撞擊載荷下充液雙層結(jié)構(gòu)響應(yīng)特性的試驗(yàn)研究*

張 琳，張 濤，劉土光，鄭 浩

（華中科技大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院，湖北 武漢 430074）

從20 世紀(jì)60 年代開始，很多學(xué)者開始了船舶碰撞動(dòng)力學(xué)的研究。Minorsky[1]根據(jù)動(dòng)量守恒和完全非彈性碰撞理論，求解出了碰撞過程的動(dòng)能損失，并認(rèn)為該動(dòng)能損失即為結(jié)構(gòu)的塑性變形能。Jones[2]通過研究不同吸能方式的特性，提出了一種結(jié)合蜂窩板的船舶碰撞防護(hù)結(jié)構(gòu)。Geers 等[3]采用收斂方法，分別獲得了平面波和球面波作用下充液球殼的結(jié)構(gòu)響應(yīng)。Kang 等[4]提出兩種可以改善油輪舷側(cè)的耐撞性能的新型雙殼結(jié)構(gòu)。Pedersen 等[5]針對(duì)船舶碰撞過程中能量釋放，給出了封閉形式的解析式，并通過大量的試驗(yàn)驗(yàn)證了該表達(dá)式的有效性。Iqbal 等[6]通過實(shí)驗(yàn)和有限元結(jié)合的方法，研究了靶徑比對(duì)薄鋁板破壞機(jī)理的影響。Liu 等[7]提出了一種用于檢驗(yàn)小型加筋板試樣的能量吸收機(jī)制的簡(jiǎn)化分析方法，并通過油輪側(cè)板縮放試件的準(zhǔn)靜態(tài)沖壓試驗(yàn)驗(yàn)證該分析方法。Grimsmo 等[8]開發(fā)了一種測(cè)試裝置，用于測(cè)量在沖擊載荷條件下角焊縫的力和變形。Zhu 等[9]提出了基于剛體-理想塑性體方法的簡(jiǎn)化計(jì)算公式，并通過分析矩形加筋板在任意位置受到?jīng)_擊后的動(dòng)力響應(yīng)，評(píng)價(jià)了材料的應(yīng)變速率、應(yīng)變硬化和材料彈性等參數(shù)對(duì)理論解精度的影響。

對(duì)于船體雙層殼結(jié)構(gòu)在沖擊載荷下動(dòng)力學(xué)特性，學(xué)者們做了大量的研究，并提出許多提高雙層結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的理論與方法。劉峰等[10]基于薄壁圓管的動(dòng)態(tài)屈曲特性，提出了一種新型雙層殼結(jié)構(gòu)，有限元仿真結(jié)果表明該結(jié)構(gòu)具有良好的耐撞性能。朱錫等[11]對(duì)艦艇舷側(cè)防御結(jié)構(gòu)在水下爆炸載荷作用下的破壞機(jī)理進(jìn)行試驗(yàn)研究，探討了防護(hù)結(jié)構(gòu)的具體作用。張婧等[12]利用ALE 算法，提出了多層艙室、多種介質(zhì)的多耦合面在爆炸載荷作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)的仿真計(jì)算方法。肖巍等[13]研究了內(nèi)部流體對(duì)雙層環(huán)形加筋圓柱殼結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)的影響。Iakovlev 等[14]對(duì)由圓柱殼組成的水下充液系統(tǒng)，分析沖擊波在流體中的傳播，關(guān)于流固耦合作用則采用半解析方法進(jìn)行建模。Liu 等[15]通過適當(dāng)?shù)募僭O(shè)，通過理論公式推導(dǎo)，分析了舷側(cè)水艙的內(nèi)外艙壁在爆炸載荷作用下的響應(yīng)機(jī)理。

