劉維勤, 黃 宇, 王緒明, 宋學(xué)敏

(武漢理工大學(xué) a.交通學(xué)院； b.教育部高性能船舶技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；c.國(guó)家水運(yùn)安全工程技術(shù)研究中心， 武漢 430063)

船舶在海洋中航行時(shí)會(huì)遭遇大波浪，從而導(dǎo)致船舶結(jié)構(gòu)發(fā)生斷裂，引發(fā)海損事故，造成大量的財(cái)產(chǎn)損失和人員傷亡。海上大波浪是真實(shí)存在的，HAYER等[1]在北海的Draupner海洋平臺(tái)上監(jiān)測(cè)到了極端波的存在，監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)表明，極端波的波高可達(dá)25.63 m。KHARIF等[2]列舉了1969—1994年全球因極端波導(dǎo)致的22起船舶事故，導(dǎo)致525人傷亡。MüLLER等[3]記錄挪威籍油船“威爾斯特號(hào)”在南非海域被一個(gè)極端波嚴(yán)重毀壞，艏部嚴(yán)重破損，舯部結(jié)構(gòu)嚴(yán)重?cái)嗔选?/p>

船舶結(jié)構(gòu)遭遇大波浪時(shí)的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度問(wèn)題已引起國(guó)內(nèi)外諸多學(xué)者的注意。LIU等[4]采用一個(gè)非線性的切片理論程序計(jì)算集裝箱船在極端波中的波浪載荷，并將波浪載荷載入到非線性動(dòng)態(tài)有限元模型中，結(jié)合靜態(tài)非線性有限元計(jì)算出動(dòng)態(tài)的垂向彎矩(Nertical Bending Moment, VBM)和舯部的轉(zhuǎn)角。PEI等[5]提出一個(gè)結(jié)合波浪載荷與理想單元法的極限強(qiáng)度評(píng)估系統(tǒng)，可得到舯部的結(jié)構(gòu)崩潰響應(yīng)。PEI等[6]采用奇點(diǎn)分布和理想單元法分析雙層底散貨船在隔艙裝載工況下的船體強(qiáng)度。目前，這些數(shù)值計(jì)算方法的有效性還沒(méi)有經(jīng)過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證。LIU等[7]進(jìn)行了單波下的屈曲鉸船模試驗(yàn)，研究極端單波下的船體結(jié)構(gòu)崩潰響應(yīng)和舯部的大變形，但缺乏相應(yīng)的數(shù)值計(jì)算。XU等[8]設(shè)計(jì)了一個(gè)水彈塑性模型試驗(yàn)，將塑性鉸連接2個(gè)船體，得到波浪的遭遇彎矩與極限強(qiáng)度的關(guān)系，但在試驗(yàn)中并未考慮波擊或砰擊產(chǎn)生的振動(dòng)影響。

目前，研究波浪下船體結(jié)構(gòu)的非線性強(qiáng)度的可行數(shù)值計(jì)算方法是將波浪載荷與船體強(qiáng)度分開(kāi)計(jì)算，計(jì)算時(shí)調(diào)用波浪載荷求解器和非線性有限元2個(gè)求解器，忽略慣性力和動(dòng)態(tài)效應(yīng)對(duì)船體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響。本文提出結(jié)合三維勢(shì)流理論波浪載荷求解器AQWA和非線性動(dòng)態(tài)有限元法求解器MECHANICAL研究船舶結(jié)構(gòu)在波浪下的非線性動(dòng)態(tài)強(qiáng)度。先采用AQWA計(jì)算作用在船體濕表面上的水動(dòng)壓力、船舶運(yùn)動(dòng)和慣性力，再將濕表面上的水動(dòng)壓力和船體運(yùn)動(dòng)引起的慣性力施加到結(jié)構(gòu)有限元模型上，最后采用MECHANICAL求解船體結(jié)構(gòu)的非線性動(dòng)態(tài)強(qiáng)度。為驗(yàn)證該數(shù)值仿真方法的準(zhǔn)確性和可靠性，設(shè)計(jì)一個(gè)能在試驗(yàn)水池條件下產(chǎn)生崩潰響應(yīng)的船體模型，并在水池波浪下對(duì)該模型進(jìn)行崩潰試驗(yàn)，經(jīng)過(guò)模型試驗(yàn)驗(yàn)證的數(shù)值仿真方法可用于評(píng)估船體結(jié)構(gòu)的非線性動(dòng)態(tài)強(qiáng)度。

