圓管形墜落物沖擊下甲板結(jié)構(gòu)損傷特性*

郁 榮，駱 偉，陳 浩，劉敬喜

(1.無錫職業(yè)技術(shù)學(xué)院 機(jī)械技術(shù)學(xué)院，江蘇 無錫 214121；2.中國(guó)艦船研究設(shè)計(jì)中心，湖北 武漢 430064；3.華中科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，湖北 武漢 430074；4.船舶與海洋水動(dòng)力湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430074)

0 引言

工程船、科考船及海洋平臺(tái)等海洋結(jié)構(gòu)物甲板上布置的物品較多，甲板吊裝作業(yè)任務(wù)較為繁重，因此墜落物沖擊甲板結(jié)構(gòu)的事故發(fā)生概率較高。據(jù)相關(guān)統(tǒng)計(jì)，墜落物沖擊甲板結(jié)構(gòu)的事故約占海洋平臺(tái)事故總量的1/3以上，位居事故排行榜榜首[1-2]，其中約20%的墜落沖擊事故由圓管形物墜落引起。

與船-船碰撞相比，圓管形墜落物的尺寸較小，被撞擊船甲板結(jié)構(gòu)的受力區(qū)域較小，即便較小的沖擊能量也可能使甲板結(jié)構(gòu)形成較大的結(jié)構(gòu)變形及損傷，并造成下方艙室、儀器設(shè)施損毀，直接威脅平臺(tái)及人員的安全[2]。因此，國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者對(duì)這一問題開展了研究。王醍等[3]研究甲板板格結(jié)構(gòu)在墜落鉆桿沖擊下的變形及損傷行為，并提出了板格結(jié)構(gòu)被穿透時(shí)的臨界沖擊能量計(jì)算公式。Zhou等[4]研究了沖擊角度對(duì)海洋平臺(tái)抗擊圓管墜落沖擊特性的影響。Liu等[5]研究了吊運(yùn)過程中當(dāng)油桶以不同的接觸角墜落在鉆井平臺(tái)甲板時(shí)對(duì)甲板結(jié)構(gòu)的損傷。杜之富等[6]、劉英芳等[7]也運(yùn)用有限元數(shù)值模擬方法研究了船舶結(jié)構(gòu)在管形墜落物沖擊作用下的結(jié)構(gòu)變形及損傷。劉偉[8]運(yùn)用有限元方法研究海洋平臺(tái)供應(yīng)船甲板結(jié)構(gòu)在鉆桿墜落沖擊下的損傷特性，并提出了評(píng)估能量吸收的經(jīng)驗(yàn)公式。王秀飛等[2]運(yùn)用有限元方法研究了細(xì)長(zhǎng)鉆鋌以不同角度墜落沖擊時(shí)甲板結(jié)構(gòu)的變形及損傷特性。

上述研究獲得了甲板結(jié)構(gòu)在圓管形墜落物沖擊下的損傷及吸能特性，然而對(duì)甲板結(jié)構(gòu)的增強(qiáng)方法及增強(qiáng)結(jié)構(gòu)的抗墜落沖擊響應(yīng)特性同樣值得研究。本文首先將試驗(yàn)與有限元方法相結(jié)合，研究甲板板格在圓沖頭沖擊下的變形及損傷特性，并驗(yàn)證有限元數(shù)值模擬方法的可靠性。其次，采用增加縱向構(gòu)件的方式對(duì)甲板結(jié)構(gòu)進(jìn)行增強(qiáng)，并運(yùn)用有限元數(shù)值模擬方法研究增強(qiáng)型甲板結(jié)構(gòu)的變形及損傷特性。

1 甲板結(jié)構(gòu)沖擊響應(yīng)研究

結(jié)合試驗(yàn)方法與有限元方法，對(duì)甲板板格結(jié)構(gòu)在墜落物沖擊下的響應(yīng)特性進(jìn)行研究。首先以研究的目標(biāo)船為母型，設(shè)計(jì)制備縮比試樣；其次，搭建試驗(yàn)裝置進(jìn)行墜落沖擊試驗(yàn)研究；再次，建立有墜落沖擊的有限元數(shù)值模擬模型；最后，將試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，獲取甲板結(jié)構(gòu)沖擊變形及損傷響應(yīng)規(guī)律，并驗(yàn)證有限元數(shù)值模擬方法的有效性。

