張 婧，石曉彥，施興華，江小龍

（1.江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003；2.江蘇如皋地方海事處，江蘇 如皋 226500；3.中船黃埔文沖船舶有限公司，廣州 510715）

0 引 言

加筋板因其具有較高屈強(qiáng)比和穩(wěn)定性而廣泛用于船舶結(jié)構(gòu)中，如甲板、艙壁、船底等結(jié)構(gòu)。然而在船舶建造及服役期間，鋼材焊接缺陷的存在、應(yīng)力集中、腐蝕、多種載荷同時(shí)或交替作用等原因，船舶及其它海洋結(jié)構(gòu)物不可避免的會(huì)出現(xiàn)裂紋損傷。船舶結(jié)構(gòu)的裂紋通常發(fā)生在焊接區(qū)域及其附近，雖然裂紋結(jié)構(gòu)通常不會(huì)瞬間就會(huì)崩潰失去承載能力，但裂紋破壞了結(jié)構(gòu)的完整性且極易產(chǎn)生應(yīng)力集中，這將會(huì)大大削弱結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度。

加筋板是船體結(jié)構(gòu)的基本強(qiáng)度構(gòu)件，直接關(guān)系到船體的總縱強(qiáng)度，對(duì)其極限強(qiáng)度進(jìn)行準(zhǔn)確的計(jì)算顯得尤為重要。近年來，對(duì)于結(jié)構(gòu)強(qiáng)度極限狀態(tài)的研究在工程領(lǐng)域中得到了快速的發(fā)展。船舶工程中，用基于極限承載能力的設(shè)計(jì)方法來取代傳統(tǒng)的基于線彈性應(yīng)力水平的方法成為一種發(fā)展趨勢(shì)。

通常船舶結(jié)構(gòu)的板和加筋板受縱/橫向拉/壓，面內(nèi)剪切和垂向均布?jí)毫Φ冉M合載荷的作用[1]，隨著船舶高強(qiáng)度鋼材的使用，滿足船舶結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的設(shè)計(jì)具有結(jié)構(gòu)剖面尺寸相對(duì)減小的特點(diǎn)，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的問題日漸凸顯。當(dāng)甲板處加筋板所受載荷達(dá)到一定極限并失穩(wěn)時(shí)，整個(gè)船舶甲板結(jié)構(gòu)將因?yàn)閱适в行е味媾R著破壞的危險(xiǎn)。因此，研究含裂紋加筋板的剩余極限強(qiáng)度對(duì)研究船體的極限強(qiáng)度具有重大的工程意義。

目前國內(nèi)外學(xué)者對(duì)板/加筋板極限強(qiáng)度已經(jīng)開展了一些研究。Paik[2]和Xu等[3]使用試驗(yàn)手段分別對(duì)鋁材及鋼材焊接的多跨完整加筋板崩潰失效模式及壓縮剩余極限強(qiáng)度進(jìn)行了研究。李景陽等[4-5]推導(dǎo)出有較高精度的含裂紋矩形板在拉伸載荷下的剩余極限強(qiáng)度計(jì)算公式。王芳等[6]分析了多裂紋矩形板主裂紋和干擾裂紋對(duì)極限強(qiáng)度的影響。Margaritis等[7]和張琴[8]分別采用有限元方法對(duì)含有裂紋損傷的單跨和多跨加筋板的崩潰失效模式進(jìn)行了研究，并對(duì)多個(gè)長度，位置的裂紋對(duì)其剩余極限強(qiáng)度的影響進(jìn)行了分析。但對(duì)于壓縮載荷作用下含裂紋加筋板極限強(qiáng)度的試驗(yàn)研究還未開展，為此，本文進(jìn)行了單跨含裂紋加筋板結(jié)構(gòu)軸向壓縮試驗(yàn)，觀察試驗(yàn)件屈曲崩潰過程，并記錄逐步加壓過程中測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變值。該試驗(yàn)結(jié)果為總結(jié)含裂紋加筋板在軸向壓縮載荷下的失效模式提供了分析模型，對(duì)研究受不同裂紋參數(shù)影響下的加筋板結(jié)構(gòu)強(qiáng)度衰減規(guī)律有較好的指導(dǎo)意義，為以后開展研究含裂紋船體梁的剩余極限強(qiáng)度及評(píng)估具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試件設(shè)計(jì)

