石油井架

2024-09-18

石油井架（精选7篇）

石油井架篇1

0 引言

石油钻机作业场所大多处于平原、戈壁、沙漠等旷野地带, 且钻机井架 (连同钻台、天车) 高度都超过30 m, 矗立在野外, 相对孤立, 在雷雨天很容易遭受雷击。钻井作业时大部分工作人员都处于钻台、固控系统上, 雷击对作业人员的人身安全风险很高;还有井架等钢结构件通常与钻机所有的电气设备外壳作等电位联接, 如果井架防雷做得不好, 雷击电磁脉冲和雷电波有可能会对钻机的供配电、仪表及通讯等系统造成危害, 这会严重影响钻井正常的作业。因此, 为钻机井架设计一套安全可靠的防雷系统势在必行。

1 概述

石油钻机井架防雷系统是整个钻机防雷的重要部分, 主要是防止击雷, 系统由接闪器 (独立的避雷针) 、接地引下线和接地极三部分串联组成。接闪器安装在井架顶部的天车上, 通过接地引下线将接闪器与接地极联接起来。接闪器的顶尖必须高于天车最高点一定的高度, 这样才能吸引雷电, 使雷云向接闪器放电, 这时强大的雷电流会通过接地引下线和接地极流散到大地, 使被保护的钻机相关设备免遭雷击。

2 系统设计

2.1 防雷要求分类

钻井作业时, 钻机井架、底座附近个别区域存在一定的危险气体, 但周围敞开, 通风良好, 危险气体混合物容易扩散, 发生雷击时, 一旦点燃, 爆压很低, 不易造成大的危害。因此, 参考《石油化工装置防雷设计规范》 (GB50650-2011) 和《建筑物防雷设计规范》 (GB50057-2010) , 本文将钻机井架认定为第二类防雷建筑物。

2.2 避雷针选型

避雷针的防雷原理为:在雷雨天气, 被保护物上空出现带电云层时, 避雷针和被保护物顶部都被感应上大量电荷, 静电感应时, 避雷针尖端就聚集了大部分电荷;当云层上电荷较多时, 避雷针与云层之间的空气很容易被击穿, 成为导体, 这样就使带电云层与避雷针形成通路, 而避雷针通过引下线接入地下, 就可以把云层上的电荷导入大地, 使其不对被保护物构成危险, 保证了保护对象的安全。

传统的避雷针有以下缺陷:1) 保护范围不确定, 有绕击发生;2) 有反击发生;3) 产生较高的接触电压及跨步电压;4) 在引雷过程中会形成较高的感应过电压, 因此对钻机的通讯装置、控制系统、仪表等弱电设备危害较大。

本设计选用具有提前放电功能的避雷针作为接闪器, 由接闪针、触发器、绝缘连接管等部分组成。提前放电避雷针在传统避雷针的基础上增加了一个主动触发系统, 这个触发系统能建立起重复的高压脉冲信号, 在放电过程中适时产生一个连续的放电路径与雷云的下行先导会合, 把雷电流引入大地。提前放电避雷针通过一个脉冲变压器和振荡器的结合实现了以严格控制的频率和幅度发射高压信号的技术;它的能量来自静电场与电磁场并转化成高压信号送到针尖, 产生大量的电离子, 这种功能使提前放电避雷针发出的一行先导提前行至远离避雷针数十米甚至上百米处与来自雷云的下行先导接闪, 从而扩大了避雷针的保护范围。一次引发也可能是不成功的, 多次引发总是可以成功的。在一个不成功的向上先导发展停止以后, 储能装置立即恢复到接收能量的状态, 放电留下的残余电荷在停歇的瞬间迅速消失, 在外界电场没有减弱的情况下, 下一次动作又继续。整个过程极短, 而且在电场愈高时, 动作频率愈高, 保证了引发的可靠性。所选避雷针具体参数为:接闪针材料为不锈钢, 尺寸为Φ14×270 mm;通流量为300 k A (10/350μs) ;提前接闪时间△TB=45μs;幅值衰减率幅值不小于82%;陡度衰减倍率不小于35;限流阻抗值不大于2Ω;抗风等级为12级。

2.3 避雷针保护范围计算

“滚球法”是国际电工委员会 (IEC) 推荐的计算避雷针保护范围的方法之一, 《建筑物防雷设计规范》 (GB50057-2010) 也把“滚球法”强制作为计算避雷针保护范围的方法。“滚球法”是以hr为半径的一个球体沿需要防止雷击的部位滚动, 当球体只触及接闪器 (包括被用作接闪器的金属物) 或只触及接闪器及地面 (包括与大地接触并能承受雷击的金属物) , 而不触及需要保护的部位时, 则该部分就得到了接闪器的保护。当采用避雷针作为接闪器时, 应按表1规定的不同建筑防雷级别的滚球半径计算避雷针的保护范围。

按照滚球法, 单支避雷针 (接闪器) 的保护范围应该按照以下方法确定:

1) 当避雷针的高度h小于或等于滚球半径hr时, 避雷针在被保护物高度hx平面上的保护半径rx由式 (1) 确定, 在地面的保护半径r0由式 (2) 确定:

2) 当避雷针的高度h大于滚球半径hr时, 避雷针在被保护物高度hx平面上的保护半径rx由式 (3) 确定, 在地面的保护半径r0由式 (4) 确定:

以5000 m钻机为例计算避雷针的保护范围。钻台高度为9 m, 井架 (连同天车) 高度为49.5 m, 总高度为58.5 m, 即hx=58.5 m;假设避雷针尖高出天车2 m, 那么避雷针的高度h=60.5 m。由于井架避雷系统按第二类防雷建筑考虑, 所以hr=45 m[2]。显然h>hr, 适合用式 (3) 、式 (4) 分别确定rx和r0, 于是由式 (3) 可得由式 (4) 可得r0=45 m。

由钻机结构可知, 井架及底座所有部分没有超出保护半径的范围, 也就是说在避雷针的保护范围内, 所以是安全的。

根据上述公式以及假设条件, 计算了不同规格钻机的rx和r0, 如表2所示。

从表2可以看出, 3000和4000两个型号钻机, 井架总高度接近滚球半径45 m, 故rx较小, 保护范围不能完全覆盖天车。要想扩大保护范围, 需要采用双支避雷针或在天车上增加避雷带。

