基于內(nèi)聚力方法的海纜接頭軸向承載能力預(yù)測(cè)

崔櫻華，盧青針，2*，尹原超，張 陶

（1.大連理工大學(xué)海洋科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，遼寧 盤錦 124221；2.大連理工大學(xué)寧波研究院，浙江 寧波 315016）

動(dòng)態(tài)海纜接頭的主要功能是實(shí)現(xiàn)纜體與船體設(shè)備之間的連接，其主要承擔(dān)軸向載荷，由于在海纜結(jié)構(gòu)層中，抗拉鎧裝鋼絲承擔(dān)纜體95%以上的拉力[1-5]，因此用膠粘劑與抗拉鎧裝鋼絲粘接的方式來(lái)達(dá)到連接的目的[6-10]。隨著海洋資源開發(fā)逐漸走向深水，需要進(jìn)一步提高接頭的連接性能，因此對(duì)于接頭軸向承載能力的預(yù)測(cè)進(jìn)行研究是十分有必要的。

粘接接頭的連接失效表現(xiàn)為鎧裝鋼絲的拉脫和粘接界面的脫粘，目前國(guó)內(nèi)外的研究多集中在界面脫粘失效的問(wèn)題上。SHEN Y 等[11]將接頭粘接失效分為從粘接到一半脫粘最后到完全脫粘3 個(gè)過(guò)程，并對(duì)影響鋼絲應(yīng)力分布的參數(shù)進(jìn)行了分析。CONNAIRE A等[12]通過(guò)ABAQUS 中的粘接單元仿真鋼絲與膠粘劑的粘接，并通過(guò)改變粘接層最大應(yīng)力分析粘接的失效機(jī)理。MARCELO N R M[13]建立了ANSYS 的2D FE 模型，考慮了鋼絲和膠粘劑之間的3 種接觸分別是鋼絲完全粘結(jié)、鋼絲部分粘結(jié)和鋼絲未粘結(jié)，研究了不同的端部形狀對(duì)于應(yīng)力的影響，在這3 種接觸中，粘接模型均出現(xiàn)應(yīng)力集中的情況（鋼絲未粘接模型除外），后兩個(gè)模型中的膠粘劑應(yīng)力相較于前者分別降低了19%和72%。趙寧等[14]通過(guò)數(shù)值方法還原了粘接接頭的失效過(guò)程，對(duì)膠接界面的裂紋擴(kuò)展現(xiàn)象進(jìn)行了分析。史宏斌等[15]建立了粘接接頭的三維非線性數(shù)值模型，獲取了粘接界面的損傷參數(shù)。此外，長(zhǎng)期的溫度、濕度和載荷作用也會(huì)影響膠粘劑力學(xué)性能，破壞粘接界面，降低其承載能力，改變失效過(guò)程[16-17]。WKL A 等[18]采用試驗(yàn)的方法獲得了粘接界面的強(qiáng)度參數(shù)，并研究了濕熱環(huán)境對(duì)粘接界面失效情況的影響。研究結(jié)果顯示，不同濕熱環(huán)境下界面的斷裂能有明顯的退化，且斷裂能大小與試驗(yàn)方法無(wú)關(guān)。國(guó)內(nèi)外對(duì)于海纜粘接接頭的軸向承載力預(yù)測(cè)研究非常有限，最經(jīng)典的單搭接接頭粘接模型是VOLKERSEN O[19]在1938 年提出的，較好地描述了影響界面剪切應(yīng)力的材料參數(shù)和幾何參數(shù)；XAVIER F G[20]首先提出了海纜粘接接頭的結(jié)構(gòu)形式，根據(jù)鋼絲在接頭內(nèi)部的幾何形狀，通過(guò)建立符合要求的三維有限元模型對(duì)粘接接頭的連接性能進(jìn)行研究。WITZ J A[21]針對(duì)柔性管抗拉鎧裝鋼絲在軸對(duì)稱載荷和彎曲載荷作用下所產(chǎn)生的應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行研究，結(jié)果表明膠粘劑與鋼絲表面的相互作用改變了鋼絲的應(yīng)力狀態(tài)。郭振亞[22]基于均勻性假設(shè)建立了接頭的二維粘接模型，討論了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下接頭軸向承載力及失效模式的變化，當(dāng)鋼絲搭接長(zhǎng)度較短時(shí)，應(yīng)力集中出現(xiàn)在尾部；當(dāng)搭接長(zhǎng)度過(guò)長(zhǎng)時(shí)，失效模式由尾部的應(yīng)力集中變?yōu)樽罱K剪斷時(shí)的應(yīng)力集中。毛慶凱[23]通過(guò)建立粘接接頭的有限元模型，研究了鋼絲端部不同折彎半徑時(shí)的應(yīng)力分布情況，研究結(jié)果顯示，隨著鋼絲折彎半徑的增加，鋼絲受到的局部應(yīng)力逐漸減小，應(yīng)力集中的趨勢(shì)也不斷減小。CAMPELLO G C 等[24]建立了考慮鋼絲纏繞幾何形狀的粘接理論解析模型，對(duì)接頭內(nèi)部鋼絲各個(gè)位置的張力進(jìn)行了預(yù)測(cè)。尚道健[25]利用單根鋼絲拉拔試驗(yàn)方法探究粘接幾何參數(shù)對(duì)連接性能的影響，研究結(jié)果顯示，膠體的厚度對(duì)連接性能影響較小。王騰等[26]采用有限元仿真分析了在深水拉伸工況下柔性管接頭的承載性能。研究結(jié)果表明，Wedge-Swaged 型接頭滿足深水拉伸的使用要求，接頭主體內(nèi)套筒鋸齒的過(guò)盈量及楔形塊的配合過(guò)盈量對(duì)接頭抗拉性能有重要影響。

