蔣鎮(zhèn)濤，陳國(guó)材，孫夢(mèng)丹，張濤，鄭慶新，朱全華

（中國(guó)船舶科學(xué)研究中心，江蘇 無(wú)錫 214082）

隨著我國(guó)海工裝備向大型化、智能化的方向發(fā)展，國(guó)家及行業(yè)對(duì)海工裝備安全性、配套裝備智能化水平更加重視。系泊纜索作為保障海工裝備系泊安全的重要部件，在其遭受惡劣海況、系泊作業(yè)、碼頭?？繒r(shí)，發(fā)揮著不可替代的作用。在系泊狀態(tài)下，海工平臺(tái)所受激勵(lì)載荷復(fù)雜，系泊纜索不僅受到非線性軸向拉力的作用，而且也受到非線性彎曲和扭轉(zhuǎn)作用，可能導(dǎo)致疲勞、磨損、驟斷等情況[1-3]，因此需要實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)纜索的拉力，以保證海工裝備的系泊安全。

纜索設(shè)備常年受結(jié)構(gòu)間無(wú)規(guī)律載荷等復(fù)雜環(huán)境的作用，面臨測(cè)量難度大、長(zhǎng)期檢測(cè)設(shè)備損壞等難點(diǎn)[4]。目前水面艦船系泊纜索主要的2 種測(cè)量方法：頂端直接測(cè)量法和預(yù)制傳感器測(cè)量法[5-6]。Irani 等[7]在綜合海洋監(jiān)測(cè)系統(tǒng)（IMMS）中通過(guò)在錨鏈止動(dòng)器插入測(cè)壓元件，直接測(cè)量系泊或鋼筋束負(fù)載，進(jìn)而獲取纜索拉力。由于頂端測(cè)量法易監(jiān)測(cè)、成本低，成為目前應(yīng)用最為廣泛的測(cè)量方法[8-11]。Smith 等[12]利用預(yù)置聚合物光纖對(duì)系泊纜開(kāi)展測(cè)量的方法，實(shí)現(xiàn)了對(duì)系泊纜疲勞壽命的測(cè)量。杜宇等[13]利用水下預(yù)置的方法設(shè)計(jì)了基于LVDT 傳感元件的張力計(jì)，對(duì)深海無(wú)肋錨鏈的張力進(jìn)行了監(jiān)測(cè)。吳麗雙[14]設(shè)計(jì)了一種基于光纖微彎傳感的纜索拉力傳感器，可在多場(chǎng)合進(jìn)行應(yīng)用[15-16]。上述預(yù)制類傳感器測(cè)量法成本高，制造難度大，不適合廣泛應(yīng)用，難以實(shí)現(xiàn)低成本、長(zhǎng)期穩(wěn)定實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)的需求。除2 種主要的測(cè)量方法外，田冠楠等[17]、楊小龍等[18]、樊哲良等[19]、Hu 等[20]、鄧旭輝等[21]、鎖劉佳等[22]、劉必勁[23]、Li 等[24]研究了基于GPS/IMU 姿態(tài)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)、懸鏈線公式等推算纜索拉力的間接方法。

本文針對(duì)系泊纜索拉力實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)問(wèn)題，區(qū)別于通過(guò)測(cè)量其他物理量間接推算的方法，通過(guò)改進(jìn)滑輪軸結(jié)構(gòu)，設(shè)計(jì)了一種結(jié)構(gòu)應(yīng)變的間接測(cè)量方法，在保證結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的條件下，實(shí)現(xiàn)對(duì)纜索的實(shí)時(shí)拉力監(jiān)測(cè)。在此基礎(chǔ)之上，可進(jìn)一步設(shè)計(jì)纜索拉力監(jiān)測(cè)系統(tǒng)[25-27]，實(shí)現(xiàn)纜索拉力的智能監(jiān)測(cè)。

1 研究對(duì)象及目的

本文研究對(duì)象為導(dǎo)向滑輪和其內(nèi)部滑輪軸，該裝置在絞吸式挖泥船、風(fēng)電安裝船等海工裝備廣泛應(yīng)用，其作用是在工程作業(yè)中收放鋼制纜索，保障海洋工程裝備的系泊安全。導(dǎo)向滑輪及滑輪軸的基本工作原理如圖1 所示。