許多學(xué)者研究了充水雙層結(jié)構(gòu)的爆炸響應(yīng)，取得了一些有價(jià)值的成果，但對(duì)充水雙層結(jié)構(gòu)的耐撞性研究卻很少。充水雙層結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)非常復(fù)雜，涉及流固耦合、材料本構(gòu)關(guān)系和破壞形式等多種因素，需要通過試驗(yàn)研究以獲得準(zhǔn)確的數(shù)據(jù)，以指導(dǎo)理論分析并驗(yàn)證模擬方法的可靠性。因此本文通過設(shè)計(jì)充液雙層板模型來開展試驗(yàn)，分析雙層板結(jié)構(gòu)在有/無充液狀態(tài)下的動(dòng)力響應(yīng)特性，闡釋充液對(duì)結(jié)構(gòu)碰撞響應(yīng)的影響，并通過分析內(nèi)部充液的沖擊壓力與底板變形，研究流固耦合效應(yīng)在充液雙層結(jié)構(gòu)碰撞響應(yīng)中的作用。

1 充液雙層板結(jié)構(gòu)的碰撞試驗(yàn)

1.1 碰撞試驗(yàn)的力學(xué)模型

為了研究充液對(duì)雙層結(jié)構(gòu)的碰撞響應(yīng)的影響，需要開展充液雙層殼結(jié)構(gòu)的碰撞試驗(yàn)。而碰撞試驗(yàn)作為破壞性試驗(yàn)，需耗費(fèi)較高代價(jià)，因此本文將實(shí)際中的船舶舷側(cè)充液結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化為充液雙層板結(jié)構(gòu)，圖1 給出的即為充液雙層板結(jié)構(gòu)碰撞試驗(yàn)的力學(xué)模型。其中，撞頭與結(jié)構(gòu)的邊界在碰撞過程中不發(fā)生變形，故將其設(shè)置為剛體。為研究雙層板的頂板與底板在碰撞過程中的動(dòng)力響應(yīng)特性以及流固耦合效應(yīng)，故將頂板與底板設(shè)置為彈塑性體。模型的邊界約束為6 個(gè)自由度全約束。

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c裝置

試驗(yàn)主體包括筒體、加筋結(jié)構(gòu)、連接法蘭、支撐板、頂板、底板、出水管和入水管等。其中圓柱形筒體內(nèi)徑為800 mm，高800 mm，厚18 mm。在筒體的外表面上焊接加筋結(jié)構(gòu)，尺寸為40 mm×10 mm，方向?yàn)檩S向，間隔為45°。距離筒底90、230、370、650 mm 處焊接一寬度為30 mm，厚度10 mm 的環(huán)向加筋板。在距離筒底高度為500 mm 位置焊接筒體與試驗(yàn)臺(tái)安裝支撐板，焊接方式采用上下面全滿焊，保證焊接強(qiáng)度。通過全滿焊技術(shù)與加筋厚板，使筒體與安裝支撐板在碰撞過程中近似為剛體。將6 mm 厚的底板與筒體部分通過焊接連接在一起，防止其在碰撞過程中因變形而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)漏水。為研究頂板厚度對(duì)結(jié)構(gòu)碰撞響應(yīng)的影響，試驗(yàn)結(jié)構(gòu)中的頂板是可以更換的。頂板是通過與筒體焊接在一起的內(nèi)法蘭盤、活動(dòng)的外法蘭盤以及內(nèi)外圈56 組M30 高強(qiáng)度螺栓與筒體固定在一起，其中內(nèi)外法蘭盤的厚度均為30 mm，頂板厚度有2.06 mm 與3.44 mm 兩種。在筒體側(cè)面分別靠近頂板和底板處設(shè)置出入水管路，便于向筒內(nèi)充水或排水。雙層結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)尺寸如圖2(a)所示。試驗(yàn)中采用實(shí)心圓錐狀的撞頭模擬撞船的球鼻艏，撞頭質(zhì)量為40.5 kg。按照?qǐng)D1 的力學(xué)模型，將撞頭進(jìn)行表面硬化處理，使其在碰撞過程中近似為剛體，其尺寸如圖2(b)所示。

