關(guān)雙會，杜漢文，李寶春，付占炯，綦耀光

(1.中海油服油田生產(chǎn)事業(yè)部鉆修井作業(yè)公司，天津 300452；2.西南石油大學(xué) 經(jīng)濟(jì)管理學(xué)院，成都610500；3.中國石油大學(xué)(華東)機(jī)電工程學(xué)院，山東 青島 266580)

符號說明

F—集中載荷，kN

G—重力載荷，kN

L—力臂，mm

g—重力加速度，N/kg或者m/s2

θ—構(gòu)件夾角，(°)

a—支管桿件截面長度，mm

b—支管桿件截面寬度，mm

N—焊縫受力，kN

FEXX—分級的焊縫熔敷金屬最小抗拉強(qiáng)度，MPa

ax—單面焊縫有效長度，mm

lw—焊縫有效長度，mm

he—焊縫有效厚度，mm

σ—正應(yīng)力，MPa

[σ]—許用應(yīng)力，MPa

Qw—焊縫線性承載能力，MPa

Pu—極限載荷，kN

φ,φ1,φ2—抗力系數(shù)

D—主管截面寬度，mm

tc—主管管壁厚度，mm

Fyo—材料屈服強(qiáng)度，MPa

β—幾何形狀參數(shù)

γ—主管柔性參數(shù)

η—幾何形狀參數(shù)

βeop—有效外部沖切系數(shù)

tb—支管管壁厚度，mm

海洋平臺上修井機(jī)的井架在起升過程中的工況復(fù)雜，會受到井架自重力、平臺晃動、平臺振動、不均衡的起升液壓油缸頂升力，以及自然環(huán)境產(chǎn)生的各種載荷的影響。各種偶然性的因素都會引起井架起升相關(guān)結(jié)構(gòu)的損壞，從而影響到修井機(jī)整體的安全性、可靠性和完好性。因此，需要對井架的起升作業(yè)工況的受力進(jìn)行理論計算，作為設(shè)計依據(jù)。陳洪光[1]、鄒龍慶[2]、白鋒[3]、王路林[4]、張學(xué)軍[5]、胡晶磊[6]、許定江[7]、朱玄[8]、張浩[9]等人基于陸地鉆機(jī)、修井機(jī)的井架起升過程的受力,以及可靠性進(jìn)行了有限元仿真分析和研究工作。以何軍國[10]、梁會高[11]等人為代表的學(xué)者對海洋修井機(jī)井架的設(shè)計計算也進(jìn)行了多方面的有限元分析研究。張勇[12]對于井架結(jié)構(gòu)設(shè)計提出了設(shè)計優(yōu)勢原則的概念?，F(xiàn)有的研究工作大多是以井架的作業(yè)工況和整體性結(jié)構(gòu)設(shè)計安全方面為重點，而對井架在起升工況的受力及相應(yīng)結(jié)構(gòu)設(shè)計的研究內(nèi)容則較少。

某海上平臺配套的海洋修井機(jī)在進(jìn)行安裝調(diào)試期間，在進(jìn)行井架起升操作時，出現(xiàn)了井架下體主支撐腿結(jié)構(gòu)根部開裂現(xiàn)象?，F(xiàn)場對開裂位置的結(jié)構(gòu)設(shè)計細(xì)節(jié)，以及裂縫主要特征進(jìn)行了檢查和分析，并對該處結(jié)構(gòu)的設(shè)計計算報告進(jìn)行了校核，還對現(xiàn)場的操作過程進(jìn)行了詳細(xì)了解。最終確認(rèn)了問題出現(xiàn)的原因，提出了類似位置結(jié)構(gòu)的局部強(qiáng)度設(shè)計建議和建造檢驗建議。