圖1 導(dǎo)向滑輪及纜索狀態(tài)Fig.1 State of guide pulley and cable

船用纜索通過(guò)圖1 所示導(dǎo)向滑輪完成纜索導(dǎo)向及輔助卷纜，導(dǎo)向裝置為滑輪，滑輪架是整個(gè)機(jī)構(gòu)的承力基座，滑輪軸通過(guò)擋板限位固定在滑輪架上不能轉(zhuǎn)動(dòng)，滑輪與襯套剛性固定，并與滑輪軸發(fā)生圓柱面接觸。根據(jù)中交天津航道局有限公司提供的導(dǎo)向滑輪工作狀態(tài)說(shuō)明，纜索在導(dǎo)向滑輪工作狀態(tài)下為左右對(duì)稱的90°張角。纜索張緊時(shí)，纜上拉力為直接作用于滑輪與襯套的剛性體，然后通過(guò)襯套與滑輪軸的圓柱面接觸，將合力傳遞至滑輪軸?；嗇S兩端部由滑輪架支撐，因此滑輪是應(yīng)力傳遞和保證整個(gè)機(jī)構(gòu)強(qiáng)度的重要部件。

針對(duì)上述類型的導(dǎo)向滑輪，目前對(duì)纜索拉力的測(cè)量主要依賴于岸上或保障船只的拉力機(jī)，尚無(wú)有效裝T，產(chǎn)生垂向向下的合力置和測(cè)量手段實(shí)現(xiàn)船舶離港獨(dú)立航行時(shí)纜索收放過(guò)程中拉力的實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)，本研究擬從滑輪軸入手，形成纜索拉力實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)的方法，并研制專用裝置。選擇滑輪軸為主要研究對(duì)象，主要基于以下考慮：1）滑輪軸是應(yīng)力傳遞的重要部件，結(jié)構(gòu)規(guī)則，受力特征明顯，易于開(kāi)展力學(xué)分析；2）滑輪軸固定在滑輪架上不能轉(zhuǎn)動(dòng)，體積大小適中，便于監(jiān)測(cè)裝置的安裝和布線工作；3）滑輪軸作為單獨(dú)部件，貫穿于滑輪架，安裝簡(jiǎn)便，便于后期維保。

2 力學(xué)模型分析

滑輪軸在整個(gè)導(dǎo)向滑輪機(jī)構(gòu)中的受力主要是與襯套接觸的圓柱面間的接觸壓力，用以傳遞纜繩張緊產(chǎn)生的垂向向下的合力，襯套的作用是將該合力均勻分布在滑輪軸表面，避免滑輪軸中部載荷過(guò)大，發(fā)生局部大變形。假設(shè)滑輪軸軸向（x方向）均布?jí)毫閝(x)，其合力用Q表示，則有滑輪軸放置在滑輪架上，通過(guò)擋板限位使之不發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，故在力學(xué)模型中可認(rèn)為其端部為剛性固定約束邊界。根據(jù)上述分析，建立力學(xué)模型如圖2 所示。

圖2 滑輪軸力學(xué)模型Fig.2 Mechanical model of pulley shaft

由于滑輪軸的直徑比較大，呈短粗型結(jié)構(gòu)形式，故在上述載荷和約束條件下，滑輪軸的主要變形模式為剪切變形，而非類似細(xì)長(zhǎng)桿的彎曲變形，剖面A-A的剪切力Fs可表示為：

