軸向壓應力,MPa;fa為計算軸向壓應力,MPa;fb為計算彎曲應力,MPa;Cm為計算系數(shù),取0.85;F′e為歐拉應力除以安全系數(shù)后的值,MPa;Fy為材料屈服強度,MPa。以上參數(shù)下標x、y代表該參數(shù)對應的彎曲軸。

式(3)中F′e的計算式為:

式中:E為材料的彈性模量,MPa;K為彎曲平面內(nèi)的有效長度系數(shù);lb為彎曲平面內(nèi)的實際無支撐長度,m;rb為相應的回轉半徑,m。

當fa/Fa≤0.15時,可利用下式中的條件代替式(3):

2 模型建立

2.1 有限元模型建立

為降低建模難度,減少不必要的工作量,可在保證計算精度的前提下,將修井機幾何模型進行簡化[16-19]:①將修井機中所有桿件焊接處視為可靠的剛性連接;②假定井架上下體之間以及井架與底座之間不會發(fā)生任何相對移動,始終保持相對固定;③忽略修井機上的扶梯、護欄及踏板等對修井機承載能力影響微小的構件。鑒于HXJ180修井機中的井架及底座主體部分皆為三維桁架結構,不同部位的桿件截面形狀及尺寸參數(shù)存在差異,且修井機中各桿件不僅要承受沿桿件方向的拉壓力,還需要承受一定的彎矩載荷,因此,采用Beam188單元來建立修井機桁架結構模型[20]。

HXJ180修井機有限元模型建立過程如圖2所示。建模坐標系以井架開口正對方向為X軸正向,以豎直向上方向為Z軸正向。整個過程采用命令流代碼驅動的方式,先創(chuàng)建637個空間節(jié)點,再分別創(chuàng)建1 034個兩節(jié)點線型梁單元,最后將提前定義好的41種截面形狀及尺寸(包括矩形鋼、角鋼、工字鋼、管形鋼、槽鋼)賦給各梁單元,完成修井機模型的創(chuàng)建[21-22]。

圖2 HXJ180修井機有限元模型建立Fig.2 Finite element model of HXJ180 workover rig

2.2 邊界條件及載荷施加

根據(jù)現(xiàn)場實際情況,將修井機底座與海上平臺橫梁及甲板之間的連接視為全固定,對相應的單元節(jié)點施加全約束。此外,針對不同的工況組合,將各重力載荷分別施加到對應的承載單元節(jié)點上,如圖3a所示。在盡量不偏離實際情況的前提下簡化加載流程。在施加風載時,考慮到水平風向角的變化對風力作用方向的影響,將所有的風力載荷分解為沿X軸和Y軸的兩個分量,分別施加到各作用節(jié)點上。按高度將井架整體由上到下均分為6層,分別計算出每一層的總風載大小,并將其均分施加到對應縱梁相交的節(jié)點上,將天車承受的風載以同樣的方式均分施加在井架頂部節(jié)點上;實際作業(yè)中,立管倚靠在左右兩側排管架上,因此,將立管承受的風載以及其對排管架的倚靠力,均分施加在排管架左右兩側梁的節(jié)點上。水平方向載荷具體施加形式如圖3b所示。

圖3 邊界條件及載荷施加示意圖Fig.3 Boundary conditions and load application

3 各作業(yè)工況結果分析

3.1 2種操作工況

通過計算,得到操作工況1及操作工況2下,不同風向角對應的修井機位移及等效應力分布情況,分別如圖4和圖5所示。

圖4 操作工況1下的位移(左)及等效應力(右)分布Fig.4 Displacement(left)and equivalent stress(right)distribution under working condition 1

圖5 操作工況2下的位移(左)及等效應力(右)分布Fig.5 Displacement(left)and equivalent stress(right)distribution under working condition 2

2種操作工況所對應不同風向下的最大位移點和最大等效應力點的位置均基本保持不變。在操作工況1時,最大位移點位于井架天車座上,井架上體、二層臺、上移動座司鉆側走道邊緣及氣固體管線承重梁區(qū)域均存在較大位移;最大等效應力點位于上移動座立根區(qū)域前端,井架上、下體縱梁上也有較大應力分布。在操作工況2時,最大位移點位于氣固體管線承重梁處,井架上下體、二層臺、上移動座司鉆側及對側走道邊緣、轉盤、上移動座立根區(qū)域也存在較大位移,最大等效應力點位于上移動座立根區(qū)域前端,下移動座的左右支座上也存在較大應力。