1.1 研究對(duì)象

以某科考船的甲板板格結(jié)構(gòu)為母型，設(shè)計(jì)如圖1所示的1∶4縮比模型，用于試驗(yàn)及有限元數(shù)值模擬。加筋板結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖1所示，尺寸為700 mm×525 mm×3.9 mm(長(zhǎng)度×寬度×板厚)。由于原甲板結(jié)構(gòu)的加強(qiáng)筋是3根20#球扁鋼型材，難以選取合適的型材作為縮比模型的加強(qiáng)筋，因此根據(jù)重量及剖面慣性矩等效原則，將縮比模型的加強(qiáng)筋取為L(zhǎng)50 mm×15 mm×3.9 mm的折邊角鋼，折邊角鋼與面板采用同種材料制作。為模擬甲板強(qiáng)縱桁構(gòu)件對(duì)加強(qiáng)筋及甲板板的邊界約束，在加強(qiáng)筋的兩端部分別焊接一塊厚度為5 mm的約束板，每塊約束板上焊接有4個(gè)螺母。沖擊試驗(yàn)之前，先用8個(gè)橫向的螺桿將約束板固定在沖擊基礎(chǔ)上，以模擬3根加強(qiáng)筋的剛性邊界；再用垂向的螺桿將試樣固定在沖擊基礎(chǔ)上，以使試樣結(jié)構(gòu)固定。為不失一般性，考慮兩種沖擊情況：沖擊點(diǎn)位于整個(gè)板格的中點(diǎn)A，以及位于兩加強(qiáng)筋之間甲板板的中點(diǎn)B，見圖1a。

a 試樣尺寸(單位：mm)

沖頭是如圖2所示的空心圓柱。圓柱的外直徑為100 mm，厚度為5 mm，高度為120 mm。沖頭的安裝端焊接有厚度為10 mm的法蘭盤，法蘭盤上軸向均布有6個(gè)通孔，試驗(yàn)時(shí)可用螺栓將法蘭緊固在沖擊試驗(yàn)裝置上。沖頭由高強(qiáng)度管線鋼制成，表面采用滲碳淬火熱處理以提高表面硬度，沖擊試驗(yàn)時(shí)可將沖頭視為剛體。

圖2 沖頭照片及尺寸(單位：mm)

為了深入研究結(jié)構(gòu)的抗沖擊變形及失效機(jī)理，還需獲取結(jié)構(gòu)材料的基本力學(xué)性能。運(yùn)用濟(jì)南川測(cè)試驗(yàn)設(shè)備有限公司的WAW-600 E型萬能拉伸試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行單軸拉伸試驗(yàn)，以獲取試驗(yàn)試樣所用板材的材料屬性。參照國(guó)標(biāo)試驗(yàn)要求[9]，拉伸試件采用線切割工藝直接從原板材上割取，所用引伸計(jì)初始寬度為50 mm，拉伸試驗(yàn)機(jī)以3 mm/min的速度將試件拉伸至斷裂。試驗(yàn)過程中采集了引伸計(jì)的變形以及拉力值，將拉力除以試樣的橫截面積獲得工程應(yīng)力值，將變形除以引伸計(jì)初始標(biāo)距可獲得工程應(yīng)變值，結(jié)果見圖3。材料的密度為 7 850 kg/m3,彈性模量為210 GPa，泊松比為 0.3，屈服極限為473 MPa，抗拉極限為758 MPa。為了便于在有限元模型中定義材料參數(shù)，還需要按下述公式將工程應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系轉(zhuǎn)化為真實(shí)應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系：

εt=ln(1+εn),σt=σn(1+εn)。

其中，εn和σn分別表示工程應(yīng)變與工程應(yīng)力，εt和σt分別表示真實(shí)應(yīng)變與真實(shí)應(yīng)力。由于有限元模型中的材料斷裂應(yīng)變值可能高于試驗(yàn)中獲得的材料斷裂應(yīng)變值，因此還需將材料頸縮之后的應(yīng)力應(yīng)變曲線按下式進(jìn)行模擬：