3 間接測(cè)量方法

由力學(xué)分析可知，導(dǎo)向滑輪受纜索拉力作用，主要承力結(jié)構(gòu)為其內(nèi)部滑輪軸?；嗇S區(qū)別于一般軸承或長(zhǎng)梁結(jié)構(gòu)，其直徑/長(zhǎng)度比值大，在纜索載荷作用下，產(chǎn)生的主要變形模式并非沿長(zhǎng)度方向的彎曲變形，而是沿垂向的剪切變形。目前，對(duì)于滑輪軸結(jié)構(gòu)內(nèi)部剪切變形的測(cè)量，手段有限，且精度低，主要是通過(guò)在垂直于目標(biāo)測(cè)量剪力方向的平面布置2 個(gè)夾角為90°的單向應(yīng)變片，基于材料力學(xué)原理，推導(dǎo)目標(biāo)測(cè)量剪力。這樣的做法需要在結(jié)構(gòu)表面或者在剪力最大剖面開(kāi)孔粘貼應(yīng)變片，有如下缺點(diǎn)：在結(jié)構(gòu)表面粘貼應(yīng)變片，與軸套接觸引起的表面應(yīng)力對(duì)測(cè)量結(jié)果影響巨大，且無(wú)法完成系統(tǒng)布線；由此前分析，從滑輪軸兩端外表面開(kāi)孔至剪力最大剖面A-A，深度達(dá)到100 mm 以上，在該深度粘貼2 個(gè)相互垂直的單向應(yīng)變片或者三向應(yīng)變片基本不具備可操作性。

本研究提出一種纜索拉力間接測(cè)量思路：通過(guò)改造滑輪軸結(jié)構(gòu)，在保證滑輪軸結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的前提下，使得滑輪軸局部區(qū)域在纜索合力作用下產(chǎn)生理想的彎曲變形，通過(guò)有限元直接計(jì)算和實(shí)尺度試驗(yàn)，研究該位置單向彎曲與纜索拉力的對(duì)應(yīng)關(guān)系，得到標(biāo)定系數(shù)，進(jìn)而通過(guò)推算間接獲得纜索拉力。

3.1 滑輪軸結(jié)構(gòu)改造

根據(jù)間接測(cè)量思路設(shè)計(jì)如圖3 所示的滑輪軸結(jié)構(gòu)改造圖。剖面圖左側(cè)為滑輪軸自身功能性開(kāi)孔，右側(cè)為改造部分，在軸線位置開(kāi)孔直徑為d，深度為h。合力Q作用時(shí)，在滑輪架直接支撐段l長(zhǎng)度截取剖面A-A，分析該剖面可知，底部半圓固支，頂部承受垂向力，在開(kāi)孔的內(nèi)表面局部必然會(huì)產(chǎn)生如圖3 所示的z向彎曲變形，即產(chǎn)生把結(jié)構(gòu)壓扁的趨勢(shì)。開(kāi)孔越大，該區(qū)域的變形也應(yīng)越大，當(dāng)開(kāi)孔直徑無(wú)限接近滑輪軸直徑時(shí)，該剖面接近于薄壁結(jié)構(gòu)，上述局部區(qū)域的z向彎曲達(dá)到最大。

圖3 滑輪軸結(jié)構(gòu)改造圖Fig.3 Structural transformation diagram of pulley shaft

將結(jié)構(gòu)開(kāi)孔設(shè)置在軸線位置，主要考慮在滑輪軸內(nèi)部開(kāi)孔導(dǎo)致的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度問(wèn)題。如果在軸線上方開(kāi)孔，雖然能夠在開(kāi)孔內(nèi)部獲得更大的應(yīng)變值，但是開(kāi)孔越靠近頂端，軸套與滑輪軸的接觸力對(duì)開(kāi)孔內(nèi)部的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的削弱作用越大。在軸線開(kāi)孔，既能最大程度地保證開(kāi)孔后滑輪軸結(jié)構(gòu)的整體強(qiáng)度，又能在開(kāi)孔內(nèi)部獲得應(yīng)變值。為分析開(kāi)孔內(nèi)結(jié)構(gòu)應(yīng)變值幅值區(qū)間能否滿足纜索拉力實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)需求，需要進(jìn)一步對(duì)滑輪軸結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元分析，得到纜索張緊狀態(tài)下開(kāi)孔內(nèi)部的結(jié)構(gòu)響應(yīng)分布情況，分析不同拉索拉力下該區(qū)域的應(yīng)力變化規(guī)律，確定纜索拉力監(jiān)測(cè)測(cè)點(diǎn)位置。

