陸 曄，滕 蓓，王新宇，陳彧超，祁恩榮，張 浩

（1.中國船舶科學研究中心，江蘇無錫 214082；2.江蘇省無錫交通高等職業(yè)技術學校，江蘇無錫 214151；3.上海船舶研究設計院，上海 201203）

0 引 言

海洋超大型浮體是一種由多個構型尺寸相同或類似的半潛式浮式結構物通過具有特定剛度連接器組成的多模塊浮體系統(tǒng)，由于超大型浮體結構龐大，并且長期漂浮在海上，不可避免地會遭到惡劣海況。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，超大型浮體結構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、最關鍵的連接設備，也是最為薄弱的環(huán)節(jié)，當環(huán)境荷載大于連接器的設計荷載時，連接器將會發(fā)生局部破壞從而導致超大型浮體整體結構失效。為保證連接器的結構安全性，同時保證超大型浮體的完整性，需要評估超大型浮體連接器的極限承載能力。一般來說，超大型浮體的連接器采用鉸接式柔性連接方式，通過填充柔性材料達到調(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分析的非線性問題，增加了連接器結構極限強度評估的難度。

針對海洋超大型浮體，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)的流固耦合問題，得到了結構在不同浪向角下的運動和變形以及連接件動力響應[2]；Ertekin 等[3]和Riggs 等[4]利用三維勢流理論和格林函數(shù)法并考慮了剛體模塊間水動力相互影響，計算了移動海上基地單模塊的運動和連接器載荷，并比較了5個模塊不相連、柔性連接以及剛性連接時的運動和連接器載荷；余瀾[5]分析了移動海上基地模塊間相互作用力、連接器剛度、浪向角、海況對模塊運動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，基于三維勢流理論計算近島礁浮體水動力，從而得到連接器的動力響應；祁恩榮等[7]還設計了柔性連接器模型，通過不同幅值和載荷組合的連接器靜態(tài)拉伸和壓縮試驗，研究了超大型浮體連接器的剛度特性，探討了組合載荷對連接器剛度的影響；張波等[8]計算了由不同數(shù)量半潛式模塊組成的海上移動基地系統(tǒng)在規(guī)則波和不規(guī)則波下的水動力響應和連接器動力響應；劉超等[9]比較了3種不同模型在7級海況作用下的連接器動力響應，探討了淺水效應對連接器動力特性的影響。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踐方法，甚至通過試驗來驗證連接器的動響應。而由于連接器的構型和設計難以確定，在確定性載荷下的連接器內(nèi)力計算工作并不多。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行非線性分析；陸曄等[11-12]針對超大型浮體的載荷特性設計了鉸接式柔性連接器，通過耳環(huán)數(shù)量、銷軸結構形式等各種優(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]研究了帶有柔性夾層連接器的力學特性，明確了柔性夾層對連接器的剛度和應力變化的影響。

本文以橫向浮筒式的超大型浮體為研究對象，結合連接器動響應特點，設計并開展了柔性連接器極限強度模型試驗，試驗目的如下：

（1）建立柔性連接器極限強度模型試驗方法，掌握相關試驗測量技術和數(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構應力分布和變形情況，了解各構件的承載能力，為優(yōu)化柔性連接器設計方案提供依據(jù)；

（3）揭示柔性連接器結構的失效模式，獲得柔性連接器的極限強度，為驗證柔性連接器的極限強度評估方法提供依據(jù)。

本文通過對模型載荷、結構應力和變形等測量數(shù)據(jù)的分析，了解柔性連接器結構應力分布和變形情況，給出柔性連接器的結構失效模式和極限強度，為驗證柔性連接器的極限強度評估方法和優(yōu)化柔性連接器的設計方案提供依據(jù)。

1 試驗對象

1.1 試驗對象原型

超大型浮體主尺度見表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象，開展了鉸接式連接器載荷與響應研究，不同浪向角下連接器受力如圖2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(xiàn)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 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研究結果，設計了如圖3所示的鉸接式連接器，連接器總長為4.0 m，寬為2.4 m，高為2.4 m，主要由單耳、雙耳、基座、環(huán)肋加強圓管軸和尼龍柔性夾層構成，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

柔性夾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），其余構件采用高強度鋼（彈性模量為206 GPa，屈服強度為315 MPa，泊松比為0.3）。采用柔性夾層不僅可以減小沖擊載荷引起的損傷，而且還可以調(diào)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(nèi)表面在單、雙耳之間布置加強環(huán)肋，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。

1.2 試驗對象模型

綜合考慮超大型浮體柔性連接器的結構特點、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（名義屈服強度為235 MPa，實測屈服強度約為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模型三維效果圖（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 試驗內(nèi)容和測點布置

2.1 試驗內(nèi)容

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

（1）材料力學性能試驗

將模型同批次的鋼材制成拉伸試件，進行材料力學性能試驗，測量試件應力和變形，獲得材料的彈性模量和屈服強度。

（2）彈性試驗

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

（3）極限破壞試驗

進行極限破壞試驗，在載荷小于1 300 kN 時，加載步長為100 kN；在載荷大于1 300 kN 時，加載步長為50 kN，直至連接器試驗模型發(fā)生極限破壞。測量試驗模型載荷、應力和變形，獲得模型極限失效模式和極限強度。