上述研究?jī)?nèi)容只討論了連接失效的脫粘部分，且針對(duì)接頭軸向承載力的預(yù)測(cè)模型基于一定的假設(shè)，忽略了端部效應(yīng)的影響。根據(jù)海纜粘接接頭特有的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，本文基于內(nèi)聚力模型建立了單根彎折鋼絲粘接的有限元預(yù)測(cè)模型，考慮端部效應(yīng)的影響對(duì)接頭完整的失效流程（包括鋼絲的脫粘和拉脫現(xiàn)象）和接頭軸向承載力的預(yù)測(cè)進(jìn)行了研究，并介紹了典型的3 種粘接接頭軸向承載力預(yù)測(cè)解析模型，通過(guò)改變鋼絲在接頭內(nèi)部的結(jié)構(gòu)參數(shù)討論了解析模型的適用性。

1 接頭粘接解析模型

海纜的抗拉鎧裝鋼絲在接頭內(nèi)部采用環(huán)氧樹脂膠粘劑進(jìn)行粘接錨固，鋼絲的幾何形狀從纜體上的螺旋纏繞形狀變?yōu)槿螐澱鄣挠艚鹣阈螤睿鐖D1所示。接頭抵抗軸向載荷的能力主要由以下兩部分提供：鋼絲與膠粘劑之間的粘附力所提供的的剪應(yīng)力；鋼絲和膠粘劑之間的幾何形狀和摩擦產(chǎn)生的螺旋或絞盤效應(yīng)。

圖1 海纜接頭剖面圖[14]

接頭內(nèi)部鋼絲的幾何形狀主要包含以下關(guān)鍵的結(jié)構(gòu)參數(shù)：纏繞段的長(zhǎng)度（L1）、前錐的長(zhǎng)度（L2）、后錐的長(zhǎng)度（L3） 和兩個(gè)彎折角度（A、B），如圖2 所示。

圖2 海纜接頭內(nèi)部鋼絲的幾何形狀

為方便工程設(shè)計(jì)，根據(jù)接頭粘接研究現(xiàn)狀詳細(xì)列舉了3 種典型的計(jì)算接頭軸向承載力的解析模型。

（1）剪滯模型

早期有學(xué)者假設(shè)被粘物為剛性，膠粘劑只發(fā)生純剪切變形，搭接區(qū)域的剪切應(yīng)力沿搭接長(zhǎng)度方向均勻分布[5]，模型受力如圖3 所示。