3.2 有限元計(jì)算及強(qiáng)度校核

根據(jù)滑輪軸力學(xué)模型建立如圖4 所示的有限元模型。在纜繩高度方向設(shè)置RP 點(diǎn)，與軸套接觸面建立MPC,Tie 約束，將合力等效作用于接觸面，模擬纜索集中力對(duì)圓柱接觸面的作用效果。根據(jù)此前分析，滑輪軸被限位，無(wú)法轉(zhuǎn)動(dòng)，滑輪架底部?jī)啥说幕喖芙佑|面設(shè)置為剛性約束邊界條件。纜索最大拉力為T(mén)=2 000 kN，纜索張緊后夾角為90°，故集中力F=2 830 kN。

滑輪軸的基本材料參數(shù)見(jiàn)表1。開(kāi)孔直徑的大小直接關(guān)系到開(kāi)孔內(nèi)部的應(yīng)力分布規(guī)律、應(yīng)變片的粘貼難度，進(jìn)而影響到監(jiān)測(cè)測(cè)點(diǎn)的選取，本研究選取30～42 mm 不同開(kāi)孔直徑作為計(jì)算工況。此外，能完成應(yīng)變片粘貼操作的最大深度為50～60 mm，考慮監(jiān)測(cè)測(cè)點(diǎn)應(yīng)避開(kāi)應(yīng)力集中區(qū)域，并布置在應(yīng)力均勻分布、線性度理想的區(qū)域，開(kāi)孔深度取100 mm，得到如圖5 和圖6 所示的開(kāi)孔直徑為34 mm、纜索拉力T=2 000 kN 下的有限元計(jì)算結(jié)果。

表1 滑輪軸基本材料參數(shù)Tab.1 Basic material parameters of pulley shaft

圖5 滑輪軸整體響應(yīng)云圖（d=34 mm）Fig.5 Overall response cloud map of pulley shaft (d=34 mm)

圖6 開(kāi)孔內(nèi)部局部區(qū)域響應(yīng)云圖（d=34 mm）Fig.6 Response cloud map of local area inside the opening (d=34 mm)

根據(jù)有限元計(jì)算結(jié)果，可對(duì)結(jié)構(gòu)改造后的滑輪軸進(jìn)行強(qiáng)度校核?？梢园l(fā)現(xiàn)，應(yīng)力最大點(diǎn)出現(xiàn)在軸套及均布力的邊界約束處，達(dá)到261.9 MPa。這是由于邊界條件導(dǎo)致的應(yīng)力集中，最大值達(dá)不到材料的屈服極限。開(kāi)孔內(nèi)圓柱表面的應(yīng)力沿軸向呈階梯分布，越靠近開(kāi)孔內(nèi)部，應(yīng)力值越大，越靠近開(kāi)孔表面，應(yīng)力值越小，其應(yīng)力水平在180 MPa 以下。因此，結(jié)構(gòu)改造后的滑輪軸滿足基于材料屈服極限的校核要求。輸出不同開(kāi)孔直徑的滑輪軸內(nèi)表面不同深度的變形幅值，以及滑輪軸整體結(jié)構(gòu)的最大變形，見(jiàn)表2。

表2 2 000 kN 纜索拉力滑輪軸有限元計(jì)算結(jié)果Tab.2 Finite element calculation results of 2 000 kN cable tension pulley shaft

由有限元計(jì)算結(jié)果可以得到以下結(jié)論：

1）30～42 mm 大小的開(kāi)孔對(duì)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響不大，在此范圍內(nèi)開(kāi)孔均能滿足基于材料屈服極限的校核要求，開(kāi)孔大小對(duì)開(kāi)孔內(nèi)表面變形的影響不明顯。開(kāi)孔34 mm 時(shí)，開(kāi)孔內(nèi)的表面應(yīng)力水平最高。

2）在開(kāi)孔深度方向，應(yīng)力幅值呈梯度變化規(guī)律，深度越深，應(yīng)力幅值越大。

3）滑輪軸變形模式與理論分析一致，在垂向載荷作用下，開(kāi)孔內(nèi)表面兩側(cè)產(chǎn)生較大變形。

由于滑輪軸開(kāi)孔直徑為34 mm 時(shí)開(kāi)孔內(nèi)表面應(yīng)力水平最高，兼顧應(yīng)變片粘貼難度及產(chǎn)品小型化發(fā)展趨勢(shì)，開(kāi)孔大小最終選擇為34 mm。