2.2 測點布置

本文采用ABAQUS軟件進行連接器原型強度計算，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，柔性夾層與單耳內(nèi)側面以及銷軸采用面接觸方式建模。整個模型共計18 499個節(jié)點，15 888個8節(jié)點的C3D8R單元。在模型的左側雙耳基座面施加固定約束，在右端單耳基座施加X向單向載荷40 MN，連接器原型應力計算結果如圖5所示。

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

根據(jù)有限元應力結果，給出了如圖6 和表3 所示的模型試驗測點布置，其中三向應變片12 個、單向片1 個，共計13 個測點和37 個通道。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，故測點均在圓管軸的內(nèi)壁。

表3 超大型浮體柔性連接器極限強度模型試驗測點布置Tab.3 Measuring point distributions for ultimate strength model test of the flexible connector for VLFS

圖6 測點布置Fig.6 Measuring point distributions

2.3 試驗過程

按照模型試驗大綱的要求進行試驗模型及加載裝置的加工，完成測點布置等準備工作。借助工裝，將連接器試驗模型裝配在6 000 kN 的結構試驗平臺上，如圖7 所示，連接應變傳感器，調(diào)試加載裝置，布放位移傳感器等。試驗過程中，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 試驗加載裝置Fig.7 Test loading device

連接器極限強度模型試驗結束后對試驗模型屈服破壞情況進行檢查。圖8為連接器極限強度試驗結束后的變形情況，圓管軸已經(jīng)發(fā)生明顯的塑形彎曲變形，雙耳向外擴張嚴重，單耳塑形變形并不明顯，同時尼龍發(fā)生一定程度的撕裂。通過對采集數(shù)據(jù)的讀取，發(fā)現(xiàn)測量數(shù)據(jù)記錄完整，各測點信號正常，可以確定此次試驗成功。

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

3 模型試驗結果分析

3.1 試驗模型材料性能

試驗模型試驗段采用了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，利用材料試驗機得到各試件應力應變關系，應力應變曲線如圖9所示。

圖9 材料應力應變曲線Fig.9 Stress-strain curve

3.2 試驗模型單雙耳極限強度試驗應變測量及分析

結合連接器模型中單雙耳在破壞試驗時的應變測量結果可知，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，其中最大應變位于A03號和B03號測點附近。在軸向荷載小于1 200 kN時，雙耳的應變增加幅度較為穩(wěn)定。當軸向荷載達到1 200 kN時，雙耳的應變明顯增大，如圖10（a）所示。

3.3 試驗模型圓管軸應變測量及分析

根據(jù)連接器模型中圓管軸在破壞試驗時的應變測量結果可知，圓管軸的應變最大，其中最大應變位于C06和C02號測點附近。在軸向荷載小于1 200 kN時，圓管軸的應變增加幅度較為穩(wěn)定。當軸向荷載達到1 200 kN時，雙耳的應變明顯增大，如圖10（b）所示。

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

3.4 試驗結果與非線性有限元計算對比

根據(jù)試驗模型實測的材料性能和尺寸，對其數(shù)值模型進行調(diào)整，再次進行材料和幾何非線性多面接觸計算，獲得模型在破壞前的變形情況，失效模式的等效應力分布如圖11所示。

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

圖12給出了試驗和計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特性明顯；當荷載增加至2 000 kN 時，連接器發(fā)生破壞，油缸卸載，連接器模型極限強度為2 000 kN。計算結果的破壞形式與試驗結果基本一致，計算得到連接器模型的極限強度為1 987 kN，誤差為0.65%，與試驗結果吻合。

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

4 結 論

根據(jù)試驗大綱的要求，通過精心和細致的試驗準備，以及對試驗數(shù)據(jù)的分析，可以認為連接器極限強度模型試驗在模型設計、模型加工、加載方案和加載裝置設計、應變測量等各方面的工作都是成功的，試驗測量數(shù)據(jù)是正確、有效和可靠的，試驗數(shù)據(jù)分析結果可為驗證真實連接器極限強度計算方法提供試驗依據(jù)。

從超大型浮體柔性連接器極限強度模型試驗中主要得到了如下結論：

（1）基于剛性模塊柔性連接模型計算五模塊橫向下浮筒式超大型浮式結構物的動力響應，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構特點，進行了超大型浮體柔性連接器結構模型設計和極限強度試驗，并與非線性有限元法在失效模式和極限強度兩方面進行了很好的比較驗證。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程中產(chǎn)生的剪切力；另一方面，在測點布置上提供了足夠的空間用以布置應變片來測試連接器的應變情況?？傮w來說，試驗模型和數(shù)值計算有著相同的失效模式，即雙耳內(nèi)徑擴大外翻張開，單耳內(nèi)徑擴大，內(nèi)壁出現(xiàn)塑性變形，在極限強度的極值預報上兩者也吻合較好，試驗結果很好地證明了模型的設計準確性和極限強度分析方法的有效性。

（2）連接器極限強度模型試驗共布置了37個應變測點，提供了大量應變測量結果，可為驗證和完善連接器極限強度計算方法提供試驗依據(jù)。其中，由于雙耳結構左右對稱，并且拉力經(jīng)過雙耳中心，因此對稱位置測試點的應變具有同步性，并且在失效狀態(tài)下也保持接近狀態(tài)，而數(shù)值上的差距主要來源于人工粘貼應變片的位置誤差以及受拉時載荷的偏移。另外，圓管軸在受拉剪切變形后，環(huán)肋頂部及內(nèi)側邊有最大變形量，這是因為圓管軸無法再承載極限強度后最終的失效模式導致的擠壓變形量，為工程上使用該類型的圓管軸提供了設計思路。