钻井设备模块抗风暴锁紧装置设计要点

祖 巍

(中海石油(中国)有限公司天津分公司 天津300452)

0 引 言

在我国南海海域蕴藏着极为丰富的油气资源，但南海海域气候条件相对恶劣、台风频发，会对模块钻机产生一定的不利影响。基座是连接钻井设备模块(DES)和组块滑轨的主要构件，在基座上增加风暴锁紧装置对于控制钻机设备模块在极端风暴环境下的意外滑动，避免钻机模块DES在极端风暴、人员避台时发生安全事故有着重要作用。

本文以南海某油田钻井设备模块为例，介绍其基座风暴锁紧装置的设计方法，并提出一些建议。

1 项目概述

南海某油田位于中国南海东部海域，水深约为106m，设计风速为 66m/s(百年重现期 3s阵风风速)。该油田新建钻采平台 1座，该平台上设置 1台HXJ70/4500模块钻机。该模块钻机由钻井设备模块(DES)、钻井支持模块(DSM)和散料储存撬(PTANK)组成，设计寿命为15年[1]。

2 风暴锁紧装置设计

2.1 设计目的

由于南海气候条件较为恶劣，故发生极端风暴的概率较大，而该项目设计风速达 66m/s，仅靠基座板与组块滑轨之间的静摩擦力不足以抵抗此风力，存在DES意外滑动造成安全隐患的可能。设计过程中主要通过对比风力和静摩擦力的关系，以验证锁紧装置的必要性。通过建立结构和锁紧螺栓的ANSYS模型计算缩紧装置的紧固效果，通过分析支点反力得出上拔力条件下的锁紧能力，以多方面证明该锁紧装置的合理性和安全性。

2.2 锁紧装置受力分析

2.2.1 风力

该项目 DES设计风向共有 8个，分别为 0°、45°、90°、135°、180°、225°、270°和 315°，设计风速为66m/s。DES风力分析模型见图1。

图1 DES风力分析模型Fig.1 3D model of drilling equipment set wind force analysis

在X和Y方向上的受风面积和在X、Y方向受到的最大风力见表1。

表1 X和Y方向受风面积和在X、Y方向受到的最大风力Tab.1 Maximum wind force and wind area in X & Y directions

API 4F对模块钻机意外滑动的计算分析有以下规定[2]。

①对于钢基础支承的钻井结构，最大许用静摩擦系数应限定为 0.12。该钻机模块项目中，业主认可的静摩擦系数为0.08。

②对于所有稳定性和滑动计算，提供抵抗倾覆或滑动的自重，应该按其预期最小重量的 90%计算。其中最小重量为去掉所有可选择的结构件和设备，液体箱为空。

③海洋独立式钻井结构的最低抵抗意外滑动的安全系数为 1.5，计算是用设计最大许用静摩擦系数下的最低滑动阻力除以因环境荷载施加的总剪切载荷的比率。

该项目 DES预期最小重量为 1043.7t，根据上述标准规定，通过静摩擦力公式计算得到静摩擦力为737.2kN，通过与表1中 X、Y方向最大风力的比较可知，单纯靠 DES结构自身的静摩擦力不足以抵抗风力，故需要增加抗风暴锁紧装置，利用螺栓的预紧力增大静摩擦力，以达到不发生意外滑动的目的。

2.3 风暴锁紧装置设计和有限元分析

该项目 DES共有 4个基座，每个基座的风暴锁紧装置由8套M48、材质为GR8.8的螺栓、间隔板和夹紧板组成，其基本原理是通过螺栓的预紧力使基座夹紧组块上滑轨，增加正压力起到增加静摩擦力的作用。基座风暴锁紧装置构造如图2所示。

图2 基座风暴锁紧装置构造图Fig.2 Structure figure of locking unit on support base

为达到以螺栓预紧力夹紧滑轨的目的，基座板和夹紧板的变形之和需小于中间间隔板与组块滑轨翼缘 5mm 的厚度差。为此，应用 ANSYS对基座板和夹紧板的变形进行了有限元分析，要点如下。

①本文采用软件 ANSYS对锁紧块结构进行了有限元计算分析，由于结构相对于滑轨长度方向完全对称，截取一半结构建立计算模型，有限元模型采用SOLID95实体单元，使用六面体单元进行网格划分，如图3所示。

