祁恩榮，宋 恒，李志偉，張 浩，夏勁松，竺一峰

（1.中國船舶科學研究中心，江蘇 無錫 214082；2.江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003）

超大型浮體柔性連接器疲勞強度模型試驗

祁恩榮1，宋 恒2，李志偉1，張 浩1，夏勁松1，竺一峰1

（1.中國船舶科學研究中心，江蘇 無錫 214082；2.江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003）

為了保證超大型浮體的作業(yè)安全，需要精確評估連接器結構疲勞強度。文章針對一種由尼龍柔性夾層和環(huán)肋加強圓管軸構成的鉸接式連接器，開展了疲勞強度模型試驗，測量了熱點應力、疲勞壽命和裂紋擴展。考慮接觸、柔性層以及開孔的影響，采用三維有限元方法計算了連接器結構應力，分別基于S-N曲線和裂紋擴展，給出了柔性連接器疲勞壽命評估方法。比較分析表明，計算得到的連接器結構應力和疲勞壽命與模型試驗結果吻合，文中方法可用于柔性連接器結構疲勞強度設計

超大型浮體；柔性連接器；模型試驗；疲勞壽命

0 引 言

超大型浮體總尺度巨大，需要分成若干個基本模塊按功能需求以一定的方式連接而成，連接器是整個系統(tǒng)中一個薄弱環(huán)節(jié)。超大型浮體長期作業(yè)在海上，由風、浪和流引起交變環(huán)境載荷可能超過連接器結構的疲勞極限，造成連接器的結構破壞，模塊間脫開連接或發(fā)生碰撞，從而導致災難性的后果。為了保證超大型浮體的作業(yè)安全，需要精確評估連接器結構疲勞強度。

Ramsamooj和Shugar[1-2]基于斷裂力學方法提出了用于海上移動基地連接器疲勞壽命評估方法，進行了連接器疲勞壽命的可靠性分析，包括應力范圍、初始裂紋、斷裂韌性、門檻值等不確定性分析。劉超等[3]采用有限元方法計算了連接器在不同浪向角和頻率下的應力，分析提取出了熱點應力傳遞函數，然后分別基于S-N曲線和斷裂力學方法對連接器進行了疲勞分析，比較了不同S-N曲線以及不同初始裂紋尺寸和裂紋擴展公式的影響。王琮等[4]采用局部應力—應變法對浮橋橋垮接頭進行了低周疲勞分析，建立了移動載荷通行速度與接頭疲勞壽命之間的關系，指出了載荷通行速度的重要性。黃小平等[5]給出了基于裂紋擴展理論的船海結構疲勞評估方法一般步驟，對船海結構典型節(jié)點的裂紋擴展壽命預報時所面臨的主要問題進行了討論。雖然針對連接器動力特性開展了大量理論分析和模型試驗研究[6-8]，但是目前超大型浮體連接器疲勞強度研究還僅限于理論分析，缺乏模型試驗的驗證。

本文設計了一種由尼龍柔性夾層和環(huán)肋加強圓管軸構成的鉸接式連接器，針對該柔性連接器開展了疲勞強度模型試驗，測量了熱點應力、疲勞壽命和裂紋擴展?？紤]接觸、柔性層以及開孔的影響，采用三維有限元方法計算了連接器結構應力，分別基于S-N曲線和裂紋擴展，給出了柔性連接器疲勞壽命評估方法，并與模型試驗結果進行了比較分析。

1 試驗模型和加載

以五模塊橫向浮筒式超大型浮體為研究對象，開展了鉸接式連接器載荷與響應研究[7]，不同浪向角下連接器受力如圖1所示，橫坐標是浪向角（°），縱坐標是連接器載荷（N）。當浪向角小于60°時，連接器載荷和模塊運動響應較小，縱向載荷（Fx）小于40 MN，可作為連接器的工作載荷；浪向角在60-90°時，連接器載荷和模塊運動響應出現峰值，最大縱向載荷可達工作載荷的近3倍，是設計中應該避免的極端載荷。