1 船體結(jié)構(gòu)的水彈塑性試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 水彈塑性試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

模型試驗(yàn)是研究波浪載荷作用下船體結(jié)構(gòu)崩潰響應(yīng)的可行方法。

1)實(shí)船結(jié)構(gòu)的崩潰需遭遇真實(shí)的海洋極端波，極端波的出現(xiàn)為小概率事件，具有隨機(jī)性、瞬時(shí)性和不可預(yù)測(cè)性。

2)由于水池所造波浪的波高過(guò)小，普通縮尺比的試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛽碛休^大的剛度，難以在水池波浪下產(chǎn)生結(jié)構(gòu)崩潰響應(yīng)，因此，需設(shè)計(jì)一個(gè)特殊的船體模型研究船體結(jié)構(gòu)在波浪作用下的崩潰行為。

船舶在波浪中航行時(shí)，舯部遭受的波浪彎矩最大，最有可能發(fā)生崩潰破壞。因此，崩潰試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)為強(qiáng)-弱-強(qiáng)的改良形式。本文的船舶模型與文獻(xiàn)[7]采用的模型相似，見(jiàn)圖1和圖2，試驗(yàn)?zāi)Ｐ陀婶辈繀^(qū)域用鋁合金制造的屈曲鉸構(gòu)件和左右兩端由玻璃鋼制造的船體分段組成，左右兩端由玻璃鋼制造的船體分段的剛度很大，試驗(yàn)中不會(huì)產(chǎn)生任何變形，可視為剛體。舯部采用鋁合金材料(楊氏模量E=69 GPa, 泊松比ν=0.3, 屈服強(qiáng)度σY=120 MPa)制造的屈曲鉸構(gòu)件剛度較小，在水池波浪下能產(chǎn)生結(jié)構(gòu)崩潰響應(yīng)。該屈曲鉸構(gòu)件不完全釋放左右剛性船體的轉(zhuǎn)動(dòng)，可實(shí)現(xiàn)對(duì)船體梁結(jié)構(gòu)彈塑性特征的模擬，試驗(yàn)時(shí)可通過(guò)測(cè)量左右兩端剛性船體分段的轉(zhuǎn)角變化反映舯部屈曲鉸構(gòu)件的大變形響應(yīng)。

圖1 屈曲鉸構(gòu)件

圖2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

屈曲鉸構(gòu)件如圖1所示，其縱向長(zhǎng)度為100 mm，兩端是直徑為100 mm、厚度為10 mm的鋁盤，2個(gè)鋁盤由上下2個(gè)具有一定厚度的鋁片相連，其中上鋁片要比下鋁片窄且薄，符合船舶上部結(jié)構(gòu)要比下部結(jié)構(gòu)更容易破壞的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)。屈曲鉸左右兩端的鋁盤上設(shè)計(jì)4個(gè)螺絲孔，螺栓通過(guò)這些螺絲孔將舯部的屈曲鉸構(gòu)件與左右2部分剛性船體分段緊固連接，形成完整的水彈塑性試驗(yàn)?zāi)Ｐ汀?/p>

2個(gè)船體分段為方駁狀的理想形狀，分別稱為船體分段1和船體分段2，2個(gè)船體分段除了通過(guò)舯部的屈曲鉸連接以外，還向舯部延伸的重疊區(qū)域分別設(shè)置了開(kāi)孔，利用直徑略小于開(kāi)孔的螺栓串接船體分段1和船體分段2，從而在舯部形成理想的鉸接方式，以消除屈曲鉸的擠壓和剪切變形，僅保留彎曲變形。每個(gè)船體分段有3個(gè)隔艙，每個(gè)隔艙的空間用來(lái)放置傳感器和壓載。試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷闹鞒叨纫?jiàn)表1。