沖擊試驗(yàn)塔的導(dǎo)軌為垂直于地面的雙軌道，沖擊塔高度為12 m，軌道間距為0.4 m，垂直度誤差為0.5%。試驗(yàn)前將雙層結(jié)構(gòu)對(duì)中，并剛性安裝于沖擊塔軌道下方水池強(qiáng)支撐橫梁上，通過沖擊塔配套電機(jī)和電控開關(guān)，將圓錐形沖頭沿軌道提升至預(yù)定高度，自由落體撞擊雙層板結(jié)構(gòu)。試驗(yàn)結(jié)構(gòu)裝配示意圖如圖2(c)所示。

圖 1 碰撞試驗(yàn)的力學(xué)模型Fig. 1 Mechanical model of collision test

圖 2 試驗(yàn)結(jié)構(gòu)模型（單位：mm）Fig. 2 Test structure model (unit: mm)

試驗(yàn)中，包括撞頭與雙層板結(jié)構(gòu)在內(nèi)的所有鋼結(jié)構(gòu)使用的材料均為Q 3 4 5。為獲得Q345 鋼的力學(xué)性能，采用標(biāo)準(zhǔn)的拉伸試樣和程序在Zwick/Roll Z010 上進(jìn)行拉伸試驗(yàn)[16]。拉伸試驗(yàn)所使用的材料是在用于制造雙層板結(jié)構(gòu)的鋼材上切割得到的，加工后的拉伸試件外形及材料的應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖3 所示[17]。測(cè)得Q345 的材料參數(shù)如表1 所示。

1.3 試驗(yàn)工況與測(cè)試系統(tǒng)

本次試驗(yàn)是在華中科技大學(xué)沖擊實(shí)驗(yàn)室完成的。在試驗(yàn)設(shè)計(jì)時(shí)，將頂板厚度、充液情況以及碰撞速度設(shè)置為主要變量，頂板選擇厚度為2.06 和3.44 mm 兩種圓形鋼板；筒內(nèi)充液情況考慮無水和滿水兩種極端狀態(tài)，碰撞速度選擇4.36、8.45、11.47 m/s 三種速度，試驗(yàn)工況如表2所示。其中的工況描述的含義是充水狀態(tài)-頂板厚度-碰撞速度，例如“n-3.44-8.45”表示空筒狀態(tài)下，頂板厚度為3.44 mm，碰撞速度為8.45 m/s的試驗(yàn)工況。試驗(yàn)中，將撞頭沿軌道提升至預(yù)定位置，使撞頭碰撞頂板時(shí)光電門測(cè)得的速度為試驗(yàn)預(yù)設(shè)速度。

圖 3 拉伸試件外形及材料的應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig. 3 Shape of tensile specimen and stress-strain curve

表 1 材料的力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties of material

試驗(yàn)過程中，在撞頭頂部的中心安裝一個(gè)加速度傳感器，測(cè)試碰撞過程中撞頭的垂向加速度的變化情況。在筒體壁上距離筒底700、400 和50 mm 處各布置一個(gè)壓力傳感器（1#、2#、3#），測(cè)試各處的壓力變化的規(guī)律。在底板中心位置布置一個(gè)位移傳感器，用于測(cè)試碰撞引起的沖擊波造成底板彈性變形的大小。此外，在靠近頂板處安裝光電門，用于驗(yàn)證碰撞速度的大小。各傳感器的安裝位置如圖4 所示。

表 2 試驗(yàn)工況Table 2 Test description

圖 4 試驗(yàn)結(jié)構(gòu)與傳感器安裝位置Fig. 4 Test structure and sensor mounting position

