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      連續(xù)油管作業(yè)車注入頭支架承載能力分析

      2013-07-08 01:17:38但永軍張麗梅許山明張建成周漢鵬趙簽
      石油礦場機(jī)械 2013年6期
      關(guān)鍵詞:油氣井基座頂層

      但永軍,張麗梅,許山明,張建成,周漢鵬,趙簽

      (1.新疆油田公司,新疆克拉瑪依 834000;2.新疆克拉瑪依市三達(dá)有限責(zé)任公司,新疆克拉瑪依 834000;3.西部鉆探準(zhǔn)東鉆井公司,新疆阜康 831511)①

      近年來,國內(nèi)各大油田相繼購置了連續(xù)油管作業(yè)車及其附屬設(shè)備,用于油氣井的帶壓修井、測試作業(yè)。施工時(shí),注入頭與井口防噴器的對(duì)接安裝和起、下連續(xù)油管主要依靠吊車懸掛注入頭來完成,如圖1所示。這種作業(yè)方式在作業(yè)周期較短、井深較淺的修井、測試中被普遍采用,主要用于井深在4000m 以內(nèi)、壓力為15~40MPa的油氣井[1]。在實(shí)踐中發(fā)現(xiàn),用吊車懸掛注入頭的做法雖然具有機(jī)動(dòng)性強(qiáng)、安裝簡便等優(yōu)點(diǎn),但也存在可靠性低、穩(wěn)定性差等缺點(diǎn)。例如,曾經(jīng)發(fā)生過由于油管內(nèi)注液(或注氮)壓力的大幅波動(dòng)、風(fēng)載劇烈變化及其他因素綜合作用導(dǎo)致注入頭晃動(dòng),使連續(xù)油管折斷的事故。究其原因,是吊車與注入頭之間為軟連接,缺乏穩(wěn)定可靠的支承所致。目前,我國陸上油田還沒有研制和使用專門用于支撐、連接、固定連續(xù)油管作業(yè)車注入頭的裝備。

      塔里木油田大北、克深2個(gè)區(qū)塊的油氣井不僅超深(平均井深6200~6500m,最深達(dá)7406m),而且超高壓(平均壓力95MPa,最高達(dá)140 MPa),與前面提到的油氣井相比,油管內(nèi)注液(或注氮)產(chǎn)生的壓力更高,井內(nèi)管柱重力更大,提下油管的作業(yè)時(shí)間更長,因此對(duì)施工時(shí)的安全性、穩(wěn)定性、可靠性要求更嚴(yán)。為了采用連續(xù)油管作業(yè)車對(duì)這2個(gè)區(qū)塊進(jìn)行修井、測試作業(yè),并保障注入頭與井口防噴器的對(duì)接安裝以及連續(xù)油管起、下等作業(yè)的安全,研制了用于支撐、連接、固定連續(xù)油管作業(yè)車注入頭的塔式支架[2](以下簡稱支架)。本文主要進(jìn)行受力分析和強(qiáng)度校核。

      圖1 吊車懸掛連續(xù)油管注入頭作業(yè)現(xiàn)場

      1 總體結(jié)構(gòu)

      支架整體結(jié)構(gòu)為單邊開口的π型框架(頂層平臺(tái)除外),采用積木搭接方式安裝,如圖2所示。部件以焊接結(jié)構(gòu)件為主,采用模塊化、標(biāo)準(zhǔn)化設(shè)計(jì)?;螀^(qū)域6000mm×3800mm,框架內(nèi)工作區(qū)域3550mm×2500mm。

      圖2 連續(xù)油管注入頭支架結(jié)構(gòu)

