雙殼艙段模型極限強(qiáng)度試驗(yàn)研究

伍友軍 萬(wàn) 琪 郭建捷 朱 凌

(中國(guó)船舶及海洋工程設(shè)計(jì)研究院1) 上海 200011) (武漢理工大學(xué)交通學(xué)院2) 武漢 430063)

0 引 言

船體結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度是度量船體結(jié)構(gòu)在極限狀態(tài)下的安全性與可靠性的重要指標(biāo).隨著國(guó)內(nèi)外持續(xù)不斷的研究，現(xiàn)在關(guān)于如何準(zhǔn)確預(yù)報(bào)船體的結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度已經(jīng)取得了長(zhǎng)足的發(fā)展，除了采用簡(jiǎn)化方法和非線性有限元法預(yù)報(bào)外，模型試驗(yàn)的研究方法在極限強(qiáng)度研究領(lǐng)域也有著不可替代的作用[1].極限強(qiáng)度試驗(yàn)屬于破壞性試驗(yàn)，與其它設(shè)計(jì)物不同，船舶的尺寸大、造價(jià)高，一般情況下不可能進(jìn)行實(shí)船極限強(qiáng)度試驗(yàn)，主要是對(duì)實(shí)船按一定的相似比建立相似模型進(jìn)行縮比試驗(yàn)為主.近年來(lái)國(guó)內(nèi)的高校及科研院所進(jìn)行了一列的極限強(qiáng)度模型試驗(yàn)，湯紅霞等[2]對(duì)小水線面雙體船模型進(jìn)行橫向極限強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)，然后利用非線性有限元軟件進(jìn)行數(shù)值分析；王佳穎等[3]針對(duì)已運(yùn)用在國(guó)外艦船上但研究不夠充分的新型結(jié)構(gòu)型式縱向箱型梁的艙段模型進(jìn)行極限強(qiáng)度試驗(yàn)；師桂杰等[4]通過(guò)縮尺比模型實(shí)驗(yàn)評(píng)估船體梁在波浪作用下的后屈曲極限強(qiáng)度特性并得到船體箱型梁縮尺比模型的崩潰彎矩等.受限于模型尺寸和施工工藝要求，這些試驗(yàn)?zāi)Ｐ投酁閱螝つＰ?，極少有采用雙殼縮比模型進(jìn)行極限強(qiáng)度試驗(yàn).

極限強(qiáng)度模型試驗(yàn)一方面可以直觀的觀察船體結(jié)構(gòu)極限狀態(tài)下的崩潰過(guò)程，試驗(yàn)結(jié)果對(duì)于數(shù)值分析的方法提供了一個(gè)真實(shí)可靠的驗(yàn)證途徑；另一方面通過(guò)與非線性有限元計(jì)算結(jié)果的對(duì)比，期待通過(guò)互補(bǔ)性的分析得到能夠?qū)烧叩念A(yù)報(bào)精度都有提高的有效措施，從而提高實(shí)船極限強(qiáng)度預(yù)報(bào)的可靠性.

1 鋼制相似模型的設(shè)計(jì)

在進(jìn)行艙段模型試驗(yàn)時(shí)，首先應(yīng)該確定目標(biāo)船的危險(xiǎn)剖面，針對(duì)有平行中體的船，一般選取船中艙段進(jìn)行極限強(qiáng)度試驗(yàn)即可，針對(duì)沒(méi)有平行中體的船，需要采用Smith方法或者非線性有限元方法對(duì)全船范圍內(nèi)典型剖面的極限承載能力進(jìn)行計(jì)算[5]，然后再參照規(guī)范中關(guān)于剖面極限強(qiáng)度的要求篩選出極限強(qiáng)度儲(chǔ)備裕量最薄弱的剖面位置，一般選擇危險(xiǎn)剖面所在艙段進(jìn)行極限強(qiáng)度試驗(yàn).危險(xiǎn)剖面的確定過(guò)程不做展開(kāi).

