黃東，龔榆峰，劉敬喜

華中科技大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院，湖北武漢430074

殼板厚度對(duì)船舶加筋板結(jié)構(gòu)耐撞性能的影響

黃東，龔榆峰，劉敬喜

華中科技大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院，湖北武漢430074

從船舶加筋板結(jié)構(gòu)縮尺模型的耐撞性試驗(yàn)出發(fā)，結(jié)合簡化分析，詳細(xì)討論殼板厚度變化對(duì)加筋板結(jié)構(gòu)耐撞性能的影響。給出2個(gè)船舶加筋板結(jié)構(gòu)縮尺模型的準(zhǔn)靜態(tài)壓入變形試驗(yàn)結(jié)果，提出新的簡化分析方法，并將簡化分析方法與試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比。結(jié)果表明：理論計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，增加殼板厚度將顯著提高加筋板結(jié)構(gòu)的耐撞能力。

結(jié)構(gòu)耐撞性；船舶加筋板；模型試驗(yàn)；簡化分析

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20160317.1056.018.html期刊網(wǎng)址：www.ship-research.com

引用格式：黃東，龔榆峰，劉敬喜.殼板厚度對(duì)船舶加筋板結(jié)構(gòu)耐撞性能的影響［J］.中國艦船研究，2016，11（2）：58-65. HUANG Dong，GONG Yufeng，LIU Jingxi.The influence of variation of thickness for crashworthiness ability of stiffener plate structures［J］.Chinese Journal of Ship Research，2016，11（2）：58-65.

0　引　言

近年來，船舶碰撞問題一直受到國內(nèi)外廣大研究人員的關(guān)注。該問題是典型的動(dòng)力學(xué)問題，為了解碰撞過程中船體結(jié)構(gòu)的動(dòng)力損傷過程，自20世紀(jì)60年代起，研究者相繼開展了碰撞試驗(yàn)。Woisin［1］在德國完成了12組不同縮尺船舶模型碰撞試驗(yàn)研究；Cho等［2］采用擺錘式試驗(yàn)機(jī)完成了33個(gè)加筋板結(jié)構(gòu)模型的撞擊試驗(yàn)研究。

但是，動(dòng)力試驗(yàn)不僅需要花費(fèi)較多的人力和物力，其試驗(yàn)過程也相對(duì)難以控制，因結(jié)構(gòu)的變形和破壞往往會(huì)在極短的時(shí)間內(nèi)發(fā)生，從而導(dǎo)致試驗(yàn)觀察和數(shù)據(jù)記錄的難度較大。相比較而言，準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)的試驗(yàn)技術(shù)難度和試驗(yàn)成本就要低得多。由此，就引起了Jones［3］對(duì)采用準(zhǔn)靜態(tài)方法求解碰撞問題的可靠性的討論。其經(jīng)研究發(fā)現(xiàn)：在撞頭質(zhì)量遠(yuǎn)大于被撞物體且撞頭速度較小時(shí)，準(zhǔn)靜態(tài)分析結(jié)果與動(dòng)力試驗(yàn)結(jié)果吻合良好?？梢?，在一定的條件下，將碰撞問題轉(zhuǎn)化為靜態(tài)力學(xué)問題進(jìn)行研究是合理的。一系列準(zhǔn)靜態(tài)加載試驗(yàn)相繼展開。Karlsson等［4］完成了2個(gè)雙殼舷側(cè)結(jié)構(gòu)的準(zhǔn)靜態(tài)壓入變形碰撞試驗(yàn)研究；Alsos等［5］完成了一組船底加筋板結(jié)構(gòu)的準(zhǔn)靜態(tài)壓入變形碰撞試驗(yàn)研究。