2.4 接地引下线设计

井架防雷系统不能直接用钢结构的井架体作为引下线, 因为钻井作业时作业人员有可能触碰井架, 一旦发生雷击, 对人可造成电位反击, 所以必须设计专门的引下线。根据《建筑物防雷设计规范》 (GB50057-2010) , 引下线可以采用准15 mm的热浸镀锌圆钢, 左右井架每段各设置一条引下线[1]。为了方便拆装, 井架各段之间的引下线间通过1×50 mm2的铜电缆连接 (如图2所示) ;为了使引下线与井架彻底绝缘, 井架上安装绝缘卡箍 (带特制的防雷绝缘子) 用于固定引下线 (放大图如图3所示) 。在最上端, 引下线通过1×50 mm2的铜电缆与避雷针管连接;在钻机底座附近距地面0.3~1.8 m处设断接卡[2], 通过1×50 mm2的铜电缆与接地极连接。

2.5 接地极设计

接地极的作用是承载避雷针系统引导的雷电流并尽快通过低阻抗通道进入大地, 减少因雷电流流过地面使得地电位升高, 产生跨步电压或地电位反击。钻机接地体的设计要考虑钻井作业流动性大和工期短, 野外山区埋设困难, 土壤电阻率高等因素, 能方便安装和循环使用。具体的做法是, 在钻机底座两侧地面, 分别设菱形接地网作为接地极。菱形接地网如图4所示, 采用4根准14 mm×2500 mm热镀锌圆钢垂直埋设, 间距5 m[2], 之间用1×50 mm2的铜电缆互相连接, 埋入地下的深度不得小于0.5 m[2], 降阻剂使用饱和浓度的盐水, 确保接地电阻在10Ω之内。接地极通过1×50 mm2的铜电缆最终与钻机井场公共接地网连接, 以减少作业区域内的跨步电压, 防止地电位反击。

3 井架防雷系统的安装

3.1 防雷系统在井架及天车上安装示意图 (如图1)

3.2 接地极安装布置示意图 (如图4)

4 系统特点

1) 用提前放电功能的避雷针作为接闪器, 保护范围更大, 防雷效果更可靠。

2) 使用双引下线, 引流效果明显;并且能做到与井架金属构件的完全绝缘, 能有效避免雷电流可能对人造成的电位反击, 安全系数高。

3) 整套装置经济实用, 安装、拆卸简单。目前已经在上百套钻机井架上进行了安装, 现场反映效果良好。

5 井架避雷系统安装注意事项

1) 提前在天车上预留避雷针安装接口, 避雷针应垂直安装牢固, 垂直度允许偏差为3/1000;在一些风大的区域, 避雷针管要配备安全绳, 与天车本体可靠联接, 能预防意外坠落。

2) 避雷针顶尖高出天车最高点2 m为宜[1], 能确保避雷针有最大的保护角。

3) 在接地极附近, 10 m的范围内, 由于跨步电压甚高, 雷电天气人员接近时有触电的危险, 所以接地极的埋设位置必须选择在没有人员活动的区域。接地极埋设得尽量深些, 地面裸露的部分要套上绝缘橡胶管。

6 结语

石油钻机作为大型设备, 集各种强弱电、机械设备于一体, 对雷电的防护是个系统工程, 井架防雷只是其中一个重要方面, 除了安装必要的防雷装置外, 还需要加强对钻机井场作业人员雷电防护知识培训, 定期对防雷装置进行检测、维护, 才能使防雷装置发挥很好的作用, 确保人员和设备安全。

摘要：介绍了石油钻机井架避雷针防雷原理, 根据相关标准对常见的钻机井架避雷系统进行了设计, 利用滚球法对避雷针的保护范围进行了详细计算, 给出了钻机井架避雷系统安装的结构示意图, 并指出了相关注意事项。

关键词：井架,避雷针,引下线,接地极

石油井架篇2

钻机是石油与天然气钻井作业的重要设备,在使用过程中存在着极大风险,一旦发生事故会造成非常严重的后果[1]。由于油气钻井井场多在山区、沿江、沿海地区,属雷暴多发地区,且钻机井架高度达40-70m、电气自动化程度高等特点,极易遭受直击雷、雷电感应危害,从而引起仪表损坏、钻机卡钻、控制设备误动作等现象,严重威胁企业的安全生产及工作人员的生命安全。为了分析雷击井架产生的电磁辐射危害,基于工程模型[2,3,4,5]中的传输线类MTLL[6]雷电回击模型,采用时域有限差分法(FDTD)对雷击井架产生的雷电电磁脉冲(LEMP)的分布规律进行研究。

1 雷击钻井井架雷电通道模型

雷击钻机井架电磁辐射的计算,首先建立雷电通道模型,采用了工程模型中的传输线类MTLL模型进行理论计算研究。钻机井架可以简化为图1,钻机井架作为雷电流放电通道的一部分,会引起雷电流的反射,雷电流在井架顶部和井架底部都会存在反射,反射系数与井架顶部以上部分、井架、大地的特征阻抗有关。设井架顶部以上部分雷电通道特征阻抗为Zch,井架特征阻抗为Zob,大地特征阻抗为Zgr。则井架顶部的反射系数为:undefined (1)

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引入井架顶部和井架底部的特征阻抗后,可采用如下式计算得到雷电通道的电流分布,当0≤z′≤h,即沿井架的雷电流分布为:

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当z′≥h,即沿井架顶部以上的雷电通道电流分布为:

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式中,h为井架高度;I(z′,t)为t时刻,通道内z′位置上的电流值,z′的起始位置为井架顶部,即井架顶部z′= 0;Isc(h,,t)为雷击短路电流,即当雷电击中可忽略高度的理想接地体时的电流;c为光速;v为沿雷电通道的雷电流传播速度,当在井架顶部以上范围,设v=c/3,在井架高度范围内,设v=c;n为在井架顶部和井架底部反射波多次反射的次数。

2 雷击钻井井架电磁辐射计算方法

本文在计算中采用时域有限差分法(FDTD)[7,8]对地闪回击通道附近LEMP的分布规律进行研究。雷电放电通道采用MTLL回击模型进行模拟,假设雷电放电通道垂直于地面,则雷电放电通道周围的场具有对称性,场分量的大小与方位角无关,因此可看成一个二维问题在柱坐标下求解。雷电放电通道附近LEMP的网格划分如图2所示。

二维柱坐标系下的差分方程如下[9]:

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考虑到所计算问题的轴对称性,为减少计算量,可以只计算包含回击通道在内的半个剖面内的场,为此需要对轴线上的Ez作特殊处理。根据安培环路定理,在雷电放电通道高度范围外,不存在雷电流,采用如下差分格式:

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在雷电放电通道高度范围内,有雷电流存在,采用如下差分格式:

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式中,I(0,j)为距地面高度为jΔz处的电流元,可选择某种回击模型和通道基电流进行计算;ε和σ分别表示自由空间或大地的介电常数和电导率,地面分界面处的电导率和电容率参数设置为大地与空气的平均值。

边界的截断采用改进的Mur一阶吸收边界条件[10]:

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式中,Jmax和Jmin分别为计算域上边界和下边界处纵坐标值;Imax为右边界处横坐标值。

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Δr,Δz分别为沿r方向和z方向的空间步长,c为真空中的光速。

程序设计流程如图3所示,整个计算过程通过迭代计算得到域内的电场和磁场,雷电通道的引入通过式(9)垂直电场的计算引入,式(9)中电流I通过式(3)、(4)及MTLL雷电通道模型计算得到。

3 雷击钻井井架电磁辐射仿真结果

计算中采用的雷电通道基电流采用双指数模型,表达式为:

Isc=1.1×I0×(e-9.2×103t-e-0.8×107t) (13)

其中,I0 为强雷电情况的雷电流峰值,取100 kA。通道基电流波形如图4所示。图5给出了55m高度井架顶部的雷电流波形,可以看到雷电流出现了明显的反射。

计算中井架高度为55m,根据现场考察钻井井架的环境,取大地电导率为0.02s/m,大地相对电容率εr设为10,雷电通道高度设为1000m。

图6雷击井架在不同高度、不同距离处的水平电场分布情况。可以看出,水平电场在贴近地面时,地面上下的波形差别不大,幅度也比较接近,随着高度和深度的增大,波形差别逐渐变大。地面以上的水平电场受地面反射的影响波形变化很大,地面以下的水平电场在波形上变换不大,主要变化为大地对水平场的衰减引起的值大小变化。

图7为雷击井架在不同高度、不同距离处的垂直电场分布情况。从图中可以看出,垂直电场地面上下的差别很大,地面以上距通道10 m处的垂直电场峰值达到在200kV/m以上,而相同距离处地下的场仅有几千伏每米。从波形看,地面上下差别也很大,地面以上的波形随高度的增大差别不大,地下的波形随深度的增大变化较大,主要表现在第一个峰值随深度的增大而减小,由于反射的影响,第二个峰值随深度的增大反而有所增大。

图8 雷击井架在不同高度、不同距离处的水平磁场的分布情况。可以看出,水平磁场的变化比较规则,在地面以上,水平磁场随高度的增大几乎没有变化,仅随到通道距离的增大而减小,地下的水平磁场随深度的增大,幅度有所衰减,波形趋向平滑,说明对高频成分的衰减作用相对明显。

4 建议

通过以上计算结果可知,在100kA强雷电情况下,距离雷电通道10 m处,地上10m的水平电场峰值达到了150 kV/m以上,垂直电场峰值达到了200kV/m以上,水平磁场峰值达到了2000A/m以上。如果钻井井场的防雷工程不完善,如此强大的雷电电磁脉冲很容易对钻机的动力、井控、仪表等系统造成破坏,严重威胁着企业安全生产和人员生命安全。为了确保钻机的安全运行,针对钻机的实际运行情况,提出了以下防雷措施:

(1)完善防雷接地装置,确保井架、机房、设备接地良好,各个系统的接地宜采用共用接地系统。

(2)钻井井场屏蔽线缆的屏蔽层两端应做可靠接地、等电位连接;其余线缆应穿金属管或金属线槽敷设,并将金属管或跨接后线槽的两端做可靠接地。

(3)钻井平台、动力系统等设备金属外壳都应以最短的路径做等电位连接,有可能的情况下都做额外的多重互连。

(4)低压供电系统中应安装多级浪涌保护器,将残压控制在最低水平。信息系统信号部分应在信号线两端的接口处安装相应的信号浪涌保护器,以确保信号系统安全。

参考文献

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[9]葛德彪,闫玉波.电磁波时域有限差分方法[M].西安:西安电子科技大学出版社,2002

石油井架无线应变测试系统的设计篇3

鉴于有线应变测试系统在石油井架结构安全检测中存在的问题，本文提出了一种基于无线网络的石油井架应变测试系统。与现有测试系统相比，这种无线测试系统不需要测量导线，免除了繁重的电缆运输与连接工作，这不仅缩短了测试周期，降低了开发成本，节省了大量的人力物力，还提高了系统的测试精度和可靠性，增强了系统的适应性和灵活性，使系统的安装、使用更加方便快捷。

1 无线应变测试系统总体设计

无线应变测试系统主要由无线应变采集节点、数据接收中心和计算机组成，它是一个以数据接收中心和无线应变采集节点所构成的点对多点的无线测试网络。其整体组成结构见图1。

本系统中，数据接收中心控制井架测点上的无线应变采集节点。节点将采集到的井架应变数据，通过无线网络传送到数据接收中心，再经数据接收中心送入计算机进行显示和分析处理。

2 无线应变测试系统关键模块的设计

2.1 无线应变采集节点的设计

无线应变采集节点以CC1110无线单片机为核心，使用微型电子器件集成，实现对井架应变信号的采集和采集数据的无线传输，主要由应变电桥、放大电路、滤波电路、无线单片机和锂电池组成。其组成框图如图2所示。

无线应变采集节点通过应变电桥将井架应变转换成微小的电压信号，电压信号经过放大滤波后，由CC1110无线单片机内部集成的A/D转换器和微处理器进行采集和处理，然后通过CC1110的射频收发器把处理的信号以无线的方式可靠地传输出去。

本节点采用6mm×6 mm QLP封装的CC1110无线单片机[2]，工作电压和工作电流低，适宜电池供电，可以满足井场复杂工况下无线测试系统对采集节点小型化和低功耗的要求[3]。

2.2 数据接收中心的设计

数据接收中心主要实现网络控制、数据传输和与计算机通信的功能。数据接收工作原理如图3所示，数据接收中心充当主机的翻译器，当主机发出指令时，指令通过串口进入数据中心，经调制解调后由射频收发器发出，起到网络控制的作用;当采集节点将应变数据通过无线的方式传输给数据接收中心时，数据经射频收发器接收、解调后，按预定程序由串口送入主机，实现数据接收的功能。

基于系统兼容性及完备性，将选用无线单片机CC1110作为数据接收中心的核心器件，连接必要的外围元器件和程序编程，通过串口数据线与计算机相连，即可完成上述工作。

2.3 数据通信协议的设计

基于无线单片机CC1110的自组织网络能力，可以利用SimpliciTI网络协议搭建传感器测试网络，SimpliciTI网络协议是专为小型低功耗无线网络而提出的协议，它源代码公开，且可根据自行的需要修改协议，同时容纳跳频、加密等技术，可以很方便进行无线通信参数的管理[4]，采用SimpliciTI网络协议降低了测试系统的开发成本,满足低功耗系统的要求。SimpliciTI网络协议有2种基本网络拓扑结构，星状和串状结构，根据测试系统的设计需要，本文采用星状结构，结构如图1。

