横向载荷作用下加筋板动态响应的试验与分析外文翻译资料

 2022-09-18 17:37:17

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横向载荷作用下加筋板动态响应的试验与分析

摘要：如果需要对船体或是海洋平台的结构做出合理的设计，则需要准确预测加筋板在受横向载荷冲击后的受损程度。大部分研究人员利用商业软件采用数值仿真分析法对碰撞损伤进行预测。与其他结构问题一样，任何非线性分析法在应用于设计前必须用实测数据证明其正确性，但很遗憾，在海洋工程中几乎没有十分全面的碰撞试验。不过这些对海洋工程结构要素的碰撞试验还是对证实碰撞理论分析方法的正确性有帮助。虽然对非加强板的侧面碰撞试验有许多可用的试验数据，可是对加筋板的侧面碰撞试验结果在公开文献并不如非加筋板那样多。本文论述了33个加筋板模型的碰撞试验结果，提出了可预测加筋板在侧面碰撞时的损伤程度的方法，同时利用试验证明了该方法的可行性。本文还提出了判断裂纹发生的简单方法。

介绍

加筋板作为船舶和海上结构物的主要结构元素是极易损坏的，因为经常遭受海上漂浮物或是固定结构和掉落物体的碰撞。对加筋板的合理设计需要考虑的因素包括预测事故发生可能性、事故后的损伤程度和损伤结构的剩余强度。许多学者已经进行了有关加筋板和非加筋板遭受侧面冲击的实验研究及理论研究。Nurick、Martin和Shave进行了有关薄板在遭受冲击载荷时所产生的形变及撕裂的研究。Wierzbicki和Nurick完成了薄板固定支持在板中心遭受冲击载荷的理论研究及实验证明，确定了撕裂产生的位置和导致撕裂的关键冲击。Lee和Wierzbicki对薄板在遭受局部冲击载荷时薄板的变形和撕裂进行了全面的分析，该研究包含了塑性校准和撕裂等多个方面。Park和Cho提出了较为简单的预测公式，用以预测加筋板和非加筋板在爆炸载荷冲击下的损伤程度。

Samuelides、Zhu、Faulkner和Cho等在实验和理论方面研究了非加筋板在横向载荷冲击下的结构性能。Wang对静态冲击载荷下板的塑性变形的公式做了修改。Lee等人对薄板固定支持时遭受静载荷的实验进行了分析，通过实验、分析和数据确定裂缝的发生。Kaminski等人总结了船舶结构遭受侧面碰撞的试验。Wang等人总结了有关船舶侧面与楔形结构或球鼻艏碰撞的试验。

然而虽然加筋板是海上工程的基本结构元素，但是有关加筋板的碰撞试验结果还没有在公开文献中发表过。因为船舶结构和海上工程多由加筋板组成，所以在还未研究清楚加筋板在侧面碰撞时的响应就无法了解他们在遭受侧面碰撞时的总体响应。利用商业软件如DYTRAN或ABAQUS对加筋板的碰撞进行分析确实是可行的，但这也带来价格高和设计耗时长的问题。因此，开发一种简化的定向用于计算加筋板碰撞问题的方法已经是至关重要。

任何用于模拟预测的商业或是内部的计算机程序和分析法在用于非线性分析前，都必须用有关的试验数据证明其是否正确。本文主要论述了33个加筋板模型在侧面碰撞时的测试结果，其中有3个模型破裂，1个模型被撕裂。本文提出了一种用于预测遭受侧面碰撞加筋板损伤程度的简化分析法。该方法假定冲撞的动能都被加筋板的塑性变形所损耗。结构的塑性变形由板和加强筋铰接处旋转应力、膜内压力还有加强筋翼板的剪切变形组成。该方法的计算结果与测试结果一致，与试验中29种无裂纹或撕裂的板比较，预测深度与实测深度比的平均值为1.138，方差为19.9%。因此本文根据试验测得数据和所提出的分析法制定了判断裂缝发生的标准。本试验对加筋板的研究提出了方法，虽然对类似碰撞位置，加强筋数目等影响因素并未考虑，这都需要进一步的试验去论证。同时本文提出的损伤程度预测法和判定裂缝发生的判定标准，对后续展开加筋板碰撞试验有很大的积极作用。