目前，已有学者使用基于词向量与深度学习的语义相似度计算模型在英文答案选择系统进行了相关研究[14-15]，并取得了不错的效果，但并未将其泛化到语义相似度计算问题中。相对于英文有天然的空格间隔，中文文本语义相似度计算需要设计复杂的中文分词算法，且中英文之间的语义、语法的差距较大，英文的语义相似度计算方法不能直接应用到中文文本中。在目前的文献中，很少有使用词向量与深度学习结合对中文文本进行语义相似度计算的研究。

图3 基座风暴锁紧装置结构ANSYS有限元模型Fig.3 ANSYS model of locking unit structure on support base

②在滑轨腹板底部做固定支架约束，腹板侧面做对称约束，即在螺栓开孔的上下边缘分别施加锁紧载荷，如图4所示。

图4 基座风暴锁紧装置模型的约束和加载Fig.4 Boundary conditions and load of locking unit structure on support base

③通过有限元计算分析，得到夹紧板向上的最大变形为 1.885mm，顶部基座底板向下的最大变形为1.50mm。变形云图如图5所示。

图5 基座风暴锁紧装置变形云图Fig.5 Cloud chart of deformation of locking unit on support base

基座板和夹紧板的有限元分析结果表明基座板和夹紧板变形总和为 3.385mm，小于中间间隔板与组块滑轨翼缘5mm的厚度差，故在对螺栓施加预紧力后，风暴锁紧装置可以有效地起到夹紧的效果，具有锁紧能力。

2.4 锁紧能力校核

风暴锁紧装置选用公称直径为48mm，最小屈服强度σs为640MPa的高强度螺栓(GR 8.8)[3]。该项目DES共有4个基座，每个基座上用8个螺栓，根据式(1)可以计算出对螺栓施加的预紧力：

式中：N为螺栓数量(32个)；t为荷载系数(取0.75)；A为螺纹公称截面积(1424mm2)。

根据式(1)计算出对4个基座螺栓施加的预紧力为21873kN。

因此，在 DES结构自重和螺栓预紧力共同作用下，DES的静摩擦力Fsf可按式(2)计算：

式中：μ为静摩擦系数(0.08)；G 为 DES预期最小重量(10239kN)。

根据式(2)计算出 DES在风暴锁紧装置作用下的静摩擦力为2487kN，根据API 4F中的相关规定，得出 X方向的意外滑动安全系数为 1.82，Y方向的意外滑动安全系数为1.90，均大于规范规定的安全系数 1.5。因此，该风暴锁紧装置可以有效避免 DES在极端风暴工况下的意外滑动。

2.5 上拔工况强度校核

在风力作用下，结构可能产生上拔力，风暴锁紧装置需要在上拔力作用下亦能满足强度要求，故此时需要校核风暴锁紧装置中螺栓的抗拉强度。表2为在8个方向风作用下DES 4个基座的最大Z向支点反力数据。

表2 8个方向风作用下基座Z向支点反力(单位：kN)Tab.2 Z-direction reaction force for support base under action of wind in 8 directions(unit: kN)

由以上数据可知，在 180°和 225°风向时，基座 4出现上拔力；在270°和315°风向时，基座3出现上拔力。其中最大上拔力为 476.992kN。根据式(3)可以计算出单个基座上的风暴锁紧装置的抗拉强度：

式中：N为螺栓数量(8个)；t为荷载系数(因计算螺栓预紧力中荷载系数取为0.75，故在计算该抗拉强度时荷载系数取 1-0.75＝0.25)；A为螺纹公称截面积(1424mm2)。

根据式(3)计算出单个基座上的风暴锁紧装置的抗拉强度为 1823kN，大于最大上拔力 476.992kN，因此表明，该风暴锁紧装置可以满足上拔工况强度需求。

3 结 论

通过以上结构设计流程可知在强风力工况下，该锁紧装置基本满足安全要求，具有一定的锁紧作用，即使是在上拔力的作用下，依然可以满足结构强度要求。事实上，南海某项目模块钻机在作业周期内通过了南海恶劣工况的考验，在大风条件下锁紧状况保持良好。

意外滑动是钻机模块正常使用中较为危险的一种安全隐患，API规范中对此也有明确的规定。通过在基座上增加风暴锁紧装置，有效地控制了极端风暴工况下DES在滑轨上的意外滑动和可能产生的上拔力，希望为后续设计提供一些借鉴和参考。