1）网络协议工作原理

SimpliciTI网络协议有三层，应用层、网络层和硬件逻辑层[5]，SimpliciTI网络协议的最底层硬件逻辑层由射频层和BSP(应用板支持层程序包)组成，射频层直接承担数据收发的任务，所以没有了传统上的物理层和数据链路层;应用层包括网络应用层和用户程序应用层，网络应用层提供网络管理，提供接口连接与应答信息，用户程序应用层控制信息的双向交换;网络层主要管理射频发送与接收，选择其中的频段、调制方式、数据传输速率、网络ID等信息传输要素。

2）数据传输流程

井架应变信号由节点采集，在节点内完成对应变数据的整理打包，以数据帧的形式送射频层发送，由发送程序规定射频层的频段、调制方式、数据传输速率、网络ID等信息传输要素，设置发射功率10dBm，频段433MHz，采用GFSK调制方式。网络层数据帧的有效载荷是0～52字节，其中根据应变数据A/D转换的特点，设置每次传输数据为32个字节。数据接收中心接收数据帧后，完成对数据的解包，将应变数据送往计算机，数据接收中心与计算机采用异步串口通信。网络层数据帧格式如表1，串口通信数据帧格式如表2。数据帧中的地址、端口、设备信息等传输要素都已在通信前设定。SimpliciTI网络对传输帧中数据长度、目的地址、源地址、端口、设备信息、交换记录、传输数据进行CRC校验,有效的提高了数据传输的准确性。

数据接收中心控制采集节点的收发,空闲时节点处于休眠状态,当需要测试时,计算机发送中断信号给数据接收中心,由数据接收中心启动网络的运转,逐一检测网络节点,并发送采集指令,当节点收到指令后,即按照上述流程完成数据传输。

3)数据通信关键技术

网络通信采取跳频通信(FHSS)技术，井场情况复杂、设备杂乱，工业频段可能部分占用，跳频通信是抗干扰最强的通信方式，它遇见相同频率的载波存在则更改频道，很适合井场使用。数据接收中心每间隔10秒，循环接收节点数据，对应设备信息保存，如果发生天线损坏或设备断电等通信中断，则在返回信息中显示0，而不影响测试的继续进行，降低了维护成本，不会因为单点影响整个网络。

2.4 井架应变信号的数据融合处理

在井架应变测试中，受井场复杂工况影响，测试数据有可能超过误差允许范围，降低了测量精度，因此有必要对井架应变数据进行数据融合处理，来提高测试系统的测量准确性。在对数据进行融合处理前根据Pauta准则对测量数据进行一致性检验，测量数据具有正态分布特性，对处于正态分布中出现概率小于0.003的突变数据直接舍弃，降低了测量数据的不确定性[6]。完成一致性检验后，就可对数据进行融合处理。本文采用加权融合处理，其核心是将检验后的数据分组，再根据每组的方差对分组后的算术平均值进行加权处理[7]。具体方法如下，对30个测量数据检验后分成2组，第一组数据：S11,S12,…，S1m,m≤15;第二组数据：S21,S22,…，S2n,n≤30-m,两种数据的算术平均值分别为：

相对应的标准差为:

应变数据融合值：

将式(1)、(2)、(3)、(4)代入式(5)得到加权处理后的应变数据融合值S。通过数据融合处理，有效的提高了测试数据的精度,使应变融合值更接近现场测量的真实值。

3 测试试验分析

井架应变测试试验是在前开式井架模型上进行的，在井架模型上设置了8个应变测试点，如图4所示，测试中以500N为单位，对井架模型规则加载，使用有线传输方式的电阻应变仪和无线传输方式的井架无线应变测试系统分别对井架模型的应变进行测量，通过对多组测试数据的对比分析，验证该无线测试系统在井架应变测试中的可靠性。

经过反复加、卸载试验，得到井架模型的多组应变数据，将井架无线应变测试系统的测试结果与电阻应变仪测量的数据相比较，以5000N载荷下两者的测试结果为例，如表3所示，试验结果表明井架无线应变测试系统测量的应变数值与电阻应变仪的测量值相吻合,能够满足工程测试要求。

4 结束语

本文针对目前井架结构应变检测在现场存在的问题，设计了基于无线网络的井架应变无线测试系统，并对该测试系统进行了试验研究，试验结果表明该系统具有以下优点：

1)开发成本低，与传统的井架应变测试手段相比，节省了布线，降低了安装和调试成本。

2)测试数据采用数据融合处理，提高了测试的精度，保证了数据准确性。

3)测试便捷，不影响钻井生产，可以实现钻进与测试同步作业。

总之，石油井架无线应变测试系统很好的解决了井架结构现场测试中布线繁琐、调试维护困难，不能实现钻进与测试同步作业等问题，具有一定的工程应用价值。

参考文献

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[6]郭茂林.实验力学[M].哈尔滨:哈尔滨工业大学出版社,2000:36-41.

石油井架篇4

目前国内通常是按照石油行业标准,用电测法定期对井架承载能力进行检测［1］。通过对井架施加较大载荷,测量其在一定载荷下的应力、位移等特性,来推算其安全承载能力,检测周期为3年左右［2］。该方法主要存在两方面不足: 一是在现场检测过程中,受现场条件所限,有许多受力较大的部位不能一一布点测试; 二是测试周期长,期间井架因为安装不当、受伤,导致井架承载能力发生改变,钻机使用单位无法及时得知。

因此开发一套在线井架受力监测系统,可以按照用户需求和井架结构在受力较大的位置布点,在各种工况下,提供井架实时受力数据,在井架超载时及时报警,以防止重大安全事故发生,对深井探井作业具有重大的意义。

1监测系统设计方案

如图1所示,监测系统设计方案由应力传感器、无线数据发射模块、无线数据接收网关、现场监控计算机、监测控制软件、信号分析软件组成。现场通过基于2. 4G无线网络802. 15. 4无线协议的各无线传感器节点对井架立柱受力产生的变形进行测量,通过无线网关汇集到现场监控计算机上进行统计、显示、存储及分析,并可在井架变形过大的时候及时报警。

