趙 南，顧學(xué)康，祁恩榮，李生鵬，湯明剛

（中國船舶科學(xué)研究中心，江蘇 無錫 214082）

0 引 言

超大型浮體由多個(gè)模塊連接而成[1]，每個(gè)模塊長300 m，寬100 m，高27 m。模塊間通過連接器首尾相連，而連接器通過連接器基座將力傳遞到浮體平臺(tái)上，因此連接器基座加強(qiáng)區(qū)結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度設(shè)計(jì)和評(píng)估方法是保證連接器功能正常發(fā)揮和超大型浮體安全性的關(guān)鍵技術(shù)。由于超大型浮體長期停泊在海上，不可避免地會(huì)遭受風(fēng)浪流聯(lián)合作用的惡劣海況[2]，并且由于波浪參數(shù)在浮體主尺度范圍內(nèi)嚴(yán)重的不均勻分布，連接器及其基座將受到復(fù)雜多軸載荷的共同作用，環(huán)境載荷可能超過結(jié)構(gòu)最大承載能力，導(dǎo)致連接器基座加強(qiáng)區(qū)結(jié)構(gòu)破壞，從而造成超大型浮體局部破壞，嚴(yán)重時(shí)可能使超大型浮體發(fā)生整體失效，從而形成災(zāi)難性后果。而結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度是結(jié)構(gòu)物環(huán)境適應(yīng)能力的重要指標(biāo)，為了獲得安全的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，提高超大型浮體的作業(yè)能力和極限狀態(tài)下的生存能力，需要精確評(píng)估超大型浮體連接器基座加強(qiáng)區(qū)結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度。

與普通的單軸載荷下的極限強(qiáng)度模型試驗(yàn)不同，超大型浮體結(jié)構(gòu)在復(fù)雜載荷下極限強(qiáng)度試驗(yàn)技術(shù)在縮尺比選取、加載裝置和加載方法等方面都需要開展創(chuàng)新設(shè)計(jì)和研究。通過本次研究可以建立起超大型浮體連接器基座加強(qiáng)區(qū)結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)技術(shù)，積累相關(guān)的試驗(yàn)經(jīng)驗(yàn)等。

1 試驗(yàn)對(duì)象

超大型浮體由多個(gè)模塊組成，模塊之間通過連接器進(jìn)行連接，單個(gè)模塊見圖1。模塊間的連接器安裝位置見圖2，連接器寬度為8 m，高度為4 m，連接器中心位置布置在立柱中心和主浮體高度重心位置，即距基線24 m，距浮體寬度中心線29 m位置[3]。圖3中給出了超大型浮體連接器基座加強(qiáng)區(qū)結(jié)構(gòu)，為本次試驗(yàn)的試驗(yàn)段模型范圍，主要包括主甲板、支撐甲板、機(jī)械甲板、底部板架以及橫、縱艙壁和強(qiáng)框架組成，圖3中的三角形區(qū)域?yàn)閼?yīng)力釋放擴(kuò)展區(qū)域。

圖1 模塊主視圖和艏視圖Fig.1 Module side view and bow view

圖2 連接器位置Fig.2 Connector position

圖3 連接器基座加強(qiáng)區(qū)結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Connector foundation support reinforcing area structure

2 相似關(guān)系

本文的研究采用混合縮尺比進(jìn)行相似關(guān)系的計(jì)算[4]，根據(jù)混合相似理論的基礎(chǔ)可以得出力的相似關(guān)系如下式所示：

對(duì)于非線性特性的模擬需要保證板單元的細(xì)長比以及加筋單元的細(xì)長比相似，如下式所示：

2.1 模型設(shè)計(jì)

連接器基座加強(qiáng)區(qū)結(jié)構(gòu)區(qū)域，試驗(yàn)對(duì)象總長度方向?yàn)?4 m，寬度方向?yàn)?5 m，高度方向?yàn)? m。針對(duì)該結(jié)構(gòu)受力和失效特征，擬采用懸臂梁加載方式，即一端固定，另一端施加均布載荷的方法開展模型試驗(yàn)。綜合考慮連接器基座加強(qiáng)區(qū)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)、模型加工工藝、試驗(yàn)加載裝置功能和加載能力等因素，選取模型與實(shí)際結(jié)構(gòu)的主尺度縮尺比為1：10，模型試驗(yàn)段長度為3.4 m，寬度為3.5 m，高為0.6 m，加載端設(shè)計(jì)0.2 m長加載基座，后端設(shè)0.5 m長為加載過渡段，根據(jù)材料性能曲線，本次模型材料的屈服極限σy＝310 MPa。試驗(yàn)研究對(duì)象總長4.1 m。試驗(yàn)研究對(duì)象的選擇考慮了以下主要因素：

