劉海陽(yáng)，胡 昱，黃小華，袁太平，王紹敏，陳明強(qiáng)，郭根喜

深水網(wǎng)箱浮架結(jié)構(gòu)的失效及疲勞性能分析

劉海陽(yáng)，胡 昱，黃小華※，袁太平，王紹敏，陳明強(qiáng)，郭根喜

（1. 中國(guó)水產(chǎn)科學(xué)研究院南海水產(chǎn)研究所，農(nóng)業(yè)農(nóng)村部外海漁業(yè)開(kāi)發(fā)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東省網(wǎng)箱工程技術(shù)研究中心，廣州 510300；2. 中國(guó)水產(chǎn)科學(xué)研究院南海水產(chǎn)研究所熱帶水產(chǎn)研究開(kāi)發(fā)中心，三亞 572018）

為了分析臺(tái)風(fēng)海況環(huán)境與系泊載荷導(dǎo)致深水網(wǎng)箱局部崩塌的現(xiàn)象，分析網(wǎng)箱部件長(zhǎng)期承受波浪交變載荷作用而導(dǎo)致的疲勞破壞問(wèn)題，該文自主開(kāi)發(fā)網(wǎng)箱浮架試樣的加工方法，并進(jìn)行浮架管材的性能參數(shù)測(cè)定，進(jìn)一步采用等效載荷有限元模擬、全場(chǎng)景有限元模擬與力學(xué)試驗(yàn)對(duì)比驗(yàn)證，結(jié)合有限元結(jié)構(gòu)仿真分析網(wǎng)箱浮架的失效及疲勞情況。結(jié)果表明，網(wǎng)箱浮架承受拉伸及彎曲載荷時(shí)彈性變形至塑性變形的臨界屈服強(qiáng)度為22.12 和30.58 MPa；浮架應(yīng)力集中及疲勞關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)主要為焊接點(diǎn)、系泊點(diǎn)、管材聯(lián)接及工字架裝配邊緣區(qū)域，塑性區(qū)擴(kuò)展至表面且斷裂伸長(zhǎng)率大于340.18%時(shí)發(fā)生結(jié)構(gòu)斷裂；浮架單點(diǎn)系泊及均布載荷40 kN時(shí)的低周疲勞壽命為734次應(yīng)力循環(huán)，主要是由于此時(shí)的結(jié)構(gòu)應(yīng)力大于疲勞極限3.38 MPa導(dǎo)致疲勞壽命減小。增大系泊面積和工字架數(shù)量、減少焊接接頭、降低聯(lián)接管材的SDR系數(shù)可有效提高網(wǎng)箱浮架的可靠性能。研究結(jié)果可為長(zhǎng)期和極限作業(yè)環(huán)境下網(wǎng)箱結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

有限元；力學(xué)性能；深水網(wǎng)箱；疲勞壽命；曲線

0 引 言

高密度聚乙烯（HDPE）重力式網(wǎng)箱具有性?xún)r(jià)比高、養(yǎng)殖容量大等優(yōu)勢(shì)，為了減輕近岸環(huán)境壓力不斷向深遠(yuǎn)海域發(fā)展，網(wǎng)箱系統(tǒng)可能由于無(wú)法承受波浪環(huán)境的過(guò)大載荷而屈服變形，尤其在面對(duì)超強(qiáng)臺(tái)風(fēng)侵襲時(shí)塑性屈服現(xiàn)象依然較嚴(yán)重，網(wǎng)箱浮架、錨泊及網(wǎng)衣系統(tǒng)協(xié)同抵抗臺(tái)風(fēng)沖擊，承受極限海況的浮架失效問(wèn)題直接影響網(wǎng)箱的快速發(fā)展，且網(wǎng)箱浮架系統(tǒng)協(xié)調(diào)波浪、錨泊及網(wǎng)衣載荷做往復(fù)運(yùn)動(dòng)，浮架可能由于承受振動(dòng)載荷而導(dǎo)致疲勞破壞，尤其目前網(wǎng)箱在疲勞可靠性方面缺乏規(guī)范和統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn)，長(zhǎng)期海上作業(yè)的疲勞老化問(wèn)題急需深入評(píng)估。