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

圖5 給出的是兩種充液狀態(tài)下碰撞速度為8.45 m/s，頂板厚度為3.44 mm 的充液雙層結(jié)構(gòu)在碰撞過程中的五個(gè)典型時(shí)刻。在t=0 時(shí)刻撞頭撞擊頂板，碰撞開始。在空筒狀態(tài)下，在t=0.47 s 時(shí)撞頭反彈至最大高度；在t=0.94 s 時(shí)撞頭第二次撞擊頂板；在t=1.23 s 時(shí)撞頭再次反彈至第二高度；在t=1.53 s 時(shí)撞頭第三次撞擊頂板；之后撞頭來回撞擊頂板直至撞頭動(dòng)能完全耗盡。而在滿水狀態(tài)下，在t=0.2 s 時(shí)撞頭反彈至最大高度；在t=0.4 s 時(shí)撞頭第二次撞擊頂板；在t=0.47 s 時(shí)撞頭再次反彈至第二高度；在t=0.54 s 時(shí)撞頭第三次撞擊頂板；之后撞頭的動(dòng)能幾乎耗盡，不再反彈。對(duì)比兩者可以發(fā)現(xiàn)，結(jié)構(gòu)在充水狀態(tài)下的反彈高度與撞擊過程的持續(xù)時(shí)間均小于空筒狀態(tài)。由此可見，雙層結(jié)構(gòu)間的充水可以增加結(jié)構(gòu)的阻尼，在碰撞過程會(huì)吸收一定的能量，對(duì)頂板具有一定的保護(hù)作用。

圖 5 撞擊過程中的5 個(gè)典型時(shí)刻Fig. 5 Five typical moments during the collision

2.1 頂板的變形分析

碰撞后，頂板會(huì)向下凹陷產(chǎn)生塑性變形。由于在四種條件下撞頭的形狀與質(zhì)量相同，所以頂板的變形形狀相同，都呈漏斗狀，且都是中心處最大。圖6 給出的是兩種充液狀態(tài)下碰撞速度為8.45 m/s，頂板厚度為3.44 mm 的充液雙層結(jié)構(gòu)的頂板最終變形。圖中左側(cè)為無水狀態(tài)下的頂板最終變形，右側(cè)為滿水狀態(tài)下的頂板最終變形。從圖6 可以看出, 有水狀態(tài)下的凹陷變形四周有微微的隆起變形，而無水狀態(tài)下的凹陷變形四周沒有隆起變形，這是由于頂板變形在水中產(chǎn)生的擾動(dòng)壓力波作用與于頂板四周的結(jié)果。

圖 6 頂板的最終變形形狀Fig. 6 Final deformations of the upper plate

表3 給出的是各工況下的頂板最終變形及有充液條件下的頂板變形比無充液條件下的頂板變形的減小比例。由該表可知，碰撞速度越大，頂板的最終變形越大；在頂板結(jié)構(gòu)尺寸和沖頭相同碰撞速度相同時(shí)，與未充液條件下相比，頂板在充液條件下的變形有大幅度減小，且減小的比例與碰撞的速度及頂板厚度呈強(qiáng)相關(guān)。

表 3 頂板最終變形統(tǒng)計(jì)Table 3 Summary of final deformation of the upper plate

2.2 撞頭加速度分析

圖7 給出的是頂板厚度為2.06 mm 時(shí)不同碰撞速度下的撞頭垂向加速度曲線。其中加速度上升階段表示碰撞加載，加速度下降階段表示碰撞卸載。可以看出，無論有無充液，隨著撞擊速度的增加，撞頭的垂向加速度峰值變大，沖擊持續(xù)時(shí)間減小。但有充液時(shí)的加速度曲線要比無充液的加速度曲線光順，這是由于水的存在提高了充液雙層結(jié)構(gòu)的剛度與阻尼，從而提高了使充液時(shí)的加速度曲線更加光順且尖峰較少。

圖 7 不同碰撞速度下的撞頭垂向加速度曲線Fig. 7 Vertical acceleration curves of the striker at various collision velocities