2监测应变传感器的稳定性试验

对长期应用的传感器及应变片进行稳定性测试,以测定其在一定环境温度范围内的稳定可靠性,以得到其自身的零点漂移、温度补偿能力、输出稳定能力等特性。

2. 1试验方法

1) 将位移传感器( 以下称为S) 、钢结构传感器( 以下称为G) 、应变片与石英玻璃板粘接在一起,S与G使用AB胶粘接,应变片使用502胶粘接;

2) 应变片采用二线制1 /4桥测量形式, 与SG404连接; S与G采用全桥,与SG404连接。 SG404、TC402与PWR101连接,以确保长期工作;

3) 石英玻璃块与无线传感器置于高低温箱内,并将一组( 2个S,2个G) 悬空传感器一同放入高低温箱内;

4) 高低温箱处于两个状态: 30 ℃ 及室温( 18 ℃) ,全程使用TC402 ( 接PT100) 进行温度监控;

5) 每个温度状态保持不小于8小时,以确保温度平衡,进行不少于2组( 1次30 ℃,1次室温为1组) 温度循环。

2. 2数据分析

1) 数据说明

图1为固定在石英玻璃板上的钢结构传感器( G) ;

图2为固定在石英玻璃板上的位移传感器( S) ;

图3为悬置在高低温箱内的钢结构传感器( G) ;

图4为悬置在高低温箱内的位移传感器( S) 。

2) 数据图示( 横坐标单位为分钟,纵坐标单位为微应变和摄氏度,黑色曲线为传感器输出( 微应变) ,红色曲线为温度输出通道( 摄氏度) )

3) 固定在石英板上的传感器分析

a. 从固定的两组传感器上看,钢结构传感器对温度曲线表现出比较好的重合性,且温度输出的变化值较小,固定在石英板上的温度稳定性比较好,在温度稳定状态下输出平衡速度比较快。 B曲线有一定向上漂移趋势。A曲线变化40个微应变,B曲线变化90个微应变;

b. 两个位移传感器的曲线比较一致,与钢结构相比热输出比较大,稳定过程较长,且在室温状态下稳定趋势陡峭,且一直未达到平衡,在最后一次室温状态下时,曲线一直在缓慢向下变化。两条曲线变化在175微应变左右。

4) 悬挂的传感器分析

a. 钢结构传感器表现出很小的温度输出特性,且重复性好,变化在5个微应变左右,且与温度的契合性好;

b. 位移传感器1号与2号的温度感应性一致, 但是二号的表现曲线变化激烈却输出小,为70个微应变,且出现室温状态下的单向温度漂移,1号的图形规整,且温度感应快,输出275个微应变, 变化较大,但温度稳定时其状态也很稳定。

5) 总结

钢结构传感器的温度稳定性较好,且随温度的变化小,4个样本的一致性较好,出现一个样本有温度漂移; 应变片传感器从3个样本的反应上看,其随温度的变化较大,且在稳定状态下的稳定时间长,在室温状态下出现漂移,仅有一个表现出较好的曲线。钢结构传感器温度补偿电路整体表现优于应变片传感器。

3数据采集模块的稳定性试验

3. 1线性度测定

在稳定的温度条件下,温度稳定30分钟,进行5分钟零位采集,之后将标准应变输出8 000微应变,对应无线应变仪每通道变化12 813微应变左右( 参考等臂全桥桥路系数0. 624 36) ,连续采集1小时后将标准应变仪置零,改变温度后重复以上操作,直至完成全部温度循环。

由表1可见: 在传感器输出0的情况下,无线应变节点的零位基本是无变化的,线形度偏移在 ± 0. 125% ( 高温变小,低温变大) ,从变化程度上看,属于读数偏差,随温度变化无明显零位变化。

3. 2长期连续采集试验

采用不间断采集的方式,考验节点的零位保持,在连续工作状态下以及温度变化条件下,零位不漂移,则可证明节点在长期工作条件下,并未因为无线应变节点自身引入过多的数字变化,所采集到的信号均为前端传感器的实际输出信号。

由此可见,当外接标准源处于稳定状态时, 无线应变节点基本无输出漂移,除线性度变化外,实际标准零位未发生超过2微应变的偏移, 且和温度具有相关性,会在相同温度点回归,保持原有零位。

4软件控制系统

监测控制软件系统由主接口子系统、数据源子系统、数据记录子系统、数据显示子系统组成。主接口子系统是Bee Data软件单机版的核心, 它包括管理、控制、查看、设置、记录和显示6功能模块。管理功能模块实现了对整个测量工程的管理功能; 控制功能模块实现了对测量节点的启动、停止,以及休眠、唤醒等功能; 查看功能模块实现了对电池电量、通道设置、采样特性、网络特性等的预览功能; 设置功能模块实现了对通讯端口、采样控制、采样信道、记录格式、网络参数、信道校正、用户密码等的设置功能; 记录功能模块完成对记录时间的设置及记录文件存储路径的选择,并把消息传递给数据记录模块; 显示功能模块完成了显示信道及显示窗体的选择,并把消息传递给数据显示模块。数据源子系统负责数据的收发及缓存。主要功能模块包括通讯端口收发。配置文件读写,状态提示,文件记录缓冲和信道记录缓冲等。数据记录子系统负责把数据源子系统中的文件记录缓冲模块内部的数据转化成标准文件。

Bee Data软件安装到计算机上后,通过 “主接口”、“数据源”、“数据记录”和 “数据显示” 4个子系统的协同工作,实现对无线传感器节点的管理和控制,如图2所示。

5现场安装试验

在某钻井公司K型井架进行现场安装,并和传统的应变片测试应力进行加载实验对比,见表3。使用应变片和监测传感器采集井架立柱同一部位的应变,相差最大为4. 6% ,应力值能够满足工程测试需要。

参考文献

[1]王紫阳,杨本灵,胡建启,等.井架和底座承载能力测试及安全性评估方法研究[J].石油矿场机械,2012,41(6):88-90.