表1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷闹鞒叨?m

通過(guò)測(cè)試2個(gè)船體分段之間的轉(zhuǎn)角變形反映船舶模型在波浪下的大變形響應(yīng)。為獲得動(dòng)態(tài)的轉(zhuǎn)角變形，在2個(gè)船體分段的中間隔艙內(nèi)放置無(wú)線動(dòng)態(tài)傾角儀，分別命名為1號(hào)無(wú)線傾角儀和2號(hào)無(wú)線傾角儀，見(jiàn)圖3。該無(wú)線傾角儀由德國(guó)制造，量程為±30°，測(cè)量精度為0.025°。采用無(wú)線接收器接收無(wú)線傾角儀發(fā)出的信號(hào)，并將其傳輸?shù)诫娔X端進(jìn)行試驗(yàn)數(shù)據(jù)記錄，1號(hào)傾角儀記錄的數(shù)據(jù)記為θ1，2號(hào)傾角儀記錄的數(shù)據(jù)記為θ2，2臺(tái)無(wú)線傾角儀記錄的數(shù)據(jù)之差θb為試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷霓D(zhuǎn)角變形，即

θb=θ1-θ2

(1)

圖3 測(cè)試儀器布置剖視圖

1.2 波浪模型和試驗(yàn)工況設(shè)計(jì)

試驗(yàn)在武漢理工大學(xué)交通學(xué)院流體實(shí)驗(yàn)室玻璃水槽內(nèi)進(jìn)行(見(jiàn)圖4)，該波浪水槽裝備的造波機(jī)可造出滿足本文要求的規(guī)則波浪。SHI等[9]和LIU等[10]的研究結(jié)果表明:當(dāng)波高相同，波長(zhǎng)接近或等于1倍船長(zhǎng)時(shí)，舯部會(huì)產(chǎn)生最大的變形和彎矩，本文波長(zhǎng)取1倍模型長(zhǎng)度，通過(guò)改變波高定義不同的試驗(yàn)工況，模型試驗(yàn)工況見(jiàn)表2。

圖4 波浪玻璃水槽

表2 模型試驗(yàn)工況

塑形累積影響結(jié)構(gòu)的載荷位移關(guān)系，為排除塑形累積的影響，本文僅研究造波穩(wěn)定后第一個(gè)規(guī)則波周期內(nèi)船體結(jié)構(gòu)的崩潰響應(yīng)。試驗(yàn)中在艏部布置1臺(tái)波高儀，可獲得波面升高的時(shí)程曲線，工況2、工況4和工況7的波面時(shí)程曲線見(jiàn)圖5。

1.3 屈曲鉸的極限強(qiáng)度試驗(yàn)及數(shù)值仿真計(jì)算

在開(kāi)展水彈塑性試驗(yàn)之前，先了解屈曲鉸構(gòu)件的極限承載能力。通過(guò)4點(diǎn)彎曲試驗(yàn)和非線性有限元方法獲取屈曲鉸構(gòu)件的極限承載能力和載荷位移曲線。屈曲鉸構(gòu)件的4點(diǎn)彎曲試驗(yàn)示意見(jiàn)圖6，屈曲鉸和兩端的剛性延伸段通過(guò)螺栓固定在一起，支撐屈曲鉸的圓撐穿過(guò)延伸段靠近中部的圓孔，以保證屈曲鉸和延伸段可繞圓撐轉(zhuǎn)動(dòng)。通過(guò)在延伸段左右兩端的托盤上增加質(zhì)量塊，向屈曲鉸施加垂向彎矩載荷；試驗(yàn)時(shí)采用百分表和拉力傳感器分別記錄垂向位移和拉力值，通過(guò)簡(jiǎn)單的數(shù)學(xué)變換便可得到屈曲鉸的極限彎矩和載荷位移曲線。屈曲鉸的極限強(qiáng)度數(shù)值計(jì)算在ABAQUS中進(jìn)行。屈曲鉸構(gòu)件的轉(zhuǎn)角-垂向彎矩曲線見(jiàn)圖7，試驗(yàn)和數(shù)值仿真時(shí)屈曲鉸構(gòu)件的失效模式見(jiàn)圖8。