圖2 連接器原型Fig.2 Prototype of the connector

根據鉸接式連接器載荷與響應研究結果，設計了如圖2所示的鉸接式連接器，連接器總長4.0 m，寬2.4 m，高2.4 m，主要由單耳、雙耳、基座、環(huán)肋加強圓管軸和尼龍柔性夾層構成，主要參數如表1所示。柔性夾層布置在單耳和圓管軸之間，采用尼龍66材料（彈性模量8.3 GPa，泊松比0.405），其余構件采用高強度鋼（彈性模量206 GPa，屈服強度315 MPa，泊松比0.3）。采用柔性夾層不僅可以減小沖擊載荷引起的損傷，而且也可以調節(jié)模塊間相對運動的頻率，以錯開波浪譜中能量峰值頻率，從而減小模塊間相對運動和連接器載荷。圓管軸內表面在單、雙耳之間布置環(huán)肋加強，采用這樣的結構型式一方面是為了減輕連接器重量，另一方面也是為了在極限狀態(tài)時連接器先于模塊和基座破壞。

綜合考慮連接器結構特點、模型加工工藝、試驗加載裝置等因素，選擇模型與原型的縮尺比為1:20，連接器縮尺前后主要參數見表1。連接器模型如圖3所示，將基座與加載裝置合為一體，通過后部中心螺桿與疲勞試驗機相連。為了加工的方便，鋼材采用普通鋼（名義屈服強度235 MPa，實測屈服強度300 MPa）。由于縮尺的關系，環(huán)肋內徑較小，將環(huán)肋之間結構拉直。在單耳前部中心開了M10×1.5的螺紋孔，通過定位銷控制連接器構件的橫向運動。

表1 連接器縮尺前后主要參數Tab.1 Main parameters of the connector

模型試驗在疲勞試驗機上進行，如圖4所示，在模型單耳基座施加交變載荷，在雙耳基座施加固支約束。該疲勞試驗機的最大加載能力為500 kN，最大加載頻率為20 Hz。為了獲得豐富的試驗數據，并將模型試驗時間控制在合理的范圍內，選擇100 kN和150 kN兩種載荷，加載頻率12 Hz，載荷應力比為0。在第一階段100 kN載荷下完成1.2×106次循環(huán)，然后在第二階段150 kN載荷下達到疲勞破壞。

圖3 連接器模型 Fig.3 Model of the connector

圖4 試驗加載Fig.4 Loading of the test

2 測量內容和結果

模型試驗測量內容主要包括：（1）熱點應力測量；（2）疲勞壽命測量；（3）裂紋擴展測量。

圖5-9給出模型整體、雙耳、圓管軸、無孔單耳和開孔單耳等效應力分布，X方向為連接器縱向（加載方向），Y方向為連接器垂向，Z方向為連接器橫向（單耳、雙耳和圓管軸向）。根據有限元應力計算結果確定4個應力熱點，編號為H1-4，如表2所示。

表2 模型應力熱點和測點Tab.2 Hot spot and measuring points of the model

圖5 模型整體等效應力Fig.5 Equivalent stress of the model

圖6 雙耳等效應力Fig.6 Equivalent stress of the binaural

圖7 圓管軸等效應力 Fig.7 Equivalent stress of the pipe shaft

圖8 無孔單耳等效應力Fig.8 Equivalent stress of the monaural without hole

由于單、雙耳內表面以及開孔內表面為接觸面，應力熱點H1，H3和H4均無法布置測點，只有應力熱點H2可以布置測點，對應測點編號為C4。為了驗證有限元計算結果，在雙耳外側和外表面布置3個測點，測點編號為C1-3；在圓管軸內表面和環(huán)肋內表面布置2個測點，測點編號為C5-6。合計6個應力測點，如表2所示。表3給出在100 kN和150 kN載荷下測點應力測量結果，表中應力正值表示拉應力，應力負值表示壓應力，可與有限元計算結果進行比較分析。

圖9 開孔單耳等效應力Fig.9 Equivalent stress of the monaural with hole

圖10 單耳疲勞破壞Fig.10 Fatigue collapse of the monaural

表3 模型測點應力比較Tab.3 Stress comparison of measuring points

在第一階段100 kN載荷下，加載頻率12 Hz，完成了1.2×106次循環(huán)，將連接器卸載，詳細檢查各應力熱點和測點情況，單耳、雙耳、圓管軸和柔性層均未發(fā)生破壞。

在第二階段150 kN載荷下，加載頻率12 Hz，進行到1.7×105次循環(huán)時，單耳開孔處發(fā)生疲勞破壞，如圖10所示，連接器其它構件未發(fā)生破壞。對裂紋擴展進行測量，如圖11所示，開孔右側寬度和深度方向均已被裂紋貫穿；開孔左側外表面寬度方向已被裂紋貫穿，外側裂紋深度14.00 mm，孔邊裂紋深度17.95 mm。測量結果表明，裂紋從外表面孔邊向外側和內表面擴展，裂紋深度和寬度之比為a/b=0.20。

