舷側(cè)不連續(xù)雙層板架結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性試驗(yàn)及改進(jìn)設(shè)計(jì)

鄧賢輝，梅國輝，駱 偉，閆小順，吳衛(wèi)國

(1. 海軍駐上海江南造船集團(tuán)有限責(zé)任公司軍事代表室，上海 201913；2. 中國艦船研究設(shè)計(jì)中心，湖北 武漢 430064；3. 武漢理工大學(xué) 高性能艦船技術(shù)教育重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430063)

0 引 言

船舶的極限承載能力是指船舶在航行過程中，在極端荷載條件下抵抗縱向彎曲的能力[1]。其中，甲板與和甲板相連的舷側(cè)結(jié)構(gòu)的屈曲失效對(duì)整個(gè)船舶極限承載能力有著不可忽視的影響[2-3]。當(dāng)船舶具備舷側(cè)大開口結(jié)構(gòu)時(shí)，其極限承載能力會(huì)因舷側(cè)結(jié)構(gòu)的不連續(xù)性而明顯降低。因此，針對(duì)具有舷側(cè)大開口結(jié)構(gòu)的板架模型，研究其板與筋的組合形式以及板厚的分布情況對(duì)整個(gè)板架結(jié)構(gòu)的極限承載能力的影響，對(duì)評(píng)估整船結(jié)構(gòu)的極限承載能力有著重要的意義。

針對(duì)局部結(jié)構(gòu)的尺寸優(yōu)化和形狀優(yōu)化技術(shù)已相當(dāng)成熟。板架優(yōu)化中多數(shù)選取船底板架、艙壁板架結(jié)構(gòu)和上層建筑板架結(jié)構(gòu)等復(fù)雜結(jié)構(gòu)，針對(duì)結(jié)構(gòu)形狀、構(gòu)件布置和尺寸優(yōu)化設(shè)計(jì)方法等方面進(jìn)行分析，提高船舶在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中的可行性與實(shí)用性。優(yōu)化內(nèi)容包括板架最佳形式、構(gòu)件最佳形狀和最佳尺寸等，最終得出基于實(shí)際工程設(shè)計(jì)的優(yōu)化模型和設(shè)計(jì)變量形式，以達(dá)到增加結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、優(yōu)化結(jié)構(gòu)布置、減輕結(jié)構(gòu)重量等目的[4]。

1 初始舷側(cè)大開口板架模型試驗(yàn)及數(shù)值仿真驗(yàn)證

極限強(qiáng)度定義的船體結(jié)構(gòu)破壞形式包括屈服、屈曲及組合的各種形式和構(gòu)件之間的非線性影響[5]。由于甲板結(jié)構(gòu)的極限破壞是一個(gè)漸進(jìn)的過程，同時(shí)涉及到幾何非線性和材料非線性問題，又存在板和筋的多種組合失效模式，其屈曲失效過程十分復(fù)雜。直至目前，試驗(yàn)研究方法以其直觀性的特點(diǎn)在船舶結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度研究領(lǐng)域具有舉足輕重的地位，對(duì)深入認(rèn)識(shí)結(jié)構(gòu)的整個(gè)失效過程有著重要的意義。本文首先設(shè)計(jì)了舷側(cè)布置有大開口的雙層板架結(jié)構(gòu)，并開展了舷側(cè)大開口結(jié)構(gòu)板架模型的破壞試驗(yàn)，得到該板架模型的極限承載能力，并在此基礎(chǔ)上采用非線性有限元軟件對(duì)其進(jìn)行了軸向壓載仿真計(jì)算。

1.1 板架結(jié)構(gòu)模型

本文選取某具有舷側(cè)大開口結(jié)構(gòu)以及甲板大開口結(jié)構(gòu)的雙層甲板板架結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，圖1為該結(jié)構(gòu)甲板的CAD圖，圖2為該結(jié)構(gòu)舷側(cè)結(jié)構(gòu)的CAD圖。模型長(zhǎng)度為 2 858 mm，寬度為 2 580 mm，高度為465 mm。各構(gòu)件具體尺寸如表1所示，模型材料統(tǒng)一采用屈服應(yīng)力為345MPa的Q345鋼材。

圖 1 甲板結(jié)構(gòu) CAD 圖Fig. 1 The CAD diagram of the deck structure

圖 2 舷側(cè)結(jié)構(gòu) CAD 圖Fig. 2 The CAD diagram of the side structure

表 1 雙層甲板板架結(jié)構(gòu)主要構(gòu)件尺寸Tab. 1 The main dimensions of the double deck frame member structure

1.2 試驗(yàn)加載及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)