圖3 剪滯模型受力圖

膠層的平均剪應(yīng)力τ0表達(dá)式如下。

式中，b 為接頭寬度；L 為搭接長(zhǎng)度；F 為接頭的軸向承載能力。軸向承載力F 的表達(dá)式如下。

（2）二維粘接模型

郭振亞[22]對(duì)接頭內(nèi)部的幾何參數(shù)，即三段鎧裝鋼絲長(zhǎng)度、彎折角度對(duì)接頭抵抗軸向荷載能力的影響進(jìn)行分析，假設(shè)粘結(jié)層面應(yīng)力分布均勻，考慮絞盤效應(yīng)，鋼絲在彎折點(diǎn)處對(duì)膠體進(jìn)行擠壓，且不考慮鋼絲的變形，作用在接頭內(nèi)部鎧裝鋼絲的力逐漸衰減，最終為0。簡(jiǎn)化模型如圖4 所示。

圖4 接頭內(nèi)部單根彎折鋼絲受力簡(jiǎn)化模型

該二維粘接模型主要分析了接頭內(nèi)部鋼絲的受力情況，分3 段進(jìn)行。

取纏繞段鋼絲任意截面距端部為x1，該截面鋼絲內(nèi)部張力F1（x1）表達(dá)式如下。

式中，F(xiàn) 為接頭的軸向承載能力；τ 為切向應(yīng)力值。

取前錐段鋼絲任意截面距端部為x2，該截面鋼絲內(nèi)部張力F2（x2）表達(dá)式如下。

式中，L1為鋼絲纏繞段長(zhǎng)度；α 為第一段彎折角度。

取后錐段鋼絲任意截面距端部為x3，該截面鋼絲內(nèi)部張力F3（x3）表達(dá)式如下。

式中，L2為鋼絲前錐段長(zhǎng)度；β 為第二段彎折角度。

兩段彎折點(diǎn)處的擠壓力N1和N2的表達(dá)式分別如下。

綜合3 段受力分析，最終軸向承載力如下。

式中，L3為鋼絲后錐段長(zhǎng)度。

（3）Campello 粘接模型

Campello 等[24]認(rèn)為接頭的失效過(guò)程主要包括粘接失效和鋼絲的拉脫失效。在粘接失效之前，詳細(xì)分析了作用在接頭內(nèi)部鎧裝鋼絲的力的衰減，鋼絲與膠粘劑之間的粘附力所產(chǎn)生的剪應(yīng)力。鋼絲在接頭內(nèi)部任意位置內(nèi)部的張力表達(dá)式如下。

式中，F(xiàn)0為接頭的軸向承載能力；w 和t 分別為鋼絲橫截面的寬度和厚度；x 表示鋼絲的長(zhǎng)度。

在粘接失效之后，考慮絞盤效應(yīng)，3 段彎折的金屬絲被拉扯時(shí)，會(huì)擠壓其所在的膠體內(nèi)芯。這就對(duì)鋼絲下的膠粘劑產(chǎn)生了一個(gè)正應(yīng)力，正應(yīng)力會(huì)帶來(lái)剪應(yīng)力，剪應(yīng)力取決于鋼絲與膠體脫粘后的摩擦力。此外接頭內(nèi)部鋼絲上的張力衰減遵循指數(shù)規(guī)律，鋼絲在接頭內(nèi)部任意位置內(nèi)部的張力F（x）表達(dá)式如下。

式中，μ 為作用于鋼絲和膠粘劑之間的摩擦系數(shù)；γ（x）為與接頭內(nèi)部鋼絲幾何形狀有關(guān)的參數(shù)式。γ（x）表達(dá)式如下。

