郁 榮,駱 偉,陳 浩,劉敬喜
(1.無錫職業(yè)技術(shù)學(xué)院 機械技術(shù)學(xué)院,江蘇 無錫 214121;2.中國艦船研究設(shè)計中心,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.船舶與海洋水動力湖北省重點實驗室,湖北 武漢 430074)
工程船、科考船及海洋平臺等海洋結(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,墜落物沖擊甲板結(jié)構(gòu)的事故約占海洋平臺事故總量的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,直接威脅平臺及人員的安全[2]。因此,國內(nèi)外眾多學(xué)者對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)被穿透時的臨界沖擊能量計算公式。Zhou等[4]研究了沖擊角度對海洋平臺抗擊圓管墜落沖擊特性的影響。Liu等[5]研究了吊運過程中當油桶以不同的接觸角墜落在鉆井平臺甲板時對甲板結(jié)構(gòu)的損傷。杜之富等[6]、劉英芳等[7]也運用有限元數(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]運用有限元方法研究海洋平臺供應(yīng)船甲板結(jié)構(gòu)在鉆桿墜落沖擊下的損傷特性,并提出了評估能量吸收的經(jīng)驗公式。王秀飛等[2]運用有限元方法研究了細長鉆鋌以不同角度墜落沖擊時甲板結(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,然而對甲板結(jié)構(gòu)的增強方法及增強結(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)件的方式對甲板結(jié)構(gòu)進行增強,并運用有限元數(shù)值模擬方法研究增強型甲板結(jié)構(gòu)的變形及損傷特性。
結(jié)合試驗方法與有限元方法,對甲板板格結(jié)構(gòu)在墜落物沖擊下的響應(yīng)特性進行研究。首先以研究的目標船為母型,設(shè)計制備縮比試樣;其次,搭建試驗裝置進行墜落沖擊試驗研究;再次,建立有墜落沖擊的有限元數(shù)值模擬模型;最后,將試驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果進行對比分析,獲取甲板結(jié)構(gòu)沖擊變形及損傷響應(yīng)規(guī)律,并驗證有限元數(shù)值模擬方法的有效性。
以某科考船的甲板板格結(jié)構(gòu)為母型,設(shè)計如圖1所示的1∶4縮比模型,用于試驗及有限元數(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(長度×寬度×板厚)。由于原甲板結(jié)構(gòu)的加強筋是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,將縮比模型的加強筋取為L50 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。為模擬甲板強縱桁構(gòu)件對加強筋及甲板板的邊界約束,在加強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個螺母。沖擊試驗之前,先用8個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:沖擊點位于整個板格的中點A,以及位于兩加強筋之間甲板板的中點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個通孔,試驗時可用螺栓將法蘭緊固在沖擊試驗裝置上。沖頭由高強度管線鋼制成,表面采用滲碳淬火熱處理以提高表面硬度,沖擊試驗時可將沖頭視為剛體。
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理,還需獲取結(jié)構(gòu)材料的基本力學(xué)性能。運用濟南川測試驗設(shè)備有限公司的WAW-600 E型萬能拉伸試驗機進行單軸拉伸試驗,以獲取試驗試樣所用板材的材料屬性。參照國標試驗要求[9],拉伸試件采用線切割工藝直接從原板材上割取,所用引伸計初始寬度為50 mm,拉伸試驗機以3 mm/min的速度將試件拉伸至斷裂。試驗過程中采集了引伸計的變形以及拉力值,將拉力除以試樣的橫截面積獲得工程應(yīng)力值,將變形除以引伸計初始標距可獲得工程應(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分別表示真實應(yīng)變與真實應(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)變曲線按下式進行模擬:
圖3 板材拉伸特性曲線
墜落沖擊試驗研究由沖擊試驗塔裝置完成。試驗塔裝置由滑軌、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。試驗前,提升機構(gòu)將安裝架連同沖頭、傳感器等提升至指定高度,試驗時釋放機構(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消耗墜落物的一部分重力勢能,在試樣左側(cè)布置有激光位移傳感器,用于測量墜落物的實時位移;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)值模擬計算中對沖頭初始沖擊速度的定義。
圖4 沖擊試驗裝置