將鋼制模型置于由2個(gè)門架組成的自平衡加載系統(tǒng)中，模型采用一端固支、一端簡(jiǎn)支的邊界條件[5]。固支端使用工裝固定在橫梁上，簡(jiǎn)支端使用液壓千斤頂系統(tǒng)施加軸向載荷。

模型所受軸向載荷使用壓力傳感器測(cè)量，壓力傳感器布置于液壓千斤頂和模型加載端之間。模型兩端分別對(duì)稱布置3個(gè)百分表，以測(cè)量結(jié)構(gòu)的軸向變形。模型上布置有66個(gè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，大開口周圍為主要關(guān)注區(qū)域，均布置三相應(yīng)變片，其余區(qū)域主要布置單向應(yīng)變片。試驗(yàn)加載及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)如圖3所示。

圖 3 試驗(yàn)加載示意圖Fig. 3 Schematic diagram of the test load

為模擬簡(jiǎn)支邊界條件，在圖2中結(jié)構(gòu)左端甲板與舷側(cè)板交界處布置橫向銷軸，銷軸可在固定于地基上的方鋼內(nèi)沿模型長(zhǎng)度方向自由滑動(dòng)，但是無法沿模型高度方向運(yùn)動(dòng)。從而限制了模型左端高度方向的位移，放開了長(zhǎng)度方向的位移和寬度方向的轉(zhuǎn)角，滿足簡(jiǎn)支邊界條件的需求，工裝如圖4（a）所示。為模擬固支邊界條件，使用十字支柱將圖1 中結(jié)構(gòu)的右端固定在橫梁上，如圖4（b）所示。

1.3 模型試驗(yàn)及試驗(yàn)結(jié)果

為了減小焊接殘余應(yīng)力的影響，在破壞性試驗(yàn)開展之前進(jìn)行3次線彈性范圍內(nèi)的載荷加載[6]，同時(shí)調(diào)試應(yīng)變測(cè)點(diǎn)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。加載過程采用逐步加載方式，設(shè)置每級(jí)載荷為60 kN。第1次預(yù)加載最終載荷為480 kN，然后逐級(jí)卸載至0；第2次和第3次預(yù)加載最終載荷均為540 kN，然后逐級(jí)卸載至0。預(yù)加載之后進(jìn)行破壞性試驗(yàn)，開始先以60 kN為一個(gè)載荷增量步，當(dāng)載荷達(dá)到660 kN的時(shí)候，將載荷增量步調(diào)整為18 kN，直至結(jié)構(gòu)屈曲失效，無法繼續(xù)承載。

在逐級(jí)加載的過程中，每達(dá)到一個(gè)載荷點(diǎn)，待壓力傳感器讀數(shù)穩(wěn)定后，同時(shí)采集壓力傳感器讀數(shù)、百分表讀數(shù)和各應(yīng)變測(cè)點(diǎn)讀數(shù)。在壓力傳感器的讀數(shù)突然下降的時(shí)候，采集最后一組數(shù)據(jù)。該破壞試驗(yàn)的載荷位移曲線如圖5所示。

圖 4 模型邊界條件Fig. 4 The boundary condition of the model

圖 5 破壞試驗(yàn)結(jié)構(gòu)位移載荷曲線Fig. 5 The load-displacement curve of structure in destructive testing

由圖5試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析可知，該初始舷側(cè)大開口板架模型的極限承載能力為888 kN。

非空間大數(shù)據(jù)的存儲(chǔ)主要采用Hadoop分布式文件系統(tǒng)，存儲(chǔ)策略主要包括三部分內(nèi)容：首先根據(jù)數(shù)據(jù)特點(diǎn)進(jìn)行屬性分類，將同屬同一類的小文件聚合成為一個(gè)大的文件，便于提高小文件的讀寫速度；然后在合并小文件的過程中，需要建立相對(duì)應(yīng)的檢索系統(tǒng)，以此快速訪問小文件[5]；最后建立合理的緩存的體系，對(duì)文件存放的數(shù)據(jù)塊進(jìn)行緩存，從而提高訪問小文件的效率，大大縮短了訪問的時(shí)間。

1.4 板架有限元仿真與模型試驗(yàn)極限強(qiáng)度對(duì)比驗(yàn)證

根據(jù)舷側(cè)大開口板架CAD模型的設(shè)計(jì)，采用Solidworks軟件創(chuàng)建仿真實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷娜S模型，并利用Hypermesh軟件劃分模型網(wǎng)格，該有限元模型的網(wǎng)格大小為30 mm，整個(gè)模型劃分網(wǎng)格38 181個(gè)，節(jié)點(diǎn)41 320 個(gè)。

