陸 曄，滕 蓓，王新宇，陳彧超，祁恩榮，張 浩

（1.中國(guó)船舶科學(xué)研究中心，江蘇無(wú)錫 214082；2.江蘇省無(wú)錫交通高等職業(yè)技術(shù)學(xué)校，江蘇無(wú)錫 214151；3.上海船舶研究設(shè)計(jì)院，上海 201203）

0 引 言

海洋超大型浮體是一種由多個(gè)構(gòu)型尺寸相同或類似的半潛式浮式結(jié)構(gòu)物通過(guò)具有特定剛度連接器組成的多模塊浮體系統(tǒng)，由于超大型浮體結(jié)構(gòu)龐大，并且長(zhǎng)期漂浮在海上，不可避免地會(huì)遭到惡劣海況。即使停泊在瀉湖內(nèi)，由于淺水以及非均勻海底地形的影響，超大型浮體結(jié)構(gòu)仍然需要面臨巨大的載荷。而連接器作為超大型浮體最基本、最關(guān)鍵的連接設(shè)備，也是最為薄弱的環(huán)節(jié)，當(dāng)環(huán)境荷載大于連接器的設(shè)計(jì)荷載時(shí)，連接器將會(huì)發(fā)生局部破壞從而導(dǎo)致超大型浮體整體結(jié)構(gòu)失效。為保證連接器的結(jié)構(gòu)安全性，同時(shí)保證超大型浮體的完整性，需要評(píng)估超大型浮體連接器的極限承載能力。一般來(lái)說(shuō)，超大型浮體的連接器采用鉸接式柔性連接方式，通過(guò)填充柔性材料達(dá)到調(diào)節(jié)連接器剛度和降低載荷的作用，而鉸接式連接方式和柔性材料引入了力學(xué)分析的非線性問(wèn)題，增加了連接器結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度評(píng)估的難度。

針對(duì)海洋超大型浮體，吳有生[1]首次提出三維線性水彈性理論，研究了彈性連接多剛體模塊系統(tǒng)的流固耦合問(wèn)題，得到了結(jié)構(gòu)在不同浪向角下的運(yùn)動(dòng)和變形以及連接件動(dòng)力響應(yīng)[2]；Ertekin 等[3]和Riggs 等[4]利用三維勢(shì)流理論和格林函數(shù)法并考慮了剛體模塊間水動(dòng)力相互影響，計(jì)算了移動(dòng)海上基地單模塊的運(yùn)動(dòng)和連接器載荷，并比較了5個(gè)模塊不相連、柔性連接以及剛性連接時(shí)的運(yùn)動(dòng)和連接器載荷；余瀾[5]分析了移動(dòng)海上基地模塊間相互作用力、連接器剛度、浪向角、海況對(duì)模塊運(yùn)動(dòng)和連接器載荷的影響；祁恩榮等[6]采用剛性模塊柔性連接器模型，基于三維勢(shì)流理論計(jì)算近島礁浮體水動(dòng)力，從而得到連接器的動(dòng)力響應(yīng)；祁恩榮等[7]還設(shè)計(jì)了柔性連接器模型，通過(guò)不同幅值和載荷組合的連接器靜態(tài)拉伸和壓縮試驗(yàn)，研究了超大型浮體連接器的剛度特性，探討了組合載荷對(duì)連接器剛度的影響；張波等[8]計(jì)算了由不同數(shù)量半潛式模塊組成的海上移動(dòng)基地系統(tǒng)在規(guī)則波和不規(guī)則波下的水動(dòng)力響應(yīng)和連接器動(dòng)力響應(yīng)；劉超等[9]比較了3種不同模型在7級(jí)海況作用下的連接器動(dòng)力響應(yīng)，探討了淺水效應(yīng)對(duì)連接器動(dòng)力特性的影響。上述工作主要集中在超大型浮體連接器外載荷分析方面，提出了重要的理論和實(shí)踐方法，甚至通過(guò)試驗(yàn)來(lái)驗(yàn)證連接器的動(dòng)響應(yīng)。而由于連接器的構(gòu)型和設(shè)計(jì)難以確定，在確定性載荷下的連接器內(nèi)力計(jì)算工作并不多。朱璇等[10]提出了一種柔性連接器的形式，建立連接器的有限元模型進(jìn)行非線性分析；陸曄等[11-12]針對(duì)超大型浮體的載荷特性設(shè)計(jì)了鉸接式柔性連接器，通過(guò)耳環(huán)數(shù)量、銷軸結(jié)構(gòu)形式等各種優(yōu)化，確立了空心變截面圓柱體銷軸單耳加裝尼龍?zhí)淄驳男问?；張浩等[13]研究了帶有柔性?shī)A層連接器的力學(xué)特性，明確了柔性?shī)A層對(duì)連接器的剛度和應(yīng)力變化的影響。