為了考察殼板厚度變化對(duì)船舶加筋板結(jié)構(gòu)耐撞性能的影響，本文擬給出2個(gè)不同殼板厚度加筋板結(jié)構(gòu)模型的準(zhǔn)靜態(tài)壓入變形試驗(yàn)結(jié)果。同時(shí)，針對(duì)加筋板結(jié)構(gòu)耐撞性能的計(jì)算，提出一個(gè)簡化分析方法。早先提出的一些計(jì)算方法［6-9］雖能對(duì)加筋板結(jié)構(gòu)的能量吸收做出較為合理的預(yù)報(bào)，但在處理加筋板結(jié)構(gòu)局部變形與總體變形之間的關(guān)系方面始終未獲得突破性的進(jìn)展。本文將與莊科挺等［6］提出的方法進(jìn)行對(duì)比，以證明本文所給計(jì)算方法在解決加筋板結(jié)構(gòu)與球頭接觸區(qū)域局部變形計(jì)算問題方面的有效性。

1　試驗(yàn)研究

本試驗(yàn)為準(zhǔn)靜態(tài)壓入變形試驗(yàn)，加載方式為緩慢加載，加載速度約為10 mm/min。2個(gè)船舶加筋板結(jié)構(gòu)縮尺模型（試驗(yàn)?zāi)Ｐ?和試驗(yàn)?zāi)Ｐ?）的示意圖分別如圖1和圖2所示。試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷拈L寬尺寸均為1 000 mm×1 200 mm，板厚分別為3.6和4.4 mm，加強(qiáng)筋為4根70 mm×4.4 mm的扁鋼。模擬球鼻艏的球頭的直徑取為500 mm。試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷乃闹芎附釉?50 mm×400 mm×14 mm的強(qiáng)箱形梁上，以模擬剛性固定的邊界條件。殼板材料的屈服應(yīng)力σy=311 MPa，斷裂應(yīng)力σb=459 MPa，故殼板材料的塑性流動(dòng)應(yīng)力σ0=385 MPa。加強(qiáng)筋材料的屈服應(yīng)力 σy=278 MPa，斷裂應(yīng)力σb=402 MPa，故加強(qiáng)筋材料的塑性流動(dòng)應(yīng)力σ0=340 MPa。

圖1　加筋板結(jié)構(gòu)示意圖（試驗(yàn)?zāi)Ｐ?）Fig.1　Sketch of the stiffened plate structure（test model 1）

圖2　加筋板結(jié)構(gòu)示意圖（試驗(yàn)?zāi)Ｐ?）Fig.2　Sketch of the stiffened plate structure（test model 2）

加筋板結(jié)構(gòu)縮尺模型準(zhǔn)靜態(tài)壓入變形試驗(yàn)裝置照片如圖3所示，整個(gè)試驗(yàn)工作在華中科技大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)中心的結(jié)構(gòu)試驗(yàn)平臺(tái)上進(jìn)行。模型試驗(yàn)的加載裝置為具有4個(gè)鋼質(zhì)立柱的強(qiáng)鋼架結(jié)構(gòu)，具體包括液壓千斤頂、力傳感器、球頭、試驗(yàn)?zāi)Ｐ图肮潭▕A具等。試驗(yàn)?zāi)Ｐ图肮潭▕A具位于加載裝置的底部，球頭位于試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷闹醒氩课弧?/p>

圖3　加筋板結(jié)構(gòu)縮尺模型準(zhǔn)靜態(tài)壓入變形試驗(yàn)裝置總圖Fig.3　Quasi-static crash test device for the scaled model of stiffened plate

試驗(yàn)?zāi)Ｐ?和試驗(yàn)?zāi)Ｐ?準(zhǔn)靜態(tài)壓入變形試驗(yàn)的主要測(cè)量結(jié)果用于給出試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷慕佑|反力-侵入位移曲線（P-w0曲線）。對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜋M向變形的測(cè)量，采用的是2種不同量程（0～300 mm 和0～800 mm）的大量程位移傳感器，分別用于測(cè)量試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭悬c(diǎn)上、下端面的橫向變形值（侵入位移）。受液壓千斤頂量程的限制，試驗(yàn)?zāi)Ｐ?的加載過程采用分段加載的方式。首先，將外載緩慢加到一定的量值，隨后，將外載卸載至零值。接著，繼續(xù)從零值緩慢加載，直至試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶l(fā)生斷裂破壞為止。