3.3 監(jiān)測(cè)測(cè)點(diǎn)選取

由有限元分析可知，對(duì)于100 mm 深度開(kāi)孔的滑輪軸開(kāi)孔內(nèi)表面，其應(yīng)力呈階梯分布，應(yīng)力水平沿軸心方向由內(nèi)向外遞減，輸出開(kāi)孔內(nèi)表面一層網(wǎng)格的x、y、z方向應(yīng)力分量（如圖7 所示），以確定應(yīng)變片的種類及貼片方向。

圖7 開(kāi)孔表面一層網(wǎng)格x、y、z 方向應(yīng)力分量Fig.7 Stress components in x,y and z directions of a layer of grid on the surface of an opening

圖8 測(cè)點(diǎn)布置Fig.8 Layout of measuring points

由應(yīng)力分量輸出結(jié)果，從應(yīng)力水平層面分析，x、y方向的拉壓應(yīng)力水平在-17～34 MPa，z方向的壓應(yīng)力達(dá)到-94.47 MPa，z方向的應(yīng)力分量水平更有利于監(jiān)測(cè)。從應(yīng)力梯度變化規(guī)律性層面分析，x方向應(yīng)力分量在開(kāi)孔內(nèi)表面底部有明顯的應(yīng)力變化梯度，y方向沒(méi)有明顯的應(yīng)力變化梯度，z方向在開(kāi)孔內(nèi)表面兩側(cè)的壓應(yīng)力有明顯的梯度變化。由此可知，有限元計(jì)算的應(yīng)力分布規(guī)律與理論分析一致，開(kāi)孔內(nèi)表面的主要變形模式是內(nèi)表面兩側(cè)局部區(qū)域z向受壓產(chǎn)生的彎曲變形。

針對(duì)開(kāi)孔內(nèi)表面兩側(cè)大變形區(qū)域選取監(jiān)測(cè)測(cè)點(diǎn)。由有限元分析結(jié)果可知，z向變形最大點(diǎn)在85 mm 深度位置，變形大小沿軸線由內(nèi)向外梯度遞減。在內(nèi)表面變形區(qū)域布置測(cè)點(diǎn)粘貼單向應(yīng)變片測(cè)量z向變形，可以探究測(cè)點(diǎn)處隨載荷變化的變形規(guī)律?？紤]能夠完成手工貼片的最大深度為60 mm，在此處布置測(cè)點(diǎn)1。另外，在沿軸線方向的40 mm 深度處同時(shí)布置測(cè)點(diǎn)2，與測(cè)點(diǎn)1 變形形成對(duì)照。兩側(cè)點(diǎn)在同一軸線，所處深度不同，測(cè)點(diǎn)1、2 的位置如圖 8 所示，應(yīng)變片布置方向沿z向。

4 實(shí)尺度模型試驗(yàn)

前文已經(jīng)基于有限元計(jì)算揭示了滑輪軸內(nèi)表面的應(yīng)力響應(yīng)規(guī)律，并選取了應(yīng)力幅值最大的點(diǎn)和貼片難度相對(duì)較小的冗余點(diǎn)作為監(jiān)測(cè)點(diǎn)。為驗(yàn)證有限元計(jì)算結(jié)果和測(cè)點(diǎn)選取方案的可行性和準(zhǔn)確度，需進(jìn)一步模擬纜繩合力對(duì)導(dǎo)向滑輪內(nèi)部滑輪軸的作用效果，設(shè)計(jì)相應(yīng)的試驗(yàn)工裝和試驗(yàn)方案，開(kāi)展階梯加載結(jié)構(gòu)力學(xué)試驗(yàn)，得到合力線性變化時(shí)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力響應(yīng)數(shù)據(jù)，擬合載荷加載區(qū)間內(nèi)完整的載荷-響應(yīng)曲線，得到標(biāo)定系數(shù)k，同時(shí)對(duì)比有限元計(jì)算結(jié)果，分析結(jié)果的置信度。