為研究裂紋長度、位置及角度對(duì)加筋板屈曲崩潰模式的影響，選取六組幾何尺寸相同的加筋板試驗(yàn)件，材料參數(shù)及幾何參數(shù)如表1所示。所有裂紋均為穿透裂紋，裂紋長度為cp，cp/b為垂向裂紋長度與加筋板橫向跨距的比值，cp/a為縱向裂紋長度與加筋板縱向長度的比值，s為裂紋中心距離橫框架中心的距離。試件1-4為中心穿透裂紋，試件5-6為邊緣穿透裂紋，試件2的裂紋傾角為45°，裂紋在垂直方向的投影長度和試件1相同。裂紋尺寸及位置參數(shù)如表2所示。

圖1給出了六種分別含不同裂紋形式的加筋板試件示意圖。圖中數(shù)字處為應(yīng)變測(cè)試點(diǎn)，為獲得結(jié)構(gòu)中部的應(yīng)力應(yīng)變以及裂紋處應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)的變化情況，盡量保證測(cè)試點(diǎn)在試件中部并圍繞裂紋合理布置。

表1 加筋板的材料參數(shù)和幾何尺寸Tab.1 Material property and dimensions of the stiffened panel

表2 裂紋尺寸及位置參數(shù)Tab.2 Size and location of cracks

圖1 裂紋加筋板試件示意圖及應(yīng)變測(cè)試點(diǎn)Fig.1 Sketch map of specimens with cracks and strain measurement points

1.2 試驗(yàn)裝置及邊界條件設(shè)計(jì)

大型船舶結(jié)構(gòu)形式大都是縱骨架式，承擔(dān)壓縮載荷的加筋板格邊界受強(qiáng)橫梁或縱向強(qiáng)構(gòu)件的支撐。結(jié)合試驗(yàn)室試驗(yàn)條件，設(shè)計(jì)該試件長軸兩端受夾具支撐，夾具給試件模擬提供簡(jiǎn)單支撐邊界條件。試件邊界支撐構(gòu)件分別用螺栓與試驗(yàn)平臺(tái)的頂梁、地梁進(jìn)行連接，如圖2所示。另外對(duì)于經(jīng)常受壓載作用的船舶甲板處的加筋板結(jié)構(gòu)，在同一橫剖面上認(rèn)為所受壓力均勻，該試驗(yàn)中壓載由頂梁傳遞給邊界夾具裝置然后施加在試件上，可以模擬試件橫剖面上受到均勻壓力的狀況。試件組裝到試驗(yàn)平臺(tái)后的示意圖如圖3所示。

圖2 邊界條件Fig.2 Boundary condition

圖3 試件組裝示意圖Fig.3 Specimen assembly diagram

1.3 初始缺陷

試件初始缺陷包括初始變形及殘余應(yīng)力，主要是由于將加強(qiáng)筋焊接到主板的過程中，結(jié)構(gòu)受熱及冷卻不均勻產(chǎn)生的。焊接初始變形致使結(jié)構(gòu)的偏心效應(yīng)較大，壓縮殘余應(yīng)力的存在使得結(jié)構(gòu)平均作用力未達(dá)到材料屈服極限就開始屈服，因此焊接初始缺陷在不同程度上削弱了結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度。加筋板的初始變形分為局部凹凸、加筋橫向撓度以及主殼板的縱向彎曲變形，本試驗(yàn)選取四條沿測(cè)試構(gòu)件縱向均勻分布且平行于加筋的直線，以某一基準(zhǔn)面對(duì)比并測(cè)量加筋板試件殼板縱向彎曲初始變形。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 裂紋長度對(duì)加筋板剩余極限強(qiáng)度的影響

