軸向循環(huán)載荷下船體板極限強(qiáng)度研究＊

崔虎威 楊 平 戴銀澤 周 亮

（武漢理工大學(xué)交通學(xué)院1） 武漢 430063）（武漢理工大學(xué)高性能艦船技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室2） 武漢 430063）

0 引 言

船舶的總縱強(qiáng)度能否得到充分保證，直接關(guān)系到船舶自身乃至與其相關(guān)的生命、財(cái)產(chǎn)、環(huán)境的安全性.為確保船舶在其營(yíng)運(yùn)周期內(nèi)足夠的總縱強(qiáng)度，首先要對(duì)其極限強(qiáng)度進(jìn)行準(zhǔn)確的評(píng)估，以了解其最大承載能力，進(jìn)而指導(dǎo)前期的船舶設(shè)計(jì)與后期的運(yùn)營(yíng)管理.船體組成構(gòu)件的性能研究對(duì)于研究船體梁在極限彎矩作用下的承載能力具有十分重要的意義［1］，由于船體板是船體結(jié)構(gòu)中最主要的縱向強(qiáng)力構(gòu)件，對(duì)其極限承載能力的準(zhǔn)確評(píng)估顯得十分重要.傳統(tǒng)上，船舶最大承載能力的評(píng)估都是以外彎矩使其發(fā)生一次性崩潰為出發(fā)點(diǎn)，與一次性崩潰的評(píng)估方法相比，考慮船舶在實(shí)際海況下承受多次較大外彎矩導(dǎo)致的船體塑性累積變形，并研究其對(duì)極限強(qiáng)度的影響應(yīng)更加合理［2-6］.早在上個(gè)世紀(jì)50年代就有學(xué)者提出了船體結(jié)構(gòu)在循環(huán)載荷下的破壞問題，70 年代初期，Mansour和Faulkner指出：因?yàn)榇昂蜆蛄簭澢虞d沒有先驗(yàn)知識(shí)，所以其被認(rèn)為是可變的反復(fù)加載.當(dāng)循環(huán)次數(shù)足夠多時(shí)，結(jié)構(gòu)會(huì)因太大的撓度而失去作用［7］.日本“尾道丸”號(hào)運(yùn)輸船破壞事故就是船舶在惡劣海況下循環(huán)彎曲破壞的典型事例.目前現(xiàn)行的總縱強(qiáng)度一次性崩潰評(píng)估體系可能會(huì)過高估計(jì)船舶的實(shí)際總縱強(qiáng)度，使得其對(duì)實(shí)際船舶總縱強(qiáng)度的評(píng)估偏于危險(xiǎn).從已有研究來看，對(duì)于板、管及箱形柱等基本承載結(jié)構(gòu)構(gòu)件在循環(huán)載荷下的力學(xué)性能尚沒有得到充分研究，已有成果主要集中在土木工程領(lǐng)域的抗震設(shè)計(jì)方向［8-9］.在船舶工程領(lǐng)域，日本學(xué)者Y.Fukumoto等［10-11］為研究在循環(huán)載荷板單元非彈性變形性能對(duì)焊接方柱進(jìn)行了循環(huán)加載研究.黃震球等［12-13］通過理論與實(shí)驗(yàn)研究，初步分析了平板在承受循環(huán)面內(nèi)載荷時(shí)的承載能力.船體梁在遭遇惡劣海況及不合理裝載導(dǎo)致的較大總縱彎矩時(shí)，即使該彎矩小于船舶的一次性崩潰的極限強(qiáng)度而不至于發(fā)生總縱斷裂，但距船體橫截面最遠(yuǎn)端的甲板和外底板依然可能會(huì)承受過載的縱向面內(nèi)載荷，而導(dǎo)致其發(fā)生屈曲或塑性失效.在較大總縱彎矩的反復(fù)作用下，隨著失效船體構(gòu)件的不斷增加，最終將導(dǎo)致船體梁在危險(xiǎn)斷面處發(fā)生總縱強(qiáng)度破壞，此時(shí)船體極限強(qiáng)度小于基于一次性崩潰方法所獲得的極限強(qiáng)度.作為船體梁的基本結(jié)構(gòu)構(gòu)件，對(duì)其開展循環(huán)載荷下的極限強(qiáng)度分析，對(duì)于進(jìn)一步理解和研究船體梁在循環(huán)彎矩作用下的總縱破壞的機(jī)理十分重要.本文通過一系列箱形焊接方柱實(shí)驗(yàn)來研究循環(huán)面內(nèi)載荷下的船體板極限強(qiáng)度和力學(xué)性能，并對(duì)實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行非線性有限元模擬，得到了一些有益的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究結(jié)果.