選用ABAQUS/Explicit商用軟件進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)點縮減積分殼體單元)劃分網(wǎng)格,Marinatos等[12]認為,當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,有限元模擬結(jié)果與試驗結(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態(tài)應(yīng)變率效應(yīng)[10,13]。在計算模型中還需定義自動接觸,在潛在的接觸面之間自動生成接觸條件,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)點的自由度全部約束住,以模擬試驗時結(jié)構(gòu)試樣的固支邊界條件;將沖頭除垂直方向的移動自由度之外的5個自由度全部約束,以模擬試驗中沖頭的運動邊界條件。
圖5 沖擊有限元計算模型
首先分析沖擊點位于甲板板格中點(A點)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。沖擊試驗中測得沖擊起時沖頭的速度為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,此時的沖擊能量為10 460 J。圖 6給出了沖擊試驗及有限元數(shù)值模擬獲取的沖擊力—沖深曲線結(jié)果對比。從圖6中可以看出,管形沖頭接觸試件時,直接作用在面板上,面板連同加強筋共同抵抗沖擊,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)生了非對稱的斷裂,這是由于背部的L型加強筋產(chǎn)生側(cè)傾扭曲,從而導(dǎo)致加強筋兩側(cè)的面板變形不一致。
圖6 沖擊點位于A點時的沖擊力—沖深曲線
a 試驗結(jié)果
其次,分析沖擊點位于B點的墜落沖擊情形。與沖擊點位于A點的沖擊情形相比,結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了更大的變形,面板的撕裂范圍也更大。沖擊試驗中測得沖擊起時沖頭的速度為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應(yīng)的沖擊能量9 520 J。圖 8給出了沖擊試驗及有限元數(shù)值模擬獲取的沖擊力—沖深曲線結(jié)果對比。從圖8中可以看出:管形沖頭接觸試件時,直接作用在面板上,此時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位于A點時的沖擊載荷值。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,試驗中沖擊點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中的二次沖擊因素,即試驗中沖頭回彈之后繼續(xù)跌落,對已經(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,并未對二次沖擊過程進行數(shù)值模擬,因此有限元計算結(jié)果獲取的面板破口小于試驗結(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)果與試驗得出的結(jié)果吻合較好:一是曲線的趨勢較為一致,除沖擊起始時的振蕩之外,試驗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結(jié)果較為吻合,拋開沖擊試驗中出現(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)的沖擊動力學(xué)響應(yīng)特性。
圖8 沖擊點位于B點時的沖擊力—沖深曲線
a 試驗結(jié)果
對原甲板板格結(jié)構(gòu)進行增強,并運用有限元數(shù)值模擬方法對增強結(jié)構(gòu)的抗墜落物沖擊特性進行研究。如圖10所示,在原甲板板格下方沿船體縱向增加一根加強筋,該加強筋同樣采用L50 mm×15 mm×3.9 mm的折邊角鋼,且與原有的3根加強筋正交。運用上文所述有限元數(shù)值模擬方法對結(jié)構(gòu)的抗沖擊行為進行模擬,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根橫向加強筋不截斷,增加的縱向加強筋截斷,縱橫加強筋的交叉連接部位設(shè)置節(jié)點耦合。沖擊點仍是圖1中所示的A點和B點。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)、增強結(jié)構(gòu)在A點和B點沖擊時的沖擊力—沖深曲線對比。從圖11中可以看出,增加的縱向構(gòu)件對結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能有較大的提升。當沖擊初速度、沖擊位置相同時,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。但由于增強構(gòu)件的增強作用,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;縱橫加強筋結(jié)構(gòu)相互支撐,剛度較高,因此加強筋結(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個方面:
圖11 增強方案與原方案的沖擊力—沖深曲線對比
a 沖擊點位于A點
(1)加強筋結(jié)構(gòu)對面板有較好的增強作用,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筋結(jié)構(gòu)的側(cè)傾扭轉(zhuǎn)變形。
(3)分布較為密集的加強筋結(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。
本文結(jié)合沖擊試驗方法以及有限元數(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)縱橫交錯的加強筋構(gòu)件對面板有增強作用,可減緩加強筋結(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)計中,應(yīng)盡可能地增加加強筋數(shù)量、減小加強筋間距,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。