張 敏，張 祥

(1.武漢輕工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，湖北 武漢 430048；2.中交二航局第一工程有限公司，湖北 武漢 430012)

0 引 言

船舶遭受其他物體撞擊時(shí)，若船體殼板發(fā)生破裂，則會(huì)引起船體進(jìn)水，嚴(yán)重威脅到船舶的安全性。因此，在研究船體結(jié)構(gòu)抗碰撞能力時(shí)，一般將殼板的破裂時(shí)刻作為耐撞性評(píng)估的臨界時(shí)刻[1]。為提升船體結(jié)構(gòu)的耐撞性，可將船體舷側(cè)結(jié)構(gòu)或船底結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)成雙殼結(jié)構(gòu)形式[2]。船體的雙殼結(jié)構(gòu)形式能夠保證船體外殼板破裂后船艙不進(jìn)水，提升了船舶的碰撞安全性，從而廣泛應(yīng)用于油船和液態(tài)化學(xué)品船中。

船體雙殼結(jié)構(gòu)遭受其他船只撞擊時(shí)，被撞雙殼結(jié)構(gòu)形式一般是由縱橫隔板支撐的加筋板結(jié)構(gòu)，而撞擊船船首形式有所不同，如圖1 所示。典型的船首形式有楔形首和球鼻首，而目前主要集中在球鼻首撞擊下雙殼船體結(jié)構(gòu)的耐撞性研究。Wang 等[3]和Paik 和Seo[4]均未考慮雙殼結(jié)構(gòu)中的加筋，開展了球錐頭準(zhǔn)靜態(tài)壓載雙殼結(jié)構(gòu)的模型試驗(yàn)，揭示了雙殼結(jié)構(gòu)損傷特征，驗(yàn)證了理論方法；Karlsson 等[5]考慮了雙殼結(jié)構(gòu)中的加筋，開展了球形撞頭準(zhǔn)靜態(tài)壓載雙殼結(jié)構(gòu)的模型試驗(yàn)；張敏[6]考慮雙殼結(jié)構(gòu)中的加筋，開展模型試驗(yàn)，研究了雙殼結(jié)構(gòu)在球錐頭壓載下的內(nèi)外殼板損傷特征和構(gòu)件間的耦合作用特征；Gao 等[7]提出了球鼻首撞擊下船體雙殼結(jié)構(gòu)的耐撞性預(yù)報(bào)方法，并用數(shù)值模擬進(jìn)行驗(yàn)證。

圖1 楔形艏撞擊雙殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)Fig.1 Double-hull ship structure collided by a raked bow

部分學(xué)者對(duì)楔形首撞擊下船體雙殼結(jié)構(gòu)的耐撞性開展了研究。張新宇等[8]開展了頂端是平面的楔形撞頭準(zhǔn)靜態(tài)壓載雙殼結(jié)構(gòu)的模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬，研究了雙殼結(jié)構(gòu)各構(gòu)件的損傷特征。孫斌[9]建立了楔形首撞擊雙殼船體結(jié)構(gòu)的耐撞性解析預(yù)報(bào)方法，并通過(guò)數(shù)值模擬驗(yàn)證了所提公式的準(zhǔn)確性。

總體來(lái)說(shuō)，目前對(duì)楔形首撞擊下船體雙殼結(jié)構(gòu)的耐撞性研究較少。本文開展模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬，研究楔形首撞擊下船體雙殼結(jié)構(gòu)各構(gòu)件的損傷特征和載荷響應(yīng)特征。本文研究成果可為船體雙殼結(jié)構(gòu)的耐撞性評(píng)估和設(shè)計(jì)提供技術(shù)支持。

1 模型試驗(yàn)

1.1 模型試件設(shè)計(jì)

圖1 為排水量為16 500DWT 的油船舷側(cè)結(jié)構(gòu)遭受其他船舶的撞擊示意圖。其中，雙殼結(jié)構(gòu)縱隔板和橫隔板間距分別為3.6 m 和2.4 m，雙殼結(jié)構(gòu)內(nèi)外殼板間距為1.08 m，雙殼結(jié)構(gòu)中各構(gòu)件的尺寸如表1 所示。提取雙殼結(jié)構(gòu)的局部變形破壞區(qū)域，進(jìn)行1∶6 縮放，得到了雙殼結(jié)構(gòu)模型試件。模型試件板厚均為2 mm，加筋高度為36 mm，加筋等間距分布在內(nèi)外殼板上，內(nèi)外殼板通過(guò)2 塊隔板連接。為固定雙殼結(jié)構(gòu)模型試件，在試件四周焊接了帶加強(qiáng)板的18b 槽鋼[10]環(huán)形框架，并且在槽鋼框架上下端面加工了直徑為22 mm 的通孔，用于螺栓固定試件。為觀察試件內(nèi)部構(gòu)件的損傷特征，在槽鋼框架四周加工了直徑為50 mm 的圓孔。為在試驗(yàn)中方便觀察試件的變形破壞特征，在雙殼結(jié)構(gòu)模型試件表面畫有50 mm×50 mm 的格子線。模型試件詳細(xì)結(jié)構(gòu)形式和尺寸如圖2 所示。