圖5 工況2、工況4和工況7的波面時(shí)程曲線

圖6 屈曲鉸構(gòu)件的4點(diǎn)彎曲試驗(yàn)示意

圖7 屈曲鉸構(gòu)件的轉(zhuǎn)角彎矩曲線

圖8 屈曲鉸失效模式

屈曲鉸構(gòu)件4點(diǎn)彎曲試驗(yàn)和數(shù)值仿真計(jì)算的極限承載能力見(jiàn)表3。由表3可知：屈曲鉸的極限彎矩試驗(yàn)值與非線性有限元計(jì)算值相差不大，利用數(shù)值方法計(jì)算屈曲鉸構(gòu)件的極限強(qiáng)度是可行的。

表3 屈曲鉸極限強(qiáng)度點(diǎn)的極限彎矩和轉(zhuǎn)角

2 船體結(jié)構(gòu)非線性動(dòng)態(tài)強(qiáng)度數(shù)值仿真

本文提出一種結(jié)合三維勢(shì)流理論和非線性動(dòng)態(tài)有限元的數(shù)值仿真方法研究船體結(jié)構(gòu)在波浪作用下的非線性動(dòng)態(tài)強(qiáng)度，數(shù)值仿真計(jì)算在ANSYS中進(jìn)行，需調(diào)用AQWA和MECHANICAL進(jìn)行求解計(jì)算。數(shù)值仿真分析思路見(jiàn)圖9。

圖9 數(shù)值仿真分析思路

1)建立數(shù)值計(jì)算模型。根據(jù)模型試驗(yàn)的詳細(xì)尺寸數(shù)據(jù)建立水動(dòng)力模型和船體有限元模型。水動(dòng)力網(wǎng)格模型見(jiàn)圖10，包含5 894個(gè)單元。結(jié)構(gòu)網(wǎng)格模型見(jiàn)圖11，與模型試驗(yàn)一致，由左、中、右3部分組成，考慮數(shù)值計(jì)算精度，對(duì)屈曲鉸部分進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，屈曲鉸部分包含10 184個(gè)單元，整個(gè)結(jié)構(gòu)網(wǎng)格模型共包含30 750個(gè)單元。

圖10 水動(dòng)力網(wǎng)格模型

圖11 結(jié)構(gòu)網(wǎng)格模型

2)結(jié)構(gòu)預(yù)計(jì)算。在MECHANICAL中進(jìn)行靜態(tài)結(jié)構(gòu)預(yù)計(jì)算，提取結(jié)構(gòu)有限元模型的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量和重心高度等信息。

3)波浪載荷求解。提取結(jié)構(gòu)預(yù)計(jì)算的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量和重心高度等信息并將其輸入AQWA中。

4)結(jié)構(gòu)非線性動(dòng)態(tài)強(qiáng)度計(jì)算。先在動(dòng)態(tài)強(qiáng)度求解器中設(shè)置系列約束，實(shí)現(xiàn)對(duì)模型試驗(yàn)中各種約束的模擬；在左、右2個(gè)剛性部分的底部施加彈簧約束，模擬重力和靜水力的耦合效應(yīng)；在左、右2個(gè)剛性部分和屈曲鉸部分之間施加設(shè)置綁定約束實(shí)現(xiàn)對(duì)螺栓固定的模擬；在舯部左、右個(gè)剛性部分重疊處設(shè)置鉸接約束，實(shí)現(xiàn)對(duì)鉸接約束的模擬。隨后將步驟3)求解的波浪載荷傳遞到結(jié)構(gòu)網(wǎng)格模型中，對(duì)波浪載荷作用下的非線性動(dòng)態(tài)強(qiáng)度進(jìn)行求解。