試件1和試件3裂紋位于加筋板中部垂直于加強(qiáng)筋，相對(duì)裂紋長度cp/b分別為0.2、0.3。試件1殼板平面初始變形的測(cè)量最大值為10.25 mm。從圖4可看出在整個(gè)加載過程中測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變逐漸增大，在外載達(dá)到極限載荷之前，各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變基本呈線性增長。在整個(gè)加載過程中加強(qiáng)筋上測(cè)點(diǎn)5先達(dá)到材料屈服極限，即加筋先達(dá)到屈服狀態(tài)。當(dāng)試件1外載荷加載至362.5 kN直至下次加載的時(shí)間間隔內(nèi)，測(cè)點(diǎn)應(yīng)變值不斷增長，也即加筋板在持續(xù)彎曲變形，期間位于加筋兩側(cè)殼板中心位置的測(cè)點(diǎn)2和測(cè)點(diǎn)6先后達(dá)到材料屈服極限。理論上來說完整加筋板上對(duì)稱分布的點(diǎn)應(yīng)該同時(shí)達(dá)到屈服極限，試驗(yàn)過程中測(cè)點(diǎn)2和測(cè)點(diǎn)6屈服點(diǎn)出現(xiàn)的時(shí)間差主要是由于裂紋存在和初始變形的影響。同時(shí)從圖5可以看出加筋板隨著壓縮位移在逐步增大，試件兩端壓力加載至368.0 kN后，測(cè)點(diǎn)應(yīng)變值不斷增大，部分測(cè)點(diǎn)應(yīng)變片顯示過載，即試件發(fā)生屈曲破壞。在試件屈曲后的加載階段，構(gòu)件承載能力逐漸減小，試件兩端壓載值遞減，彎曲變形越來越大，經(jīng)測(cè)量試件1最終塑性彎曲變形后偏離原始平面最大的位移為78 mm。

圖4 載荷—應(yīng)變曲線Fig.4 Load-Strain curves

圖5 載荷—位移曲線Fig.5 Load-Displacement curves

試件3殼板平面初始變形的測(cè)量最大值為18.94 mm，從圖4得知在整個(gè)加載過程中位于裂紋頂端附近的測(cè)點(diǎn)1先達(dá)到材料屈服極限，接著加筋上的測(cè)點(diǎn)5達(dá)到了材料屈服極限，此時(shí)結(jié)構(gòu)并沒有達(dá)到極限承載而崩潰。在外載達(dá)到材料極限強(qiáng)度的瞬間，其他位置的測(cè)點(diǎn)應(yīng)變快速增加且部分應(yīng)變片采集結(jié)果顯示過載。沒有裂紋的一側(cè)殼板中部測(cè)點(diǎn)7在達(dá)到極限壓載前應(yīng)變值遠(yuǎn)小于達(dá)到材料屈服極限的程度，當(dāng)結(jié)構(gòu)屈曲崩潰的瞬間，測(cè)點(diǎn)7應(yīng)變超出了應(yīng)變片線性測(cè)量范圍，也即該測(cè)點(diǎn)位置發(fā)生了塑性變形。根據(jù)試件3的變形過程及測(cè)點(diǎn)應(yīng)變變化規(guī)律可以總結(jié)出，裂紋的存在破壞了結(jié)構(gòu)完整性和連續(xù)性，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)裂紋頂端附近產(chǎn)生應(yīng)力集中。在外載大小達(dá)到極限載荷之前，測(cè)點(diǎn)應(yīng)變變化呈線性趨勢(shì)，由圖5可知，當(dāng)試件3在所受外壓載力值為435.0 kN后，測(cè)點(diǎn)應(yīng)變值激增，同時(shí)觀察到加筋發(fā)生了明顯橫向變形，也即此時(shí)試件崩潰破壞，屈曲破壞變形圖如圖6所示。從整個(gè)試驗(yàn)試件的變形過程看出試件1的彎曲變形過程較為緩和，試件3的塑性彎曲變形較為迅速，極限載荷前后試件的變形區(qū)分比較明顯。經(jīng)測(cè)量試件3最終彎曲變形后偏離原始平面的最大位移為214 mm。

