海洋平台模块钻机防喷器悬吊梁结构设计及优化

刘凤羽

(中海油能源发展装备技术有限公司 天津300452)

石油井控系统是对油气井事故进行预防、监测、控制、处理的关键手段，是实现安全钻井的可靠保障，防喷器组是井控系统的核心设备，主要用于钻井、试油、修井等作业过程中控制井口压力，通过防喷器控制装置、压井管汇以及监测仪表等防止井喷事故，通常分为环形防喷器、闸板防喷器以及旋转防喷器等[1]。由于海洋钻井工程的环境局限性，新建海洋平台井口数量多，为保障油气田稳定投产，钻完井效率急剧提高，需要频繁地移动防喷器组作业。海洋模块钻常用的双闸防喷器组设备重量为 25～30t，需要在钻台底部设计专用的悬吊梁配合提升葫芦对防喷器组进行移位，所以防喷器悬吊梁需要承受设备自重以及滑移附加惯性等动力荷载，是海洋平台钻井作业的关键性操作结构。

为保障钻井作业的安全操作，以渤海某平台模块钻机为研究对象，根据API、AISC等规范[2-3]，采用有限元设计软件 ANSYS对模块钻机防喷器悬吊梁进行结构设计及优化，在验证优化方法可行性的同时，根据海洋工程常用结构型材给出推荐设计数据。

1 结构形式

为便于海上安装，海洋平台模块钻机集成化程度很高，主要分为钻机设备模块和钻机支持模块[4]。钻机设备模块是位于井口区的钻井、修井设备，通常又分为钻台面和下底座两部分，为满足各个井位作业，将防喷器设置在上部移动模块-钻台面的底部，保证钻台滑移方向的井位及试压作业，以渤海某平台模块钻机为例，布置如图1所示。

钻台面底部设有集污盒、喇叭口及操作平台、各系统管道等设施，防喷器悬吊梁设计需要支撑在钻台结构主梁上，既要防止与钻台底部设施干涉，同时保证提升葫芦的正常滑移作业，要求悬吊梁具有足够的滑移长度。其结构如图 2、3所示，沿滑轨长度设有5排共10个支撑点，支撑点最大间距为3.6m。

图1 钻井设备模块布置图Fig.1 Arrangement diagram of drilling equipment modules

图2 防喷器悬吊梁侧视图1Fig.2 Side view 1 of BOP hanging beam

图3 防喷器悬吊梁侧视图2Fig.3 Side view 2 of BOP hanging beam

2 悬吊梁结构校核

2.1 结构整体计算

防喷器悬吊梁采用SACS软件进行整体计算，模型如图 4所示。结构模型包括主梁和支撑立柱，将支撑立柱顶部进行全约束，立柱采用Φ168×8圆管，材质为20钢，屈服强度为245MPa，为配合提升葫芦设备尺寸，悬吊梁采用非对称拼接H型钢，初始设计值为 H400×350×200×25×25×38，材质为 DH36，屈服强度为355MPa。

图4 防喷器悬吊梁SACS计算模型Fig.4 SACS model of BOP hanging beam

计算载荷除悬吊梁、支撑立柱自身结构重量外，还包括防喷器和提升葫芦设备载荷，对于结构自重和提升葫芦竖向为静载荷，考虑 1.1倍安全系数，防喷器吊装过程中存在动力荷载，取 1.5倍的动力放大系数计算，具体荷载如表 1所示。由于防喷器需要在整个悬吊梁上滑动，需要考虑防喷器荷载施加在所有最危险位置的工况，包括立柱位置以及两个支撑点的中间位置。

表1 载荷汇总表Tab.1 Summary table of load factors

依据API RP 2A和AISC规范进行整体结构校核，结果如表2所示。结构变形最大值为1.39mm，规范要求最大变形不超过跨距的 1/240，最大 UC值为0.90，均满足规范要求。