提取2種操作工況下各風向角對應的修井機最大位移及應力值,并根據(jù)AISC 360—16美國鋼結構建筑規(guī)范,計算構件的最大UC值,結果分別如表1和表2所示。

表1 操作工況1各風向下最大位移、應力和UC值Table 1 Maximum displacement,stress and UC value in various wind directions under working condition 1

由表1和表2數(shù)據(jù)可知:2種操作工況下,風向角對修井機所受最大應力的影響不大,但其對修井機最大位移的影響顯著;在風向角為0°時,2種工況下的最大位移值分別為為111.1和57.7 mm,達到對應8個子工況中的最大。且通過查看對應的單元信息可以發(fā)現(xiàn):在2種操作工況下,各風向角下的修井機構件最大UC值都出現(xiàn)在上移動座立根區(qū)域前端位置,但是最大UC值均小于AISC規(guī)范允許的最大值1.0。這表明HXJ180修井機井架的綜合強度足夠。

表2 操作工況2各風向下最大位移、應力和UC值Table 2 Maximum displacement,stress and UC value in various wind directions under working condition 2

3.2 非預期工況及可預期工況

計算得到非預期工況及可預期工況不同風向下,對應的修井機位移及等效應力分布情況,如圖6～圖9所示。由圖6和圖7可知:在此2種工況下,風向對位移分布的影響顯著,主要集中在井架上體部分及二層臺區(qū)域;在非預期工況下,風向角為0°、45°、135°、180°、225°和315°時,最大位移點位于井架天車座上;風向角為90°和270°時,最大位移點位于二層臺前端。而可預期工況下,當風向角為270°時,最大位移點位于二層臺前端,其余風向對應的7個子工況中,最大位移點均位于井架天車座上。2種工況下,風向對應力分布的影響均較小,各風向下的最大等效應力點始終位于上移動座立根區(qū)域前端,如圖8和圖9所示。

圖6 非預期工況不同風向下的位移分布Fig.6 Displacement distribution in different wind directions under unexpected working conditions

圖7 可預期工況不同風向下的位移分布Fig.7 Displacement distribution in different wind directions under expectable working conditions

圖8 非預期工況下的等效應力分布Fig.8 Equivalent stress distribution under unexpected working conditions

圖9 可預期工況下的等效應力分布Fig.9 Equivalent stress distribution under expectable working conditions

針對此2種工況,提取得到各風向角下對應的修井機最大位移、應力及構件最大UC值,分別如表3和表4所示。

表3 非預期工況各風向角下最大位移、應力、UC值Table 3 Maximum displacement,stress and UC value in various wind directions under unexpected working condition

表4 可預期工況各風向角下最大位移、應力、UC值Table 4 Maximum displacement,stress and UC value in various wind directions under expectable working condition

由表3和表4可知:此2種工況下,風向角度對修井機最大位移值影響顯著;非預期工況和可預期工況分別在風向角為90°和270°時,最大位移值達到8個子工況中的最大。各風向角下的修井機構件最大UC值都出現(xiàn)在上移動座立根區(qū)域前端,且都小于AISC規(guī)范允許的最大值1.0,表明修井機的綜合強度足夠。

4 結論

(1)通過建立HXJ180修井機模型,計算得到其在4種組合工況、8種風向下各構件單元的主應力、等效應力、位移、彎矩和彎曲應力,據(jù)此判斷修井機的綜合強度危險區(qū)域主要集中在上移動座立根區(qū)域前端。因此在實際生產(chǎn)作業(yè)中,應著重關注該區(qū)域的強度安全。

(2)修井機氣固管線重力較大,間接作用于上移動座立根區(qū)域前端承載梁,立根載荷也作用于該位置,因此在所有工況下,最大等效應力點都集中在上移動座立根區(qū)域前端區(qū)域,風向對最大應力點位置的影響不大。2種操作工況下,風向對修井機位移分布的影響較小,最大位移點分別位于井架天車座、氣固體管線承重梁區(qū)域;而在非預期工況及可預期工況下,風向對井架上體部分及二層臺的位移分布有明顯影響,但最大位移點與操作工況相同。

(3)根據(jù)AISC 360—16美國鋼結構建筑規(guī)范中提出的構件強度要求,對危險區(qū)域構件單元的UC值進行了計算及校核。結果表明:所有工況下構件的最大UC值都出現(xiàn)在上移動座立根區(qū)域前端處,且最大UC值都小于1,表明該修井機的綜合強度滿足安全要求。