多開口甲板板架結構極限承載力實驗研究

周紅昌 ，孔祥韶*，袁天 ，吳衛國

1武漢理工大學高性能艦船技術教育部重點實驗室，湖北武漢430063

2武漢理工大學交通學院，湖北武漢430063

0 引 言

在多開口甲板結構設計中，開口區域的布置形式、尺寸等因素對船體梁極限承載能力的影響一直是設計者關注的問題［1-2］。當船舶甲板或舷側具有開口結構時，局部典型結構的失穩破壞將對整船極限承載能力產生一定影響。同時，開口區域的布置位置對船體梁的破壞模式也會產生顯著影響。因此，研究開口區域的布置形式及其相鄰區域甲板結構的失效誘因對于提高船體結構極限承載能力具有重要意義［3］。

加筋板作為最常見的船體結構之一，研究強力甲板處加筋板結構在軸向壓縮載荷作用下的極限承載能力至關重要［4］。崔維成等［5］基于大撓度理論，導出了計及初始撓度、焊接殘余應力、橫向應力和垂向載荷等影響的加筋板格有效帶板寬度的理論計算公式。Paik等［6-7］通過采用有限元方法對加筋板在軸向載荷及側向壓力作用下的極限承載力進行研究，分析了初始缺陷、加載方式對其極限承載能力的影響。Xu等［8］采用實驗與有限元對比分析的方法，確定了與實測結果相符的初始缺陷系數，發現在相同缺陷幅值情況下，初始撓度的形狀對加筋板失穩模式有著重要影響，但對整體極限承載力的影響較小。王東海等［9］結合縱向甲板板格的合成應力和艙口角隅的疲勞強度對甲板大開口結構的強度進行了評估。Yu等［10-11］和Kwon［12］等研究了方形開口的位置、形狀及面積等參數對極限強度的影響，歸納出了結構極限強度的折減參數計算公式。

上述文獻的研究對象均為連續加筋板或甲板僅存在單一開口的模型，尚未探討多開口及開口位置的布置形式對甲板整體結構軸向受壓穩定性的影響規律。鑒于此，本文將在設計制作的甲板及舷側開口板架模型和雙開口甲板板架結構模型的基礎上，觀測2種模型在軸向壓縮載荷作用下失穩破壞的完整過程，詳細闡述應力的變化特點，對比分析開口位置對整體結構的屈曲失效模式和極限承載能力的影響。

1 模型方案設計

1.1 多開口板架結構模型設計

為了研究多開口布置形式對甲板板架結構極限承載能力的影響，以甲板及舷側結構為考察目標，分別設計了不同開口形式的甲板板架結構模型（模型1和模型2）。圖1和圖2所示模型1分別為甲板及舷側開口板架結構；圖3所示模型2為甲板具有2個開口且尺寸不同的板架結構，其中舷側結構為連續板材。以上圖中，數值單位均為mm。多開口板架結構模型的材料均為Q345B鋼。表1給出了模型各構件的尺寸。

圖1 模型1甲板結構圖Fig.1 Deck structure diagram of model 1

圖2 模型1舷側結構圖Fig.2 Broadside structure diagram of model 1

圖3 模型2甲板結構圖Fig.3 Deck structure diagram of model 2

表1 多開口板架結構主要構件尺寸Table 1 The main dimensions of deck grillage structure with multiple openings

1.2 實驗工裝及應力測點布置

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，加載端采用簡支邊界條件［12］。為實現固支和簡支邊界條件，設計了加載端和固定端的約束工裝。在模型舷頂列板兩側焊接了一定長度的圓鋼，并鑲套在與地面固定連接的鋼制滑道內，使模型在長度方向可自由滑動，而沿高度方向無法運動，以此滿足加載端簡支邊界條件的要求，如圖4（a）所示。固定端的實驗工裝一端與甲板板架結構模型焊接，另一端與門架栓接，以此滿足固支條件的要求，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 加載方案及設備布置

