張 敏，張 祥

(1.武漢輕工大學 機械工程學院，湖北 武漢 430048；2.中交二航局第一工程有限公司，湖北 武漢 430012)

0 引 言

船舶遭受其他物體撞擊時，若船體殼板發(fā)生破裂，則會引起船體進水，嚴重威脅到船舶的安全性。因此，在研究船體結構抗碰撞能力時，一般將殼板的破裂時刻作為耐撞性評估的臨界時刻[1]。為提升船體結構的耐撞性，可將船體舷側結構或船底結構設計成雙殼結構形式[2]。船體的雙殼結構形式能夠保證船體外殼板破裂后船艙不進水，提升了船舶的碰撞安全性，從而廣泛應用于油船和液態(tài)化學品船中。

船體雙殼結構遭受其他船只撞擊時，被撞雙殼結構形式一般是由縱橫隔板支撐的加筋板結構，而撞擊船船首形式有所不同，如圖1 所示。典型的船首形式有楔形首和球鼻首，而目前主要集中在球鼻首撞擊下雙殼船體結構的耐撞性研究。Wang 等[3]和Paik 和Seo[4]均未考慮雙殼結構中的加筋，開展了球錐頭準靜態(tài)壓載雙殼結構的模型試驗，揭示了雙殼結構損傷特征，驗證了理論方法；Karlsson 等[5]考慮了雙殼結構中的加筋，開展了球形撞頭準靜態(tài)壓載雙殼結構的模型試驗；張敏[6]考慮雙殼結構中的加筋，開展模型試驗，研究了雙殼結構在球錐頭壓載下的內外殼板損傷特征和構件間的耦合作用特征；Gao 等[7]提出了球鼻首撞擊下船體雙殼結構的耐撞性預報方法，并用數值模擬進行驗證。

圖1 楔形艏撞擊雙殼舷側結構Fig.1 Double-hull ship structure collided by a raked bow

部分學者對楔形首撞擊下船體雙殼結構的耐撞性開展了研究。張新宇等[8]開展了頂端是平面的楔形撞頭準靜態(tài)壓載雙殼結構的模型試驗和數值模擬，研究了雙殼結構各構件的損傷特征。孫斌[9]建立了楔形首撞擊雙殼船體結構的耐撞性解析預報方法，并通過數值模擬驗證了所提公式的準確性。

總體來說，目前對楔形首撞擊下船體雙殼結構的耐撞性研究較少。本文開展模型試驗和數值模擬，研究楔形首撞擊下船體雙殼結構各構件的損傷特征和載荷響應特征。本文研究成果可為船體雙殼結構的耐撞性評估和設計提供技術支持。

1 模型試驗

1.1 模型試件設計

圖1 為排水量為16 500DWT 的油船舷側結構遭受其他船舶的撞擊示意圖。其中，雙殼結構縱隔板和橫隔板間距分別為3.6 m 和2.4 m，雙殼結構內外殼板間距為1.08 m，雙殼結構中各構件的尺寸如表1 所示。提取雙殼結構的局部變形破壞區(qū)域，進行1∶6 縮放，得到了雙殼結構模型試件。模型試件板厚均為2 mm，加筋高度為36 mm，加筋等間距分布在內外殼板上，內外殼板通過2 塊隔板連接。為固定雙殼結構模型試件，在試件四周焊接了帶加強板的18b 槽鋼[10]環(huán)形框架，并且在槽鋼框架上下端面加工了直徑為22 mm 的通孔，用于螺栓固定試件。為觀察試件內部構件的損傷特征，在槽鋼框架四周加工了直徑為50 mm 的圓孔。為在試驗中方便觀察試件的變形破壞特征，在雙殼結構模型試件表面畫有50 mm×50 mm 的格子線。模型試件詳細結構形式和尺寸如圖2 所示。

表1 雙殼船體結構構件尺寸Tab.1 Dimensions of the structural members of the double hull

圖2 模型試件Fig.2 Specimen

雙殼結構模型試件所用板材是由武漢鋼鐵（集團）公司制造的熱軋鋼板。為獲取板材的材料屬性，開展標準拉伸試件的單軸拉伸試驗，拉伸試件尺寸和拉伸試驗測得的工程應力-應變曲線如圖3 所示。

圖3 板材單軸拉伸試驗Fig.3 Uniaxial tension test of the plate

1.2 撞頭形式

為單獨研究船體雙殼結構的抗碰撞能力，目前的模型試驗一般將撞擊船船首視為剛性[3-5,11]。將楔形首簡化為剛性楔形撞頭，如圖4 所示。撞頭本體由不同厚度的鋼板焊接而成，撞頭頂端由45#鋼熱處理加工（淬火+低溫回火）而成，以獲取較高的硬度。撞頭詳細尺寸如圖4 所示。