3 模型試驗(yàn)及數(shù)值仿真結(jié)果分析

3.1 船體舯部的時(shí)域轉(zhuǎn)角變形對(duì)比分析

試驗(yàn)開(kāi)始之前，分別在試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛢啥说母襞撝胁贾?臺(tái)無(wú)線傾角儀，記錄試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷?個(gè)船體分段在規(guī)則波下的縱向傾角運(yùn)動(dòng)，2個(gè)船體分段之間的傾角運(yùn)動(dòng)之差便是試驗(yàn)船體結(jié)構(gòu)舯部屈曲鉸的轉(zhuǎn)角變形。通過(guò)模型試驗(yàn)和數(shù)值仿真計(jì)算獲得不同波高下屈曲鉸的動(dòng)態(tài)轉(zhuǎn)角變形，規(guī)則波的波浪載荷輸入頻率在低頻范圍內(nèi)，因此由波浪載荷引起的船體遭遇變形是一種低頻響應(yīng)。對(duì)由試驗(yàn)測(cè)量直接得到的舯部動(dòng)態(tài)轉(zhuǎn)角變形進(jìn)行低通濾波，可得到波浪載荷導(dǎo)致的低頻船中遭遇變形，過(guò)濾掉高頻顫振部分，這與數(shù)值仿真計(jì)算相符。工況1、工況2、工況4、工況5、工況7和工況8下的舯部時(shí)域轉(zhuǎn)角變化曲線見(jiàn)圖12。

a)工況1時(shí)域轉(zhuǎn)角曲線b)工況2時(shí)域轉(zhuǎn)角曲線

c)工況4時(shí)域轉(zhuǎn)角曲線d)工況5時(shí)域轉(zhuǎn)角曲線

e)工況7時(shí)域轉(zhuǎn)角曲線f)工況8時(shí)域轉(zhuǎn)角曲線

由圖12a和圖12b可知：工況1和工況2下中垂時(shí)最大的舯部轉(zhuǎn)角Rs大于極限強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)角θs，中拱時(shí)最大舯部轉(zhuǎn)角Rh小于極限強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)角θh，表明船體結(jié)構(gòu)在中垂時(shí)已進(jìn)入極限強(qiáng)度，而在中拱時(shí)處于彈塑性變形階段，還未進(jìn)入極限強(qiáng)度。由圖12c和圖12d可知：中垂和中拱時(shí)最大轉(zhuǎn)角變形R已接近甚至超過(guò)極限強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)角θ，這表明在這2個(gè)波高下，船體結(jié)構(gòu)不論是遭遇中垂變形，還是中拱變形，都已接近甚至進(jìn)入極限強(qiáng)度階段。由圖12e和圖12f可知：中垂和中拱時(shí)最大轉(zhuǎn)角變形R已大大超過(guò)極限強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)角θ，這表明在此波高下船體結(jié)構(gòu)已產(chǎn)生塑性大變形。由圖12a～圖12f可知：舯部時(shí)域轉(zhuǎn)角變形并不是嚴(yán)格按照?qǐng)D5所示波面升高的形式變化的，不僅船體結(jié)構(gòu)的中垂和中拱強(qiáng)度不同，而且在試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算中產(chǎn)生舯部大變形，是由船體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生崩潰變形導(dǎo)致的。工況7中船體處于中拱時(shí)的運(yùn)動(dòng)和變形對(duì)比見(jiàn)圖13。

a)水動(dòng)力數(shù)值模型

b)船體崩潰試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

c)非線性有限元模型

3.2 舯部的時(shí)域非線性彎矩對(duì)比分析

船體結(jié)構(gòu)在波浪載荷作用下達(dá)到極限強(qiáng)度，此時(shí)有必要研究舯垂向彎矩，了解船體結(jié)構(gòu)的承載能力的變化。屈曲鉸的載荷位移曲線反映屈曲鉸的非線性彎矩與轉(zhuǎn)角之間的關(guān)系，第1.3節(jié)通過(guò)屈曲鉸的4點(diǎn)彎曲試驗(yàn)驗(yàn)證采用非線性有限元法計(jì)算屈曲鉸極限強(qiáng)度的可靠性，得到屈曲鉸的載荷位移曲線，并通過(guò)模型崩潰試驗(yàn)得到舯部時(shí)域轉(zhuǎn)角曲線。因此，通過(guò)屈曲鉸的載荷位移曲線舯部的時(shí)域轉(zhuǎn)角曲線進(jìn)行轉(zhuǎn)化，可得到船體結(jié)構(gòu)的時(shí)域垂向彎矩曲線工況1、工況2、工況4、工況5、工況7和工況8下的舯部時(shí)域垂向彎矩變化曲線見(jiàn)圖14。