表1 雙殼船體結(jié)構(gòu)構(gòu)件尺寸Tab.1 Dimensions of the structural members of the double hull

圖2 模型試件Fig.2 Specimen

雙殼結(jié)構(gòu)模型試件所用板材是由武漢鋼鐵（集團(tuán)）公司制造的熱軋鋼板。為獲取板材的材料屬性，開展標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件的單軸拉伸試驗(yàn)，拉伸試件尺寸和拉伸試驗(yàn)測(cè)得的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖3 所示。

圖3 板材單軸拉伸試驗(yàn)Fig.3 Uniaxial tension test of the plate

1.2 撞頭形式

為單獨(dú)研究船體雙殼結(jié)構(gòu)的抗碰撞能力，目前的模型試驗(yàn)一般將撞擊船船首視為剛性[3-5,11]。將楔形首簡(jiǎn)化為剛性楔形撞頭，如圖4 所示。撞頭本體由不同厚度的鋼板焊接而成，撞頭頂端由45#鋼熱處理加工（淬火+低溫回火）而成，以獲取較高的硬度。撞頭詳細(xì)尺寸如圖4 所示。

圖4 撞頭尺寸Fig.4 Scantlings of the indenter

1.3 試驗(yàn)工裝

將雙殼結(jié)構(gòu)模型試件置于試驗(yàn)裝置中開展準(zhǔn)靜態(tài)壓載模型試驗(yàn)。試驗(yàn)工裝自上至下依次為千斤頂、力傳感器、楔形撞頭、模型試件和夾具。其中，液壓千斤頂形成是210 mm，將兩千斤頂串聯(lián)以獲取足夠的加載距離；力傳感器用于測(cè)量楔形撞頭與模型試件間的接觸力；模型試件上端與環(huán)形鋼板螺栓連接固定，模型試件下端與底座螺栓連接固定。此外，兩位移傳感器與撞頭相連，用來(lái)測(cè)量撞頭行進(jìn)的位移。千斤頂行進(jìn)速度～10 mm/min，千斤頂?shù)募虞d將雙殼結(jié)構(gòu)試件壓載至內(nèi)殼板破裂。試驗(yàn)過(guò)程中拍攝雙殼結(jié)構(gòu)模型試件外部的損傷特征，并通過(guò)圖2 所示試件四周的圓孔拍攝雙殼結(jié)構(gòu)內(nèi)部構(gòu)件的損傷特征。試驗(yàn)完成后拍攝試件的最終破壞形式。

2 數(shù)值模擬

2.1 有限元模型

數(shù)值模擬在Ls-dyna 中開展，圖5 為有限元模型。模型中考慮了雙殼結(jié)構(gòu)模型試件、夾具和撞頭，所有構(gòu)件均離散為厚度方向有5 個(gè)積分點(diǎn)的縮減積分殼單元。模型中將夾具簡(jiǎn)化為剛性平板，試件與夾具間的螺栓連接簡(jiǎn)化為節(jié)點(diǎn)間的耦合作用。整體模型定義了單面接觸，以考慮撞頭與雙殼模型試件以及試件內(nèi)部構(gòu)件間的接觸。

圖5 有限元模型Fig.5 Finite element model

對(duì)不同構(gòu)件定義了不同大小的單元尺寸，以獲取準(zhǔn)確的計(jì)算結(jié)果和較快的計(jì)算速度。模型試件兩隔板之間和最外側(cè)兩根加筋所圍區(qū)域的單元尺寸為2 mm，隔板的單元尺寸為4 mm，雙殼結(jié)構(gòu)其他區(qū)域單元尺寸為6 mm。試件四周槽鋼和上下夾具的單元尺寸為10 mm。

2.2 失效模擬

數(shù)值模擬需利用材料的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，板材的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變與工程應(yīng)力-應(yīng)變之間有如下關(guān)系：

式中：εtrue和σture分別為材料的真實(shí)應(yīng)變和真實(shí)應(yīng)力；εeng和σeng分別為材料的工程應(yīng)變和工程應(yīng)力。