有限元（finite element model，F(xiàn)EM）結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)方法分析網(wǎng)箱系統(tǒng)風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估具有顯著優(yōu)勢(shì)[1]，可準(zhǔn)確計(jì)算網(wǎng)箱關(guān)鍵系統(tǒng)的局部破壞，網(wǎng)箱結(jié)構(gòu)彈塑性變形與各部件設(shè)計(jì)、材料特性及載荷方式密切相關(guān)[2]，可以將施加于網(wǎng)箱浮架的波浪、系泊及網(wǎng)衣作用力分解為拉伸、彎曲結(jié)構(gòu)力形式[1,3]。流固耦合模型因很難滿足剛度相似條件而無(wú)法直觀模擬網(wǎng)箱塑性變形，水動(dòng)力學(xué)模型等效為結(jié)構(gòu)力學(xué)模型評(píng)估網(wǎng)箱浮架動(dòng)態(tài)承載能力，對(duì)網(wǎng)箱進(jìn)一步設(shè)計(jì)優(yōu)化具有極大促進(jìn)作用。劉海陽(yáng)等[4]利用材料力學(xué)試驗(yàn)、FEM結(jié)構(gòu)模型非線性分析了網(wǎng)箱裝配結(jié)構(gòu)的載荷響應(yīng)；黃小華等[5]比較分析了不同條件下漁場(chǎng)平臺(tái)系泊力、升沉、縱搖和橫搖的試驗(yàn)結(jié)果；Nguyena等[6]評(píng)估了風(fēng)暴環(huán)境下不同規(guī)格養(yǎng)殖漁場(chǎng)的安全系數(shù)；Zhao等[7]采用結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)及FEM模擬構(gòu)建了浮架圓環(huán)局部應(yīng)力的破壞準(zhǔn)則；Fu等[8]使用頻域方法預(yù)測(cè)了5×2浮架漁場(chǎng)的常規(guī)波模態(tài)動(dòng)力響應(yīng)；Fredriksson等[9]通過(guò)HDPE網(wǎng)箱圓管模型試驗(yàn)及FEM模擬預(yù)測(cè)了局部結(jié)構(gòu)的臨界負(fù)荷；Li等[3]研究了圓型浮架受力的6-DOF動(dòng)態(tài)行為；Huang等[10]采用FEM數(shù)值模型研究了網(wǎng)箱浮架波浪動(dòng)態(tài)響應(yīng)；此外，Dracha等[11]采用FEM方法模擬涉及網(wǎng)箱浮架裝配及工字架等關(guān)鍵結(jié)構(gòu)。研究表明，基于結(jié)構(gòu)模型分析網(wǎng)箱極端載荷的塑性屈服越來(lái)越引起相關(guān)學(xué)者的關(guān)注和重視，針對(duì)網(wǎng)箱浮架塑性破壞方面的研究仍存在不足，且關(guān)于浮架的相關(guān)力學(xué)研究主要為浮管，而網(wǎng)箱浮架焊接及裝配系統(tǒng)的破壞機(jī)理的研究較少。

作業(yè)網(wǎng)箱系統(tǒng)長(zhǎng)期承受波浪動(dòng)態(tài)緩沖力的影響，尤其在臺(tái)風(fēng)期高振幅、高頻率交變應(yīng)力作用下的結(jié)構(gòu)疲勞更需要評(píng)估校準(zhǔn)。網(wǎng)箱結(jié)構(gòu)在波浪力的周期作用下可等效為時(shí)域或頻域振動(dòng)響應(yīng)，Liu等[12]開(kāi)發(fā)了不同網(wǎng)箱結(jié)構(gòu)FEM振動(dòng)模型，評(píng)估浮架結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)疲勞響應(yīng)；Hou等[13]預(yù)測(cè)了網(wǎng)箱網(wǎng)格系泊系統(tǒng)的不同年度疲勞狀態(tài)的損傷分布；Bai等[14-15]采用FEM動(dòng)力學(xué)模型開(kāi)展了網(wǎng)箱浮管的應(yīng)力分析，基于隨機(jī)波浪力的概率分析評(píng)估疲勞壽命；Djebli等[16]通過(guò)材料力學(xué)試驗(yàn)確定HDPE100管材在循環(huán)載荷下的疲勞強(qiáng)度，基于剛度不斷降低推導(dǎo)出累積疲勞損傷-循環(huán)次數(shù)（-）曲線；Khelif等[17]基于估計(jì)Weibull參數(shù)，提供了一種拉伸屈服和疲勞測(cè)試建模技術(shù)。白曉東等[18]通過(guò)曲線梁法且利用時(shí)域法估算浮架疲勞壽命；Huang等[2]，Hou等[19-20]分析了網(wǎng)箱系泊隨作業(yè)時(shí)間的疲勞可靠性；黃小華等[21]提出了一種能夠有效增強(qiáng)網(wǎng)箱浮架結(jié)構(gòu)安全的技術(shù)措施。研究表明，結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)失效及材料損傷積累等因素皆會(huì)導(dǎo)致網(wǎng)箱可靠性降低，但現(xiàn)有文獻(xiàn)未針對(duì)浮架管材疲勞曲線開(kāi)展深入研究，浮架疲勞壽命的數(shù)值模擬與試驗(yàn)等對(duì)比驗(yàn)證仍有待提高，且網(wǎng)箱浮架振動(dòng)疲勞研究主要采用簡(jiǎn)化模型。

綜上，采用FEM結(jié)構(gòu)模型能夠有效研究網(wǎng)箱浮架關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)塑性破壞及振動(dòng)疲勞問(wèn)題。目前國(guó)內(nèi)外報(bào)道中，關(guān)于網(wǎng)箱關(guān)鍵結(jié)構(gòu)破壞性能判斷標(biāo)準(zhǔn)等研究依然不足。本文基于FEM結(jié)構(gòu)靜力學(xué)瞬態(tài)分析和局部結(jié)構(gòu)失效分析，確定浮架承受波浪及系泊載荷的形式，并對(duì)比研究不同結(jié)構(gòu)形式網(wǎng)箱浮架的局部破壞。在浮架試樣疲勞仿真與試驗(yàn)對(duì)比驗(yàn)證基礎(chǔ)上，開(kāi)展網(wǎng)箱浮架系統(tǒng)的焊縫、浮管聯(lián)接、工字架裝配等局部關(guān)鍵結(jié)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)疲勞分析，以支撐網(wǎng)箱浮架長(zhǎng)期海上作業(yè)的結(jié)構(gòu)安全設(shè)計(jì)。以施加拉伸、彎曲及振動(dòng)載荷方式開(kāi)展網(wǎng)箱的力學(xué)試驗(yàn)及模擬，施加波浪載荷及錨泊約束于浮架對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)并得到響應(yīng)云圖，評(píng)估網(wǎng)箱浮架的塑性失效及疲勞情況，以期為長(zhǎng)期承受極限波浪及系泊環(huán)境下網(wǎng)箱結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論支撐。

1 深水網(wǎng)箱浮架的力學(xué)性能參數(shù)

1.1 網(wǎng)箱浮架材料的彎曲力學(xué)參數(shù)