4.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

導(dǎo)向滑輪實(shí)際工作狀態(tài)下，纜索繃緊后的夾角為90°，如圖1 所示。假設(shè)實(shí)際纜繩拉力為T(mén)0，此時(shí)滑輪軸所受的合力為：

試驗(yàn)工裝如圖9 所示，結(jié)構(gòu)主體由滑輪架1、滑輪軸2、擋板3、螺栓4、滑輪5、墊圈6 等組成?；啺惭b后，轉(zhuǎn)動(dòng)必須靈活。

圖9 試驗(yàn)工裝裝配體Fig.9 Test fixture assembly:a) vertical view;b) front view

試驗(yàn)按如圖10 所示加載。試驗(yàn)方案的主要思想是利用加載機(jī)構(gòu)模擬滑輪軸所受合力，無(wú)接縫鋼絲繩通過(guò)滑輪限位，拉力機(jī)水平施加拉力使鋼絲繩繃緊。在加載過(guò)程中，拉力機(jī)施加拉力方向保持不變，鋼絲繩產(chǎn)生沿其長(zhǎng)度方向的正向拉伸應(yīng)力。

圖10 階梯加載試驗(yàn)方案Fig.10 Step loading test scheme

4.2 測(cè)量采集系統(tǒng)

本試驗(yàn)采用的應(yīng)變片為單向應(yīng)變片，應(yīng)變片的粘貼位置及方向按照測(cè)點(diǎn)布置方案實(shí)施，深度分別位于60、40 mm，方向垂直于開(kāi)孔軸心，沿內(nèi)表面切向，貼片效果如圖11 所示。完成貼片后，確認(rèn)加載合力方向，將滑輪軸與試驗(yàn)工裝裝配至正確位置，此時(shí)應(yīng)變片采集的數(shù)據(jù)應(yīng)是理論分析中對(duì)應(yīng)的z向應(yīng)力。由于手工貼片誤差，貼片完成后，測(cè)量記錄應(yīng)變片的實(shí)際深度為57、42 mm。本試驗(yàn)使用EX1629-48 通道高性能應(yīng)變計(jì)測(cè)量?jī)x，以太網(wǎng)控制允許進(jìn)行遠(yuǎn)程操作，可簡(jiǎn)便連接到電腦主機(jī)。試驗(yàn)采用1/4 橋進(jìn)行應(yīng)變測(cè)量，接線及保護(hù)如圖12 所示。

圖12 接線及保護(hù)Fig.12 Wiring and protection

4.3 試驗(yàn)加載方案

試驗(yàn)加載方式為線彈性加載。為了解試件裝配是否穩(wěn)定，試件受力是否均勻，試驗(yàn)前應(yīng)在滑輪軸材料彈性范圍內(nèi)作多次分級(jí)加載，以調(diào)整纜索、試件和拉力試驗(yàn)機(jī)的相對(duì)位置。然后，根據(jù)加載要求進(jìn)行分級(jí)縱向線彈性加載，開(kāi)展正式標(biāo)定試驗(yàn)，以獲得準(zhǔn)確的標(biāo)定系數(shù)。

模型試驗(yàn)需在具有5 000 kN 加載能力的結(jié)構(gòu)試驗(yàn)平臺(tái)進(jìn)行，將試件的垂向支撐板與試驗(yàn)臺(tái)固定，滑輪軸通過(guò)橫向各2 塊擋板與工裝固定，確保試件無(wú)法轉(zhuǎn)動(dòng)。滑輪套在滑輪軸上，作為纜索的限位和載荷傳遞結(jié)構(gòu)，裝配后需能在滑輪軸上靈活轉(zhuǎn)動(dòng)，以模擬滑輪架裝配關(guān)系。試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)如圖13 所示。

圖13 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)Fig.13 Test site

采用液壓油缸對(duì)纜索施加拉力，通過(guò)滑輪形成合力間接作用在滑輪軸上，以模擬實(shí)際作業(yè)中的載荷傳遞關(guān)系。試驗(yàn)工況：在滑輪軸材料線彈性范圍內(nèi)，加載系統(tǒng)保載至280 kN 后開(kāi)始加載，纜繩單股加載步長(zhǎng)為140 kN，達(dá)到最大載荷2 240k N 后，按140 kN階梯卸載至280 kN，作3 次重復(fù)加-卸載。