1.1模型1的試驗(yàn)結(jié)果

在球頭壓入作用下，加筋板結(jié)構(gòu)縮尺模型1的碰撞損傷首先是在中間2根加強(qiáng)筋之間的區(qū)域出現(xiàn)了較為明顯的橫向變形，接著，在加強(qiáng)筋兩端出現(xiàn)了明顯的翹曲變形。隨著侵入位移的進(jìn)一步增大，殼板的整體變形也越來越大，最終發(fā)生斷裂破壞，斷裂位置發(fā)生在靠近中間部位的一根加強(qiáng)筋的焊縫處。試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛽p傷變形的另一個(gè)重要特點(diǎn)是，球頭一旦觸及到中間2根加強(qiáng)筋，將會(huì)被楔入到中間2根加強(qiáng)筋之間，從而加快加強(qiáng)筋的側(cè)傾變形。Alsos等［5］的加筋板模型試驗(yàn)結(jié)果亦證實(shí)了這一結(jié)論。

圖4（a）為殼板剛出現(xiàn)斷裂破壞時(shí)的照片，圖4（b）為殼板斷裂裂紋已發(fā)生擴(kuò)展后的照片。

圖4　試驗(yàn)?zāi)Ｐ?發(fā)生斷裂破壞時(shí)的照片F(xiàn)ig.4　Pictures of fracture damage for test model 1

試驗(yàn)?zāi)Ｐ?在殼板發(fā)生斷裂破壞時(shí)所承受的最大接觸反力值為880 kN，侵入位移值為152 mm，吸收的最大塑性變形能為59 kJ。

1.2模型2的試驗(yàn)結(jié)果

在球頭壓入作用下，加筋板結(jié)構(gòu)縮尺模型2的碰撞損傷狀況與模型1的基本相同。首先，是在中間2根加強(qiáng)筋區(qū)域出現(xiàn)了較為明顯的橫向變形，中間2根加強(qiáng)筋出現(xiàn)側(cè)傾，隨后，加強(qiáng)筋端部出現(xiàn)翹曲變形。隨著侵入位移的進(jìn)一步增大，殼板的橫向變形增大，中間2根加強(qiáng)筋的側(cè)傾也更為嚴(yán)重，且其中一根加強(qiáng)筋在中間自由翼緣處還出現(xiàn)了斷裂，隨之，在該加強(qiáng)筋根部焊縫處的殼板發(fā)生斷裂破壞。

圖5（a）為加強(qiáng)筋端部發(fā)生翹曲變形時(shí)的照片，圖5（b）為加強(qiáng)筋翼緣及殼板發(fā)生斷裂破壞時(shí)的照片。

圖5　試驗(yàn)?zāi)Ｐ?發(fā)生斷裂破壞時(shí)的照片F(xiàn)ig.5　Pictures of fracture damage for test model 2

試驗(yàn)?zāi)Ｐ?在殼板發(fā)生斷裂破壞時(shí)所承受的最大接觸反力值為1 142 kN，侵入位移值為170.4 mm，吸收的最大塑性變形能為82 kJ。

2　簡化分析研究

船舶加筋板結(jié)構(gòu)縮尺模型的準(zhǔn)靜態(tài)壓入變形試驗(yàn)結(jié)果表明：船舶加筋板的碰撞損傷變形包括局部變形和總體變形2個(gè)部分，并且是在局部變形尚未停止之前就出現(xiàn)了總體變形。亦即在某一變形時(shí)段內(nèi)，將出現(xiàn)局部變形和總體變形同步發(fā)展的情況。因此，在船舶加筋板的碰撞分析中如何合理模擬碰撞損傷變形的發(fā)展過程是個(gè)較難處理的問題。Shen［10］在討論質(zhì)量撞擊作用下固支圓板的塑性動(dòng)力響應(yīng)時(shí)，提出了采用疊加原理的近似處理方法。本文將在莊科挺等［6］的研究基礎(chǔ)上，采用Shen［10］提出的方法進(jìn)一步討論球頭壓入作用下加筋板結(jié)構(gòu)的準(zhǔn)靜態(tài)碰撞計(jì)算。