式中，φ 為鋼絲的彎折角度；α 為鋼絲的纏繞角度。

綜上，沿鋼絲內(nèi)部的張力考慮粘接力和絞盤效應(yīng)，當(dāng)鋼絲數(shù)量為n 時(shí)，實(shí)際張力FW（x）表達(dá)式如下。

2 有限元分析模型

本文根據(jù)鋼絲脫粘理論，采用數(shù)值方法建立粘接模型，進(jìn)行接頭軸向承載力的預(yù)測(cè)研究，為簡(jiǎn)化計(jì)算，基于均勻性假設(shè)選取接頭內(nèi)部單根鋼絲的粘接作為研究對(duì)象，承載過(guò)程中，進(jìn)入接頭的平滑段鋼絲端部的張力為單根鋼絲粘接模型的軸向承載力。數(shù)值方法主要借助ABQUS 的Cohesive Element，即雙線性內(nèi)聚力模型。假定裂紋尖端處出現(xiàn)一個(gè)很小的內(nèi)聚力區(qū)域，如圖5 所示。內(nèi)聚力區(qū)域的本構(gòu)關(guān)系使用應(yīng)力和粘接界面分離位移之間的關(guān)系來(lái)描述，如圖6 所示。

圖6 雙線性內(nèi)聚力模型的T-S 曲線關(guān)系

雙線性內(nèi)聚力模型控制方程如下。

選取接頭內(nèi)部單根鋼絲作為研究對(duì)象，建立二維粘接模型，膠體與接頭主體部分采用粘接接觸和硬接觸；膠體與鋼絲之間也采用粘接接觸和硬接觸，接頭主體部分邊緣施加固定約束，鋼絲端部施加水平方向的位移荷載，輸出點(diǎn)的反力為軸向承載力。膠層厚度方向設(shè)置為1 個(gè)單元，膠層選用粘接單元（COH2D4），網(wǎng)格劃分采用中性軸畫法，如圖7 所示。采用的內(nèi)聚力模型參數(shù)及材料本構(gòu)參數(shù)見表1，有限元模型示意圖如圖8 所示，黑色部分為鋼絲，藍(lán)色部分為膠粘劑，灰色部分為接頭主體，紅色線條為粘接界面。

表1 內(nèi)聚力模型參數(shù)及材料本構(gòu)參數(shù)

圖7 單元?jiǎng)澐质疽鈭D

圖8 單根鋼絲粘接有限元模型

3 有限元模型結(jié)果分析

3.1 有限元模型的正確性驗(yàn)證

由于動(dòng)態(tài)海纜的接頭軸向承載力測(cè)試的數(shù)據(jù)有限，因此本文采用尚道健[25]針對(duì)單根折彎鋼絲拉拔測(cè)試數(shù)據(jù)作為參考，可以在一定程度上對(duì)有限元模型的正確性進(jìn)行驗(yàn)證，具體模型中的材料屬性和幾何參數(shù)設(shè)定從文獻(xiàn)中獲取。將有限元模型得到軸向承載力與位移之間的關(guān)系和尚道健[25]的測(cè)試結(jié)果對(duì)比，如圖9 所示。可以看出，兩者的結(jié)果吻合良好，證明了有限元模型的正確性。在位移達(dá)到10 mm時(shí)，軸向承載力驟降，說(shuō)明粘接界面失效，鋼絲脫粘；之后，隨著位移增加，軸向承載力持續(xù)增加，由于試驗(yàn)所施加的位移只到20 mm，從鋼絲的屈服及粘接層的失效程度來(lái)看，如果位移繼續(xù)增加，則會(huì)發(fā)生鋼絲的斷裂失效。后續(xù)可通過(guò)改變接頭結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)，即纏繞段的長(zhǎng)度（L1）、前錐的長(zhǎng)度（L2）、后錐的長(zhǎng)度（L3）和兩個(gè)彎折角度（A、B）獲取相應(yīng)的軸向承載力，并作為參考對(duì)解析模型的適用性進(jìn)行分析。