（1）已覆蓋連接器基座加強(qiáng)區(qū)的危險(xiǎn)區(qū)域；

（2）已包括主要應(yīng)力影響區(qū)；

（3）已延伸到應(yīng)力分布均勻區(qū)域；

（4）經(jīng)1：10縮尺的模型具有滿足模型加工、試驗(yàn)加載裝置和加載能力要求的比較合理的尺度。

2.2 試驗(yàn)加載要求及邊界條件

如圖4所示采用單點(diǎn)加載方式施加，即：在模型試驗(yàn)段最前端連接器中心位置通過加工的基座施加載荷。為了保證與實(shí)船的載荷作用相似，并保證載荷的傳遞效果，加載段的基座尺度為400×800 mm，為了保證均勻地加載到基座上，且保證垂向載荷便于施加，其加載段深度取為200 mm，加載端基座中心與連接器中心位置對(duì)應(yīng)，并且載荷施加的基座有足夠的剛度以保證載荷可以均勻分布在整個(gè)加載基座的范圍內(nèi)。在加載過渡段外側(cè)施加固支約束，將模型與試驗(yàn)室固定的三角支架相連接以保證其固支約束[5-6]。試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦^渡段以及工裝部分見圖4。

圖4 模型試驗(yàn)加載系統(tǒng)Fig.4 Loading system of model test

2.3 試驗(yàn)測(cè)試內(nèi)容

本次試驗(yàn)主要研究在多軸載荷作用下連接器基座加強(qiáng)區(qū)的壓縮極限強(qiáng)度，因此試驗(yàn)測(cè)試主要內(nèi)容為雙向載荷作用下連接器基座加強(qiáng)區(qū)極限強(qiáng)度破壞試驗(yàn)，且為保證消除模型間隙及釋放殘余應(yīng)力，需進(jìn)行彈性范圍內(nèi)的加載試驗(yàn)。

3 等效前后仿真計(jì)算對(duì)比

由于本次主要是進(jìn)行雙向載荷作用下的連接器基座加強(qiáng)區(qū)域的結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度試驗(yàn)，而底部比較薄弱，為首先發(fā)生失效區(qū)域，因此數(shù)值仿真結(jié)果僅給出底部結(jié)構(gòu)等效前后的應(yīng)力云圖的對(duì)比結(jié)果，圖5和圖6給出了極限狀態(tài)等效前后底部結(jié)構(gòu)的應(yīng)力云圖；圖7給出了雙向載荷作用下等效前后載荷位移曲線（其中模型載荷和位移已經(jīng)根據(jù)相似關(guān)系轉(zhuǎn)換到原型）。通過圖5～6可以看出等效前后應(yīng)力分布狀態(tài)基本一致，失效模式基本一致；通過圖7可以看出雙向載荷作用下等效前后極限載荷相差1%左右，表明相似關(guān)系、等效過程合理。

圖6 等效后底部結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖Fig.6 Bottom stress tensor of equivalent model

圖5 原底部結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖Fig.5 Bottom stress tensor of prototype

圖7 連接器基座加強(qiáng)區(qū)結(jié)構(gòu)載荷-位移曲線Fig.7 Loading-displacement curve of connector foundation support reinforcing area structure

圖8 試驗(yàn)數(shù)據(jù)采集設(shè)備Fig.8 Test data acquisition equipment

4 測(cè)點(diǎn)布置

本次試驗(yàn)采用靜態(tài)應(yīng)變儀進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，見圖8。應(yīng)變測(cè)量測(cè)點(diǎn)包括底部外板57個(gè)，加載端6個(gè)，機(jī)械甲板4個(gè)，主甲板14個(gè)，大位移傳感器9個(gè)（底板7個(gè)，主甲板1個(gè)，加載端1個(gè)），圖9給出了模型底部結(jié)構(gòu)和主甲板各測(cè)點(diǎn)布置情況。