圖6 試件3屈曲破壞變形圖Fig.6 Buckling mode of specimen 3

2.2 裂紋傾角對(duì)加筋板剩余極限強(qiáng)度的影響

試件2裂紋位于加筋板中部，傾角為45°且垂直于加筋方向的投影相對(duì)裂紋長度cp/b為0.2。該試件殼板平面初始變形的最大值為11.98 mm。根據(jù)圖7及變化趨勢(shì)可以看出位于加筋兩側(cè)殼板中央位置的測(cè)點(diǎn)3或測(cè)點(diǎn)6會(huì)率先達(dá)到材料屈服極限，隨著外載的增加，主殼板上測(cè)點(diǎn)4隨后達(dá)到材料屈服極限，試件2加筋上測(cè)點(diǎn)與裂紋尖端附近的測(cè)點(diǎn)2應(yīng)變數(shù)值相差不大。相比于試件1，試件2殼板中部測(cè)點(diǎn)而非加強(qiáng)筋先達(dá)到材料屈服極限，因此可以得出裂紋傾角不同對(duì)加筋板的應(yīng)力分布有較大的差別。比較圖4和圖7，試件2在承受超過試件1極限載荷大小的壓載后，測(cè)點(diǎn)應(yīng)變還基本保持線性變化趨勢(shì)，說明當(dāng)相對(duì)裂紋長度相同時(shí)，裂紋傾角45°對(duì)結(jié)構(gòu)極限承載能力的影響較小。試件2屈曲破壞如圖9所示，經(jīng)測(cè)量試件2最終彎曲變形后偏離原始平面最大的位移為163 mm。

圖7 載荷—應(yīng)變曲線Fig.7 Load-Strain curves

圖8 載荷—位移曲線Fig.8 Load-Displacement curves

試件4的裂紋縱向分布于加筋板中部，與試件3的裂紋方向相互垂直，相對(duì)裂紋長度cp/a為0.107。其殼板平面初始變形的最大值為17.26 mm。從圖7可知試件4和試件3一樣在未達(dá)到極限載荷時(shí)測(cè)點(diǎn)應(yīng)變呈線性變化，壓縮載荷達(dá)到399.9 kN時(shí)瞬間發(fā)生較大彎曲變形，同時(shí)測(cè)點(diǎn)應(yīng)變測(cè)量數(shù)據(jù)激增，部分測(cè)點(diǎn)值超出線性測(cè)量范圍。在整個(gè)加載過程中加筋上的測(cè)點(diǎn)3先達(dá)到材料屈服極限，加筋兩側(cè)位于殼板中央的測(cè)點(diǎn)2和測(cè)點(diǎn)4應(yīng)變變化規(guī)律并不對(duì)稱，在含有裂紋一側(cè)的測(cè)點(diǎn)4應(yīng)變值大于測(cè)點(diǎn)2，但兩側(cè)點(diǎn)在結(jié)構(gòu)屈曲崩潰的瞬間應(yīng)變同時(shí)超出應(yīng)變片線性測(cè)量范圍且數(shù)值相差不大，可以認(rèn)為試件破壞前測(cè)點(diǎn)4的應(yīng)變大于測(cè)點(diǎn)2是受裂紋存在的影響。試件彎曲崩潰后加筋并沒有較大的局部橫向變形。試件4屈曲破壞如圖9所示，經(jīng)測(cè)量試件4最終彎曲變形后偏離原始平面最大的位移為72 mm。