圖9 有限元模型結(jié)果與測(cè)試結(jié)果比較

3.2 粘接失效過(guò)程分析

由3.1 節(jié)可知鋼絲的粘接失效分為粘接界面失效和鋼絲拉脫失效。通過(guò)有限元仿真分析輸出的CSDMG 云圖，分析粘接界面的失效，CSDMG 表示粘接界面的剛度下降率，CSDMG = 0 表示沒有損傷；CSDMG =1 表示完全分離。粘接界面失效首先發(fā)生在鋼絲纏繞段，并首先在彎折點(diǎn)處完全脫粘，如圖10（b）和圖10（c）所示；接著界面失效繼續(xù)擴(kuò)展至鋼絲前錐段，表現(xiàn)為整段的脫粘，如圖10（d）所示；隨后鋼絲后錐段末端先出現(xiàn)脫粘現(xiàn)象，說(shuō)明存在一定的端部效應(yīng)，再由兩端逐漸向中間擴(kuò)展，如圖10（e）所示；最終鋼絲完全脫粘整個(gè)粘接面呈紅色即CSDMG =1，如圖10（f）所示。

圖10 粘接界面損傷過(guò)程

通過(guò)有限元仿真分析輸出應(yīng)力云圖分析鋼絲的拉脫失效，鋼絲界面脫粘后存在絞盤效應(yīng)，在彎折點(diǎn)處不斷地?cái)D壓膠體并與膠體產(chǎn)生摩擦，逐漸發(fā)生拉脫失效，如圖11 所示，鋼絲端部出現(xiàn)明顯孔隙。

圖11 鋼絲的拉脫失效

通過(guò)提取鋼絲上13 個(gè)點(diǎn)（圖12），觀察在不同加載時(shí)刻下的應(yīng)力狀態(tài)可以更好地分析粘接失效的過(guò)程，如圖13 所示，橫坐標(biāo)是參考點(diǎn)，縱坐標(biāo)是鋼絲軸向的應(yīng)力值，可以發(fā)現(xiàn)每個(gè)參考點(diǎn)的應(yīng)力值隨著載荷增加的變化趨勢(shì)，加載時(shí)常為1 個(gè)時(shí)間步。加載時(shí)間步為0.141 0 時(shí)，鋼絲的纏繞段發(fā)生粘接失效，參考點(diǎn)上應(yīng)力呈遞減趨勢(shì)；當(dāng)加載時(shí)間步為0.447 0 時(shí)，鋼絲前錐段開始發(fā)生粘接失效，在纏繞段彎折點(diǎn)處鋼絲由于絞盤效應(yīng)在彎折點(diǎn)處擠壓膠體，因此參考點(diǎn)4 的應(yīng)力較大；當(dāng)加載時(shí)間步為0.547 7 和0.599 7 時(shí)，鋼絲后錐段開始發(fā)生粘接失效，在彎折點(diǎn)處鋼絲由于絞盤效應(yīng)在彎折點(diǎn)處擠壓膠體，因此參考點(diǎn)4 和8 的應(yīng)力較大；當(dāng)加載時(shí)間步在0.700 1 后，鋼絲完全脫粘，整體應(yīng)力降低，鋼絲由于絞盤效應(yīng)在彎折點(diǎn)處擠壓膠體，因此參考點(diǎn)4 和8 的應(yīng)力較大。

圖12 鋼絲參考點(diǎn)選取

圖13 沿鋼絲段軸向應(yīng)力變化趨勢(shì)

綜上所述粘接接頭的失效過(guò)程分為兩個(gè)階段。第一階段表現(xiàn)為粘接層發(fā)生損傷，界面發(fā)生脫粘現(xiàn)象；第二階段表現(xiàn)為脫粘以后鋼絲與膠體之間產(chǎn)生摩擦力，并擠壓變形直至完全拉脫。因此在計(jì)算接頭的軸向承載力時(shí)主要考慮鋼絲與環(huán)氧樹脂膠粘劑之間的粘接力和鋼絲拉脫失效的變形力。