      沿地面垂直向上、由低到高的安裝順序依次為基座、間隔架、頂層平臺(tái)、滑車。基座作為整個(gè)支架的底座安放于井口地面,用于安放和固定整個(gè)塔式支架并保持穩(wěn)定,通過4根導(dǎo)向柱與第1層間隔架定位、對(duì)接,用4只銷軸聯(lián)接、固定;自第1層間隔架起至頂層平臺(tái),彼此之間均通過4根導(dǎo)向柱定位、對(duì)接,用6只U 型螺栓聯(lián)接、固定;滑車依靠自重坐落于頂層平臺(tái),其上部的注入頭底座最終與連續(xù)油管注入頭定位、對(duì)接,用繃?yán)K與頂層平臺(tái)聯(lián)接、固定。間隔架有4種高度規(guī)格,共8件,可通過調(diào)整、變更其數(shù)量、規(guī)格,使支架形成3.83~13.73 m 范圍內(nèi)的不同高度組合。間隔架、頂層平臺(tái)都安裝有垂直爬梯和帶活門的護(hù)欄平臺(tái),不僅可供施工人員在支架內(nèi)部上下,也方便其實(shí)施水平作業(yè)和休息。注入頭底座可上、下移動(dòng)300 mm,前后、左右移動(dòng)500 mm,在水平工作面內(nèi)360°旋轉(zhuǎn)。必要時(shí),可在支架四角打繃?yán)K與地錨連接。

      2 支架受力分析

      2.1 總體受力

      在連續(xù)油管下入和提起時(shí),支架主要承受重力、垂直壓力、滾筒對(duì)連續(xù)油管拉力、背面橫風(fēng)等載荷的作用,如圖3。支架頂部及頂層平臺(tái)受力狀況最為惡劣。

      圖3 支架總體受力分析

      圖中:G0為頂層平臺(tái)與間隔架重力,最大值117.7kN;G1為滑車重力,20850N;G2為注入頭重力,最大值34470N;F1為垂直壓力,最大值360 kN,集中作用在支架頂部、與注入頭上提力大小相等、方向相反(垂直向下);F2為滾筒對(duì)連續(xù)油管的拉力,最大值5000N,作用于鵝頸并與水平方向夾角成θ(簡稱鵝頸角),其水平分力Fx=F2cosθ,最大值4330N,垂直分力Fz=F2sinθ,最大值3536N;M為拉力F2對(duì)A 點(diǎn)彎矩,M1=FxL1+FzL2,最大值155761N·m;L1為Fx對(duì)A 點(diǎn)力臂,m;L2為Fz對(duì)A 點(diǎn)力臂,m;F3為第1風(fēng)向(對(duì)支架結(jié)構(gòu)最不利且與鵝頸反方向)風(fēng)載,最大值23054N,取12級(jí)風(fēng)力時(shí)的穩(wěn)定靜力風(fēng)壓值W0=0.8kN/m2,該力視為沿水平方向集中作用于支架頂部;F為支架沿水平方向(x 向)所受合力,N;Pz為支架沿垂直方向(z向)所受合力,N;A為支架頂部水平力與垂直力正交點(diǎn);B為力F2作用于鵝頸的點(diǎn);鵝頸角θ為變量,變化范圍:30°~45°,表1列出了4組F2的分量隨θ變化的數(shù)值。

      表1 滾筒通過連續(xù)油管對(duì)支架的作用力

      構(gòu)成支架主體的基座、間隔架、頂層平臺(tái)彼此間為剛性連接,等效于一體受壓桿件。F 使支架沿水平方向(x 向)發(fā)生彎曲(位移),可能導(dǎo)致傾覆。Pz使支架整體和頂層平臺(tái)沿垂直方向(z向)發(fā)生彎曲(位移),可能導(dǎo)致失穩(wěn)。支架受力最惡劣的工況有2種:①Pz達(dá)到最大值,其載荷數(shù)值列在表2;②F達(dá)到最大值,其載荷數(shù)值列在表3。根據(jù)需要,用幾何法解算支架z向穩(wěn)定性數(shù)據(jù),用有限元法解算頂層平臺(tái)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和支架沿x 向彎曲等數(shù)據(jù)[3]。