板架結(jié)構(gòu)有限元模型兩端分別采用MPC約束，在設(shè)置邊界條件及載荷施加時(shí)，僅對(duì)MPC點(diǎn)進(jìn)行操作即可，如圖6所示。邊界條件詳細(xì)設(shè)置如表2所示。板架結(jié)構(gòu)的左端工裝完全固支，右側(cè)則放開Y軸方向的自由度。

圖 6 有限元模型約束及加載方式Fig. 6 Constraint and loading of finite element model

表 2 板架模型兩端邊界約束條件Tab. 2 Boundary constraints on both ends of model

將初始板架有限元模型計(jì)算結(jié)果與破壞試驗(yàn)的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，可得如圖7所示的力載荷-位移曲線。

圖 7 有限元模型、試驗(yàn)?zāi)Ｐ洼d荷-位移曲線對(duì)比Fig. 7 Comparison of load - displacement curve of finite element model and test model

由有限元模型、試驗(yàn)?zāi)Ｐ图辛d荷-位移曲線結(jié)合試驗(yàn)情況記錄圖可知，隨著軸向加載載荷的增大，軸向壓縮的位移呈增長(zhǎng)趨勢(shì)。隨著載荷的逐漸增大，不連續(xù)甲板大開口區(qū)域出現(xiàn)屈曲現(xiàn)象；當(dāng)集中力載荷達(dá)到959.02 kN時(shí)，縱艙壁處出現(xiàn)屈曲破環(huán)，整體板架失穩(wěn)，同時(shí)載荷達(dá)到峰值；甲板和縱艙壁作為船體板架主要承力構(gòu)件發(fā)生破壞，失去承載能力，外界載荷無法繼續(xù)增加。對(duì)比舷側(cè)大開口板架試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜏y(cè)試結(jié)果曲線Force-exp與有限元模型載荷-位移曲線Forcesim，發(fā)現(xiàn)兩者的曲線趨勢(shì)大致相同。同時(shí)，將試驗(yàn)與仿真計(jì)算的屈曲破壞的形式進(jìn)行對(duì)比，如圖8和圖9所示。

圖 8 試驗(yàn)?zāi)Ｐ颓茐膱DFig. 8 The buckling failure diagram of the test model

圖 9 有限元仿真計(jì)算破壞圖Fig. 9 Damage diagram of finite element simulation calculation

由圖7可知，初始舷側(cè)大開口有限元板架模型和試驗(yàn)板架模型屈曲強(qiáng)度分別為959.02 kN和888 kN。有限元板架模型和試驗(yàn)板架模型的相對(duì)誤差為7.4%，如表3所示符合工程要求。同時(shí)，從圖8和圖9的對(duì)比可知，試驗(yàn)?zāi)Ｐ颓茐牡男问酵菊撐乃捎玫挠邢拊抡嬗?jì)算方法得到的破壞形式吻合度較高，本論文所采取的數(shù)值仿真方法也同時(shí)得到相應(yīng)的驗(yàn)證。

表 3 極限載荷對(duì)比Tab. 3 Comparison of ultimate loads

2 舷側(cè)大開口板架結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案及仿真結(jié)果分析

2.1 舷側(cè)大開口板架模型破壞過程及失效誘因分析

通過對(duì)試驗(yàn)及仿真分析過程的觀測(cè)，發(fā)現(xiàn)隨著載荷的增大，該雙層板架結(jié)構(gòu)在舷側(cè)大開口角隅處首先發(fā)生明顯的屈曲破壞，甲板與縱艙壁交界處甲板達(dá)到屈服應(yīng)力并發(fā)生了屈曲，如圖10（a）所示。同時(shí)，甲板大開口角隅處發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，材料達(dá)到屈服極限，但未產(chǎn)生屈曲現(xiàn)象?？v艙壁局部應(yīng)力集中，達(dá)到屈服極限但并未產(chǎn)生屈服現(xiàn)象。橫艙壁以及甲板的其他區(qū)域材料未達(dá)到其屈服極限，如圖10（b）所示。

圖 10 結(jié)構(gòu)破壞模式Fig. 10 Failure mode of the structural

同時(shí)，由圖10（b）可知，舷側(cè)開口區(qū)域縱骨發(fā)生側(cè)向失穩(wěn)，且越接近舷側(cè)大開口處的甲板屈曲區(qū)域縱骨失穩(wěn)情況越嚴(yán)重。這種局部的屈曲失穩(wěn)導(dǎo)致了整個(gè)板架模型最終的破壞。由此可見，甲板板的厚度不足及縱骨的尺寸較小為該結(jié)構(gòu)屈曲失效的主要誘因。

