張力腿平臺模塊鉆機井架設計及風動力學分析

侯 敏，李汶東，張友會，廉光義，雷傳軍，李鵬舉

(1.寶雞石油機械有限責任公司,陜西 寶雞 721002；2.國家油氣鉆井裝備工程技術研究中心,陜西 寶雞 721002；3.西部鉆探工程有限公司，巴州分公司，新疆 庫爾勒 841000；4.川慶鉆探工程有限公司 新疆分公司，新疆 庫爾勒 841000)

張力腿平臺(Tension Leg platform, TLP) 是目前深海油氣開發最常用形式之一。其升沉運動小，適用水深大，抵抗惡劣海況能力較強，且有很高的性價比，具有良好的發展態勢，很適合在我國南海投入使用。目前，應用SACS軟件對海洋井架進行動力學分析的研究較少，風振分析的研究也較少。自振周期的計算結果是風振分析的重要判據，但是現有自振周期的計算數據比較分散，大的達到40 Hz，小的達到幾赫茲。

筆者根據國家科技重大專項《南海荔灣氣田群和流花油田群開發示范工程》中子任務二《張力腿平臺模塊鉆機關鍵設備應用研究》的相關要求，開展了適用于張力腿平臺模塊鉆機的海洋動態井架設計研究，給出了結構設計方案，并完成了各工況下井架的強度分析計算，由于該井架屬于高聳結構，進行了風振分析，給出了海洋塔型井架自振周期的取值建議值，以期為未來類似的TLP模塊鉆機[1]井架設計開發提供借鑒。

1 井架設計要求

1.1 設計原則

井架設計應盡量采用優化設計，既保證其有足夠的承載能力，又兼顧經濟性的原則[2]。井架設計應能滿足頂驅、載人維護籃等設備的安裝及使用。

1.2 設計標準

張力腿平臺屬于浮式平臺的一種，其模塊鉆機井架設計可遵循美國石油學會的API Spec 4F規范。

1.3 總體技術參數

鉆探深度

5 000 m

最大鉤載

3 150 kN

井架底部跨距

9.144 m×9.144 m

井架有效高度

46.6 m

作業環境溫度

15.9～35.9 ℃

1.4 總體布置

井架結構設計應滿足平臺整體布置、鉆井工藝流程及鉆臺布局要求。鉆臺布局如圖1所示，司鉆房位于井架支座內部，便于觀察動力貓道和井口設備運行。司鉆房對側井架支座外部布置有死繩固定器、泥漿立管管匯、節流壓井管匯、固井管匯和泥氣分離器。2個立根盒布置在鉆臺面前側，在立根盒2側布置有2臺風動絞車。在司鉆房對側立根盒和井口之間布置有1臺鐵鉆工。

1—立根區域；2—井架支座；3—風動絞車；4—司鉆房；5—載人絞車；6—鉆井絞車；7—液壓貓頭；8—泥漿盒；9—泥氣分離器；10—節流壓井管匯；11—轉盤；12—鐵鉆工；13—泥漿立管管匯；14—死繩固定器；15—固井管匯；16—鋼絲繩倒繩機；17—動力貓道。

鉆臺后側布置1臺鉆井絞車，倒繩機布置在“V”大門外側飄臺上。整個鉆臺布局合理，滿足鉆井工藝流程需要，可極大提高鉆井作業效率。

2 井架結構設計

2.1 主要技術參數

1) 最大額定靜鉤載 3 150 kN

注：①6×7繩系，滿立根，風速≤39.7 m/s。

②加速度、沖擊、排放立根和風載將降低最大鉤載。

2) 井架有效高度46.6 m

3) 井架底部開檔9.144 m×9.144 m

4) 二層臺安裝高度(至鉆臺面)26.5 m

5) 二層臺容量

②127 mm(5英寸)鉆鋌，28 m立根，10柱

③203.2 mm(8英寸)鉆鋌,3柱

6) 最大額定設計風速

①鉆井作業工況(滿鉤載、滿立根)39.7 m/s

②風暴工況(無鉤載、滿立根)65.7 m/s

③拖航工況(無鉤載、無立根)51.5 m/s

7) 結構安全級別E2/U2

8) 慣性載荷，如表1。

表1 井架慣性載荷

2.2 結構方案

井架為單斜瓶頸式塔形結構，其上部設有天車，快繩輪和死繩輪對角布置，滿足鉆臺布局要求。井架結構方案如圖2所示[3]。

1—天車；2—頂驅導軌；3—快繩；4—井架體；5—二層臺；6—泥漿立管管匯；7—載人維護籃；8—籠梯平臺；9—放空管線。

井架立柱由焊接H型鋼制成，立柱和橫、斜桿經高強度螺栓連成整體。全部裸露構件均經熱噴涂鋅/鋁處理，增強了井架的抗腐蝕能力。井架主要承載構件滿足環境溫度15.9～35.9 ℃的使用要求。

