超大型浮體模塊柔性連接功能仿真模型試驗研究

祁恩榮，劉 超，夏勁松，陸 曄，李志偉，岳亞霖

（中國船舶科學研究中心，江蘇 無錫 214082）

0 引 言

超大型浮體是由多個大模塊通過連接器的小構件連接組成的，在復雜的海洋環(huán)境中超大型浮體承受巨大的波浪載荷，連接器的彈性變形極大，同時連接器所承受載荷具有靜態(tài)和動態(tài)相結合的特點。精確評估模塊柔性連接性能對連接器和超大型浮體的結構安全性具有重要意義，而模型試驗是獲取超大型浮體模塊柔性連接性能的必要手段。

模塊之間采用柔性連接器是超大型浮體的連接方式的發(fā)展趨勢，允許連接模塊之間的相對縱搖以減少連接器的縱向設計載荷[1]。從簡單鉸接式連接器到柔性連接器，連接器系統(tǒng)的功能不斷增強，其工作原理也有了很大的改進，但整個系統(tǒng)結構也變得更加復雜[2]。為了研究連接器的動力特性，國內(nèi)外開展了一些超大型浮體的水池模型試驗[3-4]。與水池模型試驗尺度較小、僅能測量連接器整體載荷不同，超大型浮體模塊柔性連接功能仿真模型試驗可以采用較大尺度的連接體模型，從而可以進行較詳細的結構應力和位移測量，深入研究海洋超大型浮體連接器剛度特性和結構響應；另一方面，超大型浮體模塊柔性連接功能仿真模型試驗也是大尺度連接器承載能力和疲勞強度模型試驗的基礎，可以為驗證超大型浮體連接器結構設計和計算方法提供依據(jù)。

本文以橫向浮筒式的淺吃水超大型浮體為研究對象，根據(jù)連接器動響應計算結果[5-6]，設計了柔性連接器模型。超大型浮體模塊柔性連接功能仿真模型試驗的主要目的如下：

（1）研究超大型浮體連接器拉伸剛度特性，探討組合載荷對連接器拉伸剛度的影響；

（2）研究超大型浮體連接器壓縮剛度特性，探討組合載荷對連接器壓縮剛度的影響；

（3）研究超大型浮體連接器在動態(tài)載荷作用下的結構響應，驗證超大型浮體連接器結構的安全性和適用性；

（4）水池模型試驗的必要補充以及大尺度連接體承載能力和疲勞強度模型試驗的基礎，為驗證超大型浮體連接體結構設計和計算方法提供依據(jù)。

1 試驗模型主尺度

基于剛性模塊柔性連接器模型（RMFC）的方法對橫向浮筒式的淺吃水超大型浮體連接器動力響應進行計算分析[5-6]。連接器從柔軟到堅硬，選取了12種不同的剛度，剛度值從小到大，如表1所示。短期預報選用長峰波，波浪譜為Jonswap譜，其譜密度表達式如下：

式中：α為無因次常數(shù)，Hs為特征波高，wp為譜峰頻率，γ為譜峰提升因子，σ為峰形參數(shù)。當w≤wp時，σ=0.07；當w＞wp時，σ=0.09。計算特征波高和譜峰周期如表2，γ取為2，工作水深為40 m，短期預報取為千一平均響應值。表2給出不同海況K5和K10剛度連接器最大載荷，圖1給出特征波高9 m海況下不同剛度連接器最大載荷，結果表明連接器剛度對連接器最大載荷的影響比較明顯，隨著剛度變化，連接器最大載荷明顯變化，特別是最大縱向載荷。連接器最大載荷在某些剛度時會急劇增大，但當剛度增加到一定值后則逐漸趨于平穩(wěn)。圖2給出特征波高9 m海況下K5剛度連接器不同浪向角最大載荷，結果表明連接器最大載荷出現(xiàn)在浪向角85°附近，淺吃水超大型浮體連接器垂向載荷與縱向載荷的比值較深吃水的大。

表1 連接器剛度表(N/m)Tab.1 Connector rigidity(N/m)