5 試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

5.1 垂向載荷作用時(shí)各測(cè)點(diǎn)試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理分析

圖10中給出了底部測(cè)點(diǎn)S47-S57應(yīng)力隨著載荷變化的曲線和DW1-DW9位移測(cè)點(diǎn)隨著載荷變化的曲線，通過圖10中曲線可以看出隨著載荷的增加，測(cè)點(diǎn)S47-S57應(yīng)力基本呈現(xiàn)線性增加，并且由于測(cè)點(diǎn)S47處存在初始凸起，因此受到拉伸應(yīng)力；垂向位移測(cè)點(diǎn)DW1-DW8隨著載荷的變化基本呈現(xiàn)線性狀態(tài)，水平位移測(cè)點(diǎn)DW9量值基本為0，整個(gè)加載過程模型處于彈性狀態(tài)。

圖9 底部和主甲板應(yīng)變測(cè)點(diǎn)和位移測(cè)點(diǎn)布置Fig.9 Bottom and main deck strain and displacement measuring point layout

圖10 垂向載荷下測(cè)點(diǎn)響應(yīng)-載荷曲線Fig.10 Strain-loading curve of measuring points under vertical load

圖11 模型局部區(qū)域塑性變形Fig.11 Local plastic deformation of model

圖12聯(lián)合載荷下應(yīng)變-載荷曲線（垂向800 kN）Fig.12 Response-loading curve under combined loads(Vertical loading 800 kN)

5.2 垂向和縱向聯(lián)合載荷作用時(shí)測(cè)點(diǎn)試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理分析（塑性變形）

圖11 給出了極限狀態(tài)后卸去載荷下連接器基座底部結(jié)構(gòu)以及舷側(cè)結(jié)構(gòu)的塑性變形。圖12中給出了雙向載荷作用下（垂向載荷800 kN）底部部分測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變載荷曲線以及位移載荷曲線。通過圖11可以看出，試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵呀?jīng)形成了塑性鉸，卸去載荷后靠近過渡段存在較大區(qū)域的塑性變形。通過圖12中應(yīng)變載荷曲線可以看出，當(dāng)載荷達(dá)到5 600 kN時(shí)，底部測(cè)點(diǎn)已經(jīng)產(chǎn)生了塑性流動(dòng)，即：載荷保持不變，而發(fā)生了塑性變形；當(dāng)載荷再次增加時(shí)，底部測(cè)點(diǎn)同樣產(chǎn)生了塑性流動(dòng)。測(cè)點(diǎn)50、52由于產(chǎn)生變形為向下凹陷，因此產(chǎn)生了壓縮負(fù)應(yīng)變，而測(cè)點(diǎn)48和54由于產(chǎn)生變形無向上凸起，因此產(chǎn)生了拉伸正應(yīng)變，通過圖11的變形形式同樣可以驗(yàn)證。通過上述的分析可以看出，整個(gè)連接器基座加強(qiáng)區(qū)結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度應(yīng)為產(chǎn)生塑性流動(dòng)時(shí)的載荷，即5 600 kN。

圖13 模型壓縮載荷-位移曲線Fig.13 Compression load-displacement curve of model

6 試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比分析

本次模型試驗(yàn)進(jìn)行了相關(guān)材料的性能測(cè)試，通過測(cè)試得出本次試驗(yàn)所使用的船用鋼其屈服極限為310 MPa，因此本次數(shù)值仿真計(jì)算中采用屈服極限為310 MPa的理想彈塑性材料模型，計(jì)算得出的位移載荷曲線見圖13，其極限壓縮載荷為5 380 kN，與模型試驗(yàn)的壓縮極限載荷5 600 kN相比，數(shù)值仿真結(jié)果的誤差為4%左右。

圖14中給出了極限狀態(tài)后卸載后連接器基座加強(qiáng)區(qū)底部結(jié)構(gòu)失效模式。通過圖14（a）和圖14（b）的對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，數(shù)值仿真計(jì)算與模型試驗(yàn)失效模式基本一致。

