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    考慮腐蝕磨損的全生命期內(nèi)錨鏈極限強(qiáng)度和疲勞演變分析

    2023-09-22 01:48:50張科棟王文華王巍巍
    船舶力學(xué) 2023年9期
    關(guān)鍵詞:鏈環(huán)錨鏈系泊

    張科棟,王文華,楊 光,王巍巍,李 瑤,劉 剛,黃 一

    (1.大連理工大學(xué)船舶工程學(xué)院,遼寧 大連 116024;2.海洋石油工程股份有限公司,天津 300461)

    0 引 言

    系泊錨鏈長(zhǎng)期服役于海水中,海洋環(huán)境條件以及循環(huán)交變載荷的作用會(huì)使錨鏈結(jié)構(gòu)發(fā)生磨損、老化、銹蝕等現(xiàn)象,從而引起系泊構(gòu)件強(qiáng)度降低,導(dǎo)致錨鏈?zhǔn)茢嗟氖鹿蕰r(shí)有發(fā)生[1]。其中,疲勞斷裂和極限破斷是錨鏈常見的失效模式。在海洋環(huán)境條件影響下平臺(tái)產(chǎn)生往復(fù)運(yùn)動(dòng),錨鏈?zhǔn)艿窖h(huán)交變載荷作用,在關(guān)鍵位置存在應(yīng)力集中,容易誘發(fā)疲勞破壞。同時(shí),在長(zhǎng)時(shí)間的服役過程中,遭遇極端海況時(shí),錨鏈會(huì)受較大的張力載荷,極易達(dá)到強(qiáng)度極限從而發(fā)生破斷。而在系泊錨鏈服役期間腐蝕磨損的影響會(huì)降低錨鏈的極限強(qiáng)度、增加疲勞損傷,因此準(zhǔn)確分析錨鏈在全生命期內(nèi)疲勞損失和極限強(qiáng)度對(duì)于保障系泊系統(tǒng)可靠性是至關(guān)重要的。

    針對(duì)上述問題,劉金沅等[2]對(duì)系泊錨鏈的腐蝕進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,并與數(shù)值模擬方法一起對(duì)錨鏈腐蝕損傷進(jìn)行了對(duì)比分析;徐偉等[3]基于接觸算法和相對(duì)強(qiáng)度法,提出了浮式平臺(tái)系泊系統(tǒng)損傷錨鏈強(qiáng)度評(píng)估方法,結(jié)果表明隨著腐蝕程度增加錨鏈強(qiáng)度明顯減弱;Steenkiste 等[4]對(duì)錨鏈的磨損機(jī)理和磨損形式進(jìn)行了研究,將磨損分為磨粒磨損、雙體磨損、三體磨損以及腐蝕磨損等;喬?hào)|生等[5]研究了損傷錨鏈在不同平面外彎曲角度下結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化與接觸特性;Lassen 等[6]提出了采用熱點(diǎn)應(yīng)力法,結(jié)合SN曲線計(jì)算錨鏈面外彎曲(out-of-plane bending,OPB)疲勞損傷;Kim等[7]對(duì)FPSO系泊系統(tǒng)的整體和局部進(jìn)行了疲勞分析,考慮OPB現(xiàn)象對(duì)系泊系統(tǒng)的影響。到目前為止,同時(shí)考慮錨鏈腐蝕和磨損狀態(tài)的研究相對(duì)較少,此外有關(guān)在全生命期內(nèi)錨鏈損傷狀態(tài)下極限強(qiáng)度和疲勞損傷演變的研究極少。

    據(jù)此,本文基于Archard 磨損理論和均勻腐蝕模型,采用有限元數(shù)值仿真方法計(jì)算錨鏈的累積損傷,建立系泊錨鏈的全生命期損傷演變模型?;阱^鏈損傷模型,提出系泊錨鏈在全生命期內(nèi)考慮腐蝕磨損的極限強(qiáng)度演變和疲勞損傷演變?cè)u(píng)估方法,其中采用逐步加載方式,以材料第四強(qiáng)度理論為判斷標(biāo)準(zhǔn),對(duì)系泊錨鏈極限強(qiáng)度演變進(jìn)行分析;基于熱點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù),利用雨流計(jì)數(shù)法、S-N曲線法和Miner疲勞累積損傷理論對(duì)錨鏈在長(zhǎng)期海況下的疲勞損傷演變進(jìn)行分析。