表2 不同海況連接器最大載荷Tab.2 Maximum connector load under different sea condition

圖1 不同剛度連接器最大載荷Fig.1 Maximum connector load for different rigidity

圖2 K5剛度連接器不同浪向角最大載荷Fig.2 Maximum connector load for K5 rigidity under different wave direction angle

圖3 連接器構型Fig.3 Connector configuration

圖4 球鉸和彈簧滑塊裝置Fig.4 Ball and spring device

根據(jù)橫向浮筒式的淺吃水超大型浮體連接器動力響應計算結果，設計如圖3-4所示的淺吃水超大型浮體連接器。淺吃水超大型浮體連接器由5個球鉸彈簧裝置組成，在X和Z方向分別布置2個球鉸彈簧裝置，在Y方向布置1個球鉸彈簧裝置；這樣的構型適應了淺吃水超大型浮體連接器垂向載荷與縱向載荷的比值較深吃水的大的特點，也使得連接器受力關于連接器中心線對稱；淺吃水超大型浮體連接器釋放了相對縱搖、橫搖和艏搖，對縱蕩、橫蕩和垂蕩柔性約束?？紤]一定的安全系數(shù)，選取單個球鉸彈簧裝置的設計載荷Fs=600 MN，設計剛度Ks=1E9 N/m。根據(jù)試驗目的、模型加工和試驗加載要求，模型縮尺比為1:50，即λ=50。連接器模型滿足如下相似條件：

式中：Km和Ks分別為連接器模型和實體的剛度；Fm和Fs分別為連接器模型和實體的受力；Tm和Ts分別為連接器模型和實體的載荷周期。連接器模型單個球鉸彈簧裝置的設計載荷Fm=4.8 kN，設計剛度Km=400 kN/m。連接器模型由2塊安裝板和5個球鉸彈簧裝置組成，球鉸彈簧裝置包括球鉸、彈簧、套筒、滑塊和連接桿等構件。連接器模型長400 mm，寬600 mm，高400 mm，如圖5所示。

圖5 連接器模型Fig.5 Connector model

2 測量系統(tǒng)和測點布置

功能仿真模型試驗測量系統(tǒng)如圖6所示，測試儀表包括靜態(tài)應變儀、動態(tài)應變儀、測力計、位移計和應變片等。

圖6 模型試驗測量系統(tǒng)Fig.6 Measurement system of model test

在連接器模型和加載裝置之間布置測力儀，以了解模型所受載荷，合計3個力測點。在球鉸和彈簧滑塊裝置的端部布置位移計，以了解連接器模型變形，合計5個位移測點。在球鉸和彈簧滑塊裝置的套筒、連接桿的側(cè)壁和基座板條根部布置應變片，以了解連接器模型結構應力，合計20個應力測點。表3給出了測點編號和位置。

表3 測點編號和位置Tab.3 Number and position of measuring point

3 測量工況

如圖7所示，連接器模型靜態(tài)拉伸和壓縮試驗在三向加載裝置上進行，加載工況如表4所示，X方向最大載荷6.0 kN，載荷增量1.5 kN；Y方向最大載荷0.7 kN；Z方向最大載荷2.5 kN，載荷增量1.25 kN；合計各30個工況。

如圖8所示，連接器模型動態(tài)載荷結構響應試驗在疲勞試驗機上進行，加載工況如表5所示，X方向載荷幅值1.5、2.4和3.0 kN，周期從1.04到1.55 s，合計9個工況。

圖7 連接器模型靜態(tài)試驗Fig.7 Static test of connector model

圖8 連接器模型動態(tài)試驗Fig.8 Dynamic test of connector model

表4 靜態(tài)加載工況Fig.4 Static load condition

4 結果分析

圖9-11給出靜態(tài)拉伸試驗L2作用（Y方向，基座板條中心）、L3作用（Z方向，基座板條中心）以及L2和L3同時作用工況縱向載荷-平均變形關系，圖12-14給出了靜態(tài)拉伸試驗L2作用、L3作用以及L2和L3同時作用工況單個球鉸彈簧裝置變形，表6給出了靜態(tài)拉伸試驗組合工況各測點應力，靜態(tài)壓縮試驗結果類似。結果分析表明：