圖14 聯(lián)合載荷作用下試驗(yàn)與數(shù)值仿真失效模式對(duì)比Fig.14 Comparison of failure modes between model test and numerical simulation under combined loads

7 結(jié) 論

本文開展了復(fù)雜載荷作用下的連接器基座加強(qiáng)區(qū)結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度模型試驗(yàn)，通過本次試驗(yàn)建立了超大型浮體連接器基座加強(qiáng)區(qū)結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)技術(shù)，得出連接器基座加強(qiáng)區(qū)結(jié)構(gòu)的失效模式，并積累相關(guān)的試驗(yàn)經(jīng)驗(yàn)。

通過對(duì)復(fù)雜載荷作用下的連接器基座加強(qiáng)區(qū)結(jié)構(gòu)極限承載能力的研究，得出如下結(jié)論：

（1）通過縮尺前后的數(shù)值仿真計(jì)算結(jié)果表明，本次試驗(yàn)所采用的相似理論合理，可模擬連接器基座加強(qiáng)區(qū)結(jié)構(gòu)的彈性以及塑性階段的相似；

（2）單獨(dú)施加垂向載荷時(shí)，模型應(yīng)變-載荷曲線為線性，已消除初始間隙及殘余應(yīng)力的影響，模型處于彈性狀態(tài)；

（3）通過聯(lián)合載荷作用下的模型試驗(yàn)結(jié)果可以看出，對(duì)于本文所研究的超大型浮式結(jié)構(gòu)物連接器基座加強(qiáng)區(qū)結(jié)構(gòu)，在垂向載荷為800 kN下，其壓縮極限載荷為5 600 kN；

（4）通過試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果的對(duì)比，驗(yàn)證了本文所采用的數(shù)值仿真方法的正確性；

（5）本次試驗(yàn)對(duì)多軸載荷作用下的結(jié)構(gòu)物極限強(qiáng)度的研究和推進(jìn)具有重要意義。

參 考 文 獻(xiàn)：

[1]陳 超.超大型浮式結(jié)構(gòu)在復(fù)雜環(huán)境載荷作用下的疲勞強(qiáng)度評(píng)估[D].武漢：中國艦船研究院,2016.Chen Chao.Fatigue strength evaluation of Very Large Floating Structures under complex environmental loads[D].Wuhan：China Ship Research and Development Academy,2016.

[2]崔維成,吳有生,李潤培.超大型海洋浮式結(jié)構(gòu)物動(dòng)力特性研究綜述[J].船舶力學(xué),2001,5(1)：73-81.Cui Weicheng,Wu Yousheng,Li Runpei.Recent reseraches on dynamic performances of very large floating structures[J].Journal of Ship Mechanics,2001,5(1)：73-81.

[3]張正偉,楊 鵬.超大型浮體連接器基座處加強(qiáng)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析[R].無錫：中國船舶科學(xué)研究中心技術(shù)報(bào)告,2015.Zhang Zhengwei,Yang Peng.Investigation on the strength of stiffened connector base of VLFS[R].Wuxi：China Ship Scientific Research Center,2015.

[4]Pei Zhiyong,Wu Weiguo,Wu Haochen.Ultimate strength research on river-sea-going ship with large hatch opening[J].Research Gate,2014,1：18-26.

[5]趙 南,韋朋余.復(fù)雜載荷作用下連接器基座加強(qiáng)區(qū)結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度模型試驗(yàn)大綱[R].無錫：中國船舶科學(xué)研究中心技術(shù)報(bào)告,2016.Zhao Nan,Wei Pengyu.Ultimate strength model test program of the VLFS connector foundation support reinforcing area structure under complex load[R].Wuxi：China Ship Scientific Research Center,2016.

[6]李生鵬,韋朋余.復(fù)雜載荷作用下連接器基座加強(qiáng)區(qū)結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度模型試驗(yàn)加載裝置研究報(bào)告[R].無錫：中國船舶科學(xué)研究中心技術(shù)報(bào)告,2016.Li Shengpeng,Wei Pengyu.Research report of loading equipment for ultimate strength model test of the VLFS connector foundation support reinforcing area structure under complex load[R].Wuxi：China Ship Scientific Research Center,2016.