1）網(wǎng)箱浮架材料彎曲強(qiáng)度的計(jì)算公式為

式中σ為彎曲強(qiáng)度，MPa；為試樣所承受的最大載荷，N；為跨距，mm；為試樣寬度，mm；為試樣厚度，mm。

2）網(wǎng)箱浮架材料彎曲模量的計(jì)算公式為

式中E為彎曲模量，MPa；D為撓度曲線上線性階段的載荷，N；D為載荷對(duì)應(yīng)的撓度，指試樣在彎曲過(guò)程中試樣的跨度中心偏離原始位置的距離，mm。

3）網(wǎng)箱浮架管材的彎曲度(%)計(jì)算公式為

D/×100% （3）

1.2 網(wǎng)箱浮架結(jié)構(gòu)FEM非線性模型

根據(jù)網(wǎng)箱浮架模型的結(jié)構(gòu)尺寸、分析類(lèi)型等分配合適的網(wǎng)格單元，主要采用四面體及六面體網(wǎng)格劃分法。周長(zhǎng)60 m圓型（簡(jiǎn)稱(chēng)C60）及六三型網(wǎng)箱浮架[4]節(jié)點(diǎn)數(shù)>2×105、單元數(shù)>105，采用單元Soild187網(wǎng)格劃分，每個(gè)節(jié)點(diǎn)具有、、三個(gè)方向平動(dòng)自由度，具有支持大變形、大應(yīng)變的特性；采用FEM梁?jiǎn)卧狟eam188、管單元Pipe59分析浮架管材結(jié)構(gòu)，每個(gè)節(jié)點(diǎn)有6個(gè)自由度，為、、方向的平動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)；浮架FEM接觸類(lèi)型分別采用Bonded、No separation、Frictionless形式。

1）采用牛頓-辛普森（Newton-Raphson）方程平衡迭代法求解網(wǎng)箱浮架FEM結(jié)構(gòu)非線性問(wèn)題，將載荷分解為多個(gè)增量，每個(gè)增量確定一個(gè)平衡條件，每個(gè)載荷增量步結(jié)束時(shí)平衡迭代驅(qū)使解回到平衡狀態(tài)。

[]{D}={}?{}（4）

式中[]為切向剛度矩陣，N/mm；{D}為位移增量，mm；{}為施加的載荷矢量，N；{}為內(nèi)力矢量，N。

2）牛頓-辛普森方程收斂判據(jù)，定義一個(gè)收斂度以決定迭代的過(guò)程，殘差{}={}?{}（N），當(dāng)殘差的范數(shù)小于指定容差因子乘以參考力值時(shí)，即認(rèn)為得到了收斂的求解數(shù)值，計(jì)算公式為

||{}||<εR（5）

式中εR為力收斂準(zhǔn)則，N；ε為容差因子；R為載荷與反作用力的范數(shù)，N。

1.3 網(wǎng)箱浮架FEM模型疲勞計(jì)算

1）剩余疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)的加載波形為拉伸脈動(dòng)正弦波，頻率=10 Hz，采用等比例載荷加載疲勞作用力“0-”次，施加的正弦恒幅疲勞載荷特性為

式中σ為應(yīng)力水平，MPa；σ為應(yīng)力幅值，MPa；max為最大應(yīng)力，MPa；σ為最小應(yīng)力，MPa；應(yīng)力比=min/max=0 (MPa/MPa)。

2）HDPE網(wǎng)箱浮架有限壽命基于Palmgren-Miner線性疲勞累積損傷理論計(jì)算：

式中n為第級(jí)應(yīng)力水平σ作用的應(yīng)力循環(huán)次數(shù)；N為該應(yīng)力水平下達(dá)到破壞時(shí)的疲勞壽命，應(yīng)力循環(huán)次數(shù)；累積損傷D=1時(shí)網(wǎng)箱浮架發(fā)生破壞。

3）網(wǎng)箱浮架疲勞主裂紋為原始裂紋尺寸擴(kuò)展到臨界尺寸所需的疲勞循環(huán)數(shù)，采用損傷容限法求解疲勞主裂紋擴(kuò)展經(jīng)驗(yàn)規(guī)律為

式中=lg(S/S)/lg(N/N)；S為耐久極限應(yīng)力，MPa；N為S對(duì)應(yīng)的應(yīng)力交變循環(huán)次數(shù)；S為斷裂極限應(yīng)力，MPa；N為S對(duì)應(yīng)的應(yīng)力交變循環(huán)次數(shù)；S為反向彎曲應(yīng)力，MPa；為疲勞壽命，應(yīng)力循環(huán)次數(shù)。

4）在給定試驗(yàn)應(yīng)力條件下疲勞壽命為一自由變量，網(wǎng)箱浮架結(jié)構(gòu)疲勞失效正態(tài)分布關(guān)系為

式中=lg；()為失效的累計(jì)概率，%；μ和σ分別為的平均值和標(biāo)準(zhǔn)偏差。

2 深水網(wǎng)箱浮架材料力學(xué)試驗(yàn)

2.1 網(wǎng)箱浮架管材拉伸、彎曲及焊接試樣制備

參考GB/T 15558.1-2015[22]、ISO 2818-1994[23]自主加工網(wǎng)箱浮架管材為國(guó)標(biāo)試樣：采用數(shù)控鋸床將110 mm HDPE管材橫向切割為長(zhǎng)度300 mm的短管毛坯，縱向切割為寬度30 mm的矩形樣條，如圖1a；采用加工中心高速仿型銑左右兩側(cè)為啞鈴型試樣，平面銑正反兩面至規(guī)定厚度，配備液體冷卻劑以避免熱量在試樣中積聚，如圖1b；用美工刀修理邊角毛刺，用砂紙摩擦至表面光滑等級(jí)達(dá)到要求，檢查試樣的研磨表面、邊緣和切割邊，無(wú)裂紋、劃痕及機(jī)加工損傷等缺陷，拉伸及彎曲試樣如圖1c、圖1d。