表2 整体计算结果Tab.2 Overall calculation results

2.2 结构局部计算

由于防喷器作用方式的特殊性，需要对悬吊梁进行局部有限元计算。选取悬跨距离最大的 3.6m段为对象，采用 ANSYS软件进行局部建模分析，加载位置为与实际相符的4个滚轮作用位置，悬吊梁两端与立柱焊接位置全约束，模型采用 SOLID45六面体实体单元，单元尺寸 15mm×15mm，材料弹性模量为207GPa，泊松比为0.3。计算模型如图5所示。

图5 防喷器悬吊梁局部结构ANSYS模型Fig.5 ANSYS model for local structure of BOP hanging beam

悬吊梁材料屈服强度为 355MPa，依据工程经验考虑 0.8倍安全系数，许用应力为 284.0MPa。局部计算结果显示，局部结构最大变形为 1.79mm，位置为悬跨梁中部，如图 6所示，满足设计要求。悬吊梁最大应力发生在悬吊梁上翼缘与上支撑立柱连接位置，因为最大 Von Mises应力为 302.3MPa，高于284.0MPa，如图7所示，故目前悬吊梁结构局部校核不满足设计要求，需要对梁截面优化设计。

图6 防喷器悬吊梁变形云图Fig.6 Deformation contour plot of BOP hanging beam

图7 防喷器悬吊梁Von Mises应力云图Fig.7 Von Mises stress contour plot of BOP hanging beam

3 悬吊梁优化设计

3.1 优化方案

防喷器悬吊梁局部结构强度不满足规范要求，根据Von Mises应力云图可知，最大应力发生在悬吊梁上翼缘端部，腹板以及下翼缘应力不超过 150MPa，有较大裕量，可采用加强上翼缘、较弱腹板和下翼缘板的方法进行优化设计。根据海洋工程常用板材规格特点，对悬吊梁截面做以下 4种优化方案，其中下翼缘宽度受提升葫芦设备影响限制宽度为 200mm，梁高限制不低于360mm。

表3 优化方案数据表Tab.3 Optimization scheme data

表4 优化结果Tab.4 Optimization results

图8 方案1 Von Mises应力云图Fig.8 Von Mises stress contour plot of scheme 1

3.2 优化结果

通过对 4种方案优化计算，局部变形值及 Von Mises应力值如表 4所示。4种方案局部变形变化范围为0.3mm，其中方案4变形最大为2.10mm，满足刚度及提升设备正常作业要求。各个方案应力分布如图8～11所示，其中方案4最大Von Mises应力为318.3 MPa，超过规范允许值 284.0 MPa，不满足规范要求。方案主要是采用降低梁高，加厚板材的方式进行改进，结果显示，降低梁高后局部变形和应力均有所增加，降低梁高后整体抗弯性能降低明显，通过加厚板材效果不明显，可见该方案不可取。方案 1～3均通过调整腹板及翼缘板厚进行优化设计，结果表明Von Mises应力均满足设计要求，同时考虑建造经济性，其中方案 1单位重量最小，材料利用率最高，为最优化方案。

图9 方案2 Von Mises应力云图Fig.9 Von Mises stress contour plot of scheme 2

图10 方案3 Von Mises应力云图Fig.10 Von Mises stress contour plot of scheme 3

图11 方案4 Von Mises应力云图Fig.11 Von Mises stress contour plot of scheme 4

3.3 优化方案验证

通过局部结构优化设计结果可知，优化后结构强度满足设计要求的同时，材料的设计重量也得到大幅降低，因优化设计改善了H型钢截面属性，使得应力分布更加均匀，材料利用率得到提高，重量减轻约12.5%，优化效果明显。另外，将防喷器悬吊梁局部设计最优解对防喷器悬挂结构整体校核，如表 5所示，其中最大 UC值为 0.56，最大变形为 1.39mm，满足规范要求，验证了优化方案的可行性。

表5 优化方案整体计算结果Tab.5 Overall calculation results of optimization scheme

4 结 论

以渤海油田某平台模块钻机防喷器悬吊梁结构为例，基于 API、AISC等相关规范，对海洋钻井防喷器悬吊梁结构进行结构设计及截面优化，优化后结构重量降低 12.5%，优化效果明显，提高了材料利用率，满足工程设计需求，经济性效益显著。设计方法可用于海洋工程其他局部关键结构的优化设计，具有一定的参考意义。