圖6所示為在球頭作用下船舶加筋板有限變形分析示意圖。假定加筋板的長邊尺寸為2b0，短邊尺寸為2a0，板厚為t，單向加強(qiáng)筋的間距為2a1，球頭作用于加筋板中點(diǎn)處，其半徑為R。在球頭壓入作用下，船舶加筋板的模型試驗(yàn)結(jié)果表明［5，11-12］：在發(fā)生斷裂破壞之前，船舶加筋板的變形基本上處于軸對(duì)稱的工作狀態(tài)，因此，可將船舶加筋板的面板作為固支圓板來予以處理。

圖6　加筋板結(jié)構(gòu)有限變形的變形模式Fig.6　Deformation modes of stiffened plate

在球頭壓入作用下，船舶加筋板面板局部損傷變形的計(jì)算可歸結(jié)為計(jì)算中間2根加強(qiáng)筋之間殼板（半徑為a1的固支圓板）中點(diǎn)處的變形值w1，因此，可直接采用莊科挺等［6］和Wang等［13］給出的分析思路。其變形模式具有如圖6（b）中CA區(qū)域所示的形式：在接觸區(qū)域，面板的上表面緊貼球頭，形成具有半徑為R的球形表面；而在接觸區(qū)域以外的部分，面板的撓曲面具有圓錐面的形式，圓錐面與加筋板面板初始平面之間的夾角為α1。

在球頭壓入作用下，加筋板面板總體損傷變形的計(jì)算可歸結(jié)為計(jì)算內(nèi)、外直徑分別為2a1和2a2的固支懸臂環(huán)板在內(nèi)周界處的變形值w2。其變形模式具有如圖6（b）中BC區(qū)域所示圓錐面的形式，圓錐面與加筋板面板初始平面之間的夾角為α2。于是，加筋板中點(diǎn)總的橫向變形值w0應(yīng)等于局部變形w1與總體變形w2之和，亦即w0=w1+w2。

在球頭壓入作用下，船舶加筋板的總體損傷還應(yīng)計(jì)入加強(qiáng)筋的損傷變形。船舶加筋板加強(qiáng)筋的損傷變形分析可歸結(jié)為跨長等于加筋板短邊長度2a0的固支梁的計(jì)算。其變形模式具有如圖6（c）所示的形式：在接觸區(qū)域，梁的上表面緊貼圓柱形撞頭，形成具有半徑為R1的圓弧形表面；而在接觸區(qū)域以外的部分，梁的撓曲線具有直線的形式，其與加筋板面板初始平面之間的夾角為αj。作用于加強(qiáng)筋上的撞頭的半徑應(yīng)根據(jù)相撞位置圖確定，對(duì)于加筋板的中間2根加強(qiáng)筋，撞頭半徑

根據(jù)Shen［10］提出的疊加原理，首先，分別計(jì)算加筋板結(jié)構(gòu)的局部變形和總體變形，然后進(jìn)行疊加，便可得到加筋板的 P-w0曲線以及對(duì)應(yīng)的E-w0曲線。具體的計(jì)算細(xì)節(jié)將在第3節(jié)給出。