井架內部設有頂驅導軌且空間大，滿足頂驅、載人維護籃等設備的安裝及運行要求；井架兩側設有通往天車和二層臺的籠梯，并設有休息臺及防墜落設施，滿足人員安全通行要求。

2.3 結構特點

1) 井架采用單斜瓶頸式塔形結構，二層臺上方第1個桁格以上為井架上部，以下為井架下部，上部錐度大于下部錐度；V大門位于立根側，其對側為絞車單斜側，該結構可減小滾筒中心線至井口的距離，在滿足立根排放及頂驅安裝要求的同時,盡可能的縮小了井架橫截面尺寸，減輕了井架質量。

2) 井架是一個橫截面為矩形的可拆卸、栓裝式封閉空間鋼結構，井架腹桿布置采用風阻小的菱形桁格，井架立柱采用寬翼緣焊接H型鋼、井架橫梁及斜撐采用焊接H型鋼或雙角鋼。根據受力分析結果優化材料截面，在滿足承載能力要求的同時減輕井架質量。

3) 井架各桿件之間采用螺栓群組進行連接。根據受力特點，井架立柱之間采用端面法蘭高強度螺栓連接，橫梁與立柱之間采用端面法蘭或單面節點板連接，斜撐與立柱之間采用雙角鋼連接或單面節點板連接，井架支座與鉆臺間采用端面法蘭高強度螺栓連接。

4) 井架V大門位于鉆臺正前方，與立根臺同側，它是外部設備、鉆具及工具進入井架內部的入口，面向排管架，其高度可滿足14.6 m長套管及19.8 m長HP隔水管或雙單根立柱進出的要求。

5) 二層臺布置如圖3，設計時考慮了鉆井作業時所需5 000 m立根排放容量以及平臺搖擺時立根排放對穩定性要求[4]。設計了一種特殊的鉆桿靠放指梁，由擋桿、軸座、卡板、卡座等組成，若需靠放鉆桿，打開卡板，將鉆桿推入卡板與卡板間的空隙，閉合卡板，鉆桿就被卡??；若需取出鉆桿，上翻打開卡板，即可將鉆桿推出用于鉆井作業。采用此結構，可將鉆桿可靠的固定在指梁上，不會發生鉆桿脫出事故。

二層臺四周設有擋風墻，內部設有環形走道，兩側籠梯可直達二層臺。

1—籠梯；2—擋風墻；3—鉆桿指梁；4—舌臺。

3 井架設計計算[5-11]

3.1 整體結構有限元分析

采用SACS有限元分析軟件對操作工況、風暴工況和拖航工況下井架結構的強度和穩定性進行分析計算，確保井架設計滿足API Spec 4F規范[5]要求。

經過分析，認為可采用三維彈性梁單元模擬組成井架的各桿件，可采用質量單元模擬安裝在井架上的設備及附件；根據各桿件之間連接節點的特性，斜撐桿模擬為鉸接，橫梁及立柱模擬為剛接，井架支腳模擬為鉸接，井架有限元模型如圖4。

圖4 井架有限元模型

3.2 工況組合

根據API Spec 4F規范[5]，并結合張力腿平臺的作業特點，確定鉆井作業工況、風暴工況和拖航工況3種危險工況，如表2所示。根據風向及慣性載荷方向，可將這3種工況劃分為若干子工況。

表2 井架計算工況

注[5]：TE=游車重力+大鉤(或頂驅) 重力+ 鋼絲繩重力。

3.3 有限元計算結果

分析結果表明[7]，鉆井作業工況、135°風向；風暴工況，225°風向；拖航工況，315°風向。這3種受力狀態最為惡劣。

3.3.1 鉆井作業工況計算結果

該工況下井架絞車側上部立柱折彎處出現最大UC值0.969，如圖5所示。

圖5 鉆井作業工況時井架UC值(UC≥0.75)

3.3.2 風暴工況計算結果

該工況下井架“V”大門立柱上出現最大UC值0.83，如圖6所示。

圖6 風暴工況時井架UC值(UC≥0.75)

3.3.3 拖航工況計算結果

該工況下井架“V”大門立柱上出現最大UC值0.939，如圖7所示。

圖7 拖航工況時井架UC值(UC≥0.75)

井架在上述危險工況下的最大UC值均小于AISC(335-1989)[6]規定的允許值，因而井架設計滿足API Spec 4F規范[5]要求。

4 井架風動力學分析

海洋環境復雜而惡劣，風暴不可避免。海洋井架高度大、橫截面小、阻尼比小，由于風振而造成失效的事故時有發生，其失效形式主要有3種。

1) 頻繁的大幅度擺動使結構不能正常工作。

2) 結構橫截面或構件內力達到極限，發生屈服、斷裂、失穩甚至倒塌。

3) 結構長時間振動，造成材料疲勞累計損傷，引起結構破壞[12]。

為避免此類事故的發生，有必要對井架進行風動力學分析，以判斷井架是否為風敏感結構，是否會隨風產生共振。

風動力學分析的第1步為模態分析，以獲得井架結構基本自振周期(頻率)。目前，已發表的關于SACS軟件應用的文獻，靜力分析的居多，詳細介紹動力學分析的很少。為此，筆者對模態分析的步驟方法進行了研究，并根據國內相關標準對模態分析計算結果進行了驗證。

