周紅昌 ，孔祥韶*，袁天 ，吳衛(wèi)國(guó)

1武漢理工大學(xué)高性能艦船技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北武漢430063

2武漢理工大學(xué)交通學(xué)院，湖北武漢430063

0 引 言

在多開(kāi)口甲板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，開(kāi)口區(qū)域的布置形式、尺寸等因素對(duì)船體梁極限承載能力的影響一直是設(shè)計(jì)者關(guān)注的問(wèn)題［1-2］。當(dāng)船舶甲板或舷側(cè)具有開(kāi)口結(jié)構(gòu)時(shí)，局部典型結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)破壞將對(duì)整船極限承載能力產(chǎn)生一定影響。同時(shí)，開(kāi)口區(qū)域的布置位置對(duì)船體梁的破壞模式也會(huì)產(chǎn)生顯著影響。因此，研究開(kāi)口區(qū)域的布置形式及其相鄰區(qū)域甲板結(jié)構(gòu)的失效誘因?qū)τ谔岣叽w結(jié)構(gòu)極限承載能力具有重要意義［3］。

加筋板作為最常見(jiàn)的船體結(jié)構(gòu)之一，研究強(qiáng)力甲板處加筋板結(jié)構(gòu)在軸向壓縮載荷作用下的極限承載能力至關(guān)重要［4］。崔維成等［5］基于大撓度理論，導(dǎo)出了計(jì)及初始撓度、焊接殘余應(yīng)力、橫向應(yīng)力和垂向載荷等影響的加筋板格有效帶板寬度的理論計(jì)算公式。Paik等［6-7］通過(guò)采用有限元方法對(duì)加筋板在軸向載荷及側(cè)向壓力作用下的極限承載力進(jìn)行研究，分析了初始缺陷、加載方式對(duì)其極限承載能力的影響。Xu等［8］采用實(shí)驗(yàn)與有限元對(duì)比分析的方法，確定了與實(shí)測(cè)結(jié)果相符的初始缺陷系數(shù)，發(fā)現(xiàn)在相同缺陷幅值情況下，初始撓度的形狀對(duì)加筋板失穩(wěn)模式有著重要影響，但對(duì)整體極限承載力的影響較小。王東海等［9］結(jié)合縱向甲板板格的合成應(yīng)力和艙口角隅的疲勞強(qiáng)度對(duì)甲板大開(kāi)口結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度進(jìn)行了評(píng)估。Yu等［10-11］和Kwon［12］等研究了方形開(kāi)口的位置、形狀及面積等參數(shù)對(duì)極限強(qiáng)度的影響，歸納出了結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度的折減參數(shù)計(jì)算公式。

上述文獻(xiàn)的研究對(duì)象均為連續(xù)加筋板或甲板僅存在單一開(kāi)口的模型，尚未探討多開(kāi)口及開(kāi)口位置的布置形式對(duì)甲板整體結(jié)構(gòu)軸向受壓穩(wěn)定性的影響規(guī)律。鑒于此，本文將在設(shè)計(jì)制作的甲板及舷側(cè)開(kāi)口板架模型和雙開(kāi)口甲板板架結(jié)構(gòu)模型的基礎(chǔ)上，觀測(cè)2種模型在軸向壓縮載荷作用下失穩(wěn)破壞的完整過(guò)程，詳細(xì)闡述應(yīng)力的變化特點(diǎn)，對(duì)比分析開(kāi)口位置對(duì)整體結(jié)構(gòu)的屈曲失效模式和極限承載能力的影響。

1 模型方案設(shè)計(jì)

1.1 多開(kāi)口板架結(jié)構(gòu)模型設(shè)計(jì)