按照上述約束工裝的連接方式，將模型固定在門架之間。加載端通過采用6臺水平固定在門架與模型之間的液壓千斤頂進行軸向壓縮載荷的施加。6臺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，以實時記錄軸向壓縮載荷值。在模型兩端均勻布置有3對百分表位移計，取兩端百分表位移計數據差值的平均值作為模型軸向壓縮的位移。2種甲板板架結構模型采用相同的加載方案，圖5所示為加載實驗示意圖。表2給出了2種甲板板架結構模型進行軸向壓縮實驗時采用的相關儀器及設備。

圖5 模型加載實驗示意圖Fig.5 Schematic diagram of loading in the model experiment

表2 實驗采用的相關儀器設備Table 2 Related instruments and equipments in the experiment

1.2.3 應力測點的布置方案

在2種板架結構（模型1和模型2）的甲板上布置有一定數量的應變片，用于記錄實驗中多開口板架結構的甲板應力變化情況。

為進行對比驗證，如圖6所示，在模型1的甲板板架結構左側布置了40個應變測點（A1～A40）。因該板架結構為對稱結構，故右側布置的測點數目相應減少，實際只布置了30個應變測點（B1～B30）。甲板開口區域為主要關注對象，在加載過程中，因其主應力方向無法精準確定，故均采用三相應變片進行監測，其他區域則沿甲板長度方向布置單相應變片。

圖6 模型1的測點布置圖Fig.6 Layout of the measuring points on model 1

同理，根據相同的測點布置原則，在模型2的甲板板架結構上布置了相應數量的應力測點，如圖7所示。

圖7 模型2的甲板測點布置圖Fig.7 Layout of the measuring points on model 2

2 模型實驗

2.1 加載過程

為了檢查數據采集系統的有效性并釋放焊接殘余應力，在極限破壞實驗前先進行了3次小載荷加載［13］。根據數據采集系統監測到的各測點的應變情況，將測量失效的應變片進行替換，以保證測量系統的準確性。加載時，按60 kN的載荷增量步逐級加載，表3給出了3次預加載的最終載荷數值。在進行破壞實驗時，載荷增量步減小，調整為20 kN，直至結構發生失穩破壞為止。

表3 預加載最終載荷值Table 3 Final load values of preloading

2.2 結果分析

2.2.1 破壞模式對比分析

1）模型1。

在進行加載實驗時，當軸向壓縮載荷增加至888 kN時，隨著載荷的進一步增加，模型1開口區域中部發生了明顯的屈曲現象。壓力傳感器的檢測數據顯示，此時板架結構的承載能力明顯下降，說明此時結構已發生失穩破壞。圖8所示為模型1在軸向載荷作用下發生失穩破壞后甲板及舷側結構大開口區域的破壞模式。在實驗過程中，模型1右邊舷側結構大開口處的甲板首先發生明顯的下擾（凹陷）現象，且下擾幅值不斷增大。隨著軸向載荷的增大，模型1開口區域右側甲板結構與縱艙壁連接處出現了明顯的褶皺現象，整體板架最后的破壞模式表現為右側甲板失穩破壞。

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

2）模型2。

在進行加載實驗時，當軸向壓縮載荷達到1 134.6 kN并持續增大時，模型2甲板開口兩側同時出現了明顯的褶皺現象。模型2的破壞區域與模型1的類似，均在甲板開口中部發生崩潰，且失穩破壞模式也基本相同。但模型2在破壞前的加載過程中，相較于有舷側開口的模型1，甲板變形不明顯，其失穩破壞過程具有一定的突發性。

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

2.2.2 甲板應力變化特點

1）模型1。

圖10和圖11所示為模型1甲板左、右兩側的應力變化情況。

由圖10可知，在加載的初始過程中，結構處于彈性變形階段，當壓縮載荷超過58 tf后，各測點的應力急劇增大，此時結構進入彈塑性變形階段。其中，三相應變片A23～A25及A32～A34對應的開口右側甲板中部與舷側交接處發生了褶皺現象，應力增長速率明顯高于其他區域。當結構發生失穩破壞時，右側甲板出現了大面積的凹陷，而單相應變片A27、三相應變片A12～A14對應的甲板凹陷區域和舷側開口兩端對應的甲板區域，此時應力幅值陡增。

