雙殼船體結(jié)構(gòu)在楔形物撞擊下的損傷特性試驗(yàn)及數(shù)值仿真分析

張新宇，曹俊偉，駱偉，張敏

1海軍駐大連船舶重工集團(tuán)有限公司軍事代表室，遼寧大連116005

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

0 引 言

隨著航運(yùn)業(yè)的發(fā)展，船舶避碰和導(dǎo)航技術(shù)日益先進(jìn)，但船舶碰撞和擱淺事故仍時有發(fā)生，對人員的生命安全、健康和環(huán)境都造成了極大的危害，受到國內(nèi)、外船舶研究人員的廣泛關(guān)注。另外，具有雙殼體結(jié)構(gòu)的船舶常用來運(yùn)輸原油、化學(xué)品等危險或易造成污染的物品，因而其耐撞性評估更值得深入研究。

目前，研究碰撞的方法主要有經(jīng)驗(yàn)公式法、試驗(yàn)方法、數(shù)值仿真方法和簡化解析方法。早期的試驗(yàn)大多是整船的碰撞或擱淺試驗(yàn)，但因其試驗(yàn)代價非常大，且測試過程中不確定因素較多，所以模型試驗(yàn)更受青睞。截止目前，所開展的大量試驗(yàn)主要用于獲取各構(gòu)件的變形模式和破壞模式。對于雙殼體結(jié)構(gòu)碰撞或擱淺的模型試驗(yàn)，多采用球形或球錐形撞頭來模擬撞擊船的球鼻艏或海底礁石。例如：Amdahl等［1］和 Wang等［2］通過開展雙殼體結(jié)構(gòu)系列模型準(zhǔn)靜態(tài)撞擊試驗(yàn)，研究了撞頭尺寸和撞擊位置對撞擊力的影響；Paik和Seo［3］利用雙殼體結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)，驗(yàn)證了其所提出的雙殼體結(jié)構(gòu)耐撞性能評估方法的有效性；Karlsson等［4］通過開展雙殼體模型試驗(yàn)，建立了可靠的數(shù)值仿真方法；Tautz等［5］通過開展剛性和柔性球鼻艏撞擊下的雙殼體結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)，研究了柔性球鼻艏和剛性球鼻艏對撞擊能量吸收的影響。Wang等［6］的研究表明：不同撞擊船的艏部形狀對被撞船船體結(jié)構(gòu)的損傷性能影響很大，大多數(shù)結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)主要是采用球形或球錐形撞頭來模擬球鼻艏的作用，而對船舶尖艏的模擬則較少。楔形體能夠較好地模擬船舶尖艏，但有關(guān)楔形體撞擊雙殼體結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)很少。

雖然采用模型試驗(yàn)可以獲得船體構(gòu)件遭受撞擊下的變形破壞特征，但試驗(yàn)耗時長，且需要把控許多細(xì)節(jié)才能取得較好的試驗(yàn)結(jié)果。而相對來說，數(shù)值仿真方法則十分方便，且容易重復(fù)進(jìn)行，因此常被用來驗(yàn)證解析方法的準(zhǔn)確性［7-10］。雙殼體結(jié)構(gòu)形式復(fù)雜，因此尋求合理的數(shù)值方法以準(zhǔn)確模擬結(jié)構(gòu)的破壞過程和破壞抗力十分有必要。

采用模型試驗(yàn)方法可以得到雙殼體各構(gòu)件的變形破壞模式和結(jié)構(gòu)整體的抗力數(shù)值，而數(shù)值仿真方法則可以合理地預(yù)報雙殼體結(jié)構(gòu)的變形特征。本文擬采用試驗(yàn)和數(shù)值仿真方法探討雙殼體結(jié)構(gòu)受楔形體撞擊下的變形和破壞特征，以為雙殼體結(jié)構(gòu)的損傷特性和耐撞性能評估提供指導(dǎo)。

1 試驗(yàn)設(shè)計

1.1 試件設(shè)計

在碰撞與擱淺事故中，結(jié)構(gòu)的響應(yīng)與被撞船的結(jié)構(gòu)形式、撞擊船船艏的剛度以及撞擊位置等有關(guān)。Villavicencio和 Soares［11］給出了典型的船撞擊舷側(cè)的碰撞場景（圖1），即排水量為16 500 DWT的油船舷側(cè)受到另一船舶的垂向撞擊。油船雙殼間距為1.08 m，橫向和縱向隔板間距分別為2.4和3.6 m。通過1∶6的縮放，并將橫梁上的骨材等效到板上，得到了如圖1所示的結(jié)構(gòu)形式，其中板和加強(qiáng)筋的厚度均為2 mm，圖中數(shù)值的單位為mm。最終的縮尺結(jié)構(gòu)模型和實(shí)船相比其剖面模數(shù)少了10%。表1列出了實(shí)船各構(gòu)件的尺寸和厚度，以作為參考。