為了研究多開(kāi)口布置形式對(duì)甲板板架結(jié)構(gòu)極限承載能力的影響，以甲板及舷側(cè)結(jié)構(gòu)為考察目標(biāo)，分別設(shè)計(jì)了不同開(kāi)口形式的甲板板架結(jié)構(gòu)模型（模型1和模型2）。圖1和圖2所示模型1分別為甲板及舷側(cè)開(kāi)口板架結(jié)構(gòu)；圖3所示模型2為甲板具有2個(gè)開(kāi)口且尺寸不同的板架結(jié)構(gòu)，其中舷側(cè)結(jié)構(gòu)為連續(xù)板材。以上圖中，數(shù)值單位均為mm。多開(kāi)口板架結(jié)構(gòu)模型的材料均為Q345B鋼。表1給出了模型各構(gòu)件的尺寸。

圖1 模型1甲板結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Deck structure diagram of model 1

圖2 模型1舷側(cè)結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Broadside structure diagram of model 1

圖3 模型2甲板結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Deck structure diagram of model 2

表1 多開(kāi)口板架結(jié)構(gòu)主要構(gòu)件尺寸Table 1 The main dimensions of deck grillage structure with multiple openings

1.2 實(shí)驗(yàn)工裝及應(yīng)力測(cè)點(diǎn)布置

1.2.1 邊界條件

模型1與模型2在固定端均采用固支邊界條件，加載端采用簡(jiǎn)支邊界條件［12］。為實(shí)現(xiàn)固支和簡(jiǎn)支邊界條件，設(shè)計(jì)了加載端和固定端的約束工裝。在模型舷頂列板兩側(cè)焊接了一定長(zhǎng)度的圓鋼，并鑲套在與地面固定連接的鋼制滑道內(nèi)，使模型在長(zhǎng)度方向可自由滑動(dòng)，而沿高度方向無(wú)法運(yùn)動(dòng)，以此滿(mǎn)足加載端簡(jiǎn)支邊界條件的要求，如圖4（a）所示。固定端的實(shí)驗(yàn)工裝一端與甲板板架結(jié)構(gòu)模型焊接，另一端與門(mén)架栓接，以此滿(mǎn)足固支條件的要求，如圖4（b）所示。

圖4 模型的邊界條件Fig.4 The boundary conditions of the model

1.2.2 加載方案及設(shè)備布置

按照上述約束工裝的連接方式，將模型固定在門(mén)架之間。加載端通過(guò)采用6臺(tái)水平固定在門(mén)架與模型之間的液壓千斤頂進(jìn)行軸向壓縮載荷的施加。6臺(tái)千斤頂由同一液壓油泵提供頂升壓力，在液壓千斤頂端頭與模型之間固定有一套壓力傳感器，以實(shí)時(shí)記錄軸向壓縮載荷值。在模型兩端均勻布置有3對(duì)百分表位移計(jì)，取兩端百分表位移計(jì)數(shù)據(jù)差值的平均值作為模型軸向壓縮的位移。2種甲板板架結(jié)構(gòu)模型采用相同的加載方案，圖5所示為加載實(shí)驗(yàn)示意圖。表2給出了2種甲板板架結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行軸向壓縮實(shí)驗(yàn)時(shí)采用的相關(guān)儀器及設(shè)備。

圖5 模型加載實(shí)驗(yàn)示意圖Fig.5 Schematic diagram of loading in the model experiment

表2 實(shí)驗(yàn)采用的相關(guān)儀器設(shè)備Table 2 Related instruments and equipments in the experiment

1.2.3 應(yīng)力測(cè)點(diǎn)的布置方案

在2種板架結(jié)構(gòu)（模型1和模型2）的甲板上布置有一定數(shù)量的應(yīng)變片，用于記錄實(shí)驗(yàn)中多開(kāi)口板架結(jié)構(gòu)的甲板應(yīng)力變化情況。