石油井架篇5

关键词：Workbench,齿轮齿条钻机,井架,分析

0 引言

齿轮齿条钻机作为近年来发展起来的一种钻机, 是一种很有生命力的钻机。齿条固定在井架上, 齿轮安装在顶驱上, 工作时, 齿轮的驱动作用, 带动顶驱对钻具进行直接起下钻作业。它取消了传统石油钻机的绞车, 简化钻井设备, 并且可实现修井、钻井和强行下管柱作业的快速转化, 特别适合陆地水平井和中浅层海洋水平井钻井。

齿轮齿条结构形式特殊, 动力端也在井架上运动, 既要整个钻机结构紧凑, 方便移运, 钻机井架不能设计得太笨重, 又要满足其强度和刚度的要求, 这就对齿轮齿条钻机井架的设计提出更高的要求。

1 井架计算模型建立

本次设计采用K型井架的形式, 目前K型井架使用居多, 安装、搬运较方便, 可以给工人提供足够的空间, 创造良好的视野, 立柱所获得的承载能力因截面的不同会产生一定的差异, 很大程度上简化了设计工作, 适合小型钻机采用。由于整体结构简单, 本井架按照设计高度的要求, 分为上、下两节, 上节高度为10 m, 下节高度为14 m, 各节采用型材整体焊接而成, 两节之间采用销轴连接固定。整个井架低位安装, 通过液压缸作用, 将井架一次性起升到垂直工作位置, 然后通过销轴与人字架固定, 完成整个起升动作。

要对井架进行有限元力学分析计算, 需确定科学合理的有限元计算模型, 在确定计算模型的时候要满足以下几个方面的要求:首先要确保满足计算精度, 其次要减少不必要的工作量, 即可以对模型进行适当的简化。因此在对井架进行分析之前作出以下几点处理以及假设:1) 井架的本体为刚结构, 井架各个杆件之间采用刚性连接, 做焊接处理;2) 井架采用底部固定的方式, 在井架模型中省略护栏、护梯等一些附属物品。3) 井架的上下节为固定连接, 在设计分析时不考虑发生窜动的情况;4) 不考虑井架安装时存在的工艺误差;5) 顶驱等其它附属件质量视为集中质量分配到相应的节点位置。

对于梁结构的有限元分析, 在ANSYS里一般用梁单元进行, 可是梁单元有它的局限性。它是基于EulerBernoulli经典梁理论, 采用中性层假设, 即把梁模拟成一条直线, 分析得出的结论都是中性层上的数据。没有考虑到梁横截面上及内部各点的应力位移。由于齿轮齿条钻机结构的特殊性, 齿条固定在井架上, 对井架也有一定的加强作用, 在这种情况下, 单用ANSYS的梁单元进行分析不能满足此种情况下的需求, 因此, 采用三维设计软件对齿轮齿条钻机井架进行建模, 然后将模型导入到Workbench软件中进行分析。

使用Solid Works焊件命令, 画好整个井架的三维草图, 再对每个杆件赋予相应的型材, 然后再加上其他一些附件, 即可完成井架上、下节建模, 最后将上下井架装配就形成了完整的井架装配体。采用这种建模方式, 省去了繁杂的装配工作, 井架上、下节一次成形, 便于分析。

用Solid Works软件建立的井架全结构模型如图1所示。

2 前处理

将模型导入Workbench中的Static Structural模块中, 在Engineeringdata栏定义构件材料属性 (所有构件) , 弹性模量均为2×105MPa, 泊松比均为0.3, 密度均为7.85×103kg/m3。在Workbench中, 软件会自行定义接触类型, 由于此井架采用的是型材整体焊接成上下两节, 再将上下两节通过销轴固定成整体, 因此, 定义接触类型时, 将杆件之间以及上、下两节之间都定义为绑定 (Bonded) 接触, 小车与齿条之间定义为绑定 (Bonded) 接触, 小车与轨道定义为不分离 (No separation) 接触。

网格的划分是非常关键的一步, 网格有四面体与六面体2 种, 有限元分析理论单元形状越规范, 则公式矩阵求解越容易;反之, 网格单元形状过于异化就可能导致结果失真甚至求解失败。建立模型时去除尖角圆角正是为了减少模型中不规则的区域, 尽量避免不规则网格单元的产生。在一个模型中如果划分的网格尺寸越小, 相应的单元就越多, 所需求解的方程也会比较多, 这样对计算机的性能要求就会很高[2]。

综合考虑在实际操作中要选择合适的单元类型与网格尺寸, 以使得单元形状规范, 数量适中, 个别网格划分困难的构件单独定义划分规则。取主要杆件划分单元长度为杆长度的1/300为宜[3]。

3 约束及加载

3.1井架约束

对钻机井架进行受力分析计算时, 在建立了科学合理的有限元模型之后, 约束以及加载条件也要合理, 从而控制计算的精度与运行速度。

在对井架进行约束时, 主要从以下几个方面考虑:1) 井架通过销轴与底座连接, 井架可绕销轴转动, 此处约束只允许井架绕销轴转动, 限制其它的平移与转动;2) 井架通过液压缸顶出完成起升作业, 然后通过销轴与人字架固定, 相当于固定约束, 因此, 此二处的约束限制3个方向的平移与转动。

齿轮齿条钻机结构的特殊性, 井架上没有放置立根, 因此, 根据石油钻机井架计算API 4F标准的有关规定, 我们认为齿轮齿条钻机井架在正常钻井作业中共存在着如下几种载荷工况[4]:1) 工况1、工作工况。井架最大钩载+井架恒载 (主体、齿条) +小车自重+工作风载荷, 风速为16.5 m/s, 风向为考虑正面来风和侧面来风。2) 工况2, 预期风暴工况。井架恒载 (主体、齿条) +小车自重+工作风载荷。风速为38.6m/s, 风向为考虑正面来风和侧面来风。3) 工况3, 非预期风暴工况。井架最大钩载+井架恒载 (主体、齿条) +小车自重+工作风载荷。风速为30.7 m/s, 风向为考虑正面来风和侧面来风。

3.2 载荷分析

3.2.1恒定载荷

井架的恒定载荷指长期作用在井架上的不变载荷, 主要包括井架自重及安放在井架上的各种设备与工具的重量, 根据三维模型, 计算出钻机各部分重量:井架自重G=175.2 k N;顶驱自重G1=30 k N;小车自重G2=66.3 k N。

恒载的施加:在Workbench中, 井架自重作为初始载荷直接添加, 小车和顶驱载荷作为一个整体, 根据小车位置的不同, 施加在井架的齿条上的不同部位。

3.2.2 工作载荷

齿轮齿条钻机井架工作时载荷分两种:最大钩载和工作时转矩载荷。

1) 在钻井的过程中, 当小车带动顶驱进行匀速提升时, 井眼中的全部载荷悬挂在顶驱上形成载荷。随着井深的增加, 顶驱悬挂的静载也不断增加, 当钻井至最大井深时, 悬挂在顶驱上的最大钻柱重量, 即最大静载荷。

