杨 健，郗厚岩，王 屹，高 飞，贾 锋

（1.海洋石油工程股份有限公司，天津 300451；
2.大连华锐重工集团股份有限公司，辽宁 大连 116013）

单点系泊系统是利用塔架或浮筒安装锚链等系泊结构将浮式生产储油装置（FPSO）连接至固定或浮式结构上，在风浪流等外部荷载环境作用下，通过位移偏移来提供水平回复力的一种系泊方式。软刚臂单点系泊系统为塔架式系泊系统结构的一种。铰接结构是单点系泊系统的核心部件，具有设计难度大、制造工艺复杂等特点，一直被国外几家公司，如SBM公司、SOFEC公司和Blue water公司作为核心技术长期封锁和垄断［1-4］，设备价格高昂，供货周期长。因此打破国外技术垄断，实现铰接头国产化意义重大。近年来，国内学者对单点系泊系统进行了相关研究。金锋等［4-5］通过保辛多体动力模型计算得到系泊系统的系泊力，胡勇等［2］通过建立ADAMS模型分析单点系泊系统的运动特性，但仅针对单点系泊系统进行整体分析。

笔者参考BZ-28-2S单点系泊系统的数据资料［6］，依据不同的工况条件，采用有限元ANSYS分析软件对单点系泊系统的铰接结构进行有限元仿真分析，得到每个铰接接头的分析结果，可为铰接结构的研发设计提供参考，有助于打破国外垄断，掌握单点系泊系统的核心技术，不断提高单点系泊系统的设计、建造能力。

软刚臂单点系泊系统的定位能力是保证FPSO船体海上油气安全作业的关键。软刚臂单点系泊系统的系泊原理类似弹簧系统，在海洋环境荷载风浪流的作用下，利用Yoke压载舱内注水配重为FPSO船体提供水平回复力，将FPSO船体拉近或者推离单点系泊平台，从而完成系泊定位功能。

软刚臂单点系泊系统铰接点位置分布情况见图1，铰接点自由度见表 1。表 1中x、y、z分别为x、y、z 轴方向移动的自由度，Rx、Ry、Rz分别为绕x、y、z轴方向转动的自由度，×表示限制该方向的运动约束，√表示允许该方向的运动约束。

图1 软刚臂单点系泊系统铰接点位置分布图

表1 软刚臂单点系泊系统铰接点自由度

FPSO船体与系泊支架刚性连接。Arm link上端与系泊支架通过双铰轴相连接，采用U型联轴节结构形式，释放横摇和纵摇2个方向的自由度约束。Arm link下端与Yoke压载舱通过三铰接轴相连接，采用U型联轴节结构形式，释放横摇、纵摇和轴向转动3个方向的自由度约束。Yoke压载舱另一端与单点转塔通过主铰接结构和滑环相连接，释放横摇、艏摇和滑环回转3个方向的自由度约束。

系泊刚度K是表征单点系泊系统系泊能力的核心指标，依据美国石油协会（API）推荐的系泊力计算方法［7］，系泊刚度由 FPSO船体所承受环境力、FPSO船体纵荡的高低频运动位移值以及系泊系统的特性曲线决定，理论计算复杂。笔者将软刚臂单点系泊系统模型简化为静态的结构力学模型（图2），依据软刚臂单点系泊系统结构几何关系以及力和力矩平衡关系，推导出系泊系统的水平回复力，最终得到系泊刚度值［8-10］。

图2 软刚臂单点系泊系统结构简化力学模型

软刚臂单点系泊系统结构之间存在以下几何关系：

式（1）～式（2）中，L为FPSO船体与系泊塔架之间的水平距离，LY3为Yoke压载舱两端点的轴向距离，LR为系泊腿两端点的轴向距离，HAC为Yoke压载舱铰接点C与系泊腿铰接点A之间的垂直距离，m；
α为 B、C两点连线与水平面之间的夹角，β为B、C两点连线与Yoke压载舱轴线之间的夹角，γ为系泊腿两铰接点连线与垂直线之间的夹角，（°）。

软刚臂单点系泊系统力及力矩平衡关系：

式（3）～式（5）中，RAx、RAz分别为系泊腿受到的FPSO 船体支架在 x、z方向的回复力，RCx、RCz分别为系泊塔架与Yoke压载舱连接处所受x、z方向的力，GR为系泊腿的重量，GB为Yoke压载舱内注水配重的重量，GY为 Yoke压载舱的重量，N；
LY1为铰接点C到Yoke压载舱重心之间的轴向距离，LY2为铰接点C到Yoke压载舱注水配重重心之间的轴向距离，m。

依据式（5）推导出A点水平回复力RAx：

则系泊刚度K为：

式中，x1为FPSO船体离开平衡位置后与Arm link垂直状态之间的距离，m。

3.1 材料性能

考虑软刚臂单点系泊系统长期承受风浪流等交变载荷、海水腐蚀性高及温差大等环境特点，初步确定铰接头材料选用可适应低温环境的铁素体类低温钢 ASTM A352 LCC［11-12］。联结轴主体选用压力容器用经淬火和回火真空处理的碳素钢与合金钢锻件ASTM SA508［13］，联结轴表面镀有镍铬铁合金材料，具有耐腐蚀性好、强度高及抗氧化性能良好等特点［14］。软刚臂单点系泊系统零部件材料性能见表 2［15］。

