陸 曄,滕 蓓,王新宇,陳彧超,祁恩榮,張 浩
(1.中國船舶科學(xué)研究中心,江蘇無錫 214082;2.江蘇省無錫交通高等職業(yè)技術(shù)學(xué)校,江蘇無錫 214151;3.上海船舶研究設(shè)計(jì)院,上海 201203)
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(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,甚至通過試驗(yàn)來驗(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]研究了帶有柔性夾層連接器的力學(xué)特性,明確了柔性夾層對(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)。
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(duì)象,開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)圓管軸和尼龍柔性夾層構(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(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(duì)運(yùn)動(dòng)的頻率,以錯(cuò)開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。
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。考慮到加工便利和節(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)
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),加載步長為100 kN;在載荷大于1 300 kN 時(shí),加載步長為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。
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,柔性夾層與單耳內(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
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
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
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。
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
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
根據(jù)試驗(yàn)大綱的要求,通過精心和細(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)變片來測(cè)試連接器的應(yīng)變情況。總體來說,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,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。