    1 算法理論簡(jiǎn)介

    1.1 系泊錨鏈腐蝕和磨損損傷模型

    由于系泊錨鏈長(zhǎng)期服役于海水中,常常面臨著嚴(yán)重的腐蝕作用,導(dǎo)致錨鏈的直徑變細(xì);同時(shí)由于平臺(tái)運(yùn)動(dòng)和海流的影響,系泊錨鏈長(zhǎng)期受到張力載荷作用,鏈環(huán)接觸面之間有較大的接觸壓力,而且接觸面間存在著微小的滑動(dòng),進(jìn)而導(dǎo)致磨損的存在,使鏈環(huán)的接觸面形貌發(fā)生改變。

    關(guān)于錨鏈腐蝕速率的確定,DNV-OS-E301[8]在設(shè)計(jì)系泊錨鏈時(shí),在錨鏈直徑方向上考慮了0.4 mm/y的腐蝕余量;根據(jù)Gao等[9]的研究結(jié)果,不同時(shí)間的平均腐蝕速率如表1所示。

    表1 錨鏈不同階段的腐蝕速率Tab.1 Corrosion rate of anchor chain at different stages

    但是在實(shí)際的工程應(yīng)用當(dāng)中,錨鏈局部通常會(huì)施加一些陰極保護(hù)措施,減緩腐蝕對(duì)錨鏈性能的影響。因此錨鏈的腐蝕速率會(huì)因?yàn)樗幍暮S驐l件和采取的防腐措施的不同,產(chǎn)生巨大的差異,會(huì)對(duì)錨鏈的損傷演變分析產(chǎn)生巨大的影響。因此本文將采取腐蝕速率為0~0.4 mm/y 區(qū)間定義腐蝕損傷,來反映各種條件下的錨鏈腐蝕狀態(tài),并對(duì)錨鏈損傷演變進(jìn)行分析。

    關(guān)于錨鏈磨損量的計(jì)算是基于Archard 磨損方程[10],如式(1)所示。根據(jù)有限元計(jì)算得到的接觸面法向壓力,可推導(dǎo)得到接觸區(qū)域的磨損體積。

    式中,V為磨損體積,K為無量綱的磨損系數(shù),P為接觸面的法向壓力,L為滑移距離,H為材料接觸表面的硬度。K表示磨損過程中粗糙表面相互作用形成磨損顆粒的概率,可以用k來代替K/H,表示有量綱的磨損系數(shù),根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果[11]取k=4×10-10MPa-1;L表示鏈環(huán)間滑移距離的局部增量,可以由鏈環(huán)之間轉(zhuǎn)動(dòng)的位移關(guān)系得到。

    對(duì)于鏈環(huán)之間的磨損,本文采用Archard 磨損方程,根據(jù)ANSYS 計(jì)算得到接觸面的壓應(yīng)力和錨鏈運(yùn)動(dòng)的轉(zhuǎn)動(dòng)位移,求得鏈環(huán)之間的磨損體積。在鏈環(huán)模型進(jìn)行腐蝕修正之后,以鏈環(huán)的磨損體積來確定幾何模型布爾減運(yùn)算的切割深度,最終得到鏈環(huán)的損傷模型。因此在每次循環(huán)過程中,都要在計(jì)算完成后提取接觸面的壓應(yīng)力,計(jì)算磨損體積,并根據(jù)腐蝕后的鏈環(huán)直徑與切削體積的函數(shù)關(guān)系,得到累加的磨損深度,在下次循環(huán)開始時(shí)對(duì)模型進(jìn)行修正。本文的系泊錨鏈損傷分析流程,如圖1所示。

    圖1 系泊錨鏈損傷分析流程圖Fig.1 Damage analysis flow chart of mooring anchor chain

    1.2 錨鏈模型極限強(qiáng)度演變的分析方法

    在船舶與海洋工程領(lǐng)域,極限強(qiáng)度研究方法主要包括有限元法、經(jīng)驗(yàn)公式和解析法、模型試驗(yàn)法等[12]。經(jīng)驗(yàn)公式和解析法使用簡(jiǎn)便,但是使用對(duì)象和場(chǎng)景有限,由于錨鏈存在接觸關(guān)系和結(jié)構(gòu)的特殊性,難以找到合適的極限強(qiáng)度經(jīng)驗(yàn)公式;模型試驗(yàn)法最接近實(shí)際情況,但是難以對(duì)全生命期內(nèi)錨鏈累積損傷下的極限強(qiáng)度進(jìn)行實(shí)驗(yàn);而有限元法可以通過建立腐蝕磨損的損傷模型,對(duì)錨鏈進(jìn)行極限強(qiáng)度分析,因此本文采用非線性有限元法進(jìn)行系泊錨鏈的極限強(qiáng)度計(jì)算。