圖4 撞頭尺寸Fig.4 Scantlings of the indenter

1.3 試驗工裝

將雙殼結構模型試件置于試驗裝置中開展準靜態(tài)壓載模型試驗。試驗工裝自上至下依次為千斤頂、力傳感器、楔形撞頭、模型試件和夾具。其中，液壓千斤頂形成是210 mm，將兩千斤頂串聯(lián)以獲取足夠的加載距離；力傳感器用于測量楔形撞頭與模型試件間的接觸力；模型試件上端與環(huán)形鋼板螺栓連接固定，模型試件下端與底座螺栓連接固定。此外，兩位移傳感器與撞頭相連，用來測量撞頭行進的位移。千斤頂行進速度～10 mm/min，千斤頂的加載將雙殼結構試件壓載至內殼板破裂。試驗過程中拍攝雙殼結構模型試件外部的損傷特征，并通過圖2 所示試件四周的圓孔拍攝雙殼結構內部構件的損傷特征。試驗完成后拍攝試件的最終破壞形式。

2 數值模擬

2.1 有限元模型

數值模擬在Ls-dyna 中開展，圖5 為有限元模型。模型中考慮了雙殼結構模型試件、夾具和撞頭，所有構件均離散為厚度方向有5 個積分點的縮減積分殼單元。模型中將夾具簡化為剛性平板，試件與夾具間的螺栓連接簡化為節(jié)點間的耦合作用。整體模型定義了單面接觸，以考慮撞頭與雙殼模型試件以及試件內部構件間的接觸。

圖5 有限元模型Fig.5 Finite element model

對不同構件定義了不同大小的單元尺寸，以獲取準確的計算結果和較快的計算速度。模型試件兩隔板之間和最外側兩根加筋所圍區(qū)域的單元尺寸為2 mm，隔板的單元尺寸為4 mm，雙殼結構其他區(qū)域單元尺寸為6 mm。試件四周槽鋼和上下夾具的單元尺寸為10 mm。

2.2 失效模擬

數值模擬需利用材料的真實應力-應變關系，板材的真實應力-應變與工程應力-應變之間有如下關系：

式中：εtrue和σture分別為材料的真實應變和真實應力；εeng和σeng分別為材料的工程應變和工程應力。

由式（1）可以得到材料屈服后、頸縮前的真實應力-應變關系。將該真實應力-應變數值與材料的冪指數關系式進行擬合，可以得到材料完整的真實應力-應變關系，材料的冪指數關系式為：

式中：σeq和εeq分別為材料的等效應力和等效應變；σY為材料的屈服應力；εplat為材料屈服階段結束時的應變值；k和n分別為材料的強化系數和應變硬化指數。經曲線擬合得到k，n值分別為574.6 MPa 和0.196。此外，板材的材料屬性匯總于表2 中。

表2 板材材料屬性Tab.2 Mechanical properties of the plate

板材的撞擊失效模擬是關鍵。研究表明，當網格尺寸較小時（le/t≈1，le為單元尺寸，t為板厚），等效塑性應變方法可準確模擬船體殼板的撞擊失效[12]。

通過拉伸試驗校核數值模擬中材料的失效應變。圖6 為拉伸試件的有限元模型，標距范圍內的單元尺寸為2 mm，拉伸試件一端固定，一端準靜態(tài)加載。數值模擬能夠計算得到材料的工程應力-應變曲線，與拉伸試驗結果對比，如圖6 所示。當數值模擬得到的工程應力-應變曲線達到拉伸試件的斷裂點時，獲取該時刻單元的最大應變值。數值模擬校核得到2 mm 單元尺寸的臨界失效應變?yōu)?.57。

圖6 拉伸試驗與數值模擬對比Fig.6 Comparison of uniaxial tension test and numerical simulation

3 結果對比與分析

模型試驗和數值模擬的對比結果如圖7～圖9 所示。圖7 為模型試件的最終破壞形式，楔形撞頭將雙殼結構外殼板壓載至大開口，內殼板壓載至破裂。圖8為撞擊力-撞深曲線有2 個峰值，分別是外殼板和內殼板抵抗碰撞過程的極限載荷。在楔形撞頭的壓載下，外殼板經歷大變形、破裂和撕裂，然后伴隨著外殼板的撕裂，內殼板經歷大變形和破裂。內外殼板的破裂主要是由楔形撞頭尖端的剪切作用引起的。

圖7 破壞形式對比Fig.7 Comparison of the damage shapes

圖8 撞擊力-撞深曲線對比Fig.8 Comparison of the resistance-penetration curves

圖9 外殼板加筋損傷對比Fig.9 Comparison of the damage shape of the stiffener in the outer shell plate