2.1加筋板殼板局部變形

在球頭壓入作用下，加筋板結(jié)構(gòu)的局部變形計(jì)算可直接應(yīng)用Wang等［13］給出的計(jì)算公式。

加筋板中點(diǎn)局部變形值w1、接觸反力值P1以及能量吸收值E1的表達(dá)式分別為：

式中：σ0為殼板材料的塑性流動(dòng)應(yīng)力。

2.2加筋板殼板總體變形

在球頭壓入作用下，加筋板面板的總體變形計(jì)算可歸結(jié)為固支懸臂環(huán)板在內(nèi)周界處變形值w2b的計(jì)算。

固支懸臂環(huán)板內(nèi)周界處橫向變形值w2b的幾何關(guān)系式為

對(duì)應(yīng)的橫向變形值w2b的改變率為

對(duì)應(yīng)的徑向應(yīng)變改變率為

固支懸臂環(huán)板的徑向應(yīng)變表達(dá)式為

固支懸臂環(huán)板能量吸收的改變率為

列出固支懸臂環(huán)板的虛功表達(dá)式為

由此，便可確定作用于固支懸臂環(huán)板內(nèi)周界上的接觸反力值P2b為

固支懸臂環(huán)板的能量吸收值E2b為

2.3加筋板加強(qiáng)筋變形

加筋板加強(qiáng)筋的碰撞損傷計(jì)算可直接應(yīng)用莊科挺等［6］和Wang等［13］給出的計(jì)算公式。

中間2根加強(qiáng)筋中點(diǎn)橫向變形值w2j的表達(dá)式為

式中，L=a0，為加強(qiáng)筋長度的一半。

中間2根加強(qiáng)筋中點(diǎn)橫向變形值w2j與加筋板中點(diǎn)橫向變形值w0之間的關(guān)系式為

作用于中間2根加強(qiáng)筋中點(diǎn)的接觸反力P2j的表達(dá)式為

式中：N0=σ0·F，為加強(qiáng)筋截面的極限軸力值，其中F為加強(qiáng)筋橫截面面積。

進(jìn)而，便可求得加強(qiáng)筋能量吸收值 E2j的表達(dá)式為

3　簡化分析計(jì)算步驟及結(jié)果

以加筋板試驗(yàn)?zāi)Ｐ?的碰撞計(jì)算為例，基本步驟如下。

已知試驗(yàn)?zāi)Ｐ?的幾何尺寸：a0=500 mm，t=3.6 mm，R=250 mm；材料的流動(dòng)應(yīng)力：σ0= 385 MPa（殼板），σ0=340 MPa（加強(qiáng)筋）；試驗(yàn)?zāi)Ｐ?的試驗(yàn)值：w0=152 mm，P試驗(yàn)值=880 kN。

3.1殼板的局部變形計(jì)算

根據(jù)公式R1=，可以確定加筋板中間2根加強(qiáng)筋處撞頭半徑R1的值，代入式（7），便可得到撞頭觸及中間2根加強(qiáng)筋時(shí)的侵入位移值w1=30.7 mm。根據(jù)式（1），當(dāng)球頭觸及中間2根加強(qiáng)筋時(shí)，侵入位移值w1=30.7 mm，α1=29.3°，代入式（2）和式（3），便可得到殼板發(fā)生斷裂破壞時(shí)的最大接觸反力值 P1=516.4 kN，能量吸收值E1=4.09 kJ。

加筋板局部變形情況下的P1-w1曲線以及相應(yīng)的E1-w1曲線分別如圖7和圖8所示。

圖7　局部變形P1-w1曲線Fig.7　P1-w1curve of local deformation

圖8　局部變形E1-w1曲線Fig.8　E1-w1curve of local deformation

3.2殼板的總體變形計(jì)算

加筋板面板的總體變形值為：w2b=w0-w1=121.3 mm，α2=17.7°。

根據(jù)式（4），得到作用在加筋板環(huán)板部分面板上的接觸反力值P2b=820.7 kN。再由式（5），可知加筋板環(huán)板部分吸收的塑性變形能值 E2b= 51.3 kJ。

3.3中間2根加強(qiáng)筋的變形計(jì)算

根據(jù)式（7），得到加強(qiáng)筋中點(diǎn)的橫向變形值w2j=121.3 mm；根據(jù)式（8），可知作用于加強(qiáng)筋中點(diǎn)的接觸反力 P2j=52.1 kN；再由式（9），可得加強(qiáng)筋的能量吸收值E2j=3.15 kJ。

作用于加筋板環(huán)板上的總接觸反力P2=P2b+2P2j=925 kN。加筋板環(huán)板部分吸收的總能量E2=E2b+2E2j=57.6 kJ。

加筋板總體變形情況下的P2-w2曲線以及相應(yīng)的E2-w2曲線分別如圖9和圖10所示。

圖9　總體變形P2-w2曲線Fig.9　P2-w2curve of total deformation

圖10　總體變形E2-w2曲線Fig.10　E2-w2curve of total deformation

3.4建立P-w0曲線和E-w0曲線

根據(jù)圖7給出的加筋板局部變形的P1-w1曲線和圖9給出的加筋板總體變形的P2-w2曲線，即可采用Shen［10］提出的疊加原理得到試驗(yàn)?zāi)Ｐ?的簡化分析計(jì)算結(jié)果P-w0曲線，如圖11所示。采用Shen［10］提出的疊加原理，得到試驗(yàn)?zāi)Ｐ?的簡化分析計(jì)算結(jié)果E-w0曲線如圖12所示。

