海上模块钻机T型导轨结构分析

郭 华，郑清华，祖 巍，侯 敏，张长辉

海上模块钻机T型导轨结构分析

郭 华1，郑清华1，祖 巍2，侯 敏3，张长辉3

（1．中海油研究总院，北京100027；2．中海油能源发展股份有限公司，天津300452；3．宝鸡石油机械有限责任公司，陕西宝鸡721002）

海上模块钻机是我国海上油气田开发过程中重要的钻完井机具。对海上模块钻机T型导轨的结构进行了研究和优化设计，指出了T型导轨增加纵向斜筋板方案能更好地满足模块钻机在丛式井口区滑移的需求。

海上模块钻机；T型导轨；结构优化

随着我国海上油田的高速开发，模块钻机已经成为重要的钻完井机具［1］。海上模块钻机通常由钻井设备模块（D ES）和钻井支持模块（D S M）组成。D ES模块分为上底座和下底座2个部分［2］，上下底座之间、下底座与海洋平台之间均采用滑移系统，使上下底座在平台井口区实现纵横（x、y方向）移动，以满足钻机丛式井作业［3］。

导轨是海上模块钻机滑移系统的核心部件，除承受井架及底座的载荷外，导轨还对海洋平台施加反力。本文采用有限元法对5种T型导轨结构进行分析，提出了在常规T型导轨结构基础上增加纵向斜筋板的优化方案。

1　问题的提出

根据我国20多年来海上模块钻机建造、使用情况统计，渤海及南海区域海上模块钻机的滑轨结构均出现了不同程度的损伤［4］。导轨结构形式是导轨的强度能否满足使用要求的重要因素，而且不同的导轨结构形式与滑靴接触会形成不同的接触比压，接触比压的大小和分布与导轨的损伤有着直接的关系。

现役海上模块钻机导轨的结构形式一般采用横向加强型的T型梁结构。增加板厚、加密筋板虽能有效提高导轨承载能力，但同时会大幅增加钢材用量和现场焊接难度，容易出现焊接变形和应力集中现象［5］。

本文主要结合我国南海东部A油田模块钻机实例，在常规T型钢导轨结构基础上，对增加纵向加强筋的T型钢、含斜向加强筋的T型钢和双腹板T型钢导轨（如图1所示）进行计算，分析上述几种结构形式的下底座导轨在钻机D ES模块滑移状态下的强度及接触应力。

图1　海上模块钻机导轨的结构型式

2　有限元分析条件

导轨及支点材料选用Q345D，材料属性如表1。根据导轨及钻机支点之间的外形和相对位置，利用建模软件U G建立模块钻机支点和导轨的实体模型（如图2所示），并将其导入A N S Y S W orkbench中建立模块钻机及导轨的有限元模型。对模型采用Sol id186单元进行网格划分，Sol id186为含有中间节点的高阶3维20节点的实体单元，因其采用二次位移插值函数，对不规则形状具有较好的精确度，可很好地适应曲线边界。网格划分结果如图3所示。

表1　导轨及支点材料性能

图2　导轨及支点实体模型

图3　导轨及支点网格划分

导轨在海上模块钻机滑移工况下承受整个钻机载荷，此时导轨与钻机支点底板之间的接触应力应尽量小。本文根据海上A油田模块钻机提取D ES滑移工况下的支点反力的最大点作为计算载荷，海上模块钻机支点的最大支反力为预期风载作用下滑移载荷（组合工况）时1号支点的反力，其大小如表2所示。

表2　预期风载作用下1号支点的反力和弯矩

其中：模块钻机支点的x轴对应导轨模型坐标系的x轴；模块钻机支点的y轴对应导轨模型坐标系的y轴；模块钻机支点的z轴对应导轨模型坐标系的z轴。将上述支反力施加于模块钻机支点端面，导轨两端的位移约束为固定。约束与边界条件如图4所示。

图4　导轨及支点约束条件

设置模块钻机支点底板与导轨之间为摩擦（Frictional）型接触，接触算法为增广拉格朗日法（A ug mented Lagrange），目标面和接触面之间为对称行为，模块钻机支点底板与滑板之间的摩擦因数为0．15。接触对设置如图5所示。

图5　导轨及支点接触设置

3　计算结果分析

根据以上技术条件，分别对导轨整体变形、整体应力、局部应力、导轨面接触状态、导轨面接触应力和局部接触应力进行计算分析。其中，导轨局部应力和导轨面局部接触应力如图6～7所示。