HDPE浮架管材設(shè)定為各向同性材料，熱熔焊接參考GB/T 20674.1-2006[24]，浮架管材焊接過(guò)程所用時(shí)間和壓力取決于管材規(guī)格，采用標(biāo)準(zhǔn)尺寸比（standard size ratio）SDR=d/e=11（d為管材的公稱(chēng)外徑、e為公稱(chēng)壁厚）、100管材作為試驗(yàn)材料，熱熔對(duì)接焊參數(shù)見(jiàn)表1，管材焊接過(guò)程分為5個(gè)階段：預(yù)熱卷邊焊接吸熱加熱板抽出切換對(duì)接焊和壓焊冷卻。熱熔接頭包括母材、卷邊、熔合區(qū)3部分，在規(guī)定時(shí)間內(nèi)采用壓力使連接面接觸，并加熱熔融形成均勻一致的對(duì)稱(chēng)凸緣，兩端面翻邊長(zhǎng)度≈4 mm，對(duì)正接頭具有沿管材圓周平滑對(duì)稱(chēng)的翻邊，翻邊最低點(diǎn)高于管材表面，翻邊兩側(cè)外圓周的最大錯(cuò)邊量≤管材壁厚e×10%。依據(jù)GB/T 19810-2005[25]，焊接試樣如圖2所示。

表1 網(wǎng)箱浮架管材熱熔對(duì)接焊工藝參數(shù)

注：B為翻邊長(zhǎng)度，mm；V為錯(cuò)邊量，mm；A為翻邊的最低點(diǎn)。

2.2 網(wǎng)箱浮架試樣拉伸及彎曲試驗(yàn)

參考GB/T 8804.2-88[26]、GB/T 1040.1-2006[27]測(cè)試網(wǎng)箱試樣關(guān)鍵指標(biāo)，預(yù)加載速率為2 mm/min，測(cè)量應(yīng)力達(dá)到0.2 MPa時(shí)切換為拉伸速率50 mm/min，采用游標(biāo)卡尺測(cè)量試樣標(biāo)距40 mm間的寬度(mm)及厚度(mm)，選取距離試樣橫向中心線0、±10和±20 mm的5點(diǎn)截面積（mm2）（截面寬度×厚度）的平均值作為計(jì)算參數(shù)。HDPE試樣在夾持壓力下產(chǎn)生一定的預(yù)應(yīng)力，初始應(yīng)力0≤1%E（E為最大強(qiáng)度，MPa），試樣的長(zhǎng)軸線與試驗(yàn)機(jī)的軸線為一條直線，啞鈴型試樣拉伸試驗(yàn)如圖3a所示。測(cè)試結(jié)束準(zhǔn)則為載荷加載速率下降40%，每組樣品重復(fù)測(cè)試 10次取平均值，當(dāng)試樣在夾具內(nèi)出現(xiàn)滑移、距任一夾具10 mm以?xún)?nèi)斷裂或由于明顯缺陷導(dǎo)致試樣破壞時(shí)，數(shù)據(jù)視為無(wú)效。

彎曲試驗(yàn)參考標(biāo)準(zhǔn)ASTM D790-03[28]、GB/T 9341-2008[29]、QB/T 2803-2006[30]，壓頭縱向與試樣長(zhǎng)度方向垂直接觸，在一定的試樣厚度條件下測(cè)量試樣的彎曲角度、擠壓距離以評(píng)定網(wǎng)箱試樣的彎曲性能（式（1）～（3）），安裝試驗(yàn)機(jī)所需的壓頭半徑和支座半徑1=2=5 mm，彎曲載荷速率為4 mm/min，定位矩條型試樣跨度=15=60 mm。試樣彎曲變形至斷裂的最大應(yīng)力作為網(wǎng)箱材料的彎曲強(qiáng)度，若試樣發(fā)生較大變形而未能發(fā)生破壞時(shí)以彎曲角為160°或試樣外側(cè)的應(yīng)變達(dá)到0.05 mm/mm時(shí)的應(yīng)力作為彎曲屈服強(qiáng)度，矩條型試樣彎曲試驗(yàn)過(guò)程如圖3b所示。

圖3 網(wǎng)箱浮架試樣啞鈴型（焊接）拉伸及矩條型彎曲試驗(yàn)

2.3 HDPE網(wǎng)箱浮架結(jié)構(gòu)作業(yè)工況

網(wǎng)箱浮架主要為HDPE管材盤(pán)卷裝配及焊接結(jié)構(gòu)形式，針對(duì)建立的圓型及六三型網(wǎng)箱浮架模型開(kāi)展FEM計(jì)算和力學(xué)性能分析，結(jié)構(gòu)參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 HDPE網(wǎng)箱浮架有限元模型參數(shù)