本文以橫向浮筒式的超大型浮體為研究對(duì)象，結(jié)合連接器動(dòng)響應(yīng)特點(diǎn)，設(shè)計(jì)并開(kāi)展了柔性連接器極限強(qiáng)度模型試驗(yàn)，試驗(yàn)?zāi)康娜缦拢?/p>

（1）建立柔性連接器極限強(qiáng)度模型試驗(yàn)方法，掌握相關(guān)試驗(yàn)測(cè)量技術(shù)和數(shù)據(jù)分析方法，為鑒定柔性連接器承載能力提供有效手段；

（2）獲得柔性連接器在工作載荷下的結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布和變形情況，了解各構(gòu)件的承載能力，為優(yōu)化柔性連接器設(shè)計(jì)方案提供依據(jù)；

（3）揭示柔性連接器結(jié)構(gòu)的失效模式，獲得柔性連接器的極限強(qiáng)度，為驗(yàn)證柔性連接器的極限強(qiáng)度評(píng)估方法提供依據(jù)。

本文通過(guò)對(duì)模型載荷、結(jié)構(gòu)應(yīng)力和變形等測(cè)量數(shù)據(jù)的分析，了解柔性連接器結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布和變形情況，給出柔性連接器的結(jié)構(gòu)失效模式和極限強(qiáng)度，為驗(yàn)證柔性連接器的極限強(qiáng)度評(píng)估方法和優(yōu)化柔性連接器的設(shè)計(jì)方案提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)對(duì)象

1.1 試驗(yàn)對(duì)象原型

超大型浮體主尺度見(jiàn)表1，模塊間的連接器安裝位置如圖1 所示，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。

圖1 連接器布置位置Fig.1 Connector locations

表1 超大型浮體主尺度Tab.1 Main parameters of VLFS

以五模塊橫向浮筒式超大型浮體為研究對(duì)象，開(kāi)展了鉸接式連接器載荷與響應(yīng)研究，不同浪向角下連接器受力如圖2所示，橫坐標(biāo)是浪向角（°），縱坐標(biāo)是連接器載荷（N）。當(dāng)浪向角小于60°時(shí)，連接器載荷和模塊運(yùn)動(dòng)響應(yīng)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(shí)，連接器載荷和模塊運(yùn)動(dòng)響應(yīng)出現(xiàn)峰值，最大縱向載荷可達(dá)工作載荷的近3 倍，是設(shè)計(jì)中應(yīng)該避免的極端載荷。

圖2 不同浪向角下連接器受力Fig.2 Forces of connectors at different wave angles

根據(jù)鉸接式連接器載荷與響應(yīng)研究結(jié)果，設(shè)計(jì)了如圖3所示的鉸接式連接器，連接器總長(zhǎng)為4.0 m，寬為2.4 m，高為2.4 m，主要由單耳、雙耳、基座、環(huán)肋加強(qiáng)圓管軸和尼龍柔性?shī)A層構(gòu)成，主要參數(shù)如表1所示。

圖3 超大型浮體柔性連接器原型三視圖及三維圖Fig.3 3-view diagram and 3D image of VLFS connector prototype