圖8 給出的是有無充水兩種狀態(tài)下的撞頭加速度曲線的頻譜圖。其中，碰撞速度為8.45 m/s，頂板厚度為2.06 mm。從圖8 可以看出，碰撞載荷引起的碰撞響應(yīng)是一個(gè)寬頻響應(yīng)，頻率成分主要分布在300～7 000 Hz。對(duì)比空筒與滿水兩種狀態(tài)的撞頭加速度頻譜曲線可以看出，空筒狀態(tài)下的頻譜曲線的峰值大于滿水狀態(tài)下的峰值。此外，在0～3 500 Hz 頻率段，空筒與滿水兩種狀態(tài)的加速度頻域峰值對(duì)應(yīng)的頻率差別不大，而在3 500～7 000 Hz 頻率段，空筒狀態(tài)的頻譜曲線仍有明顯的尖峰，而滿水狀態(tài)的頻譜曲線無明顯尖峰。這說明頂板的附連水抑制了頂板的高頻響應(yīng)。

圖9 給出的是碰撞速度為8.45 m/s 時(shí)不同板厚以及有無充液條件下的撞頭垂向加速度曲線。由圖可得，當(dāng)頂板厚相同時(shí)，撞頭垂向加速度曲線的脈寬在充液條件下比未充液條件下小，這說明內(nèi)部充水可以縮短加速度曲線的脈寬，從而提高結(jié)構(gòu)對(duì)撞頭的抵抗力。此外，在未充液條件下，頂板厚度為2.06 mm的撞頭加速度曲線的脈寬為12.11 ms，頂板厚度為3.44 mm 的撞頭加速度曲線的脈寬為12.08 ms，由此可見，未充液狀態(tài)下改變頂板厚度對(duì)撞頭的加速度曲線的脈寬影響很小。而在充液條件下，頂板厚度為2.06 mm 的撞頭加速度曲線的脈寬為10.25 ms，頂板厚度為3.44 mm 的撞頭加速度曲線的脈寬為9.02 ms。這說明在充液狀態(tài)下，提高頂板厚度可以明顯減小加速度曲線的脈寬。因此，頂板與充水的流固耦合效應(yīng)對(duì)充液結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能的影響非常大，所以在進(jìn)行充液結(jié)構(gòu)的抗沖擊分析時(shí)，忽略充液的影響是不可取的。

圖 8 撞頭垂向加速度曲線的頻譜圖Fig. 8 Spectra of the vertical acceleration curves of the striker

圖 9 不同頂板厚度條件下撞頭的垂向加速度曲線Fig. 9 Vertical acceleration evolutions of the striker under various upper plate's thickness conditions

2.3 沖擊壓力與底板變形分析

在結(jié)構(gòu)遭遇碰撞過程中，內(nèi)部水域會(huì)形成沖擊壓力，內(nèi)部的沖擊壓力主要是由兩部分組成，一種是撞頭撞擊頂板在水中產(chǎn)生的沖擊波，另一種是結(jié)構(gòu)變形擠壓水域形成的壓力擾動(dòng)。其中，沖擊波是以速度1 524 m/s 的球面波向周圍傳播，而擾動(dòng)壓力不是以波的形式傳播，其傳播速度較慢[18]。圖10 給出的各種工況下3 個(gè)壓力測(cè)點(diǎn)的沖擊壓力曲線，其中沖擊壓力用pw表示。結(jié)合圓筒的尺寸可知，沖擊波從開始產(chǎn)生到傳遞至筒底需要0.58 ms。從圖10 可以看出當(dāng)沖擊波傳遞至觀測(cè)點(diǎn)時(shí)，觀測(cè)點(diǎn)處的沖擊壓力的波動(dòng)非常小，而在結(jié)構(gòu)出現(xiàn)較大變形而形成的擾動(dòng)壓力傳遞至觀測(cè)點(diǎn)時(shí)，觀測(cè)點(diǎn)處的沖擊壓力才出現(xiàn)較大的變化。由此可見，碰撞產(chǎn)生的沖擊波對(duì)觀測(cè)點(diǎn)處的沖擊壓力影響很小，水域中形成的沖擊壓力主要是結(jié)構(gòu)變形擠壓水域形成的擾動(dòng)壓力。