為進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，如圖6所示，在模型1的甲板板架結(jié)構(gòu)左側(cè)布置了40個(gè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)（A1～A40）。因該板架結(jié)構(gòu)為對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)，故右側(cè)布置的測(cè)點(diǎn)數(shù)目相應(yīng)減少，實(shí)際只布置了30個(gè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)（B1～B30）。甲板開(kāi)口區(qū)域?yàn)橹饕P(guān)注對(duì)象，在加載過(guò)程中，因其主應(yīng)力方向無(wú)法精準(zhǔn)確定，故均采用三相應(yīng)變片進(jìn)行監(jiān)測(cè)，其他區(qū)域則沿甲板長(zhǎng)度方向布置單相應(yīng)變片。

圖6 模型1的測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.6 Layout of the measuring points on model 1

同理，根據(jù)相同的測(cè)點(diǎn)布置原則，在模型2的甲板板架結(jié)構(gòu)上布置了相應(yīng)數(shù)量的應(yīng)力測(cè)點(diǎn)，如圖7所示。

圖7 模型2的甲板測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.7 Layout of the measuring points on model 2

2 模型實(shí)驗(yàn)

2.1 加載過(guò)程

為了檢查數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)的有效性并釋放焊接殘余應(yīng)力，在極限破壞實(shí)驗(yàn)前先進(jìn)行了3次小載荷加載［13］。根據(jù)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)監(jiān)測(cè)到的各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變情況，將測(cè)量失效的應(yīng)變片進(jìn)行替換，以保證測(cè)量系統(tǒng)的準(zhǔn)確性。加載時(shí)，按60 kN的載荷增量步逐級(jí)加載，表3給出了3次預(yù)加載的最終載荷數(shù)值。在進(jìn)行破壞實(shí)驗(yàn)時(shí)，載荷增量步減小，調(diào)整為20 kN，直至結(jié)構(gòu)發(fā)生失穩(wěn)破壞為止。

表3 預(yù)加載最終載荷值Table 3 Final load values of preloading

2.2 結(jié)果分析

2.2.1 破壞模式對(duì)比分析

1）模型1。

在進(jìn)行加載實(shí)驗(yàn)時(shí)，當(dāng)軸向壓縮載荷增加至888 kN時(shí)，隨著載荷的進(jìn)一步增加，模型1開(kāi)口區(qū)域中部發(fā)生了明顯的屈曲現(xiàn)象。壓力傳感器的檢測(cè)數(shù)據(jù)顯示，此時(shí)板架結(jié)構(gòu)的承載能力明顯下降，說(shuō)明此時(shí)結(jié)構(gòu)已發(fā)生失穩(wěn)破壞。圖8所示為模型1在軸向載荷作用下發(fā)生失穩(wěn)破壞后甲板及舷側(cè)結(jié)構(gòu)大開(kāi)口區(qū)域的破壞模式。在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，模型1右邊舷側(cè)結(jié)構(gòu)大開(kāi)口處的甲板首先發(fā)生明顯的下擾（凹陷）現(xiàn)象，且下擾幅值不斷增大。隨著軸向載荷的增大，模型1開(kāi)口區(qū)域右側(cè)甲板結(jié)構(gòu)與縱艙壁連接處出現(xiàn)了明顯的褶皺現(xiàn)象，整體板架最后的破壞模式表現(xiàn)為右側(cè)甲板失穩(wěn)破壞。

圖8 模型1的屈曲破壞模式Fig.8 Buckling damage mode of model 1

2）模型2。

在進(jìn)行加載實(shí)驗(yàn)時(shí)，當(dāng)軸向壓縮載荷達(dá)到1 134.6 kN并持續(xù)增大時(shí)，模型2甲板開(kāi)口兩側(cè)同時(shí)出現(xiàn)了明顯的褶皺現(xiàn)象。模型2的破壞區(qū)域與模型1的類(lèi)似，均在甲板開(kāi)口中部發(fā)生崩潰，且失穩(wěn)破壞模式也基本相同。但模型2在破壞前的加載過(guò)程中，相較于有舷側(cè)開(kāi)口的模型1，甲板變形不明顯，其失穩(wěn)破壞過(guò)程具有一定的突發(fā)性。