    本文基于ANSYS 有限元軟件計(jì)算錨鏈的極限張力,根據(jù)系泊錨鏈在真實(shí)海洋環(huán)境中的邊界條件,考慮彈塑性材料本構(gòu)關(guān)系以及接觸非線性,在錨鏈腐蝕磨損結(jié)構(gòu)損傷模型上采用逐步加載的方式,當(dāng)最大等效應(yīng)力值達(dá)到極限強(qiáng)度時(shí),即得到對(duì)應(yīng)的極限張力載荷。根據(jù)不同的錨鏈損傷模型,經(jīng)過計(jì)算最終得到不同腐蝕磨損損傷下的系泊錨鏈極限張力演變規(guī)律。

    1.3 錨鏈模型疲勞損傷演變的分析方法

    海洋平臺(tái)在風(fēng)浪流作用下,平臺(tái)運(yùn)動(dòng)呈現(xiàn)周期性的波動(dòng),導(dǎo)致系泊錨鏈承受著循環(huán)交變載荷的作用,極易引起錨鏈局部的疲勞破壞。針對(duì)這一問題,本文對(duì)全生命期內(nèi),考慮腐蝕磨損損傷的錨鏈進(jìn)行疲勞損傷評(píng)估,對(duì)錨鏈的熱點(diǎn)應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算,提出考慮腐蝕磨損損傷的系泊錨鏈OPB疲勞損傷評(píng)估方法,其分析流程如圖2所示。

    圖2 系泊錨鏈疲勞損傷分析流程圖Fig.2 Flow chart of fatigue damage analysis of mooring anchor chain

    為了計(jì)算得到錨鏈在實(shí)際海況下受到的載荷,需要對(duì)浮體進(jìn)行動(dòng)力響應(yīng)分析。首先對(duì)海洋結(jié)構(gòu)物所處海域的波浪散布圖進(jìn)行簡(jiǎn)化處理[12],然后采用AWAQ軟件計(jì)算錨鏈動(dòng)力響應(yīng),得到系泊錨鏈關(guān)鍵位置的張力時(shí)程曲線和轉(zhuǎn)角時(shí)程曲線,將其作為錨鏈有限元計(jì)算施加的載荷。其次,采用ANSYS軟件進(jìn)行全生命期內(nèi)錨鏈考慮腐蝕磨損的累積損傷模擬。最后,根據(jù)不同損傷模型,采用時(shí)域分析法對(duì)錨鏈OPB疲勞損傷進(jìn)行計(jì)算,然后對(duì)錨鏈全生命期內(nèi)的疲勞損傷進(jìn)行評(píng)估。

    根據(jù)相關(guān)研究,系泊錨鏈最上端的鏈環(huán)最易發(fā)生疲勞破壞,鏈環(huán)之間受到張力鎖緊,接觸面存在著較大的摩擦力,當(dāng)鏈環(huán)間發(fā)生角度偏轉(zhuǎn)時(shí),便發(fā)生OPB 現(xiàn)象[13]。OPB 疲勞熱點(diǎn)位于鏈環(huán)彎曲段接近于接觸區(qū)域的表面,規(guī)范提供了兩個(gè)典型疲勞熱點(diǎn)位置,見圖3中A、B兩點(diǎn),A點(diǎn)為:αA=17°,βA=28°;B點(diǎn)為:αB=36°,βB=36°。錨鏈在純拉伸張力載荷下,疲勞熱點(diǎn)位于鏈環(huán)直線段到彎曲段內(nèi)側(cè)過渡處的表面,如圖3中C點(diǎn)所示。

    圖3 錨鏈疲勞熱點(diǎn)位置Fig.3 Hotspot locations of mooring chains

    錨鏈OPB 疲勞是由于純張力和OPB 彎矩聯(lián)合作用的影響,BV 規(guī)范[14]指出將熱點(diǎn)應(yīng)力σH分解為由張力作用得到的應(yīng)力分量σT-T和由OPB 彎矩作用得到的應(yīng)力分量σOPB:

    式中,σH為錨鏈的熱點(diǎn)應(yīng)力,σn,T-T為錨鏈張力作用下的名義應(yīng)力,σn,OPB為錨鏈的OPB彎矩作用下的名義應(yīng)力,T為錨鏈?zhǔn)艿降膹埩χ担琈為相鄰鏈環(huán)接觸區(qū)域的彎矩,d為錨鏈直徑,ST-T為張力作用的熱點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù),SOPB為彎矩作用的熱點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)。