3 結(jié)果與分析

3.1 網(wǎng)箱浮架試樣的拉伸及彎曲試驗(yàn)結(jié)果與分析

針對(duì)網(wǎng)箱浮架母材及熱熔焊接試樣開(kāi)展拉伸及彎曲力學(xué)測(cè)試，其中采用焊接改進(jìn)試樣（圖2c）及啞鈴型焊接試樣（圖2d）各5組測(cè)定浮架焊接接口的力學(xué)性能，取10組數(shù)據(jù)的平均值作為試驗(yàn)結(jié)果。依據(jù)公式（1）～（2）計(jì)算彎曲強(qiáng)度、彎曲模量，評(píng)估浮架材料的彈塑性變形及斷裂性能，彈性模量計(jì)算范圍為397.10～726.43 MPa，屈服強(qiáng)度為15.94～22.41 MPa，斷裂伸長(zhǎng)率為340.18%，彎曲度為93.47%。破壞過(guò)程包括彈性階段、達(dá)到屈服強(qiáng)度、應(yīng)力軟化、塑性伸長(zhǎng)、斷裂而未出現(xiàn)應(yīng)力強(qiáng)化，HDPE網(wǎng)箱浮架試樣屈服斷裂規(guī)律如圖4、表3，材料力學(xué)性能與其他學(xué)者研究范圍一致[16]。

參考GB/T 19810-2005[25]，拉伸速率為10 mm/min時(shí)試樣焊縫材料被完全塑性拉伸，拉伸速率為50 mm/min時(shí)焊縫斷裂伸長(zhǎng)率明顯降低。浮架焊接試樣的斷裂伸長(zhǎng)率、屈服強(qiáng)度皆小于母材而彈性模量較大，說(shuō)明焊接結(jié)構(gòu)剛度、強(qiáng)度、韌性皆降低，為浮架作業(yè)危險(xiǎn)區(qū)域。雖然焊接翻邊圓滑、翻邊下側(cè)未有微孔開(kāi)裂、接縫處未露出熔合線（圖2），焊接接頭仍可能存在過(guò)焊、冷焊等工藝缺陷，導(dǎo)致焊接界面的強(qiáng)度低于其他部位。由圖3a、圖6a可知，當(dāng)拉伸載荷不斷增大時(shí)，試樣由彈性變形過(guò)渡為塑性變形時(shí)縮頸部位的有效截面積<初始截面積，而拉伸屈服強(qiáng)度=/（為屈服點(diǎn)的拉力，N；為試樣有效截面積，mm2）為試驗(yàn)過(guò)程中試樣的有效截面單位面積所承受的最大負(fù)荷，為簡(jiǎn)化計(jì)算，以試樣的初始截面積為計(jì)算參數(shù)，造成屈服強(qiáng)度數(shù)值偏小。

圖4 HDPE網(wǎng)箱浮架材料拉伸及彎曲試驗(yàn)結(jié)果

表3 HDPE網(wǎng)箱浮架試樣的拉伸及彎曲試驗(yàn)結(jié)果

3.2 HDPE網(wǎng)箱浮架疲勞試驗(yàn)及應(yīng)力-周期(S-N)擬合曲線

采用Instron 8801疲勞試驗(yàn)機(jī)開(kāi)展網(wǎng)箱浮架的疲勞可靠性試驗(yàn)，設(shè)定頻率10 Hz，在彈塑性變形期間分析交變載荷條件下試樣的疲勞響應(yīng)并依此確定網(wǎng)箱浮架長(zhǎng)期海況條件下的承載失效情況。根據(jù)式（6），不同應(yīng)力水平條件下的疲勞壽命范圍為1～106次，根據(jù)式（10）可知lg遵循正態(tài)分布，可通過(guò)峰值計(jì)數(shù)法及回歸分析得到曲線及疲勞極限，結(jié)果如圖5所示。

圖5 網(wǎng)箱浮架材料應(yīng)力幅值-疲勞壽命(S-N)擬合曲線

由圖5可知，=?1.022ln()+22.201，與Khelif等[17]研究結(jié)果相比（=?1.85lg()+35.6），當(dāng)浮架所受的應(yīng)力水平相同時(shí)，本研究的疲勞壽命偏小。采用數(shù)控仿型銑方法加工HDPE110規(guī)格管材試樣，試樣表面雖然整齊光滑且邊緣無(wú)明顯劃痕、扭曲凹陷及缺口，加工表面的微小粗糙依然會(huì)引起應(yīng)力集中，降低浮架的抗疲勞性能，試樣截面積分布不平均，也產(chǎn)生一定誤差，應(yīng)進(jìn)一步采用未經(jīng)機(jī)加工的網(wǎng)箱HDPE管材及浮架模型開(kāi)展力學(xué)試驗(yàn)。疲勞壽命≥106時(shí)最大作業(yè)應(yīng)力max不應(yīng)超過(guò)許用應(yīng)力[6]，即max≤[6]=8.08 MPa；曲線延長(zhǎng)至水平直線部分對(duì)應(yīng)的應(yīng)力水平為疲勞極限，即循環(huán)次數(shù)≥108時(shí)[8]≤3.38 MPa，網(wǎng)箱浮架經(jīng)過(guò)無(wú)限次應(yīng)力循環(huán)都不發(fā)生破壞，反之當(dāng)應(yīng)力幅值大于3.38 MPa時(shí)網(wǎng)箱浮架產(chǎn)生疲勞損傷，疲勞壽命減小。

3.3 網(wǎng)箱浮架試樣有限元模擬結(jié)果與分析

設(shè)置有限元HDPE試樣與結(jié)構(gòu)鋼夾具為Bonded接觸方式，將力學(xué)試驗(yàn)參數(shù)及曲線導(dǎo)入FEM計(jì)算程序并依據(jù)公式（4）～（5）獲得收斂結(jié)果，建立一端固定約束、一端拉伸的1:1 3D拉伸模型；FEM彎曲模型與力學(xué)試驗(yàn)相同，為2點(diǎn)支撐、1點(diǎn)壓載，結(jié)果如圖6～7、表4所示。由試驗(yàn)結(jié)果可知，載荷振幅0～1 kN及頻率10 Hz時(shí)，啞鈴型試樣拉伸振動(dòng)試驗(yàn)的最小壽命周期為1.436×105，啞鈴型FEM彈性拉伸試樣的壽命周期為1.505×105，全場(chǎng)景FEM彈性拉伸試樣的壽命周期為1.884×105。載荷0～20 N時(shí)，F(xiàn)EM全場(chǎng)景彈性彎曲試樣的壽命周期為1×106，最大損傷為矩條型試樣中心與壓頭接觸區(qū)域。