1 問題概況

某海上石油生產(chǎn)平臺新建造的HXJ135型海洋修井機(jī)，在進(jìn)行海上安裝調(diào)試過程中，對井架總成系統(tǒng)實施起升作業(yè)測試。第1次，井架前支點起升離開支撐架100 mm，然后下放歸位，檢查各部位無異常；第2次，起升200 mm高度，停止操作，檢查井架結(jié)構(gòu)各部位及焊接部位有無異常，發(fā)現(xiàn)左側(cè)井架主支撐腿結(jié)構(gòu)根部內(nèi)側(cè)(起升液壓缸支撐點上方三角架處)出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，裂口寬度達(dá)到3～5 mm，裂縫長度為結(jié)構(gòu)型材全長?，F(xiàn)場觀察到裂紋內(nèi)部深處有明顯氣孔。井架總成在出廠驗收時也實施了井架起升測試驗收工作，當(dāng)時并未發(fā)現(xiàn)異常情況。結(jié)構(gòu)開裂情況如圖1所示。

a 結(jié)構(gòu)開裂部位 b 結(jié)構(gòu)裂縫長度

c 結(jié)構(gòu)開裂部位焊縫內(nèi)部缺陷 d 結(jié)構(gòu)裂縫深度

該井架結(jié)構(gòu)總成如圖2所示。開裂部位主管(井架下體下主框架側(cè)梁)及支管(支撐腿斜梁)結(jié)構(gòu)材料規(guī)格型號如表1。該部位焊縫設(shè)計為部分熔透角焊縫，無損檢驗設(shè)計要求為磁粉檢驗。檢驗報告結(jié)論為合格。

井架主要技術(shù)參數(shù)如表1所示。

1—井架底座；2—井架起升液壓油缸；3—井架前支架；4—井架下體；5—井架上體；6—天車總成；7—二層臺；8—支管結(jié)構(gòu)開裂位置(內(nèi)側(cè))。

表1 HXJ135型海洋修井機(jī)井架主要技術(shù)參數(shù)

2 開裂部位強(qiáng)度校核

2.1 支管(桿件7644)強(qiáng)度校核

井架結(jié)構(gòu)開裂位置為焊接連接結(jié)構(gòu)，該處是由2種型號規(guī)格不同的型材組對焊接構(gòu)成。為了校核該位置的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度及焊縫強(qiáng)度，采用結(jié)構(gòu)分析軟件SAFI模擬井架起升作業(yè)工況，井架上下體合套狀態(tài)起升工況模型及0°角起升工況模型分別如圖3和圖4所示[13]。分析得到結(jié)構(gòu)開裂位置的受力結(jié)果[14]，如圖5及表2所示。

由圖5以及表2數(shù)據(jù)可以確定，開裂位置連接桿件受力較小，計算得到UC值為0.5，最大應(yīng)力值為89.83 MPa。此處材料為Q345D材質(zhì)的矩型鋼管，屈服極限為345 MPa，許用應(yīng)力為206 MPa。在0°起升工況下，支管(桿件7644)的最大應(yīng)力小于材料的許用應(yīng)力，其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度符合設(shè)計要求[14]。

圖3 井架上下體合套狀態(tài)起升工況模型

圖4 井架0°角起升工況模型

圖5 井架結(jié)構(gòu)開裂處受力分析結(jié)果

表2 桿件7644應(yīng)力值

2.2 支管焊縫強(qiáng)度校核

焊縫開裂部位的結(jié)構(gòu)如6所示。

1—主管；2—焊縫開裂點；3—支管。

井架總成在0°起升工況時，單側(cè)起升液壓缸的推力設(shè)為F1，桿件7644與上部橫梁連接焊縫處最大受力值設(shè)為F2，井架結(jié)構(gòu)及支管受力分析簡圖如圖7和圖8所示。

圖7 0°角起升時井架局部結(jié)構(gòu)受力簡圖

圖8 開裂桿件7644起升受力簡圖(0°起升工況)