    對(duì)于疲勞損傷的計(jì)算,參考BV規(guī)范[14],取S-N曲線為

    式中,nc(S)為應(yīng)力范圍循環(huán)次數(shù);S為第一主應(yīng)力范圍,單位為MPa;lg(aD)為S-N曲線截距,取值12.436;m為S-N曲線的斜率,取值3.0。

    2 系泊錨鏈腐蝕和磨損損傷模型

    2.1 錨鏈模型參數(shù)

    本文選取的系泊錨鏈為無檔形式,如圖4所示,材質(zhì)為R3S級(jí)錨鏈鋼,無檔錨鏈直徑為158 mm,根據(jù)ISO 1704規(guī)范確定錨鏈的幾何尺寸,鏈環(huán)的尺寸及材料等主要參數(shù)見表2。

    圖4 無檔錨鏈Fig.4 Studless chain

    表2 無檔錨鏈尺寸和材料參數(shù)Tab.2 Studless chain standard sizes and material parameters

    本文的幾何模型為由三個(gè)鏈環(huán)組成的錨鏈段,以中間完整鏈環(huán)為研究對(duì)象,在兩端鏈環(huán)橫截面分別施加載荷和約束,并對(duì)錨鏈的接觸區(qū)域進(jìn)行細(xì)化切分,通過設(shè)置接觸對(duì)實(shí)現(xiàn)相鄰鏈環(huán)的接觸關(guān)系。模型采用SOLID95單元,接觸對(duì)采用CONTA174和TARGE170單元,在橫截面處建立MPC184單元,在其中心節(jié)點(diǎn)處施加載荷,其有限元模型如圖5所示。

    圖5 錨鏈有限元模型Fig.5 Finite element model of mooring chain

    2.2 錨鏈張力和直徑對(duì)錨鏈損傷的影響

    在建立全生命周期內(nèi)錨鏈損傷模型時(shí),最重要的問題是磨損與腐蝕二者對(duì)于錨鏈的影響。首先腐蝕會(huì)由于是否施加陰極保護(hù)等防腐措施以及工作海域等因素,導(dǎo)致腐蝕速率變化不一,而磨損則是一個(gè)隨服役年限的增加而不斷疊加的過程,而且二者之間的相互影響尚不明確。因此在整個(gè)生命周期內(nèi),建立一個(gè)有效準(zhǔn)確的損傷模型,有利于對(duì)錨鏈性能的準(zhǔn)確評(píng)估。

    把某海況下頂端張力平均值1718.56 kN、鏈間轉(zhuǎn)角幅值0.5°、假定的循環(huán)載荷周期24 s,作為有限元的施加載荷進(jìn)行計(jì)算。對(duì)于錨鏈損傷模型的建立,首先考慮載荷對(duì)磨損損傷的影響進(jìn)行了分析,根據(jù)Archard 磨損方程可以明顯地看到磨損體積與滑移距離成正比關(guān)系,因此在初始158 mm 的模型中,滑移距離相同的情況下,將頂端張力上下變化20%之后,計(jì)算得到錨鏈磨損體積數(shù)值,如表3 所示,由此可以得到,磨損體積隨張力近似呈正比關(guān)系。這也說明了隨著施加張力載荷的變化,接觸面的法向應(yīng)力與載荷近似成正比,根據(jù)Archard磨損方程,磨損體積也呈正相關(guān)的關(guān)系。

    表3 張力對(duì)磨損的影響Tab.3 Effect of tension on wear

    考慮到錨鏈的直徑因?yàn)楦g發(fā)生變化對(duì)磨損的影響,采取在相同的載荷條件下,計(jì)算錨鏈初始直徑為158 mm 和經(jīng)過若干年腐蝕后的直徑為142 mm 時(shí),磨損體積的變化情況。根據(jù)計(jì)算結(jié)果可以看到,錨鏈的直徑對(duì)于初始磨損的影響很小,二者磨損體積的誤差很小,如表4所示。

    表4 錨鏈直徑對(duì)初始磨損的影響Tab.4 Effect of anchor chain diameter on initial wear

    在進(jìn)行錨鏈損傷計(jì)算時(shí),要考慮累積磨損錨鏈的磨損體積變化情況,因此計(jì)算了錨鏈直徑為158 mm 和142 mm 時(shí),在相同磨損體積的前提下,施加相同的載荷,進(jìn)行下一次的磨損體積計(jì)算,其結(jié)果如表5 所示。根據(jù)計(jì)算結(jié)果可以得到,在相同磨損體積和相同載荷的條件下,不同的腐蝕直徑對(duì)于磨損的影響很小。