柔性?shī)A層布置在單耳和圓管軸之間，采用尼龍66 材料（彈性模量為8.3 GPa，泊松比為0.405），其余構(gòu)件采用高強(qiáng)度鋼（彈性模量為206 GPa，屈服強(qiáng)度為315 MPa，泊松比為0.3）。采用柔性?shī)A層不僅可以減小沖擊載荷引起的損傷，而且還可以調(diào)節(jié)模塊間相對(duì)運(yùn)動(dòng)的頻率，以錯(cuò)開(kāi)波浪譜中能量峰值頻率，從而減小模塊間相對(duì)運(yùn)動(dòng)和連接器載荷。圓管軸內(nèi)表面在單、雙耳之間布置加強(qiáng)環(huán)肋，采用這樣的結(jié)構(gòu)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(shí)連接器先于模塊和基座破壞。

1.2 試驗(yàn)對(duì)象模型

綜合考慮超大型浮體柔性連接器的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)、加工工藝、加載裝置等因素，選擇模型與原型的縮尺比為1:10，連接器縮尺后主要參數(shù)見(jiàn)表2。連接器裝配模型和有限元模型如圖4 所示，將基座與加載裝置合為一體，通過(guò)后部中心螺桿與液壓裝置相連?？紤]到加工便利和節(jié)約成本，材料選用普通鋼（名義屈服強(qiáng)度為235 MPa，實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度約為300 MPa）。

表2 超大型浮體柔性連接器原型和縮比模型主要參數(shù)Tab.2 Main parameters of VLFS flexible connector prototype and scaled model

圖4 超大型浮體柔性連接器試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿S效果圖（包括基座與加載裝置）Fig.4 3D renderings of the test model of the flexible connector for VLFS (including base and loading device)

2 試驗(yàn)內(nèi)容和測(cè)點(diǎn)布置

2.1 試驗(yàn)內(nèi)容

本試驗(yàn)主要研究在縱向極端載荷作用下柔性連接器的極限強(qiáng)度，試驗(yàn)內(nèi)容主要包括以下幾個(gè)方面：

（1）材料力學(xué)性能試驗(yàn)

將模型同批次的鋼材制成拉伸試件，進(jìn)行材料力學(xué)性能試驗(yàn)，測(cè)量試件應(yīng)力和變形，獲得材料的彈性模量和屈服強(qiáng)度。

（2）彈性試驗(yàn)

在材料彈性范圍內(nèi)作三次縱向加載，最大載荷為500 kN，加載步長(zhǎng)為100 kN。檢驗(yàn)測(cè)量系統(tǒng)和加載裝置的可靠性，測(cè)量模型載荷、應(yīng)力和變形，獲得模型應(yīng)力分布和載荷-位移曲線。

（3）極限破壞試驗(yàn)

進(jìn)行極限破壞試驗(yàn)，在載荷小于1 300 kN 時(shí)，加載步長(zhǎng)為100 kN；在載荷大于1 300 kN 時(shí)，加載步長(zhǎng)為50 kN，直至連接器試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶l(fā)生極限破壞。測(cè)量試驗(yàn)?zāi)Ｐ洼d荷、應(yīng)力和變形，獲得模型極限失效模式和極限強(qiáng)度。

2.2 測(cè)點(diǎn)布置

本文采用ABAQUS軟件進(jìn)行連接器原型強(qiáng)度計(jì)算，其中，連接器的單耳和雙耳與銷軸分別采用面接觸方式建模，柔性?shī)A層與單耳內(nèi)側(cè)面以及銷軸采用面接觸方式建模。整個(gè)模型共計(jì)18 499個(gè)節(jié)點(diǎn)，15 888個(gè)8節(jié)點(diǎn)的C3D8R單元。在模型的左側(cè)雙耳基座面施加固定約束，在右端單耳基座施加X(jué)向單向載荷40 MN，連接器原型應(yīng)力計(jì)算結(jié)果如圖5所示。

圖5 連接器原型Fig.5 Prototypes of the connector

根據(jù)有限元應(yīng)力結(jié)果，給出了如圖6 和表3 所示的模型試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置，其中三向應(yīng)變片12 個(gè)、單向片1 個(gè)，共計(jì)13 個(gè)測(cè)點(diǎn)和37 個(gè)通道。由于空心變截面圓管軸與雙耳及單耳耳面接觸并傳遞載荷，故測(cè)點(diǎn)均在圓管軸的內(nèi)壁。