4 解析模型適用性分析

通過(guò)分析粘接接頭內(nèi)部的結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)軸向承載力預(yù)測(cè)影響，討論3 種經(jīng)典的解析模型的適用性。從第1 節(jié)可以看出，影響軸向承載力的主要因素是結(jié)構(gòu)參數(shù)，因此仍以上節(jié)中的動(dòng)態(tài)海纜為例，并假定鋼絲的截面不變，分別計(jì)算不同結(jié)構(gòu)參數(shù)（纏繞段的長(zhǎng)度（L1）、前錐的長(zhǎng)度（L2）、后錐的長(zhǎng)度（L3）和兩個(gè)彎折角度（A、B））下，各解析模型和數(shù)值模型所預(yù)測(cè)的軸向承載力值的情況。

4.1 不同粘接長(zhǎng)度的解析模型適用性分析

假定兩個(gè)彎折角度不改變，纏繞段的長(zhǎng)度（L1）、前錐的長(zhǎng)度（L2）、后錐的長(zhǎng)度（L3），分別取7 組數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算，得到粘接長(zhǎng)度與軸向承載力之間的關(guān)系，詳見圖14 至圖16。

圖14 纏繞段的長(zhǎng)度（L1）對(duì)軸向承載力的影響

由圖14 至圖16 可以看出隨著纏繞段的長(zhǎng)度（L1）、前錐的長(zhǎng)度（L2）、后錐的長(zhǎng)度（L3） 的增加，解析模型中軸向承載力均在呈線性增加，而在有限元模型中，隨著纏繞段的長(zhǎng)度（L1）和后錐的長(zhǎng)度（L3）的增加，軸向承載力呈先增加后減小的趨勢(shì)，這是由于端部效應(yīng)的影響。剪滯模型的軸向承載力值只有有限元模型承載力值的一半左右，是由于剪滯模型假設(shè)粘接物為剛性，不考慮加載過(guò)程的變形情況，但是很難符合實(shí)際工程條件，因此所得結(jié)果相差較大。

圖15 前錐的長(zhǎng)度（L2）對(duì)軸向承載力的影響

圖16 后錐的長(zhǎng)度（L3）對(duì)軸向承載力的影響

二維粘接模型考慮了彎折點(diǎn)處鋼絲變形對(duì)膠體的部分?jǐn)D壓力的影響，但是未考慮鋼絲在脫粘之后的摩擦和拉脫變形，所以二維粘接模型只適用于粘接物剛度遠(yuǎn)大于膠粘劑的剛度，被粘物的變形忽略不計(jì)的情況。

Campello 粘接模型結(jié)果與有限元模型的結(jié)果在纏繞段的長(zhǎng)度（L1）、前錐的長(zhǎng)度（L2）、后錐的長(zhǎng)度（L3）均為100 mm 前吻合良好，在纏繞段的長(zhǎng)度（L1）和后錐的長(zhǎng)度（L3）超過(guò)100 mm 后有所差別，說(shuō)明Campello 粘接模型可以滿足絕大多數(shù)動(dòng)態(tài)海纜接頭連接設(shè)計(jì)的工程要求，但是忽略了鋼絲端部效應(yīng)帶來(lái)的影響。

4.2 不同彎折角度的解析模型適用性分析

假定纏繞段的長(zhǎng)度（L1）、前錐的長(zhǎng)度（L2）、后錐的長(zhǎng)度（L3）不改變，兩個(gè)彎折角度（A、B）分別取7 組數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算，得到鋼絲彎折角度與軸向承載力之間的關(guān)系，詳見圖17 和圖18。

圖17 彎折角度A 對(duì)軸向承載力的影響

圖18 彎折角度B 對(duì)軸向承載力的影響

由圖17 和圖18 可以看出，隨著彎折角度的增加，三個(gè)解析模型的軸向承載力變化趨勢(shì)差別很大。剪滯模型的軸向承載力不隨角度的變化而變化，二維粘接模型的軸向承載力隨著角度的增加而增加，Campello 粘接模型和有限元模型的軸向承載力峰值出現(xiàn)在彎折角度為40°時(shí)，這是由于角度過(guò)小時(shí)形鎖合力也較小，角度過(guò)大時(shí)鋼絲對(duì)膠體的擠壓力更大，更容易在彎折點(diǎn)處發(fā)生失效。