圖9 屈曲破壞變形圖Fig.9 Buckling mode of specimens

2.3 裂紋位置對(duì)加筋板剩余極限強(qiáng)度的影響

試件5和試件6的裂紋方向垂直于加筋，長度分別與試件1和試件3相同，位于加筋板中部邊緣處。

試件5殼板平面初始變形的測(cè)量最大值為8.45 mm。從圖9可以看出隨著外載力的不斷增大，位于裂紋頂端的測(cè)點(diǎn)5應(yīng)變也逐漸增大，但整體變化趨勢(shì)呈非線性，說明由于裂紋的存在，裂紋頂端附近殼板結(jié)構(gòu)的應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)相比于完整結(jié)構(gòu)發(fā)生了變化。測(cè)點(diǎn)2的應(yīng)變值曲線發(fā)生了兩次大的突變，第一次突變尖點(diǎn)之后的加筋應(yīng)變小于之前加載過程中的應(yīng)變值，也即該加筋的承載力變小，隨著繼續(xù)加載加筋應(yīng)變大致保持增加趨勢(shì)，偶有小的起伏，在壓載值達(dá)到476.7 kN瞬間，加筋應(yīng)變值出現(xiàn)第二次突變，在達(dá)到極限載荷前，突變后的加筋上測(cè)點(diǎn)應(yīng)變值一直在減小，直到試件5屈曲破壞、加筋發(fā)生變形，該測(cè)點(diǎn)應(yīng)變瞬間發(fā)生過載。通過測(cè)點(diǎn)2的應(yīng)變規(guī)律可以看出在結(jié)構(gòu)未達(dá)到極限載荷前，隨著加載外力的增加，加筋與主殼板分擔(dān)承載外力的比例在不停變化。試件5達(dá)到極限壓縮載荷482.5 kN后，所有測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變值急劇增大，加筋出現(xiàn)了明顯的局部橫向位移。通過圖4和圖7比較得知試件5的極限承載力大于試件1，說明在相對(duì)裂紋長度為0.2時(shí)，邊緣裂紋對(duì)加筋板的強(qiáng)度削弱作用較小。試件5中裂紋頂端測(cè)點(diǎn)5先達(dá)到材料屈服極限，隨著外載的繼續(xù)增加，測(cè)點(diǎn)3達(dá)到了屈服極限，此時(shí)加強(qiáng)筋的另一側(cè)對(duì)稱的測(cè)點(diǎn)1還遠(yuǎn)未達(dá)到材料屈服極限，這說明了由于邊緣裂紋的存在，破壞了加筋板的整體完整性及對(duì)稱性，由此影響了殼板上中心位置的應(yīng)力分布。試件5屈曲崩潰如圖12所示，經(jīng)測(cè)量試件5最終塑性彎曲變形后偏離原始平面最大的位移為106 mm。

圖10 載荷—應(yīng)變曲線Fig.10 Load-Strain curves

試件6殼板平面初始變形的測(cè)量最大值為11.23 mm。相比于試件3和試件5，試件6的變形過程有很大的不同，在壓縮載荷達(dá)到246.3 kN后，不管是加載的瞬間還是兩次加載的間隙，主殼板緩慢并持續(xù)的發(fā)生彎曲變形，甚至可以看到因加筋板彎曲變形裂紋的上下兩個(gè)截面發(fā)生交錯(cuò)，從測(cè)點(diǎn)應(yīng)變采集數(shù)據(jù)我們知道位于加筋上的測(cè)點(diǎn)8先達(dá)到材料屈服極限，但在加筋板整體屈曲破壞前并未觀察到加強(qiáng)筋發(fā)生明顯的橫向變形；測(cè)點(diǎn)1和5、6分別位于加筋兩側(cè)，且測(cè)點(diǎn)5的位置更靠近加筋，測(cè)點(diǎn)6靠近裂紋頂端，在壓力達(dá)到246.3 kN之前的加載過程測(cè)點(diǎn)1的應(yīng)變值明顯大于測(cè)點(diǎn)5和測(cè)點(diǎn)6，測(cè)點(diǎn)5應(yīng)變值稍大于測(cè)點(diǎn)6，在結(jié)構(gòu)彎曲的過程三點(diǎn)幾乎同時(shí)達(dá)到材料屈服極限，表示試件6在加強(qiáng)筋承載失效后，板殼繼續(xù)承載，主要承載的是沒有裂紋的一側(cè)殼板，有裂紋的一側(cè)靠近加筋的部分承受較大的載荷，隨著構(gòu)件的整體屈曲，加筋板中部應(yīng)力分布較為平均。當(dāng)試件屈曲崩潰后，發(fā)現(xiàn)加筋出現(xiàn)了明顯的橫向位移，具體如圖9所示，經(jīng)測(cè)量試件6最終塑性彎曲變形后偏離原始平面最大的位移為153 mm。