1 循環(huán)載荷下船體板極限強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)方案

1.1 系列實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)與制作

為便于對(duì)船體板進(jìn)行極限強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)研究時(shí)，本文實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?塊矩形板相鄰焊接成方柱，然后在方柱兩端焊接厚封板用于承接加載頭，并保證4塊板材的均勻受載.實(shí)驗(yàn)共計(jì)7個(gè)方柱模型，鋼材分Q345，Q235 2種.2種鋼材的材料性能根據(jù)GBT228—2002［14］將系列模型所用鋼板截取標(biāo)準(zhǔn)試件進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn)獲得.

1.2 實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽缂俺跏济嫱鈸隙?/h3>

由于鋼板的出廠厚度與板材實(shí)際厚度存在一定偏差，另外焊接的熱效應(yīng)及裝配工藝將不可避免地導(dǎo)致方柱的4塊側(cè)板的長(zhǎng)、寬實(shí)際尺寸及平整度較焊接前發(fā)生明顯變化.在正式加載實(shí)驗(yàn)前，測(cè)量了方柱的實(shí)際三維尺寸，及側(cè)板的初始撓度.根據(jù)拉伸實(shí)驗(yàn)所得鋼材材料屬性，各實(shí)驗(yàn)方柱的尺寸與材料性能見表1.

表1 系列方柱實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽缂安牧闲阅?/p>

1.3 系列方柱模型實(shí)驗(yàn)加載與測(cè)量

本實(shí)驗(yàn)采用MTS加載實(shí)驗(yàn)與分析系統(tǒng)對(duì)實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行軸向循環(huán)加載.由于足夠大的軸向拉伸載荷較難實(shí)現(xiàn)，且根據(jù)已有研究，單向壓縮循環(huán)載荷較雙向拉-壓循環(huán)載荷更為不利，因此本實(shí)驗(yàn)的軸向循環(huán)載荷均為軸向壓縮載荷.實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷妮S向位移，以及面外撓度采用機(jī)電百分表測(cè)量.對(duì)于軸向位移的測(cè)量，其測(cè)點(diǎn)布置在靠近側(cè)板的封板四邊中點(diǎn)；對(duì)于面外撓度的測(cè)量，其測(cè)點(diǎn)布置在最大面外變形點(diǎn)上.所有的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)將實(shí)時(shí)儲(chǔ)存在計(jì)算機(jī)中，軸向位移及側(cè)板面外撓度通過平均后進(jìn)行數(shù)據(jù)分析.以Scolumn1模型為例，其軸向位移及面外撓度測(cè)點(diǎn)布置見圖1.

圖1 Scolumn1軸向位移及面外撓度測(cè)點(diǎn)布置

1.4 系列方柱模型軸向循環(huán)加載

本次系列實(shí)驗(yàn)的軸向載荷循環(huán)加載定為4次.在加載初期，MTS系統(tǒng)施加的載荷較小，此時(shí)系統(tǒng)采取力控制、位移保護(hù)加載策略；當(dāng)載荷接近方柱的極限載荷、其面外撓度顯著增加時(shí)，系統(tǒng)調(diào)整為位移控制、力保護(hù)加載策略.如此加載方式可避免方柱模型崩潰，導(dǎo)致后續(xù)實(shí)驗(yàn)無法開展.所有的加載數(shù)據(jù)及測(cè)量系統(tǒng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)將被實(shí)時(shí)存儲(chǔ)，以備后續(xù)數(shù)據(jù)分析.系列方柱模型試驗(yàn)裝配見圖2，測(cè)量系統(tǒng)見圖3.