2.2 舷側(cè)大開口甲板板架優(yōu)化思路

通過上述分析可知，舷側(cè)大開口的角隅附近的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度較弱，易導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的整體屈曲失效?？赏ㄟ^增加該區(qū)域的甲板板厚、在局部增加橫梁結(jié)構(gòu)以及增大圍緣扁鋼的尺寸等方法來對(duì)該區(qū)域的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行加強(qiáng)，從而提高該甲板板架的承載能力。同時(shí)，在進(jìn)行板架屈曲分析時(shí)，要考慮筋對(duì)其臨界應(yīng)力的影響，筋尺寸和形式的不同，影響程度也不一樣[6]。

橫艙壁、縱艙壁以及舷側(cè)結(jié)構(gòu)的應(yīng)力值較低，故無需對(duì)其進(jìn)行加強(qiáng)。結(jié)構(gòu)屈曲區(qū)域的縱桁和橫梁結(jié)構(gòu)，當(dāng)甲板發(fā)生屈服時(shí)，引起了其上的應(yīng)力突增，產(chǎn)生了較小的塑性變形，由于結(jié)構(gòu)發(fā)生屈曲時(shí)，縱桁和橫梁的承載能力損失較小，故對(duì)其無需進(jìn)行結(jié)構(gòu)加強(qiáng)。

2.3 改進(jìn)方案設(shè)計(jì)

結(jié)合上述優(yōu)化思路，提出4種改進(jìn)方案（見表4）。具體的改進(jìn)區(qū)域如圖11所示。

2.4 各改進(jìn)方案數(shù)值仿真結(jié)果對(duì)比與分析

保持載荷加載方式以及邊界條件與原始方案相同，分別對(duì)以上4種優(yōu)化方案進(jìn)行有限元數(shù)值計(jì)算，當(dāng)甲板板架達(dá)到極限承載能力時(shí)，其應(yīng)力云圖如圖12所示。

表 4 四種改進(jìn)方案Tab. 4 Four kinds of improvements

圖 11 改進(jìn)區(qū)域及措施示意圖Fig. 11 Improved area and improved measures

圖 12 四種改進(jìn)方案仿真結(jié)果應(yīng)力云圖Fig. 12 Simulation results stress cloud of the four kinds of improved schemes

為了對(duì)比分析本文對(duì)舷側(cè)大開口板架模型所采用的4種改進(jìn)方案與未改進(jìn)方案的極限承載能力，尋求最佳的改進(jìn)方案。本文將原始甲板板架模型及4種優(yōu)化方案的載荷位移曲線進(jìn)行對(duì)比分析，如圖13所示。

對(duì)比各種方案的數(shù)值計(jì)算結(jié)果并作出分析，其對(duì)比結(jié)果如表5所示。

由表可知，與未優(yōu)化的方案相比，機(jī)庫甲板板架的軸向承載能力均有所提高，但各方案的提高幅度有所不同。其中方案四結(jié)構(gòu)的軸向承載能力最好，其提升幅度高達(dá)6.14%，且該方案對(duì)整體結(jié)構(gòu)改變較小，重量增加只有0.33 t。因此方案四所采用的改進(jìn)方案能有效地提高具有舷側(cè)大開口結(jié)構(gòu)的板架模型極限承載能力，同時(shí)對(duì)整體結(jié)構(gòu)的重量影響較小。

圖 13 原始甲板板架模型及4種優(yōu)化方案載荷位移曲線Fig. 13 Load-displacement curves of the original model deck and different optimization scheme

表 5 各種方案對(duì)比分析Tab. 5 Comparison of various cases

3 結(jié) 語

本文采用有限元軟件對(duì)舷側(cè)具有大開口結(jié)構(gòu)的甲板板架模型進(jìn)行軸壓極限承載能力的仿真計(jì)算，并開展該板架模型的模型試驗(yàn)，驗(yàn)證了本文所采用有限元仿真計(jì)算方法的正確性。為了提高舷側(cè)大開口板架模型的極限承載能力，采用4種改進(jìn)方案，并通過這4種改進(jìn)方案仿真結(jié)果的對(duì)比分析以及對(duì)具有舷側(cè)大開口結(jié)構(gòu)的甲板板架模型在承受軸向壓載直至破壞詳細(xì)過程的觀測(cè)，得到以下結(jié)論：

1）非線性有限元方法能夠較為準(zhǔn)確地模擬含有大開口的甲板板架結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

2）具有舷側(cè)大開口結(jié)構(gòu)的甲板板架模型在承受軸向壓載的過程中，開口角隅處始終為應(yīng)力集中的區(qū)域。設(shè)計(jì)過程中，應(yīng)選用高強(qiáng)度鋼加工制造開口角隅處的甲板面板及相應(yīng)的骨材。

3）在對(duì)板架結(jié)構(gòu)整體結(jié)構(gòu)形式及重量影響不大的前提下，增大靠近舷側(cè)大開口區(qū)域的甲板縱骨的高度，可有效地提高甲板板架的極限承載能力。