彎曲載荷下骨材貫穿孔孔邊應力分布模型試驗

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(1.江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003； 2.上海中船船舶設計技術國家工程研究中心有限公司，上海 200001)

在船體結構中，應力集中是引起結構疲勞損傷的主要原因。日本船級社對上世紀80年代中期采用高強度鋼建造的第二代VLCC的資料進行統(tǒng)計，發(fā)現(xiàn)76艘船舶中有65艘出現(xiàn)不同情況的破損，其中縱骨與強框架或橫艙壁連接處的疲勞損傷情況尤為嚴重，約占統(tǒng)計的全部損傷的70%。目前大型船舶廣泛地使用雙層底結構，而雙層底結構的內部始終存在較高的壓差，因此其疲勞問題比單殼船體更為嚴重[1]，需要對船舶雙層底結構骨材貫穿孔區(qū)域開展疲勞評估工作。

目前最主要的疲勞校核方法是基于S-N曲線的累積損傷法[2-3]，該方法需要準確地確定應力集中系數(shù)。有學者基于ABS油船規(guī)范，根據開孔形式的不同以及補強形式的差異建立多個仿真模型進行計算，給出了典型骨材貫穿孔的應力集中系數(shù)表[4]；針對FPSO舷側區(qū)域骨材開孔的疲勞問題，設計5種不同的試驗方案開展了全尺寸模型試驗，并給出了S-N疲勞強度設計曲線。[5]針對船體結構主要構件在實際航行過程中的受力情況，選取船體典型結構的骨材開孔形式開展試驗和有限元數(shù)值仿真研究，并對試驗和有限元數(shù)值仿真的結果進行對比分析，分析結構在承受典型彎曲載荷時，開孔形式的不同以及補強形式的差異對孔邊應力分布情況的影響。

1 試驗及數(shù)值仿真

1.1 試件尺寸

在船體雙層底結構基礎上，設計制作局部結構縮尺簡化模型，見圖1(以試件NT2-CP1-FB1為例)，模型由內外底板、帶有開孔的實肋板和貫穿骨材組成，模型肋板上下各有3個貫穿孔。為了更好地分析有無補板、有無扶強材，以及不同孔型對孔邊應力分布的影響，設置6組試驗模型，編號分別為NT2-CP0-FB0、NT2-CP1-FB0、NT2-CP0-FB1、NT2-CP1-FB1、YB1-CP0-FB0、T1-CP0-F0。其中NT2、YB1、T1表示3種不同的孔型(見圖2)，CP0代表無補板，CP1代表有補板，F(xiàn)B0代表無扶強材，F(xiàn)B1代表有扶強材。

試驗模型具體尺寸見表1。

表1 局部模型尺寸

1.2 試驗加載方案及測點布置

試驗在YNS1000電液伺服萬能試驗機上進行，試驗主要考察加載于縱骨處的三點彎載荷下孔邊應力的分布情況。試驗裝置見圖3。

圖1 試驗模型NT2-CP1-FB1尺寸及結構模型

圖2 各孔型參數(shù)

圖3 試驗裝置布置

采用三點彎的加載模式來模擬船舶航行時骨材貫穿孔區(qū)域的受力情況。試件加載情況及各開孔的編號見圖4。各模型所施加載荷分別為10、20、30及40 kN。

圖4 加載方案與開孔編號

在孔邊布置三向應變以獲得試驗過程中孔邊應力分布情況。以前期仿真計算結果為基礎，確定NT2孔型、YB1孔型和T1孔型孔邊布片方案，見圖5。

其中，NT2孔型方案在有補板情況下孔邊布置9個應變花，其中B、D、G分別對應半腰圓1/4圓弧的45°處，A、E、F為腰圓圓弧與線段過渡處，C、H分別位于x軸與開孔的交點處，I點位于補板與孔邊交點位置(無補板時不布片)?？紤]扶強材開孔處也存在孔邊應力，故布置編號為K的應變花于其半圓部分的90°位置處，如圖5(b)。YB1孔型布置方案與NT2孔型無補板布置方案相同，其孔邊布置8個應變花。T1孔型布置7個應變花，編號A～G分別位于開槽孔的-40°、-20°、0°、45°、90°、135°和180°。由于三點彎加載位置分別位于A1、A3、B2處，結合有限元預分析可知，上述3個開孔位置應力值大于其余開孔位置。因此，為了保證試驗結果的可靠性同時提高試驗效率，選取A1孔數(shù)據進行分析。