5 試驗(yàn)結(jié)果分析

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，提取測(cè)點(diǎn)1、2 載荷-響應(yīng)曲線，如圖14 所示?？梢钥闯?，距離開(kāi)孔表面更深的測(cè)點(diǎn)1 相較于測(cè)點(diǎn)2 產(chǎn)生了更大的壓應(yīng)變，與有限元仿真結(jié)果（見(jiàn)圖7）對(duì)比，這一特征一致。測(cè)點(diǎn)1 與測(cè)點(diǎn)2 在2 200 kN 下應(yīng)變的最大誤差分別為4.2%和3.9%，在較小范圍。

圖14 第一次加載測(cè)點(diǎn)1、2 載荷-響應(yīng)曲線對(duì)比Fig.14 Comparison of load-response curves of measuring points 1 and 2 during the first loading.

進(jìn)一步分別輸出3 次試驗(yàn)下測(cè)點(diǎn)1 和測(cè)點(diǎn)2 的“載荷-應(yīng)變”曲線，如圖15 所示。分析曲線表明，3 次試驗(yàn)中，在載荷280 kN 左右，測(cè)點(diǎn)1 和測(cè)點(diǎn)2的響應(yīng)均出現(xiàn)了分段線性特征，故可以在0～280 kN和280～2 200 kN 這2 個(gè)區(qū)間對(duì)纜索拉力進(jìn)行分段線性擬合。

圖15 3 次加載測(cè)點(diǎn)1、2 載荷-響應(yīng)曲線對(duì)比Fig.15 Comparison of load-response curves of measuring(a) point 1 and (b) point 2 under three times of loading.

利用最小二乘擬合分段線性擬合出測(cè)點(diǎn)1 和測(cè)點(diǎn)2 的“纜索拉力-響應(yīng)”線性關(guān)系公式：

對(duì)于測(cè)點(diǎn)1：

對(duì)于測(cè)點(diǎn)2：

式中：Strain(x)為監(jiān)測(cè)系統(tǒng)測(cè)量的實(shí)時(shí)應(yīng)變值；x為纜索拉力值。

基于式（3）—（6），可根據(jù)測(cè)點(diǎn)1 和測(cè)點(diǎn)2 的應(yīng)變監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)完成纜索拉力的實(shí)時(shí)換算。

6 結(jié)論

本文創(chuàng)新性地提出了海工裝備系泊纜索拉力監(jiān)測(cè)的新方法，通過(guò)對(duì)系泊主要承力構(gòu)件滑輪軸的結(jié)構(gòu)改造，選取特征點(diǎn)，并建立了特征點(diǎn)結(jié)構(gòu)響應(yīng)與纜索拉力的對(duì)應(yīng)關(guān)系，在超常拉力范圍擬合出線性曲線?；诜抡嬗?jì)算和實(shí)尺度實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了該方法的可行性與準(zhǔn)確度，并研制了海工裝備纜索拉力監(jiān)測(cè)的普適裝置?？傻玫揭韵陆Y(jié)論：

1）通過(guò)在滑輪軸軸心挖孔，纜索拉力對(duì)滑輪軸垂向（z向）的剪切力作用效果為挖空內(nèi)壁的z向變形響應(yīng)，通過(guò)建立“z向響應(yīng)-纜索拉力”的擬合關(guān)系，可實(shí)現(xiàn)對(duì)纜索拉力的監(jiān)測(cè)。

2）經(jīng)過(guò)結(jié)構(gòu)仿真校核，0～42 mm 大小的開(kāi)孔對(duì)滑輪軸結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響不大，纜索拉力達(dá)到極限時(shí)，滑輪軸最大應(yīng)力仍在材料屈服極限范圍內(nèi)。

3）纜索拉力監(jiān)測(cè)裝置采用雙測(cè)點(diǎn)冗余設(shè)計(jì)，280～2 200 kN 加載階段線性度均良好，可以擬合出纜索拉力的線性曲線，覆蓋了纜索的極限拉力范圍，裝置的新結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)實(shí)現(xiàn)了纜索拉力的監(jiān)測(cè)。