3 有限元應力計算

基于ABAQUS軟件進行有限元接觸計算，建立連接器力學仿真模型，共計23 401個節(jié)點，20 741個塊單元。忽略內螺紋的影響，在單耳前部中心開了直徑為10 mm圓孔。采用罰剛度法對連接器接觸力學計算，并采用綁定節(jié)點的辦法建立柔性夾層與單耳內壁的復合材料層合模型，以減少接觸對數量提高計算效率及收斂性[9]。

圖5-9給出模型等效應力分布，為模型應力熱點和測點的確定提供了依據。

表3給出模型測點應力比較，有限元計算結果與試驗測量結果吻合較好，各測點應力的大小以及隨載荷的變化規(guī)律一致。有限元計算結果略大于試驗測量結果，這可能是由于有些測點的貼片位置與計算點的位置存在細微偏差。

表4 模型熱點應力計算Tab.4 Calculated stress of the hot spot

表4給出模型熱點應力計算結果，模型雙耳內表面熱點H1和單耳內表面熱點H3應力較??；圓管軸內表面熱點H2應力較大，但是為壓應力；單耳開孔內表面熱點H4應力最大，是關注的重點。模型熱點應力計算結果為模型試驗和疲勞評估提供了依據。

圖12給出模型開孔附近單耳內、外表面應力分布，橫坐標為距孔中心距離z（mm），縱坐標是Y方向應力σy（MPa）。單耳內表面的最大應力147.8 MPa，平均應力為74.3 MPa，應力集中系數為1.99。單耳外表面的最大應力183.3 MPa，平均應力為85.0 MPa，應力集中系數為2.16。熱點H4位于開孔內表面靠近單耳外表處，H4應力與外表面的平均應力的比值為2.61。開孔處應力計算結果為確定拉伸和彎曲應力以及應力強度因子放大系數提供了依據。

圖11 開孔處裂紋擴展Fig.11 Crack propagation near the hole

圖12 開孔處應力分布Fig.12 Stress distribution near the hole

4 基于S-N曲線的疲勞評估

基于S-N曲線的疲勞評估流程如圖13所示。疲勞壽命（即循環(huán)次數N）與應力幅（Δσ或S）相關，連接器節(jié)點所受的交變應力范圍值S與應力循環(huán)次數N的關系可表示為[10]

式中：m和K為S-N曲線參數。由于連接器模型在制造過程中未經火焰切割，同時沒有進行焊接，因此采用B型S-N曲線估算各熱點的疲勞壽命，參數K=1.01×1015，m=4。

根據Miner線性累積損傷理論，連接器結構疲勞累積損傷程度可表示為[11]

式中：D是結構疲勞累積損傷的一個量度量，當結構發(fā)生疲勞破壞時，D=1；ni是應力范圍Si對應的實際循環(huán)次數；Ni是結構在應力范圍Si的恒幅交變應力作用下達到破壞所需的循環(huán)次數。

表5給出基于S-N曲線疲勞評估方法得到的熱點在100 kN載荷、150 kN載荷和組合載荷下的循環(huán)次數。各熱點在100 kN載荷下達到破壞所需的循環(huán)次數N1均大于第一階段試驗循環(huán)次數1.2×106，因此第一階段不會發(fā)生疲勞破壞；熱點H4在150 kN載荷下達到破壞所需的循環(huán)次數N2大于第二階段試驗循環(huán)次數1.7×105，但是在組合載荷下達到破壞所需的循環(huán)次數n2小于第二階段試驗循環(huán)次數1.7×105，因此熱點H4在第二階段發(fā)生疲勞破壞?；赟-N曲線的疲勞評估結果與試驗結果一致。

表5 S-N曲線疲勞評估Tab.5 Fatigue evaluate by S-N curve

圖13 S-N曲線疲勞評估流程 Fig.13 Evaluate flow by S-N curve

圖14 裂紋擴展疲勞評估流程Fig.14 Evaluate flow by crack propagation

5 基于裂紋擴展的疲勞評估

基于裂紋擴展的疲勞評估流程如圖14所示。典型的疲勞裂紋擴展可以分成三個階段：低速擴展段I、穩(wěn)定擴展段II和快速擴展段III。結構的疲勞壽命基本上取決于裂紋在第II階段的擴展情況，通常采用Paris公式描述穩(wěn)定擴展段中疲勞裂紋擴展的規(guī)律[11]：