在圖7中，井架下體主支撐腿與井架底座連接點為固定鉸支座。

圖7、圖8中，Gi(i=1,2,3…)為井架及各部件重力，Lj(j=1,2,3,4…)為井架及各部件重心及桿件內(nèi)力至支點A和支點B力臂。

作用于井架結(jié)構(gòu)的單側(cè)起升液壓缸推力F1由力矩平衡方程計算得出。

F1×cos48°×L1×2-(G1×L2+G2×

L3+G3×L4+G4×L5)g=0

(1)

代入數(shù)值得：

由靜力平衡有：F4x-F1sin48°=0

(2)

得F4x=F1sin48°=590.87×0.768=453.8 kN

(3)

圖7中節(jié)點B受力分析如圖9所示。

圖9 節(jié)點B受力

(4)

根據(jù)GB50017—2017及AWS D1.1/D1.1 M -2015標(biāo)準(zhǔn)校核主管與支管連接節(jié)點的焊縫強(qiáng)度及節(jié)點承載能力。

如圖6所示，主管與支管連接節(jié)點的設(shè)計參數(shù)如下：

支管與主管連接角度

θ=75°

支管邊長

a=b=160 mm

焊縫處最大受力值為

N=F2=831.856 kN

焊縫熔敷金屬的分類最小拉伸強(qiáng)度

FEXX=490 MPa

單面焊縫有效長度

(5)

支管焊縫有效長度

lw=2×ax=331.288 mm

(6)

焊縫有效厚度

he=0.7×8=5.6 mm

(7)

由GB50017—2017公式13.4.5-1可知，焊縫應(yīng)力為：

(8)

但σ=448.389 MPa>[σ]=

所以，按照AWS D1.1/D1.1M許用應(yīng)力方法，開裂處焊縫的設(shè)計強(qiáng)度安全系數(shù)不足。

根據(jù)AWS D1.1/D1.1 M -2015規(guī)范第9.5.3條，焊縫線性承載能力為：

Qw=0.6he×FEXX=0.6×5.6×490 MPa=1 646.4 N/mm

(9)

焊縫極限載荷為

pu=Qw×lw=1 646.4 N/mm×331.288 mm=545.43 kN

(10)

抗力系數(shù)φ=0.8，焊縫承載能力為

φ×Pu=545.43×0.8=436.346 kN

(11)

所以，根據(jù)LFRD方法校核，焊縫承載能力不足。

2.3 節(jié)點承載能力校核

根據(jù)AWS D1.1/D1.1 M —2015的 9.6.2條對支管節(jié)點進(jìn)行失效校核。

2.3.1 局部承載能力

由圖6可知，開裂部位節(jié)點設(shè)計數(shù)據(jù)如下：

支管邊長

a=b=160 mm

主管截面寬度

D=160 mm

主管厚度

tc=16 mm

節(jié)點連接角度

θ=75°

材料屈服強(qiáng)度

Fyo=345 MPa

單面焊縫有效長度

幾何形狀參數(shù)

(12)

主管柔性參數(shù)

(13)

幾何形狀參數(shù)

(14)

有效外部沖切系數(shù)

(15)

抗力系數(shù)φ1=0.95，分支軸向承載能力為

=2 947.554 kN>831.856 kN

(16)

由此可知，局部結(jié)構(gòu)強(qiáng)度足夠，不會失效。

2.3.2 整體承載能力

起升過程中，該處節(jié)點承受拉伸荷載，抗力系數(shù)φ2=1

(17)

所以Pu2=3 960.538 kN>831.856 kN

由此可知，整體不會失效。

經(jīng)過幾方面計算分析校核，開裂部位結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度在理論上滿足設(shè)計要求。焊縫的強(qiáng)度在理論上不滿足設(shè)計要求。

3 起升液壓缸安裝角及受力分析

由圖7所示0°角起升瞬時，由起升液壓缸與井架起升連接點為支點的力矩平衡原理可知，此時的問題節(jié)點承受來自井架自重力及起升液壓缸頂升力和井架底座固定鉸支座的支座反力引起的力矩剪切力。