圖 10 擾動(dòng)壓力曲線Fig. 10 Evolutions of disturbance pressure

圖10 給出的是三個(gè)壓力觀測(cè)點(diǎn)的沖擊壓力變化曲線。由1#、2#、3#的相對(duì)位置結(jié)合圖9 中撞頭的垂向加速度曲線可知，撞頭加速度達(dá)到最大時(shí)產(chǎn)生的沖擊壓力最大。此外，由圖10(a)～(c)可知，碰撞速度對(duì)雙層板間的沖擊壓力影響非常大，碰撞速度越大，頂板變形產(chǎn)生的沖擊壓力越大，1#、2#、3#點(diǎn)對(duì)應(yīng)的測(cè)試壓力越大。

對(duì)比圖10(b)與10(d)可知，碰撞速度相同而頂板厚度不同時(shí)，在靠近頂板位置的1#處的沖擊壓力的最大值大小相同，而在2#與3#處的沖擊壓力的最大值不同，且兩種板厚下的沖擊壓力的曲線變化趨勢(shì)也有一定的差異，這說明沖擊波的傳遞過程不僅與碰撞速度有關(guān)，還與頂板厚度有關(guān)。

在筒體未充液的條件下，因?yàn)橥搀w外表面存在加筋結(jié)構(gòu)，使得筒體結(jié)構(gòu)剛度較大，在撞擊過程中，沖擊載荷基本不會(huì)沿筒體傳遞至底板，因此底板變形可以忽略不計(jì)。在而筒體充滿水的條件下，底板將會(huì)產(chǎn)生變形，因?yàn)樵谧矒舻倪^程中，頂板變形使筒內(nèi)體積變小從而擠壓水域作用于底板，導(dǎo)致底板發(fā)生變形。

由于曲線數(shù)據(jù)量較大，不便于辨識(shí)，且曲線形式具有相似性，因此僅給出了撞擊速度8.45 m/s 時(shí)的底板中心的位移隨時(shí)間變化曲線，以及三種撞擊速度下頂板的最大位移對(duì)比圖。由圖11 可知，在撞擊的過程中，底板產(chǎn)生處于彈性變形。由圖12 可知，底板產(chǎn)生的最大彈性變形隨著撞擊速度的增加而增加。

圖 11 底板位移時(shí)域曲線Fig. 11 Displcement history of the bottom plate

圖 12 底板動(dòng)態(tài)位移Fig. 12 Dynamic displacement of the bottom plate

3 結(jié) 論

本文開展了充液雙層板結(jié)構(gòu)的碰撞試驗(yàn)，并重點(diǎn)考慮了在碰撞過程中雙層板間的充水與結(jié)構(gòu)的相互作用獲得如下結(jié)論：

（1）充液會(huì)與結(jié)構(gòu)發(fā)生流固耦合作用，在充液中形成沖擊壓力。當(dāng)頂板受到撞擊載荷作用而變形時(shí)，會(huì)在內(nèi)部充液中形成沖擊壓力，這種沖擊壓力主要成分是由結(jié)構(gòu)變形擠壓水域形成的擾動(dòng)壓力。且當(dāng)水域中的沖擊壓力傳遞到底板附近時(shí)會(huì)與底板發(fā)生流固耦合作用，引起底板變形；

（2）充液的存在可以增加雙層結(jié)構(gòu)的阻尼，使結(jié)構(gòu)在碰撞過程中吸收更多的碰撞動(dòng)能，從而有效減少撞頭的反彈速度；此外，碰撞載荷引起的響應(yīng)是一個(gè)寬頻響應(yīng)，但由于流固耦合作用附連水的存在，充液狀態(tài)下的3 500～7 000 Hz 的高頻響應(yīng)成分被抑制；

（3）在碰撞載荷作用下，充液狀態(tài)下的頂板變形比未充液狀態(tài)下的頂板變形至少減少15%，這說明內(nèi)部充水可以提高結(jié)構(gòu)的剛度并參與能量吸收，從而對(duì)頂板起到保護(hù)作用，減小頂板的碰撞損傷。

由此可見，內(nèi)部充水對(duì)充液雙層結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能的影響是顯著的，在分析充液雙層結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能時(shí)應(yīng)該考慮內(nèi)部充水的影響。