為便于分析比較，將試驗(yàn)?zāi)Ｐ?的試驗(yàn)結(jié)果與簡化分析結(jié)果的P-w0曲線和E-w0曲線示于圖13中；將試驗(yàn)?zāi)Ｐ?的試驗(yàn)結(jié)果與簡化分析結(jié)果的P-w0曲線和E-w0曲線示于圖14中。

簡化分析結(jié)果表明：試驗(yàn)?zāi)Ｐ?在殼板發(fā)生斷裂破壞時(shí)所承受的最大接觸反力值的計(jì)算值為925 kN，吸收的最大塑性變形能為63 kJ；試驗(yàn)?zāi)Ｐ?在殼板發(fā)生斷裂破壞時(shí)所承受的最大接觸反力值的計(jì)算值為1 258 kN，吸收的最大塑性變形能為99 kJ。

圖13　試驗(yàn)?zāi)Ｐ?的試驗(yàn)結(jié)果與簡化分析結(jié)果比較Fig.13　Comparison between test results and simplification analysis results of test model 1

圖14　試驗(yàn)?zāi)Ｐ?的試驗(yàn)結(jié)果與簡化分析結(jié)果比較Fig.14　Comparison between test results and simplification analysis results of test model 2

4　結(jié)果比較分析

由以上比較分析可知：

1）殼板厚度對(duì)加筋板防碰撞能力的影響很顯著。表1給出了殼板厚度變化對(duì)加筋板耐撞性能影響的試驗(yàn)結(jié)果，其中試驗(yàn)?zāi)Ｐ?和試驗(yàn)?zāi)Ｐ?的殼板厚度分別為3.6和4.4 mm，是在相同撞頭作用下進(jìn)行的比較試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明：試驗(yàn)?zāi)Ｐ?的重量較試驗(yàn)?zāi)Ｐ?的只增加了17%，而其吸能卻增加了40%，可見增加殼板厚度對(duì)提高加筋板的耐撞性能效果顯著。究其原因，主要是殼板厚度增加后，加筋板的塑性變形將發(fā)展得更為充分，從而能吸收更多塑性變形能的緣故。

表1　殼板厚度對(duì)加筋板耐撞性能的影響（試驗(yàn)結(jié)果）Tab.1　The influence of variation of thickness for crashworthiness ability of stiffened plate

2）由表2、表3給出的簡化分析結(jié)果與試驗(yàn)值之間的比較，以及圖13和圖14給出的簡化分析結(jié)果與試驗(yàn)值之間的比較，不難得出結(jié)論：簡化分析結(jié)果與試驗(yàn)值之間吻合較好。

表2　試驗(yàn)?zāi)Ｐ?簡化分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較Tab.2　The comparison between test results and simplification analysis results（test model 1）

表3　試驗(yàn)?zāi)Ｐ?簡化分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較Tab.3　The comparison between test results and simplification analysis results（test model 2）

5　結(jié)　論

由以上分析，可得出以下結(jié)論：

1）增加殼板厚度將顯著提高加筋板結(jié)構(gòu)的耐碰撞性能。

2）在球形撞頭低速撞擊的情況下，本文給出的計(jì)算方法能合理地預(yù)報(bào)加筋板的耐碰撞性能。

3）本文給出的計(jì)算方法解決了加筋板結(jié)構(gòu)與球頭接觸區(qū)域局部變形的計(jì)算問題。該方法盡管為近似處理方法，但在解決加筋板結(jié)構(gòu)局部變形與總體變形之間的關(guān)系方面已邁出了新的一步，可為解決加筋板結(jié)構(gòu)斷裂破壞預(yù)報(bào)奠定基礎(chǔ)。

［1］WOISIN G.Design against collision［C］//Proceeding of International Symposium on Advances in Marine Tech?nology.Trondheim，Norway：ISAMT，1979：309-331.

［2］CHO S R，LEE H S.Experimental and analytical inves?tigations on the response of stiffened plates subjectedto lateral collisions［J］.Marine Structures，2009，22 （1）：84-95.