圖10為節(jié)點開裂井架起升液壓缸安裝示意圖，可以看出，其液壓缸體中心線與水平面夾角只有42°，水平分力與垂直分力分別為

F1x=F1sin48°=453.8 kN>F1y=

F1cos48°=395.29 kN

圖10 井架起升液壓缸安裝角度示意

液壓缸的頂升作用力的水平分力比垂向分力大，這樣的情況，無論是對液壓缸的有用功輸出，還是對井架結(jié)構(gòu)合理設(shè)計都是不利的[1,15]。

因此，建議在設(shè)計起升液壓缸的安裝角時，要使液壓缸體的中心線與水平面的初始角度≥50°，增加液壓缸有用功比例，減少井架起升時受到的不利載荷。

另外，井架的起升過程是由兩根液壓缸共同作用完成的。但是，在實際操作中，2根起升液壓缸的同步性存在偏差，易產(chǎn)生偏心載荷[16]，對于井架結(jié)構(gòu)的受力是一個不確定的不利因素，甚至?xí)墚a(chǎn)生不可預(yù)估的損壞。因此，在設(shè)計井架時，該部位要適當(dāng)加強(qiáng)。

4 支管與主管連接節(jié)點結(jié)構(gòu)設(shè)計合理性分析

4.1 支管節(jié)點位置選擇

由圖2可知，支管與主管設(shè)計為Y型焊縫連接結(jié)構(gòu)，在井架起升過程中，支管焊縫承受載荷的能力受到不利因素的影響較大，如果焊縫質(zhì)量稍有不足，或者受到偏心載荷時，焊縫能力下降明顯。由于主管與支管的結(jié)構(gòu)尺寸差值較大，支管的強(qiáng)度顯得弱些。如果將此支管設(shè)計為貫通結(jié)構(gòu)，與井架前立柱焊接，則支管的抗拉伸能力將得到很大提高。此時，主管的支撐作用也不會變化。相對現(xiàn)有的設(shè)計將更為理想。

4.2 支管結(jié)構(gòu)及尺寸選擇

根據(jù)AWS D1.1/D1.1M規(guī)范和鉆井和修井井架、底座規(guī)范要求，由式(8)、(9)、(10)可知，支管結(jié)構(gòu)與尺寸的選擇應(yīng)滿足下式。

0.6he×FEXX×lw>N

(18)

(19)

焊接連接設(shè)計中，焊角高度通常設(shè)計為較薄件厚度，即he=0.7tb。代入相關(guān)參數(shù)，由式(18)可得a×tb>1 952.164 mm2，由式(19)可得a×tb>1 956.070 mm2。

可知，當(dāng)a=160 mm不變時，需tb>12.225 mm；當(dāng)tb=8 mm不變時，需要a=244.509 mm。所以，該節(jié)點支管材料規(guī)格的合理選擇可提高節(jié)點焊縫的強(qiáng)度。

4.3 支管節(jié)點局部結(jié)構(gòu)加強(qiáng)

由于支管與主管的設(shè)計角度較大，支管在井架起升過程中承受桿件內(nèi)部拉力過大，造成連接焊縫的載荷也大。因此，此節(jié)點位置的局部結(jié)構(gòu)需采取加強(qiáng)措施，提高焊縫的承載能力。

5 無損檢驗方法分析

由圖1c所示的圖片觀察，可以發(fā)現(xiàn)開裂位置為連接焊縫，此處的焊縫設(shè)計為角焊縫。焊縫的內(nèi)部深層部位存在許多氣孔狀缺陷。因此，該焊縫的角焊縫設(shè)計是不理想的，無損檢驗設(shè)計為磁粉檢驗也是不理想的。