最大静钩载:根据所设计齿轮齿条钻机名义钻深为1000 m, 钻杆单位重量为30 kg/m, 所以得最大静钩载为300 k N。

最大静钩载的施加:最大静钩载与小车和顶驱作为一个整体力施加在齿条上。

2) 工作转矩。钻进过程中, 由于顶驱直接带动钻柱旋转, 反转矩通过顶驱架传递到井架上, 由钻机参数得齿轮齿条钻机井架工作转矩为15 k N·m 。

工作转矩的施加:将工作转矩等效为大小相等、方向相反的两个力作用在井架导轨上。

3.2.3 自然载荷

根据API 4F规范, 井架的自然载荷包括风载荷、温度载荷和地震载荷, 由于此井架为常温、陆地钻机, 不考虑地震、温度作用的影响, 因此自然载荷只有风载。

由API 4F规范, 根据逐项计算法结构上的总风力应当通过单个构件和附件上作用的风力的向量和来估计, 根据下列公式计算设计风速的风力:

式中:Fm为垂直于单个构件纵轴或者挡风墙表面的风力, lb;Ki为单个构件纵轴与风向倾角系数;VZ为局部风速;Vdes为最大额定设计风速;Cs为形状系数;A为单个构件的投影面积;β为不同高度下的风载系数。

式中:Ft为作用在整个钻井结构每个独立构件和附件的风力矢量之和;Gf为说明空间相干性的阵风效用系数, 其选取基于井架的总投影面积, 它定义为垂直于风向的外围因素突出部分所包含的面积;Ksh为说明构件和附件的球面防护与气流环绕构件和附件末端的变化的减少因子, 对于该井架, 取Ksh=1.0。

根据式 (1) 、 (2) 、 (3) 、井架的结构形式以及API 4F标准, 计算得各种工况下风力矢量之和Ft值如表2所示。

k N

4 各种工况下的分析结果

4.1不考虑风载

齿轮齿条钻机结构特殊, 当传动小车位置不同, 对井架的载荷也不相同, 在此种情况下, 不考虑风载, 仅考虑工作载荷和恒载, 分析传动小车在井架不同位置时, 井架的受力情况。

4.2考虑风载

由于工况1和工况3只是所受风力大小不一样, 因此, 进行有限元分析时只分析工况3的情况, 工况2属于非钻进作业。综上所述, 只考虑传动小车在井架上部时, 计算在工况3时井架的受力和变形情况;只考虑传动小车在井架下部时, 计算在工况2时井架受力和变形情况。

不考虑风载, 小车在不同位置处的分析结果如图2~图4所示, 考虑风载, 不同工况下的分析结果如图5~图8所示。

井架在工况2和工况3时的计算结果, 见表3。

5 结语

通过建立井架三维模型, 对齿轮齿条钻机井架在不同工况以及小车在井架上不同位置时的静力进行了分析, 得到了井架位移及应力的相关数据, 根据分析结果可得以下结论:1) 忽略风载影响, 由于钻柱载荷作用点对于齿轮齿条机构有一定的偏移, 作用在井架上就形成一个力矩, 使得井架向开口方向产生倾斜, 小车越接近井架顶部, 倾斜程度越大。2) 考虑风载时, 分析结果显示, 风载对齿轮齿条钻机井架影响不大, 主要原因是齿轮齿条钻机取消了二层台结构, 井架上不放置立根, 大大减小了迎风面积, 因此, 风载对井架影响较小。3) 各种工况下齿轮齿条钻机井架各杆件应力值分部均匀, 最大载荷出现在型材接触处, 有应力集中现象, 井架设计时应改善应力集中现象。

参考文献

[1]申守庆.多功能齿条齿轮钻机:一种很有生命力的新型钻机[J].石油与装备, 2009 (3) :68-70.

[2]刘子厚, 崔鹤田, 马红月, 等.TSJ2000钻机井架风载的有限元分析[J].制造业信息化, 2014 (7) :196-197.

[3]李英明.ANSYS梁单元与实体单元分析比较[J].中国科技信息, 2015 (2) :146-147.

石油井架篇6

关键词：石油钻机井架,机器人,运动学,仿真

0 引言

石油钻机井架是一种大型复杂塔桅式钢结构焊接件,具有整体尺寸大,母材壁厚较薄,焊缝数量多,同一焊接接头上有不同方向、不同位置的焊缝,焊接难度大等特点,目前一般采用手工焊接操作,工作强度大,生产效率低,焊接质量稳定性不高。因此,研究设计结构简单、控制方便、成本低的石油钻机井架专用焊接机器人对石油井架进行焊接,可以改善焊接条件,保证焊接质量,提高焊接效率,减少生产成本[1,2,3,4]。本文对研究设计的石油钻机井架焊接机器人的运动学进行分析,推导了运动学方程,并进行了计算机仿真。

1 机器人运动学方程

所设计的焊接机器人由基座和机械手两部分构成,共有5个自由度,其中前3个关节为移动关节、第4、5关节为转动关节。3个移动关节实现机器人的位置,两个转动关节实现机器人的姿态。机器人通过步进电机驱动丝杆副转动来带动机器人各关节同时作受控运动,使机器人终端按预期的轨迹和速度运动。

根据D-H坐标变换方法[5,6,7],可得各连杆变换矩阵如下:

则,机器人的运动学方程为:

2 运动学仿真

为弥补ADAMS实体建模功能较弱的缺陷,本文先在Pro/ENGINEER中建立实体模型,再通过转换接口导入ADAMS。由于ADAMS在进行运动学、动力学求算时,只考虑零件的质心和质量,而对零件的外部形状不予考虑,在模型中精确地描述出复杂的零件外形,没有多大的实际意义,因此,在建模之前,对实际的机器人模型进行简化。这样,不仅可以节省大量的建模时间,也可以保证ADAMS的仿真及分析过程能够顺利进行。运动学模型结构简单,移动副、转动副等关节都使用ADAMS提供的理想约束模型,可以分析直角坐标机器人理想机构的运动学规律。

在模型建立完之后,利用ADAMS/Solver模块,自动形成机械系统模型的动力学方程,提供静力学、运动学和动力学的解算结果。

根据焊接的过程,利用ADAMS软件的内部函数step构造各个关节的速度插补曲线,选取各个关节的驱动(Motion),然后调用Function Builder进行函数的编辑。

各个关节的速度函数如下所示:

(SPLINE_4是为了完成焊枪在焊接过程中的摆动而设置的样条曲线数据。)

Motion6:90d*(step(time,19,0,19.01,l)+step(time,19.01,0,20,-1))

Motionl-Motion5是机器人的5个关节的驱动约束,Motion6是变位机配合焊接过程而施加的驱动约束。

以上的函数表明,在前1s使机器人进入工作前的初始状态,同时调整好焊枪的工作姿态,第2s至第8s为第1条焊缝的工作过程,第9s为焊枪姿态调整过程,为实施第2条焊缝的焊接做好准备,第l0s至第16s为第2条焊缝的工作过程,第17s至第20s为焊枪回到下一次焊接的初始位置,同时焊枪姿态调整的过程。第5个关节为焊枪施焊过程中的摆动关节,焊接时以一定的频率摆动。