由圖11可知，模型1左側甲板應力變化較為平緩，當軸向壓縮載荷達到65 tf后才開始進入彈塑性變形階段。雖然開口左側甲板的變形沒有右側甲板的明顯，但其對應區域測點應變片B19～B21和B26～B28的應力也明顯高于其他區域。對比模型1開口左、右兩側相同區域測點的應力變化情況可以發現，在彈性變形范圍內兩側甲板的應力情況基本相同。當模型1進入彈塑性變形階段后，開口右側的甲板與舷側相鄰區域的應力增量明顯大于左側，其他區域則無明顯差別。

2）模型2。

圖12和圖13所示為模型2甲板左、右兩側的應力變化情況。相較于甲板及舷側同時具有開口的板架結構（模型1）而言，甲板雙開口板架結構（模型2）的彈性變形范圍更大，當進入彈塑性變形階段后，結構迅速發生失穩破壞。

由圖12和圖13可知，模型2甲板右側在加載載荷達到107 tf前主要發生的是彈性變形，當軸向壓縮載荷達到107 tf后，板架結構應力集中區域開始發生塑性變形并失穩。三相應變片B18～B20及A56～A58所在測點區域在彈性變形階段結束后，結構發生塑性變形，產生了明顯的褶皺現象。在加載過程中，該區域的應力始終大于其他區域。隨著加載的軸向載荷逐漸增大，該處的結構較其他區域的結構先發生失穩破壞。如圖13所示，三相應變片B22～B24及B25～B27雖設置在開口角隅附近，但測量得到的應力幅值仍然較小。

圖10 模型1甲板右側典型測點處載荷—應力曲線Fig.10 Load-stress curves of typical measuring points on the right deck of model 1

圖11 模型1甲板左側典型測點處載荷—應力曲線Fig.11 Load-stress curves of typical measuring points on the left deck of model 1

圖12 模型2甲板右側典型測點處載荷—應力曲線Fig.12 Load-stress curves of typical measuring points on the right deck of model 2

圖13 模型2甲板左側典型測點處載荷—應力曲線Fig.13 Load-stress curves of typical measuring points on the left deck of model 2

2.2.3 極限承載力對比

圖14所示為模型1和模型2的載荷—位移曲線。對比2種模型在加載初始階段的載荷—位移曲線斜率及發生失穩破壞時的極限承載能力F′max（模型1）、F″max（模型2），發現有如下特點：

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的甲板開口寬度大于模型1的甲板開口寬度，其承受載荷的橫截面積較小，軸向抗壓縮變形的能力較弱；當軸向壓縮載荷超過A點后，模型1舷側開口對應的甲板下擾（凹陷）明顯，軸向剛度明顯減弱，但仍具有一定的承載能力；當軸向載荷達到888 kN后，模型1的結構發生失穩破壞。

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

2）模型2僅在甲板上存在開口，其他區域的結構連續性較好，彈性變形階段維持較久。當軸向壓縮載荷超過B點后，甲板局部發生屈曲變形。隨著壓縮載荷進一步增大，達到1 134.60 kN時，模型2的結構發生失穩破壞。

表4給出了模型1和模型2在軸向壓縮載荷作用下結構極限承載能力與壓縮位移的對比結果。

表4 失穩破壞數據對比Table 4 Data comparisons of buckling failure

3 結 論

本文以多開口甲板板架結構為研究對象，開展了甲板及舷側均含開口的板架結構模型（模型1）和甲板含雙開口的板架結構模型（模型2）在軸向壓縮載荷作用下的極限承載力實驗研究，通過觀測和實驗數據分析，得到如下結論：

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

2）在軸向壓縮載荷作用下，小開口對結構整體極限承載力的影響不大，甲板板架多開口結構最終的失穩破壞區域均在最大開口處，且集中在中部區域。

3）甲板開口尺寸對結構初始軸向剛度的影響較大，舷側開口結構在彈塑性變形階段對極限承載力的影響占主導地位。