模型試驗(yàn)艙段確定后，綜合考慮試驗(yàn)場(chǎng)地、加載能力及經(jīng)費(fèi)等因素，盡可能的選擇大比尺的相似模型進(jìn)行極限強(qiáng)度試驗(yàn).小比尺的模型會(huì)使試驗(yàn)?zāi)Ｐ图庸すに囍贫ɡщy，且局部構(gòu)件需采用塞焊的形式進(jìn)行焊接，在模型加工過(guò)程中容易引起應(yīng)力集中、焊縫強(qiáng)度不足以及焊縫堆積等問(wèn)題.結(jié)合試驗(yàn)條件及以往的模型試驗(yàn)經(jīng)驗(yàn)，目標(biāo)船最終確定厚度比為5∶1，線尺度比為14∶1.由薄壁結(jié)構(gòu)推導(dǎo)的模型設(shè)計(jì)時(shí)必須滿(mǎn)足的相似準(zhǔn)則這里不做展開(kāi)，實(shí)船剖面與模型剖面之間應(yīng)滿(mǎn)足如下的相似比：

CI=CL3Cδ

式中：CI為實(shí)船剖面與模型剖面的慣性矩之比；CL為實(shí)船剖面與模型剖面的幾何尺寸相似比；Cδ為實(shí)船剖面與模型剖面的板厚相似比.

由于相似理論是建立在彈性理論的基礎(chǔ)之上的，所以滿(mǎn)足相似準(zhǔn)則的模型只能保證兩模型在彈性階段的相似性，而極限強(qiáng)度問(wèn)題涉及到眾多非線性因素的影響，為了更真實(shí)地反映實(shí)船結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度與失效模式，仍保持原有的雙層底與雙舷側(cè)結(jié)構(gòu)，盡可能大的保持試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c實(shí)船結(jié)構(gòu)型式的相似，艙段模型試驗(yàn)段中強(qiáng)框架仍參照實(shí)船的間距進(jìn)行縮尺布置，主要對(duì)實(shí)船中的縱桁、縱骨進(jìn)行簡(jiǎn)化，在保證剖面特性基本滿(mǎn)足換算條件的前提下，等效成模型中的梁構(gòu)件.考慮到便于模型加工及保證骨材與板的有效焊接，相似模型的縱骨都采用扁鋼形式，內(nèi)底及內(nèi)殼縱骨采用外翻的形式與內(nèi)底板及內(nèi)殼板焊接，保證雙殼構(gòu)件之間的有效連接，在強(qiáng)框架處采用肘板支撐，模擬雙殼縱向骨材在強(qiáng)框架處的支撐情況.根據(jù)實(shí)船構(gòu)件的尺寸與相似比尺，經(jīng)多次試算后，確定了模型構(gòu)件的尺寸，見(jiàn)圖1.試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜋M向強(qiáng)框架結(jié)構(gòu)形式見(jiàn)圖2.

圖1 橫剖面圖

圖2 模型橫向強(qiáng)框架圖

2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜆O限強(qiáng)度數(shù)值驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模型剖面設(shè)計(jì)的合理性和可行性，選取簡(jiǎn)化模型和實(shí)船進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，進(jìn)行相似性的分析與驗(yàn)證[6].為了能夠讓試驗(yàn)?zāi)Ｐ湍軌蚩煽康胤从硨?shí)船剖面的極限彎曲能力，就需要在直接縮比模型的基礎(chǔ)之上調(diào)整模型剖面中縱向骨材的尺寸及間距，從而使得試驗(yàn)?zāi)Ｐ推拭嬖诎l(fā)生極限強(qiáng)度破壞時(shí)能夠具有與實(shí)船剖面相同的破壞模式.

優(yōu)良的試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃蛯?shí)船應(yīng)在應(yīng)力分布、極限承載能力和破壞模式上具有較高的一致性.下面是試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c實(shí)船在三個(gè)方面的驗(yàn)證結(jié)果.

2.1 應(yīng)力分布驗(yàn)證

在彈性階段，通過(guò)施加一個(gè)較小的中垂彎矩，保證實(shí)船有限元模型和試驗(yàn)段有限元模型都處于線彈性范圍內(nèi)，實(shí)船有限元模型施加的彎矩為5×1011N·mm，試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷募虞d彎矩為5.1×108N·mm.為了考察和對(duì)比關(guān)鍵位置的應(yīng)力，選取中間強(qiáng)框架間三個(gè)位置沿船長(zhǎng)方向的應(yīng)力值作為校核點(diǎn)，包括1甲板，內(nèi)底板，外底板，比較值見(jiàn)表1.由表1可知，三個(gè)校核點(diǎn)沿船長(zhǎng)方向的應(yīng)力誤差都較小，這說(shuō)明試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c實(shí)船在彈性階段的應(yīng)力分布有很好的相似性.