（1）組合載荷不影響縱向載荷—平均變形關系，即連接器X方向剛度；

圖9 L2工況縱向載荷—平均變形關系Fig.9 Relation of longitudinal load to average deformation under L2 load

表5 動態(tài)加載工況Fig.5 Dynamic load condition

圖10 L3工況縱向載荷—平均變形關系Fig.10 Relation of longitudinal load to average deformation under L3 load

圖11 L2和L3工況縱向載荷—平均變形關系Fig.11 Relation of longitudinal load to average deformation under L2 and L3 load

圖12 L2工況單個裝置變形Fig.12 Deformation of single device under L2 load

圖13 L3工況單個裝置變形Fig.13 Deformation of single device under L3 load

圖14 L2和L3工況單個裝置變形Fig.14 Deformation of single device under L2 and L3 load

表6 組合載荷工況測點應力（MPa）Fig.6 Stress of measuring point under combined load

續(xù)表6

（2）組合載荷將導致X方向兩個球鉸彈簧裝置的受力和變形的不均勻性，連接器結構設計時應適當提高安全系數(shù)；

（3）由試驗數(shù)據(jù)擬合得到的X方向?qū)嶋H剛度Kxr=700 kN/m，X方向設計剛度Kxm=800 kN/m，造成剛度差異的原因是設計過程僅考慮了彈簧的變形，忽略了連接器其它構件的變形，如連接桿、套筒、滑塊、球鉸和基座等，連接器結構設計時應建立詳細的有限元模型，計及連接器所有構件的變形；

（4）組合載荷工況下最大應力為22.6 MPa，出現(xiàn)在基座板條處，連接器結構設計時應重點關注；

（5）組合載荷工況下各測點應力均小于材料屈服應力，連接器連接可靠、結構安全。

圖15 L1載荷時間歷程Fig.15 Time course of L1 load

圖16 W1位移時間歷程Fig.16 Time course of W1 displacement

圖17 W2位移時間歷程Fig.17 Time course of W2 displacement

圖18 Y04應力時間歷程Fig.18 Time course of Y04 stress

圖19 Y08應力時間歷程Fig.19 Time course of Y08 stress

圖20 Y19應力時間歷程Fig.20 Time course of Y19 stress

圖15-20給出動態(tài)載荷試驗C9工況（幅值3.0 kN，周期1.55 s）載荷、位移和應力時間歷程，表7給出動態(tài)載荷工況測點最大應力（全幅值）。結果分析表明：

（1）動態(tài)載荷工況下最大應力為22.9 MPa，出現(xiàn)在基座板條處，連接器結構設計時應重點關注；

（2）動態(tài)載荷工況下各測點應力均小于材料屈服應力，連接器連接可靠、結構安全。

表7 動態(tài)載荷工況測點最大應力（MPa）Fig.7 Maximum stress of measuring point under dynamic load(MPa)

5 結 論

本文以橫向浮筒式的淺吃水超大型浮體為研究對象，根據(jù)連接器動響應計算結果，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；通過不同幅值和周期的連接器縱向動態(tài)載荷試驗，研究了超大型浮體連接器在動態(tài)載荷作用下的結構響應，驗證了超大型浮體連接器結構的安全性和適用性。試驗結果分析表明：

（1）組合載荷不影響縱向載荷—平均變形關系，即連接器X方向剛度；

（2）組合載荷將導致X方向兩個球鉸彈簧裝置的受力和變形的不均勻性，連接器結構設計時應適當提高安全系數(shù)；

（3）除彈簧外，連接器其它構件的變形也會影響連接器結構剛度，連接器結構設計時應建立詳細的有限元模型，計及連接器所有構件的變形；

（4）在靜態(tài)和動態(tài)載荷作用下連接器最大應力出現(xiàn)在基座板條處，連接器結構設計時應予重點關注；

（5）在靜態(tài)和動態(tài)載荷作用下各測點應力均小于材料屈服應力，連接器連接可靠、結構安全。

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