圖1 撞擊場景和縮尺試件Fig.1 Impact scenario and scaled specimen

表1 雙殼結(jié)構(gòu)各構(gòu)件尺寸Table 1 Components'dimensions of the double-hull structure

在撞擊船撞擊被撞船舷側(cè)的場景中（圖1），被撞船的舷側(cè)結(jié)構(gòu)和撞擊船的艏部結(jié)構(gòu)會都發(fā)生不同程度的變形［12］。本文將撞擊船簡化為剛性楔形頭，忽略撞擊船船艏的變形影響，僅分析被撞雙殼體結(jié)構(gòu)的變形吸能特性。試驗(yàn)中用到的撞頭形狀和撞頭尺寸如圖2所示。

試件中，板和加強(qiáng)筋所用材料均為普通的熱軋鋼板，其材料力學(xué)特性如表2所示。具體的拉伸試驗(yàn)方法和數(shù)據(jù)處理方法參見文獻(xiàn)［13］。

雙殼體結(jié)構(gòu)通過環(huán)形槽鋼框架連接，槽鋼的材料屬性如表3所示。在環(huán)形槽鋼上的適當(dāng)位置鉆有用于固定試件的螺栓孔。通過在槽鋼四周開直徑為40 mm的圓孔，觀測試件在變形過程中內(nèi)部構(gòu)件的變形特征。圖3描述了試件的焊接制作過程。

圖2 撞頭尺寸Fig.2 Dimensions of the impactor

表2 2 mm板材料的力學(xué)特性Table 2 Material properties of the 2 mm plate

表3 18b槽鋼材料力學(xué)特性Table 3 Material properties of the 18b channel steel

圖3 試件制作過程Fig.3 Manufacture process of the specimens

1.2 工 裝

試驗(yàn)工裝如圖4所示。工裝從上至下分別為液壓千斤頂、力傳感器、撞頭、上法蘭、試件和底座。其中，底座下端裝有4個T型螺紋，用于調(diào)節(jié)試件的水平度；液壓千斤頂以10 mm/min的加載速度壓載試件。在加載過程中，同步測量撞頭與試件的垂向接觸力以及撞頭行進(jìn)的位移。此外，利用微型攝像頭拍攝變形過程中內(nèi)部構(gòu)件的變形形式。當(dāng)雙殼體結(jié)構(gòu)的內(nèi)殼板發(fā)生破裂時，繼續(xù)加載約10 mm后停止試驗(yàn)。

圖4 試驗(yàn)工裝Fig.4 Experimental set-up

2 數(shù)值仿真

利用非線性動力學(xué)有限元軟件LS-DYNA開展數(shù)值模擬分析，圖5所示為有限元模型。數(shù)值模型中包含試件、撞頭、上法蘭和簡化的底座。除撞頭用體單元模擬外，其他組件均用四節(jié)點(diǎn)殼單元模擬。對于雙殼體試件，單元尺寸為4 mm（le/t=2，其中l(wèi)e為單元尺寸，t為殼板厚度）。槽鋼框架網(wǎng)格尺寸為8 mm，上法蘭和底座網(wǎng)格尺寸為15 mm。

圖5 有限元模型Fig.5 Finite element model

在碰撞的數(shù)值仿真中，通常采用常應(yīng)變準(zhǔn)則來判斷單元是否發(fā)生失效，因?yàn)閱卧氖?yīng)變?nèi)≈蹬c單元網(wǎng)格尺寸存在密切關(guān)系［14-15］。為了得到單元的失效應(yīng)變，通過開展單軸拉伸試驗(yàn)的數(shù)值仿真，并將試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果進(jìn)行對比，可得到單元的失效應(yīng)變值［13］。本文中，對應(yīng)單元尺寸為4 mm時的單元失效應(yīng)變值為0.48。

在LS-DYNA軟件中，選取Mat.024號材料賦予雙殼體試件，以考慮其塑性變形及破壞行為；將Mat.003號材料賦予槽鋼中，以近似計算其變形；將Mat.020號剛性材料賦予撞頭和上、下法蘭。

在撞頭與試件之間，以及試件內(nèi)部構(gòu)件之間，采用自動單面接觸。在圖3（a）中，內(nèi)部構(gòu)件與槽鋼焊接的部分采用綁定接觸；圖3（b）中的激光焊接采用點(diǎn)焊形式，以將外板和內(nèi)部構(gòu)件連接［16］。此外，試件外板與上法蘭和底座之間采用面面接觸。在這些接觸中，將靜摩擦系數(shù)定義為0.3。