表1 實(shí)船與模型彈性階段對(duì)應(yīng)校核點(diǎn)的應(yīng)力比較

施加一個(gè)較大的中垂彎矩，使實(shí)船有限元模型與試驗(yàn)段有限元模型均進(jìn)入塑性階段，通過(guò)比較兩模型的非線彈性階段的應(yīng)力分布，驗(yàn)證相似模型與實(shí)船艙段在非彈性階段應(yīng)力分布的相似性.對(duì)應(yīng)彎矩下實(shí)船與模型進(jìn)入塑性階段后的等效應(yīng)力分布見(jiàn)圖3，此時(shí)實(shí)船的加載彎矩為1.52×1012N·mm，根據(jù)換算關(guān)系，對(duì)應(yīng)模型的加載彎矩為1.55×109N·mm.由圖3可知，兩者的應(yīng)力分布基本一致，這說(shuō)明模型在進(jìn)入塑性階段一定程度上仍能較好地反映實(shí)船結(jié)構(gòu)的載荷分布及破壞模式.

圖3 非彈性階段Mises等效應(yīng)力分布

2.2 極限承載能力驗(yàn)證

分別計(jì)算選取的實(shí)船艙段與試驗(yàn)?zāi)Ｐ团摱蔚闹写箻O限承載能力，中垂破壞下結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度值對(duì)比見(jiàn)表2.由表2可知，試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷闹写箻O限彎矩進(jìn)行相似換算后與實(shí)船的中垂極限彎矩值十分接近，誤差僅為3.17%，表明試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮诜从硨?shí)船艙段中垂極限強(qiáng)度方面具有較高的精度.

表2 實(shí)船與試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭写箻O限承載能力比較

2.3 破壞模式驗(yàn)證

當(dāng)中垂彎矩逐漸增大時(shí)，試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷钠茐哪Ｊ脚c實(shí)船有限元模型基本一致，最大破壞變形出現(xiàn)在艙段中間3肋距強(qiáng)橫框架間離中和軸最遠(yuǎn)的1甲板區(qū)域，驗(yàn)證了相似模型在反映實(shí)船中垂破壞模式方面的有效性.模型及實(shí)船破壞應(yīng)力云圖見(jiàn)圖4.

圖4 中垂破壞應(yīng)力云圖

3 模型試驗(yàn)方案

3.1 整體試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

本試驗(yàn)采用四點(diǎn)彎曲的試驗(yàn)裝置對(duì)艙段模型進(jìn)行純彎曲試驗(yàn)，來(lái)模擬船體梁的總縱彎曲狀態(tài).首先將船體梁試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛢啥酥糜趦蓚€(gè)支座上(簡(jiǎn)支)，在試驗(yàn)?zāi)Ｐ晚敳烤嘧蠖?.2 m處與距右端2.2 m處各布置一個(gè)液壓千斤頂，千斤頂上部頂著橫梁，下部通過(guò)加載模塊對(duì)模型施加均布載荷，加載模塊下設(shè)有強(qiáng)橫艙壁結(jié)構(gòu)，組成施力裝置.整體試驗(yàn)?zāi)Ｐ陀稍囼?yàn)段、兩個(gè)過(guò)渡段和兩端的加載端組成，整體試驗(yàn)?zāi)Ｐ图虞d示意見(jiàn)圖5,整體試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵?jiàn)圖6.

過(guò)渡段的板厚取略大于試驗(yàn)段的板厚，以保證在傳遞載荷過(guò)程中試驗(yàn)段模型最先發(fā)生破壞.加載段的長(zhǎng)度由試驗(yàn)室的加載能力和試驗(yàn)段的極限承載能力確定.

圖5 整體試驗(yàn)?zāi)Ｐ图虞d示意圖

圖6 整體試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛨D

3.2 模型加工

為了提高試驗(yàn)結(jié)果的精度，結(jié)合大量的模型加工經(jīng)驗(yàn)，在施工過(guò)程中采用了如下措施和工藝流程.

1) 所有構(gòu)件加工盡量采用剪切或折邊，少用割刀和焊接.