由式（1）可以得到材料屈服后、頸縮前的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系。將該真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)值與材料的冪指數(shù)關(guān)系式進(jìn)行擬合，可以得到材料完整的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，材料的冪指數(shù)關(guān)系式為：

式中：σeq和εeq分別為材料的等效應(yīng)力和等效應(yīng)變；σY為材料的屈服應(yīng)力；εplat為材料屈服階段結(jié)束時(shí)的應(yīng)變值；k和n分別為材料的強(qiáng)化系數(shù)和應(yīng)變硬化指數(shù)。經(jīng)曲線擬合得到k，n值分別為574.6 MPa 和0.196。此外，板材的材料屬性匯總于表2 中。

表2 板材材料屬性Tab.2 Mechanical properties of the plate

板材的撞擊失效模擬是關(guān)鍵。研究表明，當(dāng)網(wǎng)格尺寸較小時(shí)（le/t≈1，le為單元尺寸，t為板厚），等效塑性應(yīng)變方法可準(zhǔn)確模擬船體殼板的撞擊失效[12]。

通過(guò)拉伸試驗(yàn)校核數(shù)值模擬中材料的失效應(yīng)變。圖6 為拉伸試件的有限元模型，標(biāo)距范圍內(nèi)的單元尺寸為2 mm，拉伸試件一端固定，一端準(zhǔn)靜態(tài)加載。數(shù)值模擬能夠計(jì)算得到材料的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線，與拉伸試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，如圖6 所示。當(dāng)數(shù)值模擬得到的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線達(dá)到拉伸試件的斷裂點(diǎn)時(shí)，獲取該時(shí)刻單元的最大應(yīng)變值。數(shù)值模擬校核得到2 mm 單元尺寸的臨界失效應(yīng)變?yōu)?.57。

圖6 拉伸試驗(yàn)與數(shù)值模擬對(duì)比Fig.6 Comparison of uniaxial tension test and numerical simulation

3 結(jié)果對(duì)比與分析

模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬的對(duì)比結(jié)果如圖7～圖9 所示。圖7 為模型試件的最終破壞形式，楔形撞頭將雙殼結(jié)構(gòu)外殼板壓載至大開口，內(nèi)殼板壓載至破裂。圖8為撞擊力-撞深曲線有2 個(gè)峰值，分別是外殼板和內(nèi)殼板抵抗碰撞過(guò)程的極限載荷。在楔形撞頭的壓載下，外殼板經(jīng)歷大變形、破裂和撕裂，然后伴隨著外殼板的撕裂，內(nèi)殼板經(jīng)歷大變形和破裂。內(nèi)外殼板的破裂主要是由楔形撞頭尖端的剪切作用引起的。

圖7 破壞形式對(duì)比Fig.7 Comparison of the damage shapes

圖8 撞擊力-撞深曲線對(duì)比Fig.8 Comparison of the resistance-penetration curves

圖9 外殼板加筋損傷對(duì)比Fig.9 Comparison of the damage shape of the stiffener in the outer shell plate

試驗(yàn)中也可觀察到內(nèi)外殼板加筋的損傷模式。圖9為外殼板加筋的初始斷裂圖，外殼板在楔形撞頭的作用下發(fā)生破裂，然后楔形撞頭作用于加筋的根部，加筋在剪切作用下發(fā)生開裂。同時(shí)，加筋整體承受拉伸和彎曲的聯(lián)合作用。最終，裂紋由加筋根部迅速傳播至加筋邊緣。此外，圖7 體現(xiàn)了內(nèi)殼板加筋的最終損傷模式，加筋被楔形撞頭切斷，并在撞頭兩斜面的作用下發(fā)生卷曲。綜上可知，楔形撞頭作用下，內(nèi)外殼板及其附連加筋的斷裂均是由剪切作用引起的。

數(shù)值模擬能準(zhǔn)確模擬雙殼結(jié)構(gòu)的構(gòu)件損傷模式，但對(duì)于撞擊力-撞深曲線，兩者存在一些偏差。數(shù)值模能準(zhǔn)確模擬外殼板和內(nèi)殼板的大變形和破裂過(guò)程在載荷響應(yīng)曲線，但計(jì)算得到的雙殼結(jié)構(gòu)撕裂過(guò)程（兩峰值力之間和內(nèi)殼板破裂之后）的撞擊力比試驗(yàn)值大。此外，在內(nèi)殼板抵抗楔形撞頭的作用時(shí)，試驗(yàn)測(cè)得的撞擊力值存在2 個(gè)峰值，如圖8 中的橢圓所示。而數(shù)值模擬計(jì)算的撞擊力緩慢上升，沒有出現(xiàn)峰值。在模型試驗(yàn)中，楔形撞頭作用于內(nèi)殼板加筋的邊緣，加筋有一定厚度，因此加筋與撞頭之間的接觸形式是線接觸，兩者的接觸力提升較快。兩處的峰值力分別表示內(nèi)殼板加筋達(dá)到屈曲極限和塑性極限。而數(shù)值模擬中是以殼單元模擬加筋，加筋與撞頭間的接觸形式是點(diǎn)接觸，應(yīng)力更集中，楔形撞頭直接將加筋切斷。

