自升式修井平臺懸臂梁及支承基座強度分析

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(1.北京化工大學 機電工程學院,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有限責任公司，山東 東營，257067)

自升式修井平臺懸臂梁及支承基座強度分析

譚波1，顏廷俊1，顏廷杰2，韓鋒林3

(1.北京化工大學 機電工程學院,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有限責任公司，山東 東營，257067)

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

自升式修井平臺；強度測試；艉部基座；有限元

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

1 懸臂梁及支承基座概述

新建造的自升式修井平臺形狀呈三角形，樁腿數(shù)為3，可對水深5～25 m范圍內(nèi)的油井進行修井作業(yè)。該平臺懸臂梁為傳統(tǒng)型，設在平臺艉部，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。平臺艉部設有一對艉部基座，以支承懸臂梁及鉆臺載荷；在距離艉部基座9.14 m處設有一對鎖緊基座，有壓條和壓條加強筋組成，在懸臂梁移動到位時固定懸臂梁。

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整體結(jié)構(gòu)進行不同工況的加載。為了全面、有效地評估整體結(jié)構(gòu)強度性能，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)載荷時的應力分布，有限元計算載荷工況見表1。

表1 有限元計算載荷工況

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，應力值為18～41 MPa。B梁及支承基座應力值較小，最大應力值不超過18.9 MPa。整體最大應力值出現(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筋等部位，應力值為18.5～33.2 MPa。A梁及支承基座應力值大小和分布規(guī)律與B梁及支承基座一致，最大應力值出現(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)，應力較大位置出現(xiàn)在與工況1中A梁應力較大位置相對應的B梁處，應力值21.2～39.5 MPa。A梁及支承基座應力值較小，最大應力值不超過14.6 MPa。整體最大應力值出現(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)場應力測試

測試在平臺建造碼頭進行，采用電測法獲得懸臂梁及支承基座整體結(jié)構(gòu)的測試應力。

3.1 測試載荷工況

懸臂梁現(xiàn)場應力測試載荷工況與上述有限元計算載荷工況相同。

3.2 測點布置

依據(jù)設計要求并參考有限元計算結(jié)果，在懸臂梁及支承基座整體結(jié)構(gòu)應力較大部位布設應變片。A梁及支承基座和B梁及支承基座測點布置及編號完全一樣。B梁鎖緊基座共有12個測點，編號為B1～B12，分別布置在P1和P2區(qū)域；B梁共有32個測點，編號為B13～B44，分別布置在P3～P12區(qū)域；B梁艉部基座共有4個測點，編號為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算應力值最大，但由于該位置表面不平整而且現(xiàn)場操作空間有限，未布設應變片。見圖2、3。

圖2 B梁及支承基座測點區(qū)域示意

圖3 B梁及支承基座測點布置示意

3.3 測試儀器

測試儀器選用國產(chǎn)7V-14C靜態(tài)應變數(shù)據(jù)采集儀，精度為1個微應變。

3.4 現(xiàn)場測試結(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算值及測試值，見表2。對比可知，2種方法所得到的應力值差別較小，應力值最大相對誤差不超過9%，有限元計算結(jié)果可信。

4 整體結(jié)構(gòu)強度校核

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

計算表明，3種工況下懸臂梁及支承基座整體最大應力值位置分別出現(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，該作用力導致艉部基座翼緣與立板焊接處的應力值偏大。

表2 現(xiàn)場測試和有限元計算結(jié)果

注：表中的“-”表示工況下該位置的應力值較小，應力值未列在表中。

該懸臂梁及支承基座材料為EH32，屈服強度σs為315 MPa，根據(jù)中國船級社《海上移動平臺入級與建造規(guī)范》(2005)[5]規(guī)定，許用應力為[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力值均小于許用應力值，滿足設計要求。但艉部基座翼緣與立板焊接處應力較大，給懸臂梁及支承基座整體的安全使用帶來隱患，因此需要對艉部基座結(jié)構(gòu)進行改進研究以改善其受力狀況。

5 艉部基座結(jié)構(gòu)改進

在艉部基座翼板下部增設支承結(jié)構(gòu)，見圖4。

圖4 艉部基座支承結(jié)構(gòu)

增設支承結(jié)構(gòu)后，3種工況下懸臂梁及支承基座整體結(jié)構(gòu)的最大應力值位置不在艉部基座處，且整體結(jié)構(gòu)的最大應力值均有所減小，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力分布見圖5。

圖5 增設支承結(jié)構(gòu)后艉部基座應力分布

6 結(jié)論

1)在常規(guī)懸臂梁強度分析的基礎上，對支承基座進行理論計算和現(xiàn)場測試實驗，所作研究更全面，更能保障懸臂梁的安全作業(yè)。

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

3)對較大應力處的艉部基座應力部位進行了結(jié)構(gòu)改進，使整體結(jié)構(gòu)應力降低，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