表3 超大型浮體柔性連接器極限強(qiáng)度模型試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置Tab.3 Measuring point distributions for ultimate strength model test of the flexible connector for VLFS

圖6 測(cè)點(diǎn)布置Fig.6 Measuring point distributions

2.3 試驗(yàn)過(guò)程

按照模型試驗(yàn)大綱的要求進(jìn)行試驗(yàn)?zāi)Ｐ图凹虞d裝置的加工，完成測(cè)點(diǎn)布置等準(zhǔn)備工作。借助工裝，將連接器試驗(yàn)?zāi)Ｐ脱b配在6 000 kN 的結(jié)構(gòu)試驗(yàn)平臺(tái)上，如圖7 所示，連接應(yīng)變傳感器，調(diào)試加載裝置，布放位移傳感器等。試驗(yàn)過(guò)程中，在連接器模型單耳端部施加拉伸載荷，在雙耳端部施加固支約束。

圖7 試驗(yàn)加載裝置Fig.7 Test loading device

連接器極限強(qiáng)度模型試驗(yàn)結(jié)束后對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ颓茐那闆r進(jìn)行檢查。圖8為連接器極限強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)束后的變形情況，圓管軸已經(jīng)發(fā)生明顯的塑形彎曲變形，雙耳向外擴(kuò)張嚴(yán)重，單耳塑形變形并不明顯，同時(shí)尼龍發(fā)生一定程度的撕裂。通過(guò)對(duì)采集數(shù)據(jù)的讀取，發(fā)現(xiàn)測(cè)量數(shù)據(jù)記錄完整，各測(cè)點(diǎn)信號(hào)正常，可以確定此次試驗(yàn)成功。

圖8 連接器變形圖Fig.8 Deformation of the connector after test

3 模型試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒牧闲阅?/h3>

試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮囼?yàn)段采用了Q235鋼，因此加工與模型材料同一生產(chǎn)批次的10 mm厚度板材試件1只，利用材料試驗(yàn)機(jī)得到各試件應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系，應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖9所示。

圖9 材料應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.9 Stress-strain curve

3.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛦坞p耳極限強(qiáng)度試驗(yàn)應(yīng)變測(cè)量及分析

結(jié)合連接器模型中單雙耳在破壞試驗(yàn)時(shí)的應(yīng)變測(cè)量結(jié)果可知，雙耳變形量要大于單耳，且雙耳主要變形是沿軸向的拉伸變形，其中最大應(yīng)變位于A03號(hào)和B03號(hào)測(cè)點(diǎn)附近。在軸向荷載小于1 200 kN時(shí)，雙耳的應(yīng)變?cè)黾臃容^為穩(wěn)定。當(dāng)軸向荷載達(dá)到1 200 kN時(shí)，雙耳的應(yīng)變明顯增大，如圖10（a）所示。

3.3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛨A管軸應(yīng)變測(cè)量及分析

根據(jù)連接器模型中圓管軸在破壞試驗(yàn)時(shí)的應(yīng)變測(cè)量結(jié)果可知，圓管軸的應(yīng)變最大，其中最大應(yīng)變位于C06和C02號(hào)測(cè)點(diǎn)附近。在軸向荷載小于1 200 kN時(shí)，圓管軸的應(yīng)變?cè)黾臃容^為穩(wěn)定。當(dāng)軸向荷載達(dá)到1 200 kN時(shí)，雙耳的應(yīng)變明顯增大，如圖10（b）所示。

圖10 通道荷載應(yīng)變曲線Fig.10 Load-strain curves of partial channels

3.4 試驗(yàn)結(jié)果與非線性有限元計(jì)算對(duì)比

根據(jù)試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?shí)測(cè)的材料性能和尺寸，對(duì)其數(shù)值模型進(jìn)行調(diào)整，再次進(jìn)行材料和幾何非線性多面接觸計(jì)算，獲得模型在破壞前的變形情況，失效模式的等效應(yīng)力分布如圖11所示。