表2 软刚臂单点系泊系统零部件材料性能

3.2 载荷工况

软刚臂单点系泊系统上、下部铰接点不同工况载荷见表3。表3中Fleg2=FL2+Fy2。上、下部铰接点局部坐标系及旋转方向示意图见图3和图4。图3和图4中Fx为铰接点纵摇轴作用在Yoke压载舱上的x向载荷，Fz为铰接点受到横摇销轴的z向载荷。

图3 软刚臂单点系泊系统上部铰接点局部坐标系及旋转方向示图

图4 软刚臂单点系泊系统下部铰接点局部坐标系及旋转方向示图

表3 软刚臂单点系泊系统上下部铰接点不同工况载荷

3.3 有限元结果分析

3.3.1 上部铰接点

将4组典型工况的上部铰接点载荷数据作为输入量，采用ANSYS有限元分析软件计算得到了铰接头、联结轴的应力和变形，见表4。表4中σmax为最大正应力，τmax为最大切应力。分析表3和表4的数据，发现系泊腿的轴向力Fleg对铰接点强度和刚度影响较为明显。工况1下软刚臂单点系泊系统上部铰接点正应力云图见图5。

图5 工况1下软刚臂单点系泊系统上部铰接点正应力云图

表4 不同工况下软刚臂单点系泊系统铰接点对应应力及变形

按照SY/T 10032—2000《单点系泊装置建造与入级规范》［16］，设计中选取铰接头的安全系数为1.67，切应力安全系数为2.5，得到许用应力［σhinge］=165 MPa、许用切应力［τhinge］=110 MPa。工况1、工况3下铰接头的最大正应力分别为241.01 MPa、212 MPa，均大于［σhinge］；
工况 1、工况3下铰接头的最大切应力分别为139 MPa、122 MPa，均大于［τhinge］，说明上部铰接点配合孔内表面区域存在应力集中。对铰接头模型进行倒角处理后，铰接头的最大正应力σmax=162 MPa＜［σhinge］、最大切应力 τmax=94 MPa＜［τhinge］，铰接点设计满足输入数据和强度要求。因此，设计铰接头时可对配合孔棱边进行倒角处理，以避免产生应力集中。

设计中选联结轴的安全系数为1.67，切应力安全系数为 2.5，得到许用应力［σshaft］=206 MPa、许用切应力［τshaft］=138 MPa。工况1下联结轴的最大正应力σmax=133 MPa＜［σshaft］，最大切应力τmax=73 MPa＜［τshaft］，说明设计的联结轴能够满足铰接点的设计指标以及强度和刚度要求。

3.3.2 下部铰接点

有限元分析计算得到的软刚臂单点系泊系统下部铰接点不同工况对应的应力和变形见表4。工况1下软刚臂单点系泊系统下部铰接点正应力云图见图6。

图6 工况1下软刚臂单点系泊系统下部铰接点正应力云图

从表4数据看出，4种工况下下部铰接点铰接头所受最大正应力均大于 ［σhinge］=165 MPa，最大切应力均大于或逼近［τhinge］=110 MPa，说明下部铰接点配合孔内表面区域存在应力集中。对铰接头模型进行倒角处理后，铰接头最大正应力σmax=137 MPa＜［σhinge］、 最大切应力 τmax=78 MPa＜［τhinge］，铰接点设计满足强度和刚度要求。因此，设计铰接头时可对配合孔棱边进行倒角处理，以消除应力集中。工况1中，联结轴所受最大正应力 σmax=133 MPa＜［σshaft］=142 MPa，联结轴设计结构满足强度和刚度要求。

依据上部铰接点、下部铰接点的受力载荷，结合4种典型工况，由应力计算结果可知，在系泊腿所受载荷相近的前提下，下部铰接点所受最大正应力为260 MPa，上部铰接点所受最大正应力为241.01 MPa，下部铰接点最大变形量7.6 mm，上部铰接点最大变形量8.3 mm，表明在相同工况下，系泊腿下部铰接点比上部铰接点更易产生疲劳损坏。

铰接结构是单点系泊系统的核心部件，开展对软刚臂单点系泊系统铰接结构的计算分析，可为铰接结构的材料选型、工艺研究提供支持，研究结果表明，①4种不同工况下，铰接点配合孔内表面区域应力均较大，存在应力集中。对模型进行倒角处理后，铰接点设计满足输入数据、强度和刚度要求，验证了铰接结构尺寸和材料的合理性。②4种不同工况下，来自系泊腿的轴向力对铰接点强度和刚度影响较为明显。③在输入计算指标相近的前提下，系泊腿下部铰接点产生的应力比上部铰接点的大，下部铰接点更容易产生疲劳损坏。

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