a)工況1時(shí)域VBM曲線b)工況2時(shí)域VBM曲線

c)工況4時(shí)域VBM曲線d)工況5時(shí)域VBM曲線

e)工況7時(shí)域VBM曲線f)工況8時(shí)域VBM曲線

利用最大垂向彎矩與極限彎矩的比值VBM/Mu評(píng)估船體結(jié)構(gòu)是否還能繼續(xù)承受外載荷。若VBM/Mu<1，表明船體結(jié)構(gòu)還未達(dá)到極限強(qiáng)度狀態(tài)，船體結(jié)構(gòu)還具有一定的承載能力，VBM/Mu的值越小，說(shuō)明船體結(jié)構(gòu)的富余強(qiáng)度越足，可繼續(xù)承受的外載荷越大；若VBM/Mu的值接近甚至等于1，表明船體結(jié)構(gòu)達(dá)到極限承載狀態(tài)，增大外載荷會(huì)導(dǎo)致船體結(jié)構(gòu)崩潰，承載能力下降。由圖14a和圖14b可知：中垂?fàn)顟B(tài)下的最大垂向彎矩與中垂極限彎矩的比值VBM/Mu接近于1，而中拱狀態(tài)下的最大垂向彎矩與中拱極限彎矩的比值約為0.6，表明船體在中拱受力狀態(tài)下還有一定的承載能力，而在中垂?fàn)顟B(tài)下已接近其所能承載的最大外載荷。圖14c和圖14f可知：VBM/Mu的值已接近甚至等于1，無(wú)論是處于中垂?fàn)顟B(tài)，還是處于中拱狀態(tài)，都已達(dá)到船體結(jié)構(gòu)的極限承載狀態(tài)。

3.3 改變波高對(duì)船體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響

隨著規(guī)則波的波高增加，對(duì)所有工況下的舯部最大轉(zhuǎn)角變形和中拱狀態(tài)下VBM/Mu的值進(jìn)行綜合分析。舯部最大轉(zhuǎn)角隨著波高增加的變化曲線見(jiàn)圖15，中拱時(shí)VBM/Mu最大值隨著波高增加的變化曲線見(jiàn)圖16。由圖15和圖16可知：船體結(jié)構(gòu)的遭遇轉(zhuǎn)角變形和垂向彎矩隨著波高的增加呈非線性增加，表明波高對(duì)波浪載荷和遭遇變形有顯著的影響。

圖15 腫部最大轉(zhuǎn)角隨波高的變化曲線

圖16 中拱時(shí)VBM/Mu最大值隨波高的變化曲線

4 結(jié)束語(yǔ)

本文提出一種結(jié)合三維勢(shì)流理論和非線性動(dòng)態(tài)有限元的數(shù)值仿真方法，研究船體模型結(jié)構(gòu)在波浪作用下的非線性動(dòng)態(tài)強(qiáng)度，同時(shí)，設(shè)計(jì)并開(kāi)展一個(gè)水池波浪下的船體結(jié)構(gòu)模型崩潰試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果用來(lái)修正和改進(jìn)提出的數(shù)值仿真方法。通過(guò)對(duì)船體結(jié)構(gòu)的模型崩潰試驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值仿真結(jié)果進(jìn)行分析，得到以下結(jié)論：

1)該模型試驗(yàn)方案能產(chǎn)生水池波浪下的結(jié)構(gòu)崩潰響應(yīng)。

2)數(shù)值仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合度較好，表明提出的數(shù)值仿真方法可用于評(píng)估船體結(jié)構(gòu)在波浪下的非線性動(dòng)態(tài)強(qiáng)度。

3)舯部轉(zhuǎn)角變形隨著波高的增加呈現(xiàn)出非線性增長(zhǎng)的趨勢(shì)，船體結(jié)構(gòu)在大波高條件下進(jìn)入結(jié)構(gòu)非線性，甚至達(dá)到極限強(qiáng)度的狀態(tài)，說(shuō)明本文設(shè)計(jì)的船體結(jié)構(gòu)模型崩潰試驗(yàn)?zāi)Ｐ涂稍谒夭ɡ藯l件下發(fā)生崩潰。

今后可將該數(shù)值仿真方法用于工程化應(yīng)用，評(píng)估實(shí)船結(jié)構(gòu)在波浪作用下的非線性動(dòng)態(tài)強(qiáng)度。