圖3 板材拉伸特性曲線

1.2 試驗(yàn)方法

墜落沖擊試驗(yàn)研究由沖擊試驗(yàn)塔裝置完成。試驗(yàn)塔裝置由滑軌、安裝架、沖頭、力傳感器及位移傳感器等組成(見圖4)。兩條滑軌垂直安裝，為沖頭等提供垂直方向的導(dǎo)向。沖頭與壓電式力傳感器相連接，并固定在安裝架下方；安裝架的左右兩側(cè)裝有小輪，小輪與軌道相接觸。試驗(yàn)前，提升機(jī)構(gòu)將安裝架連同沖頭、傳感器等提升至指定高度，試驗(yàn)時(shí)釋放機(jī)構(gòu)將安裝架連同沖頭從空中釋放，沖頭等經(jīng)自由落體并沖擊下方的結(jié)構(gòu)試樣。包括安裝架、傳感器以及沖頭等在內(nèi)的墜落物體總質(zhì)量為362.2 kg，試驗(yàn)過程中通過提升高度調(diào)節(jié)沖擊能量。此外，考慮到墜落過程中滑軌摩擦力會(huì)消耗墜落物的一部分重力勢(shì)能，在試樣左側(cè)布置有激光位移傳感器，用于測(cè)量墜落物的實(shí)時(shí)位移；經(jīng)求解微分方程之后還可以獲得墜落物的速度特性，該沖擊速度可用于有限元數(shù)值模擬計(jì)算中對(duì)沖頭初始沖擊速度的定義。

圖4 沖擊試驗(yàn)裝置

1.3 有限元方法

選用ABAQUS/Explicit商用軟件進(jìn)行墜落物沖擊的有限元數(shù)值模擬研究。有限元模型如圖5所示，沖擊計(jì)算的有限元模型主要由沖頭和結(jié)構(gòu)試樣兩部分組成。其中，沖頭采用實(shí)體單元建模，并在軟件中定義為剛體。試樣采用殼體建模，選用S4R(四節(jié)點(diǎn)縮減積分殼體單元)劃分網(wǎng)格，Marinatos等[12]認(rèn)為，當(dāng)le/t≤1(le表示網(wǎng)格尺寸，t表示殼體厚度)且盡量接近1時(shí)，有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，因此本文取網(wǎng)格尺寸為3 mm×3 mm。依據(jù)圖3中的材料特性曲線定義板格模型的材料，由于墜落物沖擊是低速行為，因此可以忽略材料的動(dòng)態(tài)應(yīng)變率效應(yīng)[10，13]。在計(jì)算模型中還需定義自動(dòng)接觸，在潛在的接觸面之間自動(dòng)生成接觸條件，接觸面之間的摩擦系數(shù)取0.3[10，13]。將板格模型四周所有節(jié)點(diǎn)的自由度全部約束住，以模擬試驗(yàn)時(shí)結(jié)構(gòu)試樣的固支邊界條件；將沖頭除垂直方向的移動(dòng)自由度之外的5個(gè)自由度全部約束，以模擬試驗(yàn)中沖頭的運(yùn)動(dòng)邊界條件。

圖5 沖擊有限元計(jì)算模型

1.4 結(jié)果及討論

首先分析沖擊點(diǎn)位于甲板板格中點(diǎn)(A點(diǎn))的墜落沖擊情形。雖然沖擊速度較小，但由于沖頭尺寸較小，甲板板格結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了較大變形，面板局部產(chǎn)生了破裂。沖擊試驗(yàn)中測(cè)得沖擊起時(shí)沖頭的速度為7.60 m/s，因此在有限元模型中也將剛性沖頭的初速度定義為該沖擊速度，此時(shí)的沖擊能量為10 460 J。圖 6給出了沖擊試驗(yàn)及有限元數(shù)值模擬獲取的沖擊力—沖深曲線結(jié)果對(duì)比。從圖6中可以看出，管形沖頭接觸試件時(shí)，直接作用在面板上，面板連同加強(qiáng)筋共同抵抗沖擊，沖擊載荷提升明顯。隨著面板和加筋的變形增大，撞擊力逐漸緩慢增大。隨后，沖頭發(fā)生回彈，直至沖頭與結(jié)構(gòu)試樣脫離，沖擊過程結(jié)束。圖7給出了變形模式對(duì)比。從圖7中可以看出，圓形沖頭沖擊下，板格在沖頭正下方位置產(chǎn)生了與沖頭形狀相同的圓形凹陷，背部加強(qiáng)筋產(chǎn)生了彎曲以及側(cè)傾扭曲變形。面板局部發(fā)生了非對(duì)稱的斷裂，這是由于背部的L型加強(qiáng)筋產(chǎn)生側(cè)傾扭曲，從而導(dǎo)致加強(qiáng)筋兩側(cè)的面板變形不一致。