圖6 網(wǎng)箱浮架試樣拉伸載荷0～1 kN時(shí)的有限元模擬及試驗(yàn)結(jié)果

圖7 網(wǎng)箱浮架試樣彎曲載荷0～20 N時(shí)的有限元模擬結(jié)果

表4 網(wǎng)箱浮架試樣拉伸及彎曲載荷的有限元模擬結(jié)果

啞鈴型與全場(chǎng)景拉伸模型在100 N載荷時(shí)的應(yīng)力誤差為0.19%，800 N載荷時(shí)網(wǎng)箱試樣全場(chǎng)景彈性及塑性模型應(yīng)力的誤差為5.06%，載荷相同時(shí)彈性模型應(yīng)力值大于塑性模型，即采用FEM彈性方程計(jì)算網(wǎng)箱浮架模型可保證安全要求[12]。FEM拉伸模擬結(jié)果在靠近試樣中間偏上側(cè)區(qū)域的應(yīng)力最大且出現(xiàn)縮頸現(xiàn)象，未出現(xiàn)肩部斷裂、塑性變形擴(kuò)展到試樣整個(gè)肩寬區(qū)域的現(xiàn)象，與試驗(yàn)情況一致。由圖6、式（10）可知，載荷為0～1 000 N時(shí)最小疲勞壽命出現(xiàn)在試樣圓弧過(guò)渡內(nèi)側(cè)的中部區(qū)域，而0～100 N載荷的FEM最小疲勞壽命的應(yīng)力循環(huán)次數(shù)為5.319×107，滿足作業(yè)耐久性要求。

全場(chǎng)景彈性彎曲模型、矩條型試樣彎曲模型在20 N載荷時(shí)的屈服應(yīng)力分別為12.376和13.465 MPa，與試驗(yàn)結(jié)果的誤差為8.09%，且FEM等效載荷模型、FEM全場(chǎng)景模型與試驗(yàn)獲得的載荷破壞方式相同，表明采用浮架結(jié)構(gòu)模型分析等效波浪及系泊的拉伸及彎曲載荷響應(yīng)結(jié)果可靠?；谑剑?）～（8）計(jì)算的浮架試樣低周至高周疲勞壽命可作為網(wǎng)箱結(jié)構(gòu)長(zhǎng)期作業(yè)疲勞失效的預(yù)報(bào)條件，彎曲應(yīng)力振幅0～13.465 MPa大于拉伸應(yīng)力振幅0～13.129 MPa時(shí)，彎曲疲勞壽命周期為1×106，大于拉伸壽命周期1.884×105，說(shuō)明網(wǎng)箱浮架海上作業(yè)時(shí)在拉伸載荷條件下的高周振動(dòng)疲勞損傷較大；彎曲模量（513.71 MPa）<彈性模量（692.69 MPa），彎曲度（93.47%）<斷裂伸長(zhǎng)率（340.18%），說(shuō)明網(wǎng)箱浮架海上作業(yè)時(shí)在彎曲載荷條件下的低周疲勞及靜載荷損傷較大。

3.4 圓型及六三型網(wǎng)箱浮架的有限元模擬結(jié)果與分析

基于波浪作用于浮架為均布載荷、錨泊作用于浮架為集中約束的特點(diǎn)，設(shè)計(jì)網(wǎng)箱FEM模型結(jié)構(gòu)力計(jì)算程序，分析網(wǎng)箱浮架的瞬態(tài)靜載荷響應(yīng)，獲得網(wǎng)箱浮架的變形、應(yīng)力和應(yīng)變的分布模式。施加交變載荷及系泊約束對(duì)浮架彈性階段長(zhǎng)期承受波浪載荷的疲勞風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行評(píng)估，結(jié)果如圖8～9、表5所示。

圖8 C60圓型網(wǎng)箱浮架單點(diǎn)系泊及均布載荷40 kN條件下的有限元分析結(jié)果

圖9 六三型網(wǎng)箱浮架SPM及均布載荷40 kN條件下的有限元分析結(jié)果

表5 不同結(jié)構(gòu)形式的網(wǎng)箱浮架有限元分析結(jié)果

六三型網(wǎng)箱浮架最小安全因子分布于遠(yuǎn)離系泊點(diǎn)的內(nèi)六角與外三角聯(lián)接區(qū)域，為浮架受力分析的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)區(qū)域。在彈性-塑性變形階段分別以屈服強(qiáng)度22.12和30.58 MPa作為拉伸及彎曲作業(yè)的臨界標(biāo)準(zhǔn)；在塑性-失效階段，HDPE管材達(dá)到屈服后不會(huì)立即導(dǎo)致破壞，塑性區(qū)不斷擴(kuò)展至外表面且斷裂伸長(zhǎng)率超過(guò)340.18%時(shí)發(fā)生結(jié)構(gòu)斷裂。最大應(yīng)力出現(xiàn)在焊接區(qū)域、系泊區(qū)域及工字架兩側(cè)邊緣區(qū)域；當(dāng)均布40 kN載荷時(shí)C60網(wǎng)箱模型8點(diǎn)系泊的等效應(yīng)力為3.62 MPa，小于SPM應(yīng)力38.57 MPa的1/10，表明增加系泊點(diǎn)和工字架、減少熱熔焊接接頭能有效提高網(wǎng)箱浮架系統(tǒng)強(qiáng)度。