試驗中也可觀察到內外殼板加筋的損傷模式。圖9為外殼板加筋的初始斷裂圖，外殼板在楔形撞頭的作用下發(fā)生破裂，然后楔形撞頭作用于加筋的根部，加筋在剪切作用下發(fā)生開裂。同時，加筋整體承受拉伸和彎曲的聯(lián)合作用。最終，裂紋由加筋根部迅速傳播至加筋邊緣。此外，圖7 體現了內殼板加筋的最終損傷模式，加筋被楔形撞頭切斷，并在撞頭兩斜面的作用下發(fā)生卷曲。綜上可知，楔形撞頭作用下，內外殼板及其附連加筋的斷裂均是由剪切作用引起的。

數值模擬能準確模擬雙殼結構的構件損傷模式，但對于撞擊力-撞深曲線，兩者存在一些偏差。數值模能準確模擬外殼板和內殼板的大變形和破裂過程在載荷響應曲線，但計算得到的雙殼結構撕裂過程（兩峰值力之間和內殼板破裂之后）的撞擊力比試驗值大。此外，在內殼板抵抗楔形撞頭的作用時，試驗測得的撞擊力值存在2 個峰值，如圖8 中的橢圓所示。而數值模擬計算的撞擊力緩慢上升，沒有出現峰值。在模型試驗中，楔形撞頭作用于內殼板加筋的邊緣，加筋有一定厚度，因此加筋與撞頭之間的接觸形式是線接觸，兩者的接觸力提升較快。兩處的峰值力分別表示內殼板加筋達到屈曲極限和塑性極限。而數值模擬中是以殼單元模擬加筋，加筋與撞頭間的接觸形式是點接觸，應力更集中，楔形撞頭直接將加筋切斷。

相對于模型試驗，數值模擬的優(yōu)勢是能夠獲取雙殼結構模型試件各構件的能量吸收情況。圖10 給出了雙殼結構模型試件中內、外殼板（包括附連加筋）和隔板的能量吸收情況。外殼板破裂時的吸能值（2.2 kJ）比內殼板破裂時的吸能值（1.46 kJ）大。內外殼板因加筋與撞頭接觸作用的順序不同，兩者的損傷過程有區(qū)別。內外殼板的主要吸能構件是板，內殼板中，由于加筋比板先失效，加筋內形成的裂紋能驅使內殼板的破裂，最終使內殼板的吸能值比外殼板的小。此外，內殼板破裂時刻，外殼板的吸能值是內板吸能值得3.88 倍。外殼板破裂后，在楔形撞頭的作用下不斷撕裂，外殼板在撕裂過程能吸收大量能量。

圖10 雙殼結構不同構件能量吸收情況Fig.10 Amount of energy dissipated by different components of the double-hull structure

另外，圖10 表明雙殼結構模型試件中隔板的吸能值幾乎為0，說明隔板在雙殼結構損傷過程中沒有發(fā)生變形。張新宇等[9]開展的雙殼結構在頂部為平面的楔形撞頭壓載的模型試驗中，隔板發(fā)生了變形。隔板是外殼板的支撐結構，若外載荷較大，超過了隔板的承載極限，則隔板會發(fā)生屈曲變形。同時，隔板的變形能延緩外殼板的破裂時刻，表現為外殼板與隔板的耦合作用。而本試驗中，由于楔形撞頭比較鋒利，撞頭的剪切作用使外殼板的破裂時刻更早，由外殼板傳遞到隔板的載荷不足以使隔板發(fā)生變形。說明在楔形撞頭的作用下，雙殼結構外殼板與隔板間的耦合作用較小。

4 結 語

本文開展模型試驗和數值模擬研究楔形首撞擊下船體雙殼結構的損傷特征和載荷響應特征。模型試驗設計了雙殼結構模型試件和楔形撞頭，獲得了楔形撞頭準靜態(tài)壓載下模型試件完整損傷過程的撞擊力-撞深曲線和試件的損傷模式。數值模擬采用le/t=1 的單元尺寸和等效應變失效準則，準確模擬了雙殼結構模型試件損傷形式和撞擊力-撞深曲線?；谀Ｐ驮囼灪蛿抵的M的對比分析，得到如下結論：

1）楔形首撞擊下雙殼結構的失效主要由剪切作用引起，且雙殼結構外殼板和內殼板的損傷模式有區(qū)別。外殼板發(fā)生破裂后，楔形作用于外殼板附連加筋根部，結合加筋自身的彎曲和拉伸作用，加筋迅速失效；內殼板中的加筋和板相繼被楔形切斷。

2）內外殼板損傷模式不同，導致內殼板較外殼板提前破裂，且由于外殼板的撕裂作用，內殼板破裂時，外殼板的吸能值約為內殼板吸能值的4 倍。

3）楔形對雙殼結構的剪切作用使板容易破裂，外殼板對隔板的作用力小，導致外殼板與隔板間的耦合作用較小。