圖6 沖擊點(diǎn)位于A點(diǎn)時(shí)的沖擊力—沖深曲線

a 試驗(yàn)結(jié)果

其次，分析沖擊點(diǎn)位于B點(diǎn)的墜落沖擊情形。與沖擊點(diǎn)位于A點(diǎn)的沖擊情形相比，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了更大的變形，面板的撕裂范圍也更大。沖擊試驗(yàn)中測(cè)得沖擊起時(shí)沖頭的速度為7.25 m/s，因此在有限元模型中同樣將剛性沖頭的初速度定義為該沖擊速度對(duì)應(yīng)的沖擊能量9 520 J。圖 8給出了沖擊試驗(yàn)及有限元數(shù)值模擬獲取的沖擊力—沖深曲線結(jié)果對(duì)比。從圖8中可以看出：管形沖頭接觸試件時(shí)，直接作用在面板上，此時(shí)主要由面板承載沖擊，這一階段的沖擊載荷值明顯小于沖擊點(diǎn)位于A點(diǎn)時(shí)的沖擊載荷值。隨著面板和加筋的變形增大，撞擊力同樣逐漸緩慢增大。隨后，沖頭發(fā)生回彈，直至沖頭與試樣脫離，沖擊過程結(jié)束。圖 9給出了變形模式對(duì)比。從圖9中可以看出，圓形沖頭沖擊下，板格在沖頭正下方位置產(chǎn)生了與沖頭形狀相同的圓形凹陷。試驗(yàn)和有限元結(jié)果中均發(fā)現(xiàn)，沖頭左右兩側(cè)的兩根加強(qiáng)筋產(chǎn)生了不同程度的彎曲變形及側(cè)傾扭曲變形，變形及失效模式較為一致。然而，面板的失效模式略有區(qū)別。如圖 9所示，試驗(yàn)中沖擊點(diǎn)位置的面板幾乎被沖穿，面板的破口成圓形；而有限元數(shù)值模擬中，僅在局部位置產(chǎn)生了破裂。造成這種區(qū)別的可能原因是試驗(yàn)中的二次沖擊因素，即試驗(yàn)中沖頭回彈之后繼續(xù)跌落，對(duì)已經(jīng)產(chǎn)生斷裂裂紋的面板產(chǎn)生多次重復(fù)沖擊，直至沖擊能量全部轉(zhuǎn)換為面板的撕裂能；然而有限元數(shù)值模擬中，并未對(duì)二次沖擊過程進(jìn)行數(shù)值模擬，因此有限元計(jì)算結(jié)果獲取的面板破口小于試驗(yàn)結(jié)果。

如圖6～圖9所示，沖擊力—沖深曲線及結(jié)構(gòu)變形失效模式表明，有限元數(shù)值模擬方法可以有效地模擬墜落物沖擊下甲板結(jié)構(gòu)的抗沖擊行為。圖6和圖8中的曲線表明，有限元數(shù)值模擬方法得出的沖擊力—沖深結(jié)果與試驗(yàn)得出的結(jié)果吻合較好：一是曲線的趨勢(shì)較為一致，除沖擊起始時(shí)的振蕩之外，試驗(yàn)與模擬所獲得的曲線形狀較為接近；二是數(shù)值較為接近，相同沖深條件下沖擊的差距在5%以內(nèi)，最大沖擊力、最大沖深等指標(biāo)的差距也均在5%以內(nèi)。從圖7和圖9中的結(jié)構(gòu)變形及失效模式對(duì)比也可以看出，有限元方法得出的結(jié)構(gòu)變形及失效模式與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合，拋開沖擊試驗(yàn)中出現(xiàn)的二次沖擊因素，有限元數(shù)值模擬方法較好地預(yù)報(bào)了結(jié)構(gòu)的變形及損傷失效模式。由此可見，有限元數(shù)值模擬方法在一定程度上可以反映真實(shí)的墜落沖擊情形，該方法可以用于研究甲板結(jié)構(gòu)的沖擊動(dòng)力學(xué)響應(yīng)特性。