由式(8)的焊縫應(yīng)力計算結(jié)果可以看出，焊縫的應(yīng)力值是非常大的，遠(yuǎn)大于焊縫許用應(yīng)力的70%[17]，安全系數(shù)很低。根據(jù)《API Spec 4F—2013鉆井和修井井架、底座》規(guī)范，此處的焊縫設(shè)計為全熔透或部分熔透焊縫，并且進(jìn)行超聲波無損檢驗是最理想的作法。

6 局部加固及設(shè)計改進(jìn)

6.1 節(jié)點局部結(jié)構(gòu)及焊縫加強(qiáng)措施

針對所述井架節(jié)點的局部結(jié)構(gòu)焊縫開裂問題，采取了符合現(xiàn)場實際的整改方案和措施。

1) 對節(jié)點連接焊縫進(jìn)行部分熔透焊處理，并對焊縫進(jìn)行超聲波無損檢驗，確保焊縫質(zhì)量。

2) 對節(jié)點局部結(jié)構(gòu)進(jìn)行腹板局部加強(qiáng)。如圖11所示。通過對節(jié)點結(jié)構(gòu)的局部加強(qiáng)，提高節(jié)點焊縫的安全系數(shù)。

a 無局部加強(qiáng)板 b 有局部加強(qiáng)板

6.2 設(shè)計改進(jìn)

通過上述計算分析知，井架在0°角時液壓缸的起升推力最大，井架節(jié)點桿件結(jié)構(gòu)受力最大，受到破壞的可能性也最大。所以，針對海洋修井機(jī)兩節(jié)套裝井架的起升工況，提出相關(guān)結(jié)構(gòu)的改進(jìn)建議。

1) 調(diào)節(jié)井架總成初始安裝水平角度[2-9]。

方法一，由圖7井架起升受力圖可知，將井架平放時與鉆臺面的角度由0°增加到10～15°。這樣就可以減少液壓缸的起升推力，提高起升垂向有效分力，進(jìn)而減小節(jié)點桿件的受力。具體作法，可以將井架前支架的高度適當(dāng)增加，以達(dá)到增大井架初始安裝角的目的。

方法二，在井架前支架頂部兩側(cè)增設(shè)液壓缸類的二級頂推裝置，輔助主起升液壓缸起升工作。井架起升作業(yè)時，起動井架前支架頂推液壓缸，主起升液壓缸隨動。將井架由水平頂推至10～15°后，主起升液壓缸起動。前支架頂推液壓缸收回。

2) 減小問題節(jié)點主管與支管設(shè)計角度。改善支管桿件內(nèi)力幅度。

通過改變主管與支管連接角度后的模擬計算，可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)連接角度為60°時，相關(guān)節(jié)點桿件作用力可減小至51.76%。當(dāng)連接角度為55°時，桿件作用力可減小至45.40%，效果顯著。如表3所示。

表3 支管(桿件7644)與主管設(shè)計角度對應(yīng)支管內(nèi)力關(guān)系

注：FN=F2/cosθ。

3) 增加起升液壓缸體中心線與水平面的初始安裝角，提高初始有效作用推力比例。

7 結(jié)論

1) 在海洋修井機(jī)井架起升設(shè)計中，相關(guān)節(jié)點的支管設(shè)計的影響因素應(yīng)全面考慮，支管受力的合理性應(yīng)予以注意。

2) 井架起升液壓缸的初始水平安裝角度應(yīng)盡可能加大，可以提高液壓缸推力的有效作用力，減輕井架結(jié)構(gòu)在起升時的受力，提高結(jié)構(gòu)安全性。

3) 井架的初始安裝角度可以適當(dāng)提高，可以在一定程度上減少液壓缸推力需求，并且在安全性能一定的前提下，可以提高井架結(jié)構(gòu)設(shè)計的經(jīng)濟(jì)性與合理性。

4) 與陸地K型井架鋼絲繩系起升原理相同，可以在井架前支架上設(shè)計二級井架起升頂推液壓系統(tǒng)，提升井架起升結(jié)構(gòu)的安全性。