通过以上计算结果可以看出：由于导轨受到的力均为偏向内侧的压力，且通过腹板及横向加强筋传递至支撑梁，因此位移结果均为内侧位移大于外侧位移；由于导轨受到的压力通过支点垂直于导轨方向的立板传至导轨面，所以在支点立板位置的应力大于其他位置；由于底座支点位于导轨的中部，所以导轨面的接触状态为导轨接触面的中部及内侧为粘结（stick）及滑移状态（sliding），其状态传递压力；边缘区域及中心区域为刚刚接触状态（near），其状态不传递压力；压力分布为导轨接触面的横截面较小的区域，即存在棘爪孔的位置压力值远远大于其他位置，且对于单腹板型导轨中心大于两侧，对于双腹板型导轨内侧大于外侧。以上5种导轨结构形式的计算结果汇总如表3。

图6　导轨局部应力

图7　导轨面局部接触应力

由表3可知：上述5种导轨结构形式中，相同载荷工况下双腹板且支撑梁也为双腹板的结构形式承载能力最强；结构接触面的压力分布为内侧压力值大于外侧压力值，最大压力位于导轨棘爪孔处，此结构的压力值也最小。但由于其刚度较大，使得钻机底座支点受力变形后只有导轨内侧与支点接触，使这部分接触区域发生粘结进而产生磨损的几率大，而且此结构的质量增加量较其他形式增大5倍以上。双腹板单支撑梁导轨结构形式承载能力较未加强的结构形式有一定的提高，接触面的压力分布与双腹板双支撑梁相似，其刚度较双腹板双支撑有所下降，故此结构与钻机底座支点的接触区域增大，发生粘结的区域较小进而产生磨损的几率较双腹板双支撑结构减少。导轨增加斜筋的导轨结构形式的承载能力与双腹板单支撑型导轨结构形式在压力分布的最大值上基本相同，而且其刚度较前2种结构更小，导轨与钻机支点的接触面进一步增大，故此结构发生磨损的几率更小。增加纵向筋板和未加强型的导轨结构形式的承载能力较前3种减小，且其变形后导轨的中部区域承受大部分载荷，导轨中部发生磨损的几率很大。

表3　计算结果汇总对比

4　结论

1） 5种导轨面的压力值显示其受压强度均满足使用要求。

2） 增加纵向斜筋的导轨结构形式，在承载能力与改善接触状态方面较未加强方案有了较大的提高，且现场焊接量较双腹板型导轨少。经陆地功能试验，效果明显。

3） 滑移过程中，风速应控制在16．5 m／s以下，且应控制导轨面压力。压力值过大时，导轨面和滑靴之间将发生剪切／粘着磨损。

［1］ 郭华，冯定，刘书杰，等．海上油田开发后期调整对初期钻修井机具选择的影响分析［J］．中国海上油气，2012，24（6）：51-53．

［2］ 张建勇，王宁，胡泽刚，等．7 000 m海洋模块钻机滑轨结构优化设计［J］．石油矿场机械，2012，41（6）：30-33．

［3］ 王昌荣．基于S A FI的70D海洋X Y滑移钻机抗倾覆和滑移设计［J］．石油矿场机械，2013，42（7）：31-34．

［4］ 胡泽刚．海上模块钻机滑轨防止划痕技术研究［J］．中国海洋平台，2012，27（5）：8-11．

［5］ 王玉萍，马永刚，裴志明，等．固定式作业平台钻机移动系统的研制［J］．石油矿场机械，2006，35（2）：73-75．

Analysis of Offshore M odular Drilling Rig’s T-type Rail Structure

GUO Hua1，ZHENG Qinghua1，ZU Wei2，HOU Min3，ZHANG Changhui3
（1.CNOOC Research Institute，Beijing100027，China；2.C N O O C Energy Technology&Seruice Co.，Ltd.，Tianjin300452，China；3.Baoji Oilfield M achinery Co.，Ltd.，Baoji721002，China ）

Offshore m odular drilling rig is an im portant drilling and co m pletion equip ment in the offshore oil and gas field develop ment process．In this paper the study and optimization design of T-type rail structure of offshore m odular drilling rig is given，pointing out that adding longitudinal and oblique reinforcing plate on T-type rai l could customize the skidding requirements in slot area．

offshore oilfield m odular drilling rig；t-type rail；structure analysis

T E951

A

10．3969／j．issn．1001-3842．2015．01．005

1001-3482（2015）01-0016-05

2014-07-30

中国海洋石油总公司科技项目“海上石油模块钻机IS O国际标准起草”部分研究成果（Z H K Y-2013-Z Y-01）

郭 华（1982-），男，河南南阳人，工程师，主要从事海洋钻修井装备设计工作，E-mail：guohua＠cnooc．co m．cn。