1.3 有限元模型

根據試驗工況，通過有限元軟件ABAQUS建立有限元分析模型，進行仿真計算。模型試件材料為船用低碳鋼，彈性模量E=2.06×1011Pa，泊松比ν=0.3，密度ρ=7 850 kg/m3。采用4節(jié)點縮減積分板殼單元(S4R)建立模型，選取全局網格尺寸5 mm×5 mm。

圖5 應變片測點布置

數(shù)值仿真分析中的約束及加載情況均以試驗為基礎，模型試件與兩支墩接觸處固定y、z方向的平動和x方向的轉動自由度，在參考點上施加垂向集中力,有限元模型見圖6。

2 試驗及仿真結果分析

2.1 試驗結果及分析

圖6 試驗試件有限元模型

如圖7所示，試驗得到了4種加載工況下的孔邊應力分布情況。

圖7 彎曲試驗各試件孔邊應力分布情況

由試驗結果可見，試驗模型孔邊存在明顯應力集中現(xiàn)象，彎曲載荷作用下各個孔的孔邊最大應力值多數(shù)出現(xiàn)于0°附近；試件的孔邊應力值與試件所承受的載荷大小存在一定的正相關關系，載荷越大孔邊應力值越大，且應力集中區(qū)域線性關系更為明顯。

加試件補板可有效降低開孔邊最大集中應力，但在此類彎曲載荷情況下，增設補板會造成補板與實肋板接觸區(qū)域應力上升；對扶強材高應力點數(shù)據測量表明，扶強材對應測點處也是高應力集中位置，因此對此類結構的設計中也需要考慮扶強材設置形式。

2.2 仿真計算結果及分析

6組模型的孔邊應力分布見圖8，從圖中可以清楚地發(fā)現(xiàn)孔的孔邊應力值最大處多位于0°附近，這與試驗結果較為一致。

圖8 各試件孔邊應力分布云圖

2.3 仿真結果與試驗結果對比

對比彎曲載荷40 kN時A1孔孔邊應力，見圖9。

對各組試驗結果進行分析發(fā)現(xiàn)：①各開孔孔邊應力分布情況較為一致，最大應力集中區(qū)域主要集中在0°附近；②由于部分結構存在焊接變形，試件上下板面并非完全平整，導致在試驗時支棍與試件接觸區(qū)域，支棍不能完全貼合于骨材，試件在孔邊高應力區(qū)域產生的變形使得z軸方向也受力，最終導致區(qū)域應力值整體偏高，故試驗所測孔邊應力值普遍略高于有限元計算值；③在此類三點彎載荷作用下，通過增設扶強材可以有效降低開孔孔邊應力，但扶強材處會出現(xiàn)新的熱點；④增設補板同樣可以起到降低孔邊應力的作用，但會造成骨材與實肋板連接處焊縫的應力升高。而焊縫處的疲勞強度是要低于母材的，因此在實際設計中需對不同區(qū)域受力情況進行分析以確定最佳方案；⑤在各試驗結果中，無補板、無扶強材類的試件與數(shù)值仿真吻合度最好，主要是由于該類的試件焊接變形較其他情況要小，因而試驗中的實際受力情況與數(shù)值仿真也更為接近。

圖9 4 kN載荷情況下A1孔孔邊應力試驗結果與仿真結果對比

3 結論

1)模型試驗所獲得的孔邊應力分布與數(shù)值仿真結果具有相同的規(guī)律及趨勢，說明數(shù)值仿真方法對骨材開孔孔邊應力集中系數(shù)分析可行。

2)通過試驗以及有限元分析，發(fā)現(xiàn)相同開孔孔型與補強形式下孔邊應力分布情況與載荷大小之間存在一定正相關關系，這表明開孔的孔邊應力集中情況主要與開孔的孔型和補強方式有關，與載荷大小并無明顯關系。

3)通過增設補板、扶強材可以有效地降低孔邊集中應力值，但是增設補板會造成補板與腹板連接區(qū)域應力上升，而增設扶強材會造成扶強材處產生新的高應力集中熱點。

4)受研究周期所限，研究工作并沒有針對更為廣泛的孔型開展更為細致深入的工作，后續(xù)可以針對其他孔型和其他載荷(如壓載)進行研究，為新式開孔結構設計提供參考。