圖11 載荷—位移曲線Fig.11 Load-Displacement curves

圖12 屈曲破壞變形圖Fig.12 Buckling mode of specimens

3 結(jié) 論

為了模擬實(shí)船加筋板結(jié)構(gòu)受力和支撐情況，設(shè)計(jì)了簡(jiǎn)單支撐的邊界條件，所受壓載是千斤頂和反力架之間的相互作用力并由頂梁傳遞給測(cè)試構(gòu)件，含穿透裂紋的六個(gè)試件在壓縮載荷的作用下發(fā)生彎曲變形直至崩潰。通過試驗(yàn)獲得了含裂紋加筋板結(jié)構(gòu)的極限壓縮載荷、應(yīng)力及應(yīng)變分布規(guī)律，觀測(cè)了壓縮載荷下加筋板的破壞模式。可得出如下結(jié)論：

（1）相對(duì)于完整加筋板，裂紋的存在會(huì)削弱加筋板剩余承載能力，尤其對(duì)裂紋尖端附近的應(yīng)力分布規(guī)律有較大的影響。對(duì)于中心穿透裂紋來說，當(dāng)相對(duì)裂紋長度cp/b=0.2時(shí)，加筋先于主殼板達(dá)到材料屈服極限；cp/b=0.3時(shí)，加筋板結(jié)構(gòu)裂紋尖端附近的主殼板局部先于加筋達(dá)到材料屈服極限。cp/b=0.2和0.3的邊緣穿透裂紋加筋板其加筋和主殼板達(dá)到材料屈服極限的先后順序剛好與中心穿透裂紋加筋板相反。并且通過比較cp/b=0.2的中心穿透裂紋加筋板和cp/b=0.3的邊緣穿透裂紋加筋板測(cè)點(diǎn)應(yīng)變規(guī)律可以得出，兩者在加筋先達(dá)到屈服極限強(qiáng)度后，只有主殼板承受外載的受力變形過程中，前者含裂紋一側(cè)的主殼板結(jié)構(gòu)先達(dá)到材料屈服極限強(qiáng)度，后者情況則相反。以上所述現(xiàn)象充分證明了裂紋長度以及位置能夠并改變加筋板結(jié)構(gòu)承載力的分布，影響結(jié)構(gòu)應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)的變化，進(jìn)而改變其失效崩潰模式。

（2）試件2裂紋傾角為45°，垂直于加筋方向投影的相對(duì)裂紋長度cp/b和試件1同為0.2，試驗(yàn)加載過程中試件2主殼板中部測(cè)點(diǎn)先于加筋達(dá)到材料極限強(qiáng)度，且極限壓縮載荷比試件1大。因此殼板上裂紋傾角不同會(huì)影響加筋板的應(yīng)力分布，在裂紋垂向投影長度相同時(shí)，傾角為45°的裂紋相對(duì)于垂直于加筋的裂紋對(duì)加筋板結(jié)構(gòu)的剩余極限強(qiáng)度影響較小。

（3）對(duì)于含中心穿透裂紋的試件1-4來說，試件1和試件4加筋先達(dá)到材料極限強(qiáng)度，試件屈曲崩潰后加筋沒有明顯橫向位移；試件2和試件3主殼板先達(dá)到材料極限強(qiáng)度，試件破壞后加筋出現(xiàn)明顯的橫向位移。該現(xiàn)象說明應(yīng)力分布不同影響加筋板的崩潰模式，主殼板作為加筋板的主要承力構(gòu)件，加筋的變形依賴于主殼板的變形量。

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