加筋板侧面碰撞试验

碰撞试验的机器

本试验使用了两种碰撞试验机。其中之一的撞头重量小于60kg，利用弹簧加速并在光滑滚式运输机上运动，该结构较为简单，不做多余的赘述；另一种撞头重量大于250kg，用摆型机加速。摆锤式碰撞机如图1所示由摆锤、吊架和高度控制仪组成。该模型支持结构由150times;150times;10/8的H型钢组成，相对于模型拥有更好的刚度。

图 1 安装有测试模型的摆锤式碰撞机总体视图

摆锤的最大重量可以提升至600kg，最大碰撞速度可以达到3m/s。摆锤的碰撞速度由在开始和停止处的两个光敏传感器测量。摆锤正面165mm高处设置有一个尖锐的撞头。撞头横截面如图2所示为一个75times;75times;10的三角形，并用10mm厚的扁钢加强。撞头需要在一定高度释放才能达到预期的速度。

图 2 撞头横截面图

测试模型

试验模型采用二氧化碳焊的方法接制造，所有模型的边角都用一个75mmtimes;75mmtimes;6mm的三角板加固，试验中模型固定支持在支撑结构上。材料的性质、弹性模量和屈服应力由拉伸试验测定。用从同一个板上裁剪下来5个拉伸的样件，确定屈服应力确实是塑性变形0.2%时的应力。模型几何形状和材料性质见表1。每个板焊接1或3个加强筋，且所有加强筋的距离相等。

图 3 应变片位置

为了获得模型应变过程，需要在CS1、5、6、8、11和13这6个模型加筋板焊接处安装8个应变片。其中4个应变片粘在板上，3个在加强筋连接处，一个在加强筋中间。图3为应变片位置和应变测量模型的图示，图4为模型CS4应变片的位置的实拍图。试验中用放大器和数模转换器对应变进行测量，每秒可以获得10000次数据。

图 4 安装应变片的CS6照片

表格 1测试模型几何形状、材料特性和横向碰撞结果

测试结果

撞头质量和速度

撞头的质量在实验前测得，而撞头的速度用计时器测量，通过在开始和碰撞处的两个光敏传感器测得撞头运行的时间，以此得出撞头的速度。对于用摆锤机进行的试验，测得的速度已经用计算摆锤高度变化所耗散的势能确定了。撞头的质量和速度在表1中已经给出，重量从42.0kg提升至574.3kg，速度从1.60m/s提升到6.14m/s。

损伤程度

图 5 模型CS13凹坑深度图

试验结束后，利用线性差动变压器测量碰撞的损伤深度。测得平均深度如表1所示主要集中在与撞头碰撞的地方，表中可以看到模型CS1、5、8的裂缝在与撞头接触处产生。模型CS6加强筋的中上部之间完全撕裂。

图 6 模型CS13凹坑深度纵向剖面图

图5直观地表现了模型CS13的凹坑深度，图6是纵向的剖面图。正如图中所示，凹坑深度从边界开始线性增加，但在中部撞头撞击处急剧增加。这些图可以为理论研究提供许多有用的信息。图7、8为模型CS1、7的碰撞损伤实拍图。模型CS1用倒角加固，其硬度相对比CS8大，表现为局部变形。同时模型CS8使用扁钢加固，其韧性相对CS1更大，表现为中间加筋板的塑性变形一直延伸至模型的边界，这对于接触点来说是极长的一条延伸线。

图 7 模型CS1损坏程度实拍（a）正视图 （b）后视图 （c）近距离拍摄图

图 8 模型CS8损坏程度实拍 （a）正视图 （b）后视图 （c）近距离拍摄图

应变过程

在试验过程中测量了6个模型的应变。图9位模型CS11、13的应变过程图。对于模型CS11，撞头中心线位置在板中心往上14.3mm，往右16.3mm，但6、7号应变片在试验中脱落。对于模型CS13，撞头中心线位置在板中心往上11.3mm，往右5.8mm，试验中4、5、7号应变片脱落。由此可以看出模型的应变过程之所以表现为不对称，是因为撞头偏离模型的中心位置。图9中去掉了两个应变片的记录，因为他们超过了预定的额度。