    表5 錨鏈直徑對(duì)累加磨損的影響Tab.5 Effect of anchor chain diameter on cumulative wear

    進(jìn)而根據(jù)之前的分析,可以看出腐蝕直徑對(duì)于磨損的影響很小,磨損只會(huì)隨著服役年限的增加而不斷累積。產(chǎn)生這樣現(xiàn)象的主要原因是,由于施加的載荷相同,在直徑較大時(shí),鏈環(huán)之間的接觸面積較大,而接觸應(yīng)力相對(duì)較小;在直徑因腐蝕變小時(shí),鏈環(huán)之間的接觸面積較小,接觸應(yīng)力值變大,但是二者的面積與應(yīng)力乘積的垂向載荷值變化不大,因此根據(jù)Archard磨損方程計(jì)算得到的磨損體積值變化不大。

    根據(jù)之前的分析,可以看出載荷對(duì)于磨損的影響幾乎呈正比的關(guān)系,因此可以根據(jù)南海實(shí)際海浪環(huán)境,首先利用簡(jiǎn)化波浪散布圖[12],然后采用AQWA軟件進(jìn)行FPSO運(yùn)動(dòng)響應(yīng)計(jì)算,可以得到短期海況下所有系泊鏈頂端張力和轉(zhuǎn)角時(shí)程,圖6為海況1的張力和轉(zhuǎn)角時(shí)程。

    圖6 海況1條件下錨鏈張力和轉(zhuǎn)角時(shí)程Fig.6 Anchor chain tension and angle time course under Sea State Condition 1

    考慮計(jì)算成本,假定系泊錨鏈在服役期間內(nèi)面臨的海況浪向的來臨是均勻分布的,即按照0°、60°、120°、180°、240°、300°進(jìn)行計(jì)算,張力取平均值,轉(zhuǎn)角產(chǎn)生的位移為轉(zhuǎn)角時(shí)程的波動(dòng)之和,然后按照海況的概率進(jìn)行求和,最終得到系泊鏈頂端錨鏈的載荷,如表6所示。

    表6 錨鏈張力和轉(zhuǎn)角Tab.6 Anchor chain tension and angle

    為了減小計(jì)算量,按照錨鏈生命期腐蝕速率進(jìn)行分段,分別計(jì)算得到0、4、8、12、16、20、25、30 年的損傷模型。從圖7 中可以看出,鏈環(huán)的磨損體積在整個(gè)服役周期內(nèi)變化較小,因此本文采取周期內(nèi)所有階段磨損體積的平均值3828.28 mm3,作為年磨損體積進(jìn)行修正損傷模型。因此,錨鏈的典型腐蝕和磨損損傷幾何模型如圖8所示。

    圖7 錨鏈磨損體積的變化趨勢(shì)Fig.7 Trend of anchor chain wear volume

    圖8 錨鏈損傷幾何模型Fig.8 Damage geometry model of anchor chain

    根據(jù)以上的分析,錨鏈直徑對(duì)磨損體積的影響不大,磨損體積可以簡(jiǎn)化處理為只與時(shí)間相關(guān)的物理量;錨鏈均勻腐蝕為與直徑相關(guān)的物理量,二者之間的相互影響很小,幾乎可以忽略不計(jì),由此建立錨鏈完整的生命周期損傷模型,并用于后面的極限強(qiáng)度演變和疲勞損傷演變分析。

    3 錨鏈極限強(qiáng)度和疲勞損傷演變特性

    3.1 錨鏈極限強(qiáng)度演變

    根據(jù)錨鏈損傷模型,采用非線性有限元分析方法,以第四強(qiáng)度理論為判斷標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算錨鏈的極限破斷張力。在張力載荷不斷增大時(shí),錨鏈在載荷作用下嚴(yán)重變形,從彈性階段過渡到塑性階段,兩端被拉長(zhǎng),接觸面積變大,直線段中間向內(nèi)側(cè)彎曲。從圖9 的應(yīng)力分布圖中可以看到,直線段和彎曲段連接位置和冠部位置的應(yīng)力水平最高,是易發(fā)生斷裂失效的區(qū)域,因此當(dāng)直線段和彎曲段連接位置的Von Mises 等效應(yīng)力大于材料給定的極限強(qiáng)度時(shí),認(rèn)為錨鏈發(fā)生斷裂破壞,此時(shí)對(duì)應(yīng)的張力載荷即為錨鏈的極限破斷張力。