3 結(jié)果與討論

試驗(yàn)與數(shù)值仿真的撞擊力—撞深曲線對比如圖6所示，最終的變形形式對比如圖7所示。

從圖7中可以看出：在楔形撞頭的作用下，外殼板首先產(chǎn)生了大的塑性變形，而與殼板接觸的區(qū)域則出現(xiàn)了明顯的應(yīng)變集中現(xiàn)象，并最終造成外殼結(jié)構(gòu)沿撞頭頂部發(fā)生撕裂；隨著楔形撞頭的繼續(xù)作用，內(nèi)殼結(jié)構(gòu)上的加強(qiáng)筋出現(xiàn)了彎曲變形，并被楔形撞頭的頂端切斷；外殼板局部出現(xiàn)應(yīng)變集中，并最終發(fā)生撕裂。為了更好地對試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果進(jìn)行對比，選取6個典型時刻對試驗(yàn)與數(shù)值仿真的載荷和構(gòu)件變形進(jìn)行了對比。

圖6 試驗(yàn)與仿真的撞擊力—撞深曲線及能量—撞深曲線對比Fig.6 Comparisons of resistance-penetration curves and energy-penetration cures between experiment and numerical simulation

圖7 試驗(yàn)和仿真變形對比Fig 7 Deformation comparisons between experiment and numerical simulation

在時刻1之前，外板主要承受膜拉伸作用和來自楔形頭端部的剪切作用。在這一過程中，試驗(yàn)和數(shù)值仿真結(jié)果吻合良好。隨后，試驗(yàn)和數(shù)值仿真的撞擊力—撞深曲線有所偏離。導(dǎo)致這種偏離的原因是：試驗(yàn)過程中，雙殼結(jié)構(gòu)中間的橫隔板受到面內(nèi)壓縮載荷作用發(fā)生局部屈曲，從而造成其承載能力下降，如圖8所示。由于實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷母舭宕嬖谝欢ǖ某跏既毕荩鴶?shù)值模型并未考慮隔板的初始缺陷，所以造成仿真得到的屈曲抗力相對于試驗(yàn)值要大一些。在此過程中，隔板作為支撐外殼板的邊界發(fā)生了變形。相對于完全剛性固支邊界，隔板的面內(nèi)變形會使雙殼外板的斷裂時刻延后，因此外殼板的能量吸收值會更大。

圖8 隔板的屈曲Fig.8 Buckling of the frame

從時刻1到時刻2，載荷逐漸增大，在此過程中，加強(qiáng)筋會發(fā)生不同程度的損傷。如圖9（a）所示，外板中間的加強(qiáng)筋與側(cè)邊加筋的變形形式有所不同，這些變形形式與文獻(xiàn)［12］中的類似，加強(qiáng)筋將承受局部彎曲和整體拉伸作用。在時刻2，外板發(fā)生破裂，隨之，載荷迅速下降。在楔形頭接觸到內(nèi)殼板加強(qiáng)筋之前，外板主要承受撕裂作用，且在撕裂階段，仿真所得抗力較試驗(yàn)值要大。

從時刻3到時刻4，內(nèi)殼板的加強(qiáng)筋對抵抗撞頭起重要作用。在此過程中，加強(qiáng)筋在楔形頭的作用下發(fā)生彎曲，載荷繼續(xù)上升，當(dāng)載荷達(dá)到最大時，加強(qiáng)筋被切斷（圖9（b）），載荷出現(xiàn)波動。接著，撞頭接觸到內(nèi)殼板，載荷繼續(xù)上升。與外殼板的作用類似，載荷會達(dá)到另外一個波峰（時刻5），而且最終會將內(nèi)板壓破，導(dǎo)致載荷迅速下降（時刻6）。

圖9 加強(qiáng)筋的變形Fig.9 Deformation of the stiffeners

通過以上分析可以看出，對于有橫向隔板連接的內(nèi)、外殼板的雙層結(jié)構(gòu)，由于中間隔板發(fā)生了屈曲變形，使得其作為固支邊界的效應(yīng)有所減弱，從而延遲了外殼板的斷裂，使得外殼板的變形模式和內(nèi)殼板相比有所差異，進(jìn)而造成外殼板的撞擊力大于內(nèi)殼板。

4 結(jié) 論

本文采用試驗(yàn)和數(shù)值仿真的方法研究了雙殼體結(jié)構(gòu)在楔形體準(zhǔn)靜態(tài)壓載下各構(gòu)件的變形失效形式。基于試驗(yàn)和數(shù)值仿真結(jié)果，可以得到如下結(jié)論：

1）本文所提數(shù)值仿真方法可以很好地模擬雙殼船體結(jié)構(gòu)受楔形物撞擊下的破壞過程。

2）在楔形船艏的撞擊作用下，雙殼船體結(jié)構(gòu)的隔板可能會發(fā)生屈曲變形，該變形能夠使外殼板的斷裂時刻延后，從而使結(jié)構(gòu)吸收更多的撞擊能量。

3）雙殼體結(jié)構(gòu)中內(nèi)、外殼板的變形模式有所區(qū)別，外殼板的加強(qiáng)筋主要承受拉伸作用和局部彎曲作用，而內(nèi)殼板的加強(qiáng)筋則是先后承受屈曲作用、彎曲作用和拉伸作用。