2) 對(duì)殼體部件和內(nèi)部框架進(jìn)行預(yù)制和校正，選擇恰當(dāng)?shù)难b配程序，在平臺(tái)上固定組裝，并嚴(yán)格控制焊接程序.

3) 線型放樣及框架組裝嚴(yán)格定位，焊縫在滿(mǎn)足可靠連接、有效傳力的前提下盡量減少焊腳高度，同時(shí)選用高效焊條并采用較低焊接電流.

4) 所有構(gòu)件拼裝過(guò)程中的每一道工序都進(jìn)行尺寸檢驗(yàn)，避免反復(fù)焊接.

3.3 模型應(yīng)變片布置

模型試驗(yàn)加載為垂直甲板向下加載，測(cè)試模型的中垂極限彎矩.中垂情況下模型發(fā)生破壞的部分集中在船舯甲板和舷頂列板附近處，且舷側(cè)處的應(yīng)變片可以測(cè)量舷側(cè)應(yīng)力隨外載荷的變化，從而確定橫剖面中性軸位置的變化，因此，在較可能發(fā)生破壞的5個(gè)橫剖面處的甲板、舷側(cè)以及船底沿船長(zhǎng)方向布置單向應(yīng)變片，其中甲板與舷側(cè)的應(yīng)變片布置較密，主要布置在板格上.其中一個(gè)橫剖面處的典型應(yīng)變片布置位置見(jiàn)圖7，另外，在船底中心位置與加載處設(shè)置3個(gè)位移計(jì)，用于測(cè)量模型的垂向變形.

圖7 應(yīng)變片布置圖

4 試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 破壞模式分析

按照既定的載荷工況設(shè)計(jì)逐步加載，加載至1 145 kN時(shí)模型發(fā)生崩潰.初始階段，加載載荷與模型中心位移及甲板應(yīng)變的線性關(guān)系很好，加載載荷達(dá)到6 30 kN左右時(shí)，較弱的橫骨架式2甲板結(jié)構(gòu)發(fā)生屈曲破壞，產(chǎn)生較大變形，試驗(yàn)過(guò)程中可聽(tīng)到內(nèi)部破壞變形的聲音；當(dāng)載荷繼續(xù)增加時(shí)，此時(shí)1甲板開(kāi)始出現(xiàn)局部屈曲破壞，并且不斷地向舷側(cè)方向擴(kuò)展.液壓筒載荷稍微增加，試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膿隙戎笛杆僭龃?，且測(cè)點(diǎn)應(yīng)變顯著增加，甚至出現(xiàn)溢出現(xiàn)象.說(shuō)明此時(shí)結(jié)構(gòu)已達(dá)到極限狀態(tài)，對(duì)應(yīng)的中垂彎矩即為結(jié)構(gòu)中垂?fàn)顟B(tài)下的極限承載能力.試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦_(dá)到極限時(shí)的破壞變形見(jiàn)圖8.破壞發(fā)生在試驗(yàn)段的第二檔強(qiáng)框附近，與圖4b)有限元分析的結(jié)果一致，說(shuō)明試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮诳v向構(gòu)件縮尺相似的基礎(chǔ)上，保持原有的雙殼結(jié)構(gòu)能夠較好地反映實(shí)船的結(jié)構(gòu)相互作用關(guān)系.

圖8 試驗(yàn)?zāi)Ｐ推茐淖冃螆D

4.2 材料及初始變形的影響分析

由于鋼材生產(chǎn)廠家只規(guī)定了鋼材的最小屈服強(qiáng)度，實(shí)際屈服強(qiáng)度都比鋼材的標(biāo)號(hào)值高一些，無(wú)法準(zhǔn)確知道母型船鋼材的實(shí)際屈服強(qiáng)度.為了準(zhǔn)確計(jì)算試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷某休d能力，通過(guò)板厚3 mm標(biāo)準(zhǔn)試件的單向拉伸試驗(yàn)，得到本次試驗(yàn)?zāi)Ｐ图庸に捎玫腁H32鋼材的屈服點(diǎn)為358.4 MPa，實(shí)船采用的為屈服限位235 MPa的普通鋼.