根據(jù)長(zhǎng)期波浪動(dòng)態(tài)載荷對(duì)網(wǎng)箱的振動(dòng)作用過(guò)程，網(wǎng)箱浮架與錨泊、網(wǎng)衣由于波浪作用相互接觸或分離時(shí)發(fā)生剛度突變而導(dǎo)致受力狀態(tài)不斷變化；圓型網(wǎng)箱浮架主要承受彎曲載荷而呈橢圓往復(fù)振動(dòng)，彎曲后的浮架外側(cè)受到交變壓縮力、內(nèi)側(cè)承受瞬態(tài)張力；六三型網(wǎng)箱浮架由于外三角及內(nèi)六角的結(jié)構(gòu)形式，承受均布載荷及SPM時(shí)產(chǎn)生拉伸及彎曲振動(dòng)變形；C60網(wǎng)箱在SPM、均布40 kN瞬態(tài)載荷時(shí)的最大應(yīng)力為38.57 MPa，大于六三型網(wǎng)箱的24.08 MPa，在此條件下，六三型網(wǎng)箱結(jié)構(gòu)的理論應(yīng)力集中系數(shù)K=max/σ（σ為基準(zhǔn)應(yīng)力值）小于圓型，故SPM與均布載荷條件下六三型網(wǎng)箱浮架力學(xué)性能優(yōu)于圓型浮架結(jié)構(gòu)。

六三型網(wǎng)箱浮架單點(diǎn)約束及均布40 kN載荷時(shí)的疲勞應(yīng)力循環(huán)次數(shù)最小為734，主要包括疲勞裂紋形成的應(yīng)力循環(huán)周期N及主裂紋擴(kuò)展到疲勞破壞的應(yīng)力循環(huán)周期N，疲勞破壞區(qū)域與最小安全因子分布區(qū)域相同，為遠(yuǎn)離系泊點(diǎn)的內(nèi)六角與外三角聯(lián)接區(qū)域。采用疲勞損傷累積理論（式（8））及損傷容限法（式（9））對(duì)浮架關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)剩余強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)估，網(wǎng)箱浮架存在損傷時(shí)發(fā)生裂紋快速擴(kuò)展，裂紋增長(zhǎng)源于應(yīng)力集中點(diǎn)，在周期性應(yīng)變作用下導(dǎo)致斷裂。由圖5可知，在低頻及低振幅的應(yīng)力條件下，網(wǎng)箱結(jié)構(gòu)局部缺口長(zhǎng)期處于彈性變形，破壞模式主要由應(yīng)力的反復(fù)施加作用引發(fā)疲勞損傷，裂紋增長(zhǎng)達(dá)到臨界值時(shí)發(fā)生疲勞斷裂。波浪長(zhǎng)期載荷作用下圓型及六三型網(wǎng)箱浮架系泊點(diǎn)、浮管聯(lián)接及工字架裝配邊緣為發(fā)生疲勞損傷的主要區(qū)域，增大網(wǎng)箱浮架關(guān)鍵部件的接觸面積及數(shù)量，通過(guò)增加管材厚度降低聯(lián)接管材的SDR系數(shù)等可有效提高網(wǎng)箱浮架在波浪振動(dòng)載荷條件下的安全使用壽命。

4 結(jié) 論

對(duì)深水網(wǎng)箱浮架開(kāi)展非線性靜載荷、振動(dòng)疲勞過(guò)程的力學(xué)試驗(yàn)和FEM分析，結(jié)果表明：

1）獲得了HDPE網(wǎng)箱浮架的疲勞曲線，波浪振動(dòng)載荷條件下應(yīng)力大于疲勞極限3.38 MPa時(shí)產(chǎn)生疲勞損傷。單點(diǎn)系泊及均布載荷40 kN時(shí)，網(wǎng)箱浮架的疲勞壽命為734次應(yīng)力循環(huán)，最小壽命主要發(fā)生在浮架系泊區(qū)域、焊接區(qū)域及工字架兩側(cè)邊緣區(qū)域。增大網(wǎng)箱浮架關(guān)鍵部件的接觸面積及數(shù)量、減少焊接接頭、增加管材厚度降低聯(lián)接管材的SDR系數(shù)等可有效提高網(wǎng)箱浮架在波浪振動(dòng)載荷條件下的安全使用壽命。

2）單點(diǎn)系泊及均布載荷作用下，圓型網(wǎng)箱浮架主要承受彎曲載荷，六三型網(wǎng)箱浮架主要發(fā)生拉伸及彎曲組合變形。與拉伸受力方式相比，彎曲載荷對(duì)海上作業(yè)浮架造成的低周疲勞及靜載荷損傷較大，高周振動(dòng)疲勞損傷較小。屈服強(qiáng)度達(dá)到22.120和30.58 MPa時(shí)，拉伸及彎曲載荷條件下的網(wǎng)箱浮架由彈性變形轉(zhuǎn)為塑性變形，關(guān)鍵部件的塑性區(qū)擴(kuò)展至結(jié)構(gòu)表面且斷裂伸長(zhǎng)率大于340.18%時(shí)發(fā)生結(jié)構(gòu)斷裂。

3）分別施加拉伸與彎曲載荷進(jìn)行力學(xué)試驗(yàn)、FEM試樣模型、全場(chǎng)景FEM模型模擬驗(yàn)證，結(jié)果表明，試驗(yàn)結(jié)果與模擬試驗(yàn)結(jié)果的應(yīng)力誤差最大為8.09%，振幅0～1 kN及頻率10 Hz下，疲勞試驗(yàn)及FEM模擬結(jié)果的疲勞壽命周期分別為1.436×105和1.505×105，矩條型試樣在彎曲載荷作用下的最大損傷區(qū)域?yàn)樵嚇又行呐c壓頭接觸區(qū)域，與試驗(yàn)結(jié)果相同。

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[30]中華人民共和國(guó)國(guó)家發(fā)展和改革委員會(huì). 硬質(zhì)塑料管材彎曲度測(cè)量方法測(cè)試：QB/T 2803-2006[S]. 北京：中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社，2006.