圖9 模型2的屈曲破壞模式Fig.9 Buckling damage mode of model 2

2.2.2 甲板應(yīng)力變化特點(diǎn)

1）模型1。

圖10和圖11所示為模型1甲板左、右兩側(cè)的應(yīng)力變化情況。

由圖10可知，在加載的初始過(guò)程中，結(jié)構(gòu)處于彈性變形階段，當(dāng)壓縮載荷超過(guò)58 tf后，各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力急劇增大，此時(shí)結(jié)構(gòu)進(jìn)入彈塑性變形階段。其中，三相應(yīng)變片A23～A25及A32～A34對(duì)應(yīng)的開(kāi)口右側(cè)甲板中部與舷側(cè)交接處發(fā)生了褶皺現(xiàn)象，應(yīng)力增長(zhǎng)速率明顯高于其他區(qū)域。當(dāng)結(jié)構(gòu)發(fā)生失穩(wěn)破壞時(shí)，右側(cè)甲板出現(xiàn)了大面積的凹陷，而單相應(yīng)變片A27、三相應(yīng)變片A12～A14對(duì)應(yīng)的甲板凹陷區(qū)域和舷側(cè)開(kāi)口兩端對(duì)應(yīng)的甲板區(qū)域，此時(shí)應(yīng)力幅值陡增。

由圖11可知，模型1左側(cè)甲板應(yīng)力變化較為平緩，當(dāng)軸向壓縮載荷達(dá)到65 tf后才開(kāi)始進(jìn)入彈塑性變形階段。雖然開(kāi)口左側(cè)甲板的變形沒(méi)有右側(cè)甲板的明顯，但其對(duì)應(yīng)區(qū)域測(cè)點(diǎn)應(yīng)變片B19～B21和B26～B28的應(yīng)力也明顯高于其他區(qū)域。對(duì)比模型1開(kāi)口左、右兩側(cè)相同區(qū)域測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力變化情況可以發(fā)現(xiàn)，在彈性變形范圍內(nèi)兩側(cè)甲板的應(yīng)力情況基本相同。當(dāng)模型1進(jìn)入彈塑性變形階段后，開(kāi)口右側(cè)的甲板與舷側(cè)相鄰區(qū)域的應(yīng)力增量明顯大于左側(cè)，其他區(qū)域則無(wú)明顯差別。

2）模型2。

圖12和圖13所示為模型2甲板左、右兩側(cè)的應(yīng)力變化情況。相較于甲板及舷側(cè)同時(shí)具有開(kāi)口的板架結(jié)構(gòu)（模型1）而言，甲板雙開(kāi)口板架結(jié)構(gòu)（模型2）的彈性變形范圍更大，當(dāng)進(jìn)入彈塑性變形階段后，結(jié)構(gòu)迅速發(fā)生失穩(wěn)破壞。

由圖12和圖13可知，模型2甲板右側(cè)在加載載荷達(dá)到107 tf前主要發(fā)生的是彈性變形，當(dāng)軸向壓縮載荷達(dá)到107 tf后，板架結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中區(qū)域開(kāi)始發(fā)生塑性變形并失穩(wěn)。三相應(yīng)變片B18～B20及A56～A58所在測(cè)點(diǎn)區(qū)域在彈性變形階段結(jié)束后，結(jié)構(gòu)發(fā)生塑性變形，產(chǎn)生了明顯的褶皺現(xiàn)象。在加載過(guò)程中，該區(qū)域的應(yīng)力始終大于其他區(qū)域。隨著加載的軸向載荷逐漸增大，該處的結(jié)構(gòu)較其他區(qū)域的結(jié)構(gòu)先發(fā)生失穩(wěn)破壞。如圖13所示，三相應(yīng)變片B22～B24及B25～B27雖設(shè)置在開(kāi)口角隅附近，但測(cè)量得到的應(yīng)力幅值仍然較小。