［3］JONES N.Quasi-static analysis of structural impact damage［J］.Journal of Constructional Steel Research，1995，33（3）：151-177.

［4］ KARLSSON U B，RINGSBERG J W，JOHNSON E，et al.Experimental and numerical investigation of bulb impact with a ship side-shell structure［J］.Marine Technology，2009，46（1）：16-26.

［5］ALSOS H S，AMDAHL J.On the resistance to penetra?tion of stiffened plates.part I-experiments［J］.Interna?tional Journal of Impact Engineering，2009，36（6）：799-807.

［6］ 莊科挺，劉敬喜，劉元丹，等.船舶加筋板結(jié)構(gòu)耐撞性能分析［J］.中國艦船研究，2011，6（3）：16-20. ZHUANG Keting，LIU Jingxi，LIU Yuandan，et al. Analysis on the crashworthiness behavior of ship stiff?ened plate［J］.Chinese Journal of Ship Research，2011，6（3）：16-20.

［7］OHTSUBO H，SUZUKI K，YONESATO N，et al.Pre?diction of collision strength of side structures［J］.Jour?nal of the Society of Naval Architects of Japan，1995，178：421-427.

［8］劉敬喜，葉文兵，胡紫劍.單殼船舷側(cè)結(jié)構(gòu)的碰撞分析［J］.中國造船，2008，49（Supp 1）：124-133. LIU Jingxi，YE Wenbing，HU Zijian.The analysis of single-hull structure's crashworthiness［J］.Shipbuild?ing of China，2008，49（Supp 1）：124-133.

［9］ 劉敬喜，葉文兵，徐建勇，等.內(nèi)河雙殼油船舷側(cè)結(jié)構(gòu)耐撞性分析［J］.中國造船，2010，51（1）：219-226. LIU Jingxi，YE Wenbing，XU Jianyong，et al.Crashwor?thiness analysis for inland double hull tanker side structures［J］.Shipbuilding of China，2010，51（1）：219-226.

［10］SHEN W Q.Dynamic plastic response of thin circular plates struck transversely by nonblunt masses［J］.In?ternational Journal of Solids and Structures，1995，32 （14）：2009-2021.

［11］ ALSOS H S，AMDAHL J，HOPPERSTAD O S.On the resistance to penetration of stiffened plates，part II-numerical analysis［J］.International Journal of Im?pact Engineering，2009，36（7）：875-887.

［12］ LANGSETH M，LARSEN P K.The behaviour of square steel plates subjected to a circular blunt ended load［J］.International Journal of Impact Engineering，1992，12（4）：617-638.

［13］ WANG G，OHTSUBO H，ARITA K.Large deflection of a rigid-plastic circular plate pressed by a sphere ［J］.ASME Journal of Applied Mechanics，1998，65 （2）：533-535.

The influence of variation of thickness for crashworthiness ability of stiffener plate structures

HUANG Dong，GONG Yufeng，LIU Jingxi
School of Naval Architecture and Ocean Engineering，Huazhong University of Science and Technology，Wuhan 430074，China

This paper discusses the influence of variation of the thickness for the crashworthiness ability of stiffened plates based on scaled model experiments and with simplification analysis.Two experimental re?sults of stiffener plate scaled model tests are presented，which are then compared with the theoretical re?sults obtained with simplification analysis.It is seen that the two results agree well，and it is also concluded that increasing the thickness of stiffened plates would significantly improve the crashworthiness ability.

crashworthiness；ship stiffened plate；model experiments；simplification analysis

U661.43

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2016.02.009

2015-05-19網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間：2016-3-17 10:56

華中科技大學(xué)自主創(chuàng)新研究基金資助項(xiàng)目（2015TS004）

黃東，男，1991年生，碩士生。研究方向：船舶結(jié)構(gòu)耐撞性能。E-mail：hd8348812@163.com

龔榆峰，男，1988年生，博士生。研究方向：船舶結(jié)構(gòu)耐撞性能

劉敬喜（通信作者），男，1975年生，博士，副教授。研究方向：船舶結(jié)構(gòu)。

E-mail：liu_jing_xi@mail.hust.edu.cn