4.1 SACS模態分析流程

在SACS軟件中進行模態分析，需要建立3個文件。

1) 模型文件(inp文件)。

2) dyninp文件。

3) run文件。

對于模型文件，可以直接采用SACS靜力分析時的模型，但是需要對模型做2方面處理。

1) 需要人為指定動力主自由度，并將其自由度由(000 000)修改為(222 000)。

2) 在dyninp文件中應至少聲明豎向坐標軸，單位制、需要提取的模態數量、結構的密度、質量計算選項、SACS荷載選項中的質量，對于質量點的SACS荷載方向，所加載質量的系數等[7]。這里選擇+z方向為豎向坐標軸，因為建模時利用質量單元模擬井架附件，所以直接進行模態計算即可。

4.2 模態計算結果

計算所得的各階頻率和周期如表3所示。

表3 井架前10階振型頻率和周期

由于篇幅所限，這里僅列出井架前10階振型中的前3階的云圖，如圖8～10所示，可知，第1階振型為前后向(x向)的平動，第2階振型為左右方向(y向)的平動，第3階振型繞豎向軸(z向)為扭轉。

圖8 第1階振型

圖9 第2階振型

圖10 第3階振型

4.3 模態計算結果分析

《建筑結構荷載規范》(GB50009-2012)中提供了塔式結構第1自振周期的估算公式：

T1J=(0.007～0.013)H

(1)

式中：T1J為建筑塔第1自振周期；H為全塔高度。

但是，由式(1)計算的數值范圍太寬，僅適用于質量和外形連續變化的塔式結構。采用式(1)計算井架的第1自振周期，得：

T1J=(0.007～0.013)×46.6=0.326～0.606 s

其它行業也根據自己的行業特點研究了塔形結構的第1自振周期的計算公式。例如電力行業，根據工程實際所做的輸電塔架結構實測研究，得到的輸電塔架結構的第1自振周期的近似計算公式[13-14]為：

(2)

式中：T1D為電塔第1自振周期；H為全塔高度；b為塔頭寬度；B為根開寬度。

由式(2)計算井架的第1自振周期，得：

通過對比發現，采用電力行業的經驗公式計算的第1自振周期是1個固定值，針對性強、適用性較窄；《建筑結構荷載規范》(GB50009-2012)建筑鋼結構規范給出的第1自振周期，即特征周期的適用面寬；海洋塔型井架的自振周期非常接近按建筑荷載規范給出的經驗公式的下限值，差值僅為建議下限值的3%。

根據API 4F規范的規定，對因在風和結構之間動力相互作用可能經受附件載荷的風敏感結構，應進行動力分析。該規范條文說明中介紹了澳大利亞規范AS1170.2-1989，該規范規定：結構的1階振型頻率<1 Hz、結構高寬比大于5時，需要進行風動力分析。

本井架總高46.6 m，最小寬度3.5 m，高寬比為13.3，1階振型頻率3.165 Hz，雖然高寬比遠大于5，但第1階頻率3.165>1 Hz，因而不屬于風敏感結構，不需要進行風動力學分析。另外，當風暴作用頻率接近3.2 Hz 時，可能對井架產生共振破壞。

5 結論

1) 分析了井架設計所依據的原則、標準及任務書要求，設計了單斜瓶頸式塔形井架，井架可承受3 150 kN鉤載、風載及慣性載荷的聯合作用，可滿足5 000 m立根的排放要求，可滿足頂驅、載人維護籃等設備的安裝及使用要求，適于海上復雜工況作業。

2) 井架主體為栓裝可拆卸結構，主承載構件滿足環境溫度15.9～35.9 ℃的使用要求。井架全部裸露構件均經熱噴涂鋅/鋁處理，抗腐蝕能力強，適合于海洋大氣環境。

3) 分析了井架作業過程中所承受的各種載荷，并確定了危險載荷工況組合。利用SACS軟件對井架結構進行了分析及驗證，結果表明，井架具有質量輕、承載能力大、抗風能力強等特點，井架設計完全滿足API Spec 4F規范要求。

4) 介紹了海洋井架SACS軟件模態分析計算方法，分析了其它行業常見的2種鋼結構自振周期的計算公式?！督ㄖY構荷載規范》給出的經驗公式的下限值與海洋石油塔形井架的自振周期非常接近。

5) 根據澳大利亞規范AS1170.2—1989的規定，該井架高寬比雖然大于5，但結構的1階振型頻率大于1 Hz，因而不屬于風敏感結構，不需要進行風動力學分析。另外，當風暴作用頻率接近3.2 Hz 時，可能對井架產生共振破壞。