圖10 模型1甲板右側(cè)典型測(cè)點(diǎn)處載荷—應(yīng)力曲線(xiàn)Fig.10 Load-stress curves of typical measuring points on the right deck of model 1

圖11 模型1甲板左側(cè)典型測(cè)點(diǎn)處載荷—應(yīng)力曲線(xiàn)Fig.11 Load-stress curves of typical measuring points on the left deck of model 1

圖12 模型2甲板右側(cè)典型測(cè)點(diǎn)處載荷—應(yīng)力曲線(xiàn)Fig.12 Load-stress curves of typical measuring points on the right deck of model 2

圖13 模型2甲板左側(cè)典型測(cè)點(diǎn)處載荷—應(yīng)力曲線(xiàn)Fig.13 Load-stress curves of typical measuring points on the left deck of model 2

2.2.3 極限承載力對(duì)比

圖14所示為模型1和模型2的載荷—位移曲線(xiàn)。對(duì)比2種模型在加載初始階段的載荷—位移曲線(xiàn)斜率及發(fā)生失穩(wěn)破壞時(shí)的極限承載能力F′max（模型1）、F″max（模型2），發(fā)現(xiàn)有如下特點(diǎn)：

1）模型1的初始軸向剛度大于模型2的初始軸向剛度，原因是模型2的甲板開(kāi)口寬度大于模型1的甲板開(kāi)口寬度，其承受載荷的橫截面積較小，軸向抗壓縮變形的能力較弱；當(dāng)軸向壓縮載荷超過(guò)A點(diǎn)后，模型1舷側(cè)開(kāi)口對(duì)應(yīng)的甲板下擾（凹陷）明顯，軸向剛度明顯減弱，但仍具有一定的承載能力；當(dāng)軸向載荷達(dá)到888 kN后，模型1的結(jié)構(gòu)發(fā)生失穩(wěn)破壞。

圖14 載荷—位移曲線(xiàn)Fig.14 Load-displacement curves

2）模型2僅在甲板上存在開(kāi)口，其他區(qū)域的結(jié)構(gòu)連續(xù)性較好，彈性變形階段維持較久。當(dāng)軸向壓縮載荷超過(guò)B點(diǎn)后，甲板局部發(fā)生屈曲變形。隨著壓縮載荷進(jìn)一步增大，達(dá)到1 134.60 kN時(shí)，模型2的結(jié)構(gòu)發(fā)生失穩(wěn)破壞。

表4給出了模型1和模型2在軸向壓縮載荷作用下結(jié)構(gòu)極限承載能力與壓縮位移的對(duì)比結(jié)果。

表4 失穩(wěn)破壞數(shù)據(jù)對(duì)比Table 4 Data comparisons of buckling failure

3 結(jié) 論

本文以多開(kāi)口甲板板架結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，開(kāi)展了甲板及舷側(cè)均含開(kāi)口的板架結(jié)構(gòu)模型（模型1）和甲板含雙開(kāi)口的板架結(jié)構(gòu)模型（模型2）在軸向壓縮載荷作用下的極限承載力實(shí)驗(yàn)研究，通過(guò)觀測(cè)和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析，得到如下結(jié)論：

1）在軸向壓縮載荷作用下，舷側(cè)開(kāi)口模型較甲板開(kāi)口模型更早發(fā)生屈曲，且舷側(cè)開(kāi)口板架模型的極限承載能力明顯低于甲板開(kāi)口模型。

2）在軸向壓縮載荷作用下，小開(kāi)口對(duì)結(jié)構(gòu)整體極限承載力的影響不大，甲板板架多開(kāi)口結(jié)構(gòu)最終的失穩(wěn)破壞區(qū)域均在最大開(kāi)口處，且集中在中部區(qū)域。

3）甲板開(kāi)口尺寸對(duì)結(jié)構(gòu)初始軸向剛度的影響較大，舷側(cè)開(kāi)口結(jié)構(gòu)在彈塑性變形階段對(duì)極限承載力的影響占主導(dǎo)地位。