相對(duì)于模型試驗(yàn)，數(shù)值模擬的優(yōu)勢(shì)是能夠獲取雙殼結(jié)構(gòu)模型試件各構(gòu)件的能量吸收情況。圖10 給出了雙殼結(jié)構(gòu)模型試件中內(nèi)、外殼板（包括附連加筋）和隔板的能量吸收情況。外殼板破裂時(shí)的吸能值（2.2 kJ）比內(nèi)殼板破裂時(shí)的吸能值（1.46 kJ）大。內(nèi)外殼板因加筋與撞頭接觸作用的順序不同，兩者的損傷過(guò)程有區(qū)別。內(nèi)外殼板的主要吸能構(gòu)件是板，內(nèi)殼板中，由于加筋比板先失效，加筋內(nèi)形成的裂紋能驅(qū)使內(nèi)殼板的破裂，最終使內(nèi)殼板的吸能值比外殼板的小。此外，內(nèi)殼板破裂時(shí)刻，外殼板的吸能值是內(nèi)板吸能值得3.88 倍。外殼板破裂后，在楔形撞頭的作用下不斷撕裂，外殼板在撕裂過(guò)程能吸收大量能量。

圖10 雙殼結(jié)構(gòu)不同構(gòu)件能量吸收情況Fig.10 Amount of energy dissipated by different components of the double-hull structure

另外，圖10 表明雙殼結(jié)構(gòu)模型試件中隔板的吸能值幾乎為0，說(shuō)明隔板在雙殼結(jié)構(gòu)損傷過(guò)程中沒有發(fā)生變形。張新宇等[9]開展的雙殼結(jié)構(gòu)在頂部為平面的楔形撞頭壓載的模型試驗(yàn)中，隔板發(fā)生了變形。隔板是外殼板的支撐結(jié)構(gòu)，若外載荷較大，超過(guò)了隔板的承載極限，則隔板會(huì)發(fā)生屈曲變形。同時(shí)，隔板的變形能延緩?fù)鈿ぐ宓钠屏褧r(shí)刻，表現(xiàn)為外殼板與隔板的耦合作用。而本試驗(yàn)中，由于楔形撞頭比較鋒利，撞頭的剪切作用使外殼板的破裂時(shí)刻更早，由外殼板傳遞到隔板的載荷不足以使隔板發(fā)生變形。說(shuō)明在楔形撞頭的作用下，雙殼結(jié)構(gòu)外殼板與隔板間的耦合作用較小。

4 結(jié) 語(yǔ)

本文開展模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究楔形首撞擊下船體雙殼結(jié)構(gòu)的損傷特征和載荷響應(yīng)特征。模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)了雙殼結(jié)構(gòu)模型試件和楔形撞頭，獲得了楔形撞頭準(zhǔn)靜態(tài)壓載下模型試件完整損傷過(guò)程的撞擊力-撞深曲線和試件的損傷模式。數(shù)值模擬采用le/t=1 的單元尺寸和等效應(yīng)變失效準(zhǔn)則，準(zhǔn)確模擬了雙殼結(jié)構(gòu)模型試件損傷形式和撞擊力-撞深曲線?；谀Ｐ驮囼?yàn)和數(shù)值模擬的對(duì)比分析，得到如下結(jié)論：

1）楔形首撞擊下雙殼結(jié)構(gòu)的失效主要由剪切作用引起，且雙殼結(jié)構(gòu)外殼板和內(nèi)殼板的損傷模式有區(qū)別。外殼板發(fā)生破裂后，楔形作用于外殼板附連加筋根部，結(jié)合加筋自身的彎曲和拉伸作用，加筋迅速失效；內(nèi)殼板中的加筋和板相繼被楔形切斷。

2）內(nèi)外殼板損傷模式不同，導(dǎo)致內(nèi)殼板較外殼板提前破裂，且由于外殼板的撕裂作用，內(nèi)殼板破裂時(shí)，外殼板的吸能值約為內(nèi)殼板吸能值的4 倍。

3）楔形對(duì)雙殼結(jié)構(gòu)的剪切作用使板容易破裂，外殼板對(duì)隔板的作用力小，導(dǎo)致外殼板與隔板間的耦合作用較小。