      表2 支架在垂直方向的最大合力 N

      表3 支架在水平方向的最大合力 N

      2.2 Pz達(dá)到最大值時(shí)支架z 向穩(wěn)定性校核

      將支架簡化為下端固定上端自由的壓桿,如圖4。材料為Q235鋼,Pz最大值419kN,穩(wěn)定安全系數(shù)[4]nst=3。

      圖4 支架受壓力學(xué)模型

      2.2.1 柔度計(jì)算[5]

      式中:λ為柔度;μ為長度系數(shù),μ=2;L為桿的等效長度,L=13730 mm;I為慣性矩,cm4;A為截面積,A=3850×2750=1.059×107mm。

      2.2.2 臨界載荷計(jì)算[5]

      Q235鋼最大柔度λp=102,最小柔度λ3=61.6。而λ<λ3,可知支架整體是短粗桿,所以其臨界應(yīng)力σα=a(壓縮屈服應(yīng)力)=304 MPa。

      式中:Pα為臨界載荷,kN。

      可見,支架z向是穩(wěn)定和安全的。

      3 有限元分析[6]

      3.1 建立模型

      支架的三維實(shí)體模型如圖5。將頂層平臺(tái)、間隔架各桿件的自然焊點(diǎn)作為有限元分析模型的節(jié)點(diǎn),共有67個(gè)?;?、滑車對(duì)支架的剛度影響較小,簡化時(shí)忽略[5]。支架屬于空間框架結(jié)構(gòu),所有單元通過節(jié)點(diǎn)可靠連接,受力作用于各個(gè)節(jié)點(diǎn)。簡化模型如圖6。簡化后的支架在強(qiáng)度上為一體結(jié)構(gòu)。將簡化模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,離散為3630個(gè)單元后,建立了支架的有限元模型,如圖7。

      圖5 支架三維模型

      圖6 支架簡化模型

      圖7 支架有限元模型

      3.2 定義單元類型、材料參數(shù)及截面形狀

      桁架結(jié)構(gòu)單元類型定義為beam189[6],Q235鋼的力學(xué)性能參數(shù)如表4。頂層平臺(tái)的主梁為結(jié)構(gòu)用冷彎矩形空心型鋼,截面尺寸:長w1=0.3m,寬w2=0.2m,壁厚t1=t2=t3=t4=0.008m。斜撐均為結(jié)構(gòu)用冷彎矩形空心型鋼,截面尺寸:長w1=0.09 m,寬w2=0.05m,壁厚t1=t2=t3=t4=0.005m。

      表4 Q235鋼的力學(xué)性能參數(shù)

      3.3 約束邊界條件

      支架的實(shí)際約束邊界條件是底座與地面為全約束;第1層間隔架與基座用4只銷軸固定;間隔架、頂層平臺(tái)彼此之間由柱銷定位,6只U 形螺栓(每邊有2只)固定,U 形螺栓與立柱中心的距離為220 mm??蓪⒅Ъ苡邢拊P偷撞颗c底座相連接的4個(gè)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行位移全約束,基座、間隔架、頂層平臺(tái)之間作剛性連接處理[7]。

      3.4 計(jì)算結(jié)果及強(qiáng)度校核

      1)Pz達(dá)到最大值時(shí),頂層平臺(tái)計(jì)算結(jié)果如圖8。由圖8a知:矩形鋼承受的最大應(yīng)力為98 MPa,低于鋼材的屈服強(qiáng)度σs=235 MPa。由圖8b知:沿z向最大位移為5.16mm,小于允許位移[δ]=10.4 mm。因此,頂層平臺(tái)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足要求。

      圖8 頂層平臺(tái)計(jì)算結(jié)果

      2)F 達(dá)到最大值時(shí)[8],支架沿x 向最大位移(撓度)約為17.8mm,小于允許位移[δ]=45mm。從支架頂部往基座位方向的位移量逐漸減小,其位移云圖如圖9。與支架的高度13730 mm 相比,17.8mm的位移量較小,支架剛度能夠滿足使用要求。