剪滯模型的結(jié)果與彎折角度無(wú)關(guān)，只與粘接長(zhǎng)度有關(guān)，因此只適用于沒有形狀改變的直鋼絲粘接情況。

二維粘接模型雖考慮了幾何形狀的影響，但是并未考慮鋼絲的拉脫變形且當(dāng)鋼絲彎折角度逐漸增加為90°時(shí)，模型中假設(shè)的擠壓力和拉力重合，此理論將不再適用。

Campello 粘接模型與有限元模型的結(jié)果吻合良好，誤差在5%以內(nèi)，說(shuō)明Campello 粘接模型適用于帶有幾何形狀的粘接接頭的承載力設(shè)計(jì)。

5 結(jié) 論

本文將接頭內(nèi)抗拉鎧裝層與環(huán)氧樹脂之間的連接問(wèn)題簡(jiǎn)化為單根折彎鋼絲的粘接問(wèn)題，提出了一種粘接結(jié)構(gòu)軸向承載能力的數(shù)值預(yù)測(cè)方法，以動(dòng)態(tài)海纜接頭的軸向承載力測(cè)試結(jié)果驗(yàn)證其有效性，并將數(shù)值模型結(jié)果作為參考對(duì)解析模型的適用性進(jìn)行分析，得到以下結(jié)論。

（1）確定接頭的失效機(jī)理，將接頭的失效過(guò)程分為兩個(gè)階段：第一階段表現(xiàn)為承受軸向載荷時(shí)，最初可以觀察到金屬絲和樹脂之間的化學(xué)粘附，從一定的荷載水平開始，粘接層發(fā)生損傷，界面發(fā)生脫粘現(xiàn)象；第二階段表現(xiàn)為脫粘以后鋼絲與膠體之間產(chǎn)生摩擦力，并擠壓變形直至完全拉脫。因此在計(jì)算接頭的軸向承載力時(shí)主要考慮鋼絲與環(huán)氧樹脂膠粘劑之間的粘接力和鋼絲拉脫失效的變形力。

（2） 纏繞段的長(zhǎng)度（L1）、前錐的長(zhǎng)度（L2）、后錐的長(zhǎng)度（L3）不改變，兩個(gè)彎折角度（A、B）是接頭連接部分的關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)，其取值變化可以改變接頭的軸向承載能力，有限元預(yù)測(cè)模型主要分析了5 個(gè)關(guān)鍵參數(shù)對(duì)于接頭承載能力的影響，其中部分?jǐn)?shù)據(jù)與針對(duì)單根折彎鋼絲拉拔測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果吻合良好，其中，兩個(gè)彎折角度（A、B）的變化相比與三段長(zhǎng)度的變化對(duì)軸向承載力的影響更為明顯，因此在進(jìn)行接頭設(shè)計(jì)時(shí)可通過(guò)適當(dāng)改變兩個(gè)彎折角度（A、B）的取值來(lái)提高結(jié)構(gòu)軸向承載能力。

（3）Campello 粘接模型的結(jié)果與有限元模型預(yù)測(cè)數(shù)據(jù)基本吻合，可以滿足絕大多數(shù)動(dòng)態(tài)海纜接頭連接設(shè)計(jì)的工程要求，但是沒有考慮鋼絲端部效應(yīng)帶來(lái)的影響；剪滯模型只適用于沒有彎折角度的直鋼絲粘接情況，且不考慮鋼絲的變形；二維粘接模型適用于粘接物剛度遠(yuǎn)大于膠粘劑的剛度，被粘物的變形忽略不計(jì)的情況。在進(jìn)行接頭連接設(shè)計(jì)時(shí)可根據(jù)具體的工程需求選取以上合適的解析模型進(jìn)行參數(shù)計(jì)算。

本文的建模方法可為粘接型接頭的軸向承載能力預(yù)測(cè)提供參考。