    圖9 錨鏈磨損損傷等效應(yīng)力云圖Fig.9 Von Mises stress distribution of wear anchor chain

    在施加相同的張力載荷16 000 kN 時(shí),只考慮磨損損傷的條件下,計(jì)算了相同直徑158 mm 錨鏈,生命周期時(shí)間分別為0 年和16 年?duì)顟B(tài)下的應(yīng)力分布。從圖9 的Von Mises 等效應(yīng)力云圖中可以看出,磨損后應(yīng)力集中位置同樣出現(xiàn)在彎曲段與接觸面之間的區(qū)域,但是隨著磨損程度的增加,最大應(yīng)力點(diǎn)的位置逐漸向磨損區(qū)域的邊緣靠近,接觸面附近的應(yīng)力分布有所改變,二者的應(yīng)力值變化較小。說明磨損損傷的存在會(huì)逐漸改變局部的應(yīng)力分布,是錨鏈性能分析中值得關(guān)注的問題。

    在考慮腐蝕的影響時(shí),計(jì)算了相同磨損狀態(tài)即生命周期為30年時(shí),錨鏈直徑為158 mm和144 mm時(shí)的應(yīng)力分布狀態(tài),如圖10所示。根據(jù)計(jì)算結(jié)果可知,由于腐蝕導(dǎo)致錨鏈直徑變小,在應(yīng)力云圖中可以看出腐蝕模型的應(yīng)力數(shù)值明顯增大,但是二者的應(yīng)力分布近似,都在鏈環(huán)直線段與彎曲段過渡位置存在應(yīng)力集中的現(xiàn)象。

    圖10 錨鏈腐蝕損傷等效應(yīng)力云圖Fig.10 Von Mises stress distribution of corrosion anchor chain

    根據(jù)錨鏈損傷模型,采用逐步加載的方式計(jì)算極限張力,當(dāng)最大等效應(yīng)力值達(dá)到極限強(qiáng)度時(shí)得到極限張力,采用衰減系數(shù)表示生命周期內(nèi)錨鏈極限破斷張力的演變,其結(jié)果如表7所示。

    表7 錨鏈極限破斷張力衰減系數(shù)Tab.7 Ultimate breaking tension decay factor of anchor chain

    以最大腐蝕速率為例,在腐蝕磨損的影響下,錨鏈從服役初期可以承受16 119 kN 的張力載荷減小到服役30 年后只能承受不到11 081 kN 的張力,衰減率達(dá)到了31.3%,表明錨鏈腐蝕磨損損傷對(duì)于極限強(qiáng)度的影響十分關(guān)鍵。

    從表7 中的計(jì)算結(jié)果可知,磨損對(duì)于極限破斷張力的影響較小,但是也不容忽視,生命周期內(nèi)大概有接近4%的衰減,但是腐蝕速率的快慢則會(huì)對(duì)錨鏈的極限破斷張力數(shù)值產(chǎn)生巨大的影響。

    圖11(a)為在無腐蝕損失狀態(tài)下即錨鏈直徑為158 mm時(shí),錨鏈?zhǔn)艿侥p的影響,極限強(qiáng)度隨磨損損傷的演變;圖11(b)為錨鏈磨損為30年時(shí),腐蝕速率為0.4 mm/y的條件下,即錨鏈直徑初始時(shí)為158 mm,30 年時(shí)為134 mm,極限強(qiáng)度隨腐蝕損傷的演變。從曲線圖中可以看出,腐蝕對(duì)錨鏈的極限破斷張力影響遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于磨損,而且錨鏈腐蝕后極限破斷張力與直徑呈近似線性波動(dòng)快速下降的趨勢(shì),在整個(gè)生命周期內(nèi)下降了大約三分之一左右,因此腐蝕磨損損傷對(duì)于錨鏈極限強(qiáng)度的影響是不容忽視的。

    圖11 錨鏈損傷對(duì)極限強(qiáng)度演變的影響Fig.11 Effect of anchor chain damage on the evolution of ultimate strength

    3.2 疲勞損傷演變?cè)u(píng)估

    根據(jù)錨鏈損傷模型,采用時(shí)域分析法進(jìn)行OPB 疲勞損傷評(píng)估,其中,OPB 的應(yīng)力值由轉(zhuǎn)角時(shí)程計(jì)算得到,而張力作用的熱點(diǎn)應(yīng)力時(shí)程經(jīng)過有限元計(jì)算得到熱點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)而求得。然后采用雨流計(jì)數(shù)法和S-N曲線計(jì)算得到錨鏈的疲勞壽命,然后采用Miner 線性累積損傷準(zhǔn)則計(jì)算錨鏈的疲勞損傷,最終完成對(duì)錨鏈在全生命期內(nèi)的疲勞損傷評(píng)估。