式中：a為裂紋深度；N為應力循環(huán)次數；ΔK為應力強度因子范圍；C和m為材料的裂紋擴展參數，可以用試驗的方法獲得。對于包括奧氏體在內的鋼，在空氣中或其它小于100°C的非腐蝕環(huán)境，推薦m=3，C=5.21×10-13。

應力強度因子可寫成

式中：S為應力范圍；Y（a）為幾何修正系數。

在拉伸應力和彎曲應力的作用下，考慮單耳開孔的影響，幾何修正系數為

式中：MK為應力強度因子放大系數，考慮開孔的影響，可采用三維有限元方法計算；ρ為拉伸應力與應力范圍S之比；Yt（a）和Yb（a ）分別表示受拉伸應力作用和受彎曲應力作用的幾何修正系數，可采用Newman-Raju 公式計算[11]。

對（3）式兩邊進行積分，可以得到連接器的疲勞壽命

式中：a0為初始裂紋長度；af為連接器發(fā)生破壞時的裂紋長度，Nf為連接器的疲勞壽命。

表6給出基于裂紋擴展疲勞評估方法得到的單耳開孔左、右側在150 kN載荷下達到破壞所需的循環(huán)次數 Nf，表中也列出了主要參數，S=85.0 MPa，ρ=0.937，MK=2.61，a/b=0.20。在第一階段 100 kN 載荷后，開孔處無疲勞破壞發(fā)生，左側a0=0.08 mm；右側a0=0.10 mm。在第二階段150 kN載荷后，左側af=17.95 mm，Nf=1.68×105，接近第二階段試驗循環(huán)次數 1.7×105；右側 af=19.25 mm，Nf=1.48×105，小于試驗循環(huán)次數1.7×105，與S-N曲線疲勞評估的熱點H4在組合載荷下達到破壞所需的循環(huán)次數n2接近；初始裂紋的細微不同造成了開孔左、右側裂紋擴展的明顯差異?；诹鸭y擴展的疲勞評估結果與試驗結果一致。

表6 裂紋擴展疲勞評估Tab.6 Fatigue evaluate by crack propagation

6 結 論

本文針對由尼龍柔性夾層和環(huán)肋加強圓管軸構成的柔性連接器開展了疲勞強度模型試驗，采用三維有限元方法計算了連接器結構應力，基于S-N曲線和裂紋擴展給出了柔性連接器疲勞壽命評估方法，研究結果表明：

（1）發(fā)生疲勞破壞的部位位于單耳開孔附近，局部應力集中系數2.61；

（2）初始裂紋的細微不同造成了開孔左、右側裂紋擴展的明顯差異，裂紋深度寬度比0.20；

（3）100 kN和150 kN載荷下連接器疲勞壽命有顯著差異，實際作業(yè)中應避開不利浪向；

（4）尼龍柔性夾層和環(huán)肋加強圓管軸在試驗中未發(fā)生破壞，說明具有良好疲勞性能；

（5）基于S-N曲線和裂紋擴展的疲勞評估方法的計算結果與試驗結果吻合，該方法可用于連接器結構疲勞強度評估。

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Model test of fatigue strength of a flexible connector of very large floating structures

QI En-rong1,SONG Heng2,LI Zhi-wei1,ZHANG Hao1,XIA Jing-song1,ZHU Yi-feng1
(1.China Ship Scientific Research Center,Wuxi 214082,China;2.Jiangsu University of Science and Technology,Zhenjiang 212003,China)

In order to insure operational safety of very large floating structures(VLFS),it is necessary to accurately evaluate fatigue strength of connectors.In this paper,model test of fatigue strength of a hinge connector,consisting of nylon sandwich and a pipe shaft strengthened by circular frames,is conducted and hot spot stress,fatigue life and crack propagation are measured.Structural stress of the connector is also calculated by a 3D finite element method considering the effect of contact,flexible sandwich and hole and evaluate method of fatigue strength of the connector is also given based on theory of S-N curve and crack propagation separately.Comparative analysis shows that structural stress and fatigue life calculated agree well with those of the model test and the evaluate method can be used to design fatigue strength of flexible connectors.

VLFS;flexible connector;model test;fatigue life

U661.43

A

10.3969/j.issn.1007-7294.2017.11.007

1007-7294（2017）11-1374-09

2017-07-01

國家重點基礎研究發(fā)展計劃資助（2013CB036104）

祁恩榮（1965-），男，博士，研究員，E-mail：qer702@qq.com；宋 恒（1993-），男，碩士研究生。