      圖9 支架x 向位移云圖

      4 基本風(fēng)速條件下鵝頸角優(yōu)選

      在其他條件不變、風(fēng)載變?yōu)樗锬镜貐^(qū)基本風(fēng)速時(shí),分析隨鵝頸角θ改變的Fx=F2cosθ對(duì)支架變形(主要指x 方向位移)的影響,為實(shí)際作業(yè)優(yōu)選鵝頸角提供指導(dǎo)。表5為塔里木地區(qū)基本風(fēng)速數(shù)據(jù)[8](1971—2000年資料統(tǒng)計(jì))。

      圖10分別為θ=30°、35°、40°、45°時(shí)支架在x 方向上的位移云圖。經(jīng)計(jì)算,在塔里木地區(qū)基本風(fēng)速下,隨著鵝頸角θ從30°逐漸變大至45°,支架在x 向的最大位移值不斷減小,分別為6.42、6.31、6.18、6.05mm,變化幅度不明顯,也都遠(yuǎn)小于12級(jí)風(fēng)力時(shí)的最大位移(17.8mm)和允許位移[δ]。

      表5 塔里木地區(qū)基本風(fēng)速數(shù)據(jù)

      圖10 基本風(fēng)速下不同鵝頸角時(shí)支架x 向位移云圖

      5 結(jié)論

      1)本文介紹的塔式支架是用于支撐、連接、固定連續(xù)油管作業(yè)車注入頭。支架整體結(jié)構(gòu)采用獨(dú)特的單邊開口π型框架,安裝形式采用積木搭接方式,簡便快捷。既可將各部件吊運(yùn)至井口上方后逐層安裝,也可從水平方向?qū)⒔M裝好的支架整體拖拽至井口。塔式支架能從根本上解決了連續(xù)油管作業(yè)車修井、測試時(shí)存在的安全問題,同時(shí)將吊車解放出來去從事其他工作,降低了成本。

      2)有限元分析結(jié)果表明:支架的強(qiáng)度和剛度能滿足塔里木油田大北、克深區(qū)塊油氣井在最惡劣工況下的帶壓修井、測試作業(yè)要求。

      3)在塔里木地區(qū)基本風(fēng)速下,鵝頸角在范圍內(nèi)變化,對(duì)支架的變形影響可以忽略。

      4)存在的問題:沒有設(shè)計(jì)、安裝逃生通道和安全帶專用掛鉤,存在一定安全隱患;主要部件尺寸超寬,拆裝、搬運(yùn)比較慢,工作效率較低。

      5)為了能從事更多、更為復(fù)雜的油田作業(yè),應(yīng)在支架的人機(jī)界面(安全舒適性、友好性、易操作性)、小型化(結(jié)構(gòu)優(yōu)化、模塊化)、智能化(壓力傳感、視頻監(jiān)控、數(shù)據(jù)收集與處理、遠(yuǎn)程控制)、多功能化(完井、應(yīng)急搶險(xiǎn))等方面作更深入的研究。

      [1]魏忠.滴西1701井連續(xù)油管沖砂的認(rèn)識(shí)[J].油氣井測試,2012(1):65-66.

      [2]張策.機(jī)械原理與機(jī)械設(shè)計(jì)[M].北京:機(jī)械工業(yè)出版社,2006.

      [3]袁東錦.計(jì)算方法[M].南京:南京師范大學(xué)出版社,2004.

      [4]成大先,王德夫,姬奎生,等.機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)[K].北京:化學(xué)工業(yè)出版社,2005.

      [5]劉鴻文.材料力學(xué)[M].北京:高等教育出版社,1996.

      [6]曾攀.有限元分析與應(yīng)用[M].北京:清華大學(xué)出版社,2004.

      [7]金嘉琦,朱思顥.車載式不壓井修井機(jī)井架應(yīng)力及動(dòng)力特性分析[J].石油礦場機(jī)械,2012,41(4):61-64.

      [8]田莉,奚曉霞.近50年西北地區(qū)風(fēng)速的氣候變化特征[J].安徽農(nóng)業(yè)科學(xué),2011(32):415-418.

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