    為了探究錨鏈磨損對(duì)疲勞損傷的影響,在只考慮磨損損傷的條件下,計(jì)算了相同直徑(158 mm)錨鏈的熱點(diǎn)應(yīng)力隨服役時(shí)間的變化,圖12顯示的是生命周期時(shí)間分別為0年和16年?duì)顟B(tài)下的應(yīng)力分布。

    圖12 錨鏈磨損損傷第一主應(yīng)力云圖Fig.12 First principal stress distribution of wear anchor chain

    從圖12的應(yīng)力云圖中可看到,隨著磨損程度的增加,磨損接觸面不斷加深,導(dǎo)致接觸面積不斷增大,最大應(yīng)力點(diǎn)位置逐漸向外側(cè)移動(dòng),與接觸面的距離更近,說明接觸面磨損形貌的改變影響了錨鏈局部的應(yīng)力大小和分布,其原因是外力只影響作用區(qū)域的應(yīng)力分布,在離外力足夠遠(yuǎn)的區(qū)域,由于外力變化而產(chǎn)生的應(yīng)力變化將忽略不計(jì)。在本模型中,接觸面即可視為施加載荷位置,當(dāng)接觸面發(fā)生磨損后,接觸面形貌發(fā)生變化,而熱點(diǎn)區(qū)域應(yīng)力值隨之發(fā)生改變,說明其仍處于載荷作用區(qū)域內(nèi),所以磨損對(duì)于錨鏈疲勞熱點(diǎn)處的應(yīng)力值會(huì)產(chǎn)生影響,進(jìn)行錨鏈疲勞分析時(shí)對(duì)于磨損損傷不可忽視。同時(shí)從圖13 中可以看到,隨著磨損損傷的增加,熱點(diǎn)處的應(yīng)力值呈現(xiàn)波動(dòng)的現(xiàn)象,這是因?yàn)殒湱h(huán)間磨損的存在,改變了錨鏈局部的應(yīng)力分布,導(dǎo)致熱點(diǎn)處應(yīng)力的波動(dòng)。

    圖13 熱點(diǎn)應(yīng)力隨磨損損傷的變化Fig.13 Variation of hot spot stress with wear damage

    為了探究錨鏈腐蝕對(duì)疲勞損傷的影響,在只考慮腐蝕損傷的條件下,計(jì)算了生命周期為30 年時(shí)相同磨損狀態(tài)下,不同錨鏈直徑的熱點(diǎn)應(yīng)力值,圖14顯示的是錨鏈直徑為158 mm和144 mm時(shí)的應(yīng)力分布狀態(tài)。

    圖14 錨鏈腐蝕損傷第一主應(yīng)力云圖Fig.14 First principal stress distribution of corrosion anchor chain

    從圖14中可以看出,在同一磨損條件下,腐蝕造成的錨鏈直徑的變化,對(duì)于應(yīng)力的分布沒有太大的影響,只是由于直徑導(dǎo)致錨鏈橫截面積減小,錨鏈整體的應(yīng)力值有所上升,從而導(dǎo)致了熱點(diǎn)處應(yīng)力逐漸增加的趨勢(shì),如圖15所示。根據(jù)名義應(yīng)力計(jì)算公式可知,名義應(yīng)力與直徑呈二次反比的關(guān)系,隨著直徑的減小,名義應(yīng)力會(huì)迅速增加。但是有限元計(jì)算的熱點(diǎn)應(yīng)力值會(huì)受到實(shí)際損傷模型的影響,名義應(yīng)力與熱點(diǎn)應(yīng)力增長(zhǎng)速度不一定一致,因此熱點(diǎn)處的應(yīng)力集中系數(shù)存在減小的可能。錨鏈結(jié)構(gòu)熱點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)如表8所示。

    圖15 熱點(diǎn)應(yīng)力隨腐蝕直徑的變化Fig.15 Variation of hot spot stress with corrosion diameter

    表8 生命周期內(nèi)錨鏈結(jié)構(gòu)熱點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)Tab.8 SCF of anchor chain structure during life cycle

    根據(jù)公式(2)~(4),首先進(jìn)行錨鏈OPB彎矩計(jì)算,之后利用計(jì)算得到熱點(diǎn)的應(yīng)力集中系數(shù),根據(jù)上述計(jì)算張力時(shí)程曲線和轉(zhuǎn)角時(shí)程曲線,得到熱點(diǎn)應(yīng)力時(shí)程曲線。根據(jù)得到的熱點(diǎn)處應(yīng)力時(shí)程曲線,按照?qǐng)D2的方法,計(jì)算得到實(shí)際海況下系泊錨鏈結(jié)構(gòu)熱點(diǎn)位置的疲勞損傷,然后根據(jù)海況分布的概率進(jìn)行平均和累計(jì),最終得到錨鏈在該損傷模型下的年疲勞損傷值,這里以無腐蝕磨損損傷錨鏈為例,具體數(shù)據(jù)見表9。