圖11 柔性連接器模型失效模式等效應(yīng)力分布Fig.11 Equivalent stress distribution of failure mode of flexible connector model

圖12給出了試驗(yàn)和計(jì)算的極限破壞的載荷-位移曲線，1 000 kN載荷步以前，位移-荷載曲線呈近似線性變化規(guī)律；1 000 kN 以后，連接器的非線性力學(xué)特性明顯；當(dāng)荷載增加至2 000 kN 時(shí)，連接器發(fā)生破壞，油缸卸載，連接器模型極限強(qiáng)度為2 000 kN。計(jì)算結(jié)果的破壞形式與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，計(jì)算得到連接器模型的極限強(qiáng)度為1 987 kN，誤差為0.65%，與試驗(yàn)結(jié)果吻合。

圖12 柔性連接器載荷位移曲線對(duì)比Fig.12 Load-displacement curve comparison between calculations and test of flexible connectors

4 結(jié) 論

根據(jù)試驗(yàn)大綱的要求，通過(guò)精心和細(xì)致的試驗(yàn)準(zhǔn)備，以及對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的分析，可以認(rèn)為連接器極限強(qiáng)度模型試驗(yàn)在模型設(shè)計(jì)、模型加工、加載方案和加載裝置設(shè)計(jì)、應(yīng)變測(cè)量等各方面的工作都是成功的，試驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)是正確、有效和可靠的，試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析結(jié)果可為驗(yàn)證真實(shí)連接器極限強(qiáng)度計(jì)算方法提供試驗(yàn)依據(jù)。

從超大型浮體柔性連接器極限強(qiáng)度模型試驗(yàn)中主要得到了如下結(jié)論：

（1）基于剛性模塊柔性連接模型計(jì)算五模塊橫向下浮筒式超大型浮式結(jié)構(gòu)物的動(dòng)力響應(yīng)，獲得連接器的工作載荷和極限載荷，根據(jù)連接形式以及連接器結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，進(jìn)行了超大型浮體柔性連接器結(jié)構(gòu)模型設(shè)計(jì)和極限強(qiáng)度試驗(yàn)，并與非線性有限元法在失效模式和極限強(qiáng)度兩方面進(jìn)行了很好的比較驗(yàn)證。一方面，這種空心變截面銷軸很好地抵抗了模塊之間拉壓過(guò)程中產(chǎn)生的剪切力；另一方面，在測(cè)點(diǎn)布置上提供了足夠的空間用以布置應(yīng)變片來(lái)測(cè)試連接器的應(yīng)變情況?？傮w來(lái)說(shuō)，試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃蛿?shù)值計(jì)算有著相同的失效模式，即雙耳內(nèi)徑擴(kuò)大外翻張開(kāi)，單耳內(nèi)徑擴(kuò)大，內(nèi)壁出現(xiàn)塑性變形，在極限強(qiáng)度的極值預(yù)報(bào)上兩者也吻合較好，試驗(yàn)結(jié)果很好地證明了模型的設(shè)計(jì)準(zhǔn)確性和極限強(qiáng)度分析方法的有效性。

（2）連接器極限強(qiáng)度模型試驗(yàn)共布置了37個(gè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，提供了大量應(yīng)變測(cè)量結(jié)果，可為驗(yàn)證和完善連接器極限強(qiáng)度計(jì)算方法提供試驗(yàn)依據(jù)。其中，由于雙耳結(jié)構(gòu)左右對(duì)稱，并且拉力經(jīng)過(guò)雙耳中心，因此對(duì)稱位置測(cè)試點(diǎn)的應(yīng)變具有同步性，并且在失效狀態(tài)下也保持接近狀態(tài)，而數(shù)值上的差距主要來(lái)源于人工粘貼應(yīng)變片的位置誤差以及受拉時(shí)載荷的偏移。另外，圓管軸在受拉剪切變形后，環(huán)肋頂部及內(nèi)側(cè)邊有最大變形量，這是因?yàn)閳A管軸無(wú)法再承載極限強(qiáng)度后最終的失效模式導(dǎo)致的擠壓變形量，為工程上使用該類型的圓管軸提供了設(shè)計(jì)思路。