對(duì)兩種材料的試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行非線性有限元計(jì)算，從而基于兩種材料參數(shù)對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜆O限彎矩值確定材料因素的換算系數(shù)fm，即

fm=M235 MPa/M235 MPa=1.656/2.266=0.73

0.73>235/358.4=0.656

式中：M235 MPa為材料屈服限為235 MPa對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)?zāi)Ｐ头蔷€性有限元極限承載能力計(jì)算結(jié)果；M235 MPa為材料屈服限為358.4 MPa對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)?zāi)Ｐ头蔷€性有限元極限承載能力計(jì)算結(jié)果.上式計(jì)算說(shuō)明通過(guò)簡(jiǎn)單的屈服強(qiáng)度比值進(jìn)行材料參數(shù)的換算并不準(zhǔn)確，忽略了非線性因素所存在的影響，偏于保守.根據(jù)不同屈服強(qiáng)度材料的實(shí)際極限彎矩比較才能計(jì)入各種因素的影響，結(jié)果更為準(zhǔn)確.

另外，盡管試驗(yàn)?zāi)Ｐ陀休^高的焊接質(zhì)量，但是模型還是存在一定初始缺陷，包括初始幾何變形和焊接殘余應(yīng)力.由于實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ统跏甲冃吻闆r非常復(fù)雜，很難準(zhǔn)確測(cè)量，不能把完全真實(shí)的變形情況反映在有限元模型之中.在有限元分析中模擬初始變形時(shí)，引入前幾階屈曲模態(tài)，給出變形幅值，近似地作為模型的初始變形，變形幅值取測(cè)量模型板格的最大變形3 mm，作為試驗(yàn)段模型的初始變形.根據(jù)實(shí)際試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵氤跏既毕菀院蟮姆蔷€性有限元計(jì)算結(jié)果與原計(jì)算結(jié)果的比較見(jiàn)表3.

表3 初始缺陷對(duì)中垂極限強(qiáng)度的影響

由表3可知，初始缺陷對(duì)完整結(jié)構(gòu)的極限承載能力影響較小，在3%以?xún)?nèi).說(shuō)明本次試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷暮附淤|(zhì)量較好，初始變形控制在3 mm以?xún)?nèi)，當(dāng)初始變形較小時(shí)，初始變形更多的是改變結(jié)構(gòu)的破壞模式，對(duì)實(shí)際承載能力影響并不顯著.

4.3 實(shí)船極限承載能力預(yù)報(bào)

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果換算得到的實(shí)船艙段中垂極限承載能力，并與實(shí)船非線性有限元預(yù)報(bào)結(jié)果進(jìn)行比較，比較結(jié)果見(jiàn)表4，換算得到的中垂極限強(qiáng)度值與基于實(shí)船艙段模型有限元分析結(jié)果的誤差僅為1.34%，說(shuō)明在計(jì)算實(shí)船艙段極限彎矩值所采用的非線性有限元方法可以很好地滿(mǎn)足工程應(yīng)用與需求.在驗(yàn)證了數(shù)值分析以及相似模型設(shè)計(jì)合理性的同時(shí)，也基于試驗(yàn)結(jié)果更為準(zhǔn)確地考察與評(píng)估目標(biāo)船體結(jié)構(gòu)的極限承載能力，并為今后雙殼結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度試驗(yàn)設(shè)計(jì)提供一定的參考.

表4 實(shí)船與模型中垂極限強(qiáng)度換算比較

5 結(jié) 論

1) 相似理論是建立在彈性理論的基礎(chǔ)之上的，要提高極限強(qiáng)度試驗(yàn)的精度，應(yīng)盡可能的模擬實(shí)船的結(jié)構(gòu)型式，對(duì)于雙殼船型，在試驗(yàn)條件允許的情況下應(yīng)盡量保持其雙殼結(jié)構(gòu)型式.

2) 橫向構(gòu)件的布置會(huì)對(duì)模型的極限強(qiáng)度產(chǎn)生一定影響，因此模型試驗(yàn)中仍按照實(shí)船的強(qiáng)框架布置較為合理，更能反映實(shí)際的破壞過(guò)程.

3) 較好的焊接質(zhì)量情況下，初始缺陷對(duì)極限強(qiáng)度的影響較小.

4) 相似模型試驗(yàn)結(jié)果換算得到的中垂極限強(qiáng)度值與基于實(shí)船艙段模型有限元分析結(jié)果的誤差僅為1.34%，說(shuō)明在計(jì)算實(shí)船艙段極限彎矩值所采用的非線性有限元方法可以很好地滿(mǎn)足工程應(yīng)用與需求.