Failure and fatigue analysis of floating structure of offshore cage

Liu Haiyang, Hu Yu, Huang Xiaohua※, Yuan Taiping, Wang Shaomin, Chen Mingqiang, Guo Genxi

(1.510300,;2.572018)

In order to reduce the structural failure risk of extremely high sea conditions with the strong typhoon impacts, to analyze the yielded phenomenon under excessive wave and mooring loads, and to further study the fatigue problem on the key components of the floating collar caused by long-term bearing of the wave alternating loads, In this paper, the processing method of the floating collar sample is developed, and the performance parameters of the floating collar pipe are measured, and the equivalent load finite element simulation, full scene finite element simulation and mechanical test are carried out, and the failure and fatigue of the floating collar are analyzed by combining the finite element structure simulation in this research. The results show that the fatiguecurve of floating collar can be described by=?1.022ln()+22.201, the working stress should be not more than 3.38 MPa if the fatigue life is not less than 108stress cycles. The mechanical properties of welding joints are lower than that of the respective raw pipe. The minimum tested fatigue life of the dumbbell-shaped specimen is 1.436×105stress cycles under the load of amplitude 0-1 kN and frequency 10 Hz, while the FEM simulation fatigue life of dumbbell type is 1.505×105stress cycles. When bending load stress (0-13.465 MPa) is greater than tensile load stress (0-13.129 MPa), whereas bending load life (1×106) is greater than tensile load life (1.884×105), the high-cycle fatigue damage of float under tensile load is larger than that of bending load. The flexural modulus is 513.71 MPa, elastic modulus is 692.69 MPa, the tortuosity is 93.47%, the elongation at break is 340.18%, indicating that, compared to the tensile load, the low-cycle fatigue damage and static damage of bending load is larger. That is, both the tensile and bending loads should be considered at the same time to evaluate the failure of floating collar. During the elastic deformation to plastic deformation, the tensile strength is 22.12 MPa and bending strength is 30.58 MPa, which should be function as the evaluative criterion. During the plastic deformation to failure state, the HDPE pipe will not be destroyed immediately after it reaches yield, the plastic zone will continue to expand to the outer surface and the structural fracture will occur when the elongation at break exceeds 340.18%. The nonlinear behavior of the FEM model of floating collar is mainly caused by geometrical changes in some key areas, and the minimum values of life span and safety factor of hexagon-triangle cage float are mainly in the connection area of the inner hexagon to the outer triangle far away from the mooring point. As the uniform load is 40 kN, the equivalent stress of single point mooring (SPM) and 8 points mooring of C60 floating collart are 38.57 and 3.62 MPa, respectively. More specifically, the stress of 8 points mooring is less than the 1/10 of single point mooring, which shows that increasing the mooring points can effectively improve the safety performance of floating collar. The maximum stress of C60 type floating collar under the condition of SPM and 40 kN uniform load is 38.57 MPa, which is greater than 24.08 MPa of hexagon-triangle type floating collar, under this condition, the minimum number of fatigue stress cycles of hexagon-triangle type floating collar is 734, and its mechanical properties are better than that of circular floating collar structure. The key points of the stress concentration are mainly at the floating collar’s welding points, mooring points and at the edge areas of the braces. Increasing the number of mooring points and braces and reducing the standard size ratio(SDR) of main pipes’ connection areas can improve the ultimate bearing capacity and fatigue reliability of floating collar for the long-term wave and mooring conditions. The results can provide the principle guidelines for the structural optimization design of floating collar under the long-term or extreme environment.

finite element; mechanics properties; offshore collar; fatigue life;-curve

劉海陽(yáng)，胡 昱，黃小華，袁太平，王紹敏，陳明強(qiáng)，郭根喜. 深水網(wǎng)箱浮架結(jié)構(gòu)的失效及疲勞性能分析[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報(bào)，2020，36(3)：46－54.doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2020.03.006 http://www.tcsae.org

Liu Haiyang, Hu Yu, Huang Xiaohua, Yuan Taiping, Wang Shaomin, Chen Mingqiang, Guo Genxi. Failure and fatigue analysis of floating structure of offshore cage[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2020, 36(3): 46－54. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2020.03.006 http://www.tcsae.org

2019-10-23

2020-01-18

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃（2019YFD0900903）；國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（31902424，31772897）；海洋經(jīng)濟(jì)創(chuàng)新發(fā)展區(qū)域示范專(zhuān)項(xiàng)（Bhsfs012）；廣東省現(xiàn)代農(nóng)業(yè)產(chǎn)業(yè)技術(shù)體系海水魚(yú)產(chǎn)業(yè)創(chuàng)新項(xiàng)目（2019KJ143）

劉海陽(yáng)，助理研究員，主要從事離岸網(wǎng)箱養(yǎng)殖裝備與工程研究。Email：18818399534@139.com

黃小華，副研究員，主要研究方向?yàn)殡x岸網(wǎng)箱養(yǎng)殖裝備與工程。Email：huangx-hua@163.com

10.11975/j.issn.1002-6819.2020.03.006

S953.5

A

1002-6819(2020)-03-0046-09