圖2 方柱模型試驗(yàn)裝配

圖3 方柱模型數(shù)據(jù)測(cè)量系統(tǒng)

2 方柱模型循環(huán)載荷下非線性有限元分析

根據(jù)實(shí)測(cè)方柱幾何尺寸、鋼板實(shí)際厚度，以及拉伸實(shí)驗(yàn)所獲鋼材材料屬性，采用ANSYS軟件對(duì)系列方柱實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行循環(huán)載荷下的非線性有限元分析.方柱兩端厚封板不予建模，而是在軟件中設(shè)置剛域模擬其作用.首先對(duì)方柱有限元模型進(jìn)行特征值屈曲分析，提取合適屈曲模態(tài)，經(jīng)過擴(kuò)展后將實(shí)測(cè)所獲側(cè)板初始面外撓度施加于方柱有限元模型.計(jì)算分析時(shí)以位移控制方式施加載荷，實(shí)現(xiàn)程序的多載荷步循環(huán)計(jì)算.后處理中，提取方柱模型剛域主節(jié)點(diǎn)的支反力數(shù)據(jù)，可獲得系列方柱模型的無因次縱向載荷-縱向位移的曲線.圖4顯示Scolumn4，Scolumn6 方柱的實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ捅罎⒑蟮淖罱K形態(tài)與有限元分析得到的崩潰后形態(tài).

3 方柱模型循環(huán)載荷實(shí)驗(yàn)與非線性有限元分析結(jié)果

將系列方柱模型實(shí)驗(yàn)及非線性有限元模擬所得縱向載荷-縱向位移數(shù)據(jù)進(jìn)行無因次處理后，所獲曲線見圖5.圖中σy為方柱模型所用鋼材的初始屈服強(qiáng)度；εy為方柱模型所用鋼材的初始屈服應(yīng)變；σ為方柱模型端部平均應(yīng)力，由端部載荷除以方柱截面面積而得；ε為方柱模型端部平均應(yīng)變，由位移量除以側(cè)板原始長(zhǎng)度而得.

圖4 Scolumn4和Scolumn6的最終變形

圖5 無因次軸向載荷-軸向位移曲線

4 結(jié) 論

1）隨著軸向載荷循環(huán)次數(shù)的增加，方柱側(cè)板的受壓極限強(qiáng)度不斷降低，且當(dāng)前循環(huán)的極限強(qiáng)度與上一次循環(huán)的卸載點(diǎn)基本重合.

2）船體板一次性崩潰壓縮極限強(qiáng)度是循環(huán)壓縮載荷下船體板極限強(qiáng)度的最大值，船體板循環(huán)壓縮載荷下極限強(qiáng)度循環(huán)歷程密切相關(guān)，基于一次性崩潰方法的船體梁極限強(qiáng)度評(píng)估體系實(shí)際上偏于危險(xiǎn).

3）在尺寸因素中影響方柱側(cè)板極限強(qiáng)度最大的因素是寬厚比b／t.隨著b／t的減小，船體板的一次性極限強(qiáng)度隨之提高，長(zhǎng)寬比a／b及長(zhǎng)厚比a／t對(duì)極限強(qiáng)度影響并不顯著.

4）系列方柱實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ彤?dāng)前循環(huán)的加載路徑和上一循環(huán)卸載路徑并不重合，各方柱模型的無因次軸向載荷-軸向位移曲線的加載曲線與上一循環(huán)的卸載曲線間之間存在間隙而形成滯回環(huán)，這與真實(shí)船體板材料的非理想性有關(guān).非線性有限元數(shù)值模擬顯示兩路徑是重合的，這是本文的有限元數(shù)值模擬中采取理想化處理后的結(jié)果.

5）Scolumn4，Scolumn 6方柱的實(shí)驗(yàn)最終形態(tài)與有限元分析形態(tài)十分相似.由圖5可見，方柱系列模型實(shí)驗(yàn)與非線性有限元數(shù)值模擬所得無因次縱向載荷-縱向位移曲線能較好吻合.需要指出的是，數(shù)值分析結(jié)果比實(shí)驗(yàn)結(jié)果要大，主要原因在于在數(shù)值模擬中沒有考慮焊接殘余應(yīng)力的影響.

由于存在較大的工裝難度，本文暫沒有考慮循環(huán)拉伸載荷的影響，對(duì)此將通過循環(huán)彎曲下的箱型梁來模擬船體板或船體加筋板的循環(huán)拉-壓極限承載性能，并在另外的論文中進(jìn)行討論.出于論文篇幅的考慮，面外撓度實(shí)驗(yàn)研究結(jié)果也將在后續(xù)論文中討論.

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