仿真结果如下:

3 结论

本文根据D-H坐标变换方法建立了石油钻机井架焊接机器人的运动学方程,并利用ADAMS软件进行了计算机仿真,通过仿真可以看出该机器人的参数化模型方案是可行的,机器人各个关节协调运动,末端焊枪能沿着预期的轨迹运动,与真实的焊接情况吻合较好,但移动关节1、2、3在机械手实施焊接的过程中,加速度有突变现象,因此,正确选择关节运动的最高速度、加(减)速时间,以及相应的驱动器设备,是进一步进行物理样机设计必须克服的问题。

参考文献

[1]林尚扬，陈善本，李成桐．焊接机器人及其应用[M]．北京：机械工业出版社，2000．

[2]陈善本，林涛．智能化焊接机器人技术[M]．北京：机械工业出版社，2006．

[3]Paul Drews,Gunther Starke.Welding in the century of infor- mation technology[J].Welding in the World,1994,34(1):1-20.

[4]Tokuji Maruyama,et al,Current waveform control in gas shield arc welding for robotic systems[J].Kobelco Technol- ogy Review,1995,18(4):24-28.

[5]Saeed B．Niku．机器人学导论[M]．北京：电子工业出版社，2004．

[6]蔡自兴．机器人学[M]．北京：清华大学出版社，2000．

石油井架篇7

石油钻机是石油工业必不可少的通用化机械,用于升降其钻杆的井架及升降机构是石油钻井过程中频繁使用的构件。实际工作中,当钻杆升降到合适位置时,位于井架二层平台的工作人员需利用麻绳将钻杆收回到指定区域并释放,以便下一钻杆的收回。井架二层平台位于近30 m的高空,在收杆时实际受力情况较为复杂,对其强度、刚度要求较高,为了保证工作人员的生命安全,在收杆过程中保证其力学性能尤为重要。本文采用有限元法,对井架二层平台结构强度、刚度进行有限元分析,得到其最大应力、变形的大小和分布,寻找其失效破坏原因,在此基础上对原结构进行改进,并校核改进后结构的强度、刚度,确保结构的安全性能。

1 石油钻机井架升降机构及钻杆受力分析

石油钻机井架升降机构由天车、游车、大钩、钢绳和吊环等组成,各构件几何尺寸和重量见表1,其各构件及钻杆收杆前后连接情况如图1所示。

收杆时,工作人员位于二层平台上,利用麻绳向钻杆施力点施加拉力F,向内收杆距离为s,利用MATLAB计算软件求解,得F=1 262 N。

2 石油钻机井架二层平台有限元分析

2.1 结构建模

石油钻机井架二层平台为框架结构,总长6 310 mm,总宽3 640 mm,其主边框为16号槽钢(160×65×8.5),槽钢间加焊了角钢以起到加强作用,并在上表面加封厚度为8 mm的钢板,整个结构材料为Q235A,弹性模量为206 GPa,泊松比为0.28,密度为7 800 kg/m3。根据结构二维工程图,在SolidWorks中建立其三维实体模型;再将三维模型导入ABAQUS,设置网格尺寸为0.05,采用C3D4单元对其进行网格划分,得到有限元模型包含51 905个节点、155 941个单元。石油钻机井架二层平台结构模型见图2。

2.2 约束和载荷的施加

二层平台结构通过铰链与井架相连,施加约束时对模型四个铰链支座内侧圆柱面的移动自由度进行约束,并在施力点与操作台端面施加运动耦合约束。

在施力点施加水平方向的拉力和垂直向下的摩擦力(具体随工况而定),并施加重力加速度9.8 m/s2,软件根据材料密度自动计算结构的重量。

2.3 结构有限元分析

2.3.1 正常工作情况下结构有限元分析

钻杆向下运动,工作人员利用麻绳向内收杆,此时结构受力为由麻绳作用的竖直向下的摩擦力Ffj,其值为1 262 N,加上工作人员自重1 500 N,则竖直向下合力为2 762 N。在此工况下对结构进行有限元分析,得到的应力和位移云图如图3、图4所示。由图3和图4可以看出,正常工作情况下结构最大应力为98.40 MPa,最大位移为8.34 mm。

2.3.2 可能出现的极限工况下结构有限元分析

如果工作人员误操作,绳子可能被钻杆夹具卡住或产生自锁,导致钻杆所有重量都由绳子传递到结构上,此时载荷为8 960 N,加上工作人员自重1 500N,则竖直向下合力为10 460 N,再考虑结构自重,在此工况下对结构进行有限元分析,得到的应力和位移云图如图5、图6所示。由图5和图6可以看出,可能出现的极限工况下结构最大应力为219.3MPa,最大位移为19.04 mm。

2.4 石油钻机井架二层平台有限元分析结论

(1)井架二层平台结构的最大应力σ应满足下式:σ≤=σs/n。其中,σs为材料的屈服极限,该二层平台结构材料主要为Q235A,σs=235 MPa;n为安全系数,根据美国石油协会(API)标准,安全系数n应不小于1.67。

(2)二层平台结构在正常工作情况下,结构应力和变形较小,正常工作情况下产生的最大应力为98.40 MPa,此时安全系数n=σs/σ=2.388>1.67,符合美国石油协会(API)标准要求,最大变形为8.34 mm。

(3)二层平台结构在极限情况下,最大应力可达到219.3 MPa,此时,n=1.07<1.67。结构应力偏高,局部将发生塑性变形,表现为工作台下沉。为确保工作人员安全,需采取有效措施对结构进行加强。

3 石油钻机井架二层平台加强后结构有限元分析

3.1 加强后结构建模

根据原结构的装配、焊接关系以及加强操作时的方便、安全性,将结构中长度为6 310的槽钢用厚度为8 mm的钢板封槽,变成方钢形式,并在底部加焊厚度为8 mm的钢板。加强后结构几何模型和有限元模型如图7所示。

3.2 加强后结构有限元分析

分别在正常工作情况下和可能出现的极限工况下对加强后结构进行有限元分析,加强后结构在各工况下约束同载荷的施加与原结构一致。在可能出现的极限工况下,加强后结构的应力和变形如图8、图9所示。由图8和图9可以看出,可能出现的极限工况下结构最大应力为115.0 MPa,最大位移为10.17 mm。

3.3 井架二层平台加强后结构有限元分析结论

井架二层平台结构加强前、后各工况下最大应力和变形情况见表2。

(1)