圖8 沖擊點(diǎn)位于B點(diǎn)時(shí)的沖擊力—沖深曲線

a 試驗(yàn)結(jié)果

2 增強(qiáng)型甲板結(jié)構(gòu)沖擊響應(yīng)研究

對(duì)原甲板板格結(jié)構(gòu)進(jìn)行增強(qiáng)，并運(yùn)用有限元數(shù)值模擬方法對(duì)增強(qiáng)結(jié)構(gòu)的抗墜落物沖擊特性進(jìn)行研究。如圖10所示，在原甲板板格下方沿船體縱向增加一根加強(qiáng)筋，該加強(qiáng)筋同樣采用L50 mm×15 mm×3.9 mm的折邊角鋼，且與原有的3根加強(qiáng)筋正交。運(yùn)用上文所述有限元數(shù)值模擬方法對(duì)結(jié)構(gòu)的抗沖擊行為進(jìn)行模擬，有限元模型中的材料參數(shù)、邊界條件、集中質(zhì)量、接觸摩擦等均與原方案維持一致。為便于與原有結(jié)構(gòu)相比，在有限元模型中，原有的沿船寬方向布置的3根橫向加強(qiáng)筋不截?cái)?，增加的縱向加強(qiáng)筋截?cái)?，縱橫加強(qiáng)筋的交叉連接部位設(shè)置節(jié)點(diǎn)耦合。沖擊點(diǎn)仍是圖1中所示的A點(diǎn)和B點(diǎn)。為便于比較，統(tǒng)一將2種結(jié)構(gòu)、4種沖擊情形的沖擊初速度定義為7.60 m/s。

圖10 增強(qiáng)型甲板板格結(jié)構(gòu)方案

有限元數(shù)值模擬結(jié)果表明，與原結(jié)構(gòu)相比，增強(qiáng)結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能有較大的提升。圖11分別是原結(jié)構(gòu)、增強(qiáng)結(jié)構(gòu)在A點(diǎn)和B點(diǎn)沖擊時(shí)的沖擊力—沖深曲線對(duì)比。從圖11中可以看出，增加的縱向構(gòu)件對(duì)結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能有較大的提升。當(dāng)沖擊初速度、沖擊位置相同時(shí)，結(jié)構(gòu)的最大沖深明顯減小，同等沖深條件下的沖擊力提升明顯，亦即結(jié)構(gòu)的抗沖擊吸能能力提升明顯。圖12中還列出了增強(qiáng)型結(jié)構(gòu)的沖擊變形模式。從圖12中可以看出，在圓管型沖頭沖擊作用下，結(jié)構(gòu)仍產(chǎn)生局部的凹陷塑性變形。但由于增強(qiáng)構(gòu)件的增強(qiáng)作用，結(jié)構(gòu)的變形明顯減小，且面板結(jié)構(gòu)并未產(chǎn)生斷裂失效；縱橫加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)相互支撐，剛度較高，因此加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)的側(cè)傾扭轉(zhuǎn)變形也有一定程度的減小。從有限元數(shù)值模擬結(jié)果來看，增強(qiáng)型甲板結(jié)構(gòu)的抗墜落物沖擊能力明顯提高，主要原因表現(xiàn)在3個(gè)方面：

圖11 增強(qiáng)方案與原方案的沖擊力—沖深曲線對(duì)比

a 沖擊點(diǎn)位于A點(diǎn)

(1)加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)對(duì)面板有較好的增強(qiáng)作用，提升了結(jié)構(gòu)的抗沖擊變形能力，避免了面板結(jié)構(gòu)在局部產(chǎn)生過早的斷裂導(dǎo)致失效。

(2)縱橫加筋結(jié)構(gòu)剛度較高，一定程度上減緩了加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)的側(cè)傾扭轉(zhuǎn)變形。

(3)分布較為密集的加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)降低了沖頭沖擊到光面板的概率，提升了沖頭沖擊到較強(qiáng)結(jié)構(gòu)的概率。

以上3種因素的共同作用，提升了甲板結(jié)構(gòu)抗墜落物沖擊變形的吸能能力。

3 結(jié)論

本文結(jié)合沖擊試驗(yàn)方法以及有限元數(shù)值模擬方法，研究了加筋甲板板格結(jié)構(gòu)在圓管形墜落物沖擊下的變形及損傷特性，得出以下主要結(jié)論。

(1)因沖頭尺寸較小，即便是較小的沖擊能量，也可能造成甲板結(jié)構(gòu)的局部塑性變形以及局部斷裂損傷。

(2)縱橫交錯(cuò)的加強(qiáng)筋構(gòu)件對(duì)面板有增強(qiáng)作用，可減緩加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)的側(cè)傾扭轉(zhuǎn)變形，并降低沖頭沖擊到較弱的光面板的概率，從而提升甲板結(jié)構(gòu)抗墜落物沖擊能力。

(3)在科考船、工程船等船舶的甲板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，應(yīng)盡可能地增加加強(qiáng)筋數(shù)量、減小加強(qiáng)筋間距，以提升結(jié)構(gòu)抗墜落沖擊性能，避免甲板結(jié)構(gòu)因墜落物沖擊產(chǎn)生過早的局部損傷。