    表9 無腐蝕磨損損傷錨鏈的年疲勞損傷Tab.9 Annual fatigue damage of anchor chain without corrosion and wear damage

    根據(jù)表8 數(shù)據(jù)計(jì)算得到錨鏈疲勞損傷,分析在全生命期內(nèi)磨損和腐蝕對(duì)錨鏈疲勞損傷的影響,如圖16 所示。在圖16(a)中,在無腐蝕損失狀態(tài)下錨鏈直徑為158 mm,隨著服役時(shí)間的增加,錨鏈磨損損傷加劇,但是錨鏈結(jié)構(gòu)熱點(diǎn)處的疲勞損傷波動(dòng)變化較小,只有10%左右;在圖16(b)中,在磨損狀態(tài)為30 年時(shí),錨鏈直徑以0.4 mm/y 的腐蝕速率從158 mm 到134 mm 變化,其疲勞損傷呈現(xiàn)非線性增長(zhǎng)的趨勢(shì),增長(zhǎng)速度逐漸加快。這表明腐蝕磨損導(dǎo)致的鏈環(huán)形貌發(fā)生損傷,進(jìn)而使得在全壽命期內(nèi)134 mm 錨鏈相比158 mm 錨鏈的疲勞損傷增加了175%。因此在進(jìn)行錨鏈疲勞分析時(shí)不能忽視腐蝕磨損的損傷對(duì)錨鏈帶來的影響。

    圖16 錨鏈損傷對(duì)疲勞演變的影響Fig.16 Effect of anchor chain damage on fatigue evolution

    4 結(jié) 論

    基于錨鏈損傷演變數(shù)值模擬方法,本文提出了考慮腐蝕磨損條件下錨鏈在全生命期內(nèi)極限強(qiáng)度演變和疲勞損傷演變的評(píng)估方法,具體結(jié)論如下:

    (1)針對(duì)南海典型海況,根據(jù)錨鏈損傷演變數(shù)值模擬方法,定量研究了典型工況錨鏈的腐蝕量和磨損量。結(jié)果表明,錨鏈直徑對(duì)磨損體積的影響不大,磨損體積可以簡(jiǎn)化處理為只與時(shí)間相關(guān)的物理量,而錨鏈均勻腐蝕表示為與直徑相關(guān)的物理量。

    (2)基于全生命期內(nèi)的錨鏈損傷模型進(jìn)行極限破斷張力演變和疲勞損傷演變分析。結(jié)果表明,隨著磨損的產(chǎn)生,接觸面形貌發(fā)生變化,磨損影響了錨鏈局部的應(yīng)力大小和分布;在腐蝕的影響下,錨鏈的應(yīng)力分布沒有太大的改變,但是應(yīng)力的數(shù)值會(huì)產(chǎn)生變化,導(dǎo)致極限破斷張力和熱點(diǎn)應(yīng)力數(shù)值會(huì)隨之改變。

    (3)在極限破斷張力演變分析中,考慮腐蝕磨損影響下錨鏈的極限破斷張力逐漸減小。在磨損的影響下,全生命周期內(nèi)錨鏈極限破斷張力減小4%左右;在腐蝕的影響下,當(dāng)腐蝕后直徑減小到一定程度時(shí),破斷張力會(huì)迅速減小,生命周期內(nèi)錨鏈極限破斷張力減小了31.3%。腐蝕和磨損對(duì)錨鏈極限強(qiáng)度影響顯著,在錨鏈極限強(qiáng)度演變分析中不可忽略。

    (4)在疲勞損傷演變分析中,考慮腐蝕磨損影響下錨鏈的疲勞損傷會(huì)逐漸增大。在無腐蝕狀態(tài)下,磨損損傷對(duì)鏈環(huán)的疲勞損傷有一定影響,最值之差約10%左右;在磨損30 年條件下,腐蝕損傷的增加導(dǎo)致鏈環(huán)的疲勞損傷呈現(xiàn)非線性增長(zhǎng)趨勢(shì),其增長(zhǎng)速度逐漸加快,相比初始狀態(tài),134 mm 錨鏈的疲勞損傷增加了175%。因此,全生命期內(nèi)腐蝕和磨損因素均會(huì)對(duì)錨鏈疲勞強(qiáng)度產(chǎn)生影響(尤其是腐蝕),需要在實(shí)際工程中著重考慮。

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