图 9 模型CS11、13应变过程

预测损伤的简化方法

本文提出了在加筋板遭受侧面冲击时的一个简化分析法。该方法所提出的假设如下：

  • 撞头动能由加筋板的塑性变形耗散。
  • 加筋板的变形形状在某种程度上可用图10表示。

图 10 假定的加筋板损伤形状

图10假定的变形形状是以撞头为矩形建立的，其目的是为了使推导公式更普遍适用。如果撞头顶部是尖锐的，则衰减系数应为0。同时在推导过程中也假定撞头与板的中心碰撞，这样造成的损害是最大的。所以这样的假设相较于其他情况来说更加保险，且适用性强。

板的能量耗散

板可以通过塑性铰接处的扭转和膜内的塑性拉伸来吸收一部分撞头的动能。铰接处旋转和膜内拉伸所吸收的能量如公式（1）、（2）所示，尤其是公式（1）。本研究并未进行动态拉伸试验，但是使用了其他试验中类似材料动态拉伸的数据。Cowper和Symonds的试验证明应变率敏感性方程可用于钢材的研究，所以本文方程在动态屈服应力的推导过程中使用了Cowper和Symonds的方法。

（1）

（2）

和分别为板的宽和高；和分别为撞头的宽和高；是板的厚度；是板的膜内塑性拉伸耗散的能量；是板的塑性铰接处的扭转耗散的能量；是板的最大扰度；，；是板的静态屈服应力；，，，，。

加强筋的能量耗散

进一步假定加强筋可以通过线性塑性铰接处的转动，加强筋翼板的膜内塑性拉伸和加强筋腹板的剪切塑性变形吸收能量。加强筋翼板的膜内塑性拉伸和腹板的剪切塑性变形耗散的能量可分别用公式（3）（4）表示。

（3）

（4）

其中是加强筋数目；是加强筋翼板的厚度；是加强筋翼板的宽度；是加强筋翼板的膜内塑性拉伸耗散的能量；是加强筋翼板塑性铰接处转动耗散的能量；，；加强筋的静态屈服应力

此时就有必要定义用能量比在名义上替代碰撞的严重程度的方法。撞头的动能和加筋板的标定的吸收能量可写作公式（5）（6）。

（5）

（6）

其中是撞头的初动能；是加筋板标定的吸收能量。

当然，有必要解释一下为什么公式（6）是加筋板标定的吸收能量。在弹性行为占主导地位的碰撞初始阶段，弯曲变形可能以某种方式对结构总应变能产生主要影响。然而当横向破坏变大时，这部分应变变小，膜内拉伸开始占主导地位。因此，需要用一个可以代表塑性薄膜结构变形的参数来表示结构的塑性承载能力。相对于尝试过的其他公式，公式（6）即简单也能更好地变现相关性。随后，就可以用在定义上表示碰撞破损的严重程度了。

加强筋腹板可以通过剪切变形吸收能量。通过米塞斯屈服准则，加强筋腹板剪切变形所耗散的能量可写作公式（7）。

（7）

其中是加强筋腹板厚度；是加强筋腹板高度；是加强筋的最大扰度；，。

破损程度

加筋板所耗散的总能量可用公式（8）表示。

（8）

当耗散的总能量等于撞头的动能时，塑性变形停止，而且此时横向偏转就是预测的变形深度。

分析

裂纹损伤起始的判断

在碰撞试验中，判断结构的裂纹起始是十分重要的。判断裂纹的起始对加筋板的研究有极大好处，通过判断裂纹起始可以对加筋板发生撕裂事故的预测和预防起至关重要的作用。凹坑深度的无量纲数（）与能量比（）的函数由图11表示，能量比（）为横坐标，无量纲数（）为纵坐标。正如图中看到的一样，有穿透厚度的裂纹或是撕裂模型提供了数据增长趋势的上界。

通过图11可得到一个下界线的方程，如方程（9）所示，当是下界线在高能量情况下并不太适用。但是直到得到可用的有关有穿透厚度裂纹和撕裂的模型的进一步数据前，这个下界线方程还是可用的。

（9）

当然，涉及到撞头和结构尺寸、材料特性和撞头位置等因素的有关裂纹起始的复杂分析仍是十分有必要开展的。但是本试验通过还原分析数据而得到的简化公式也试图对裂纹的发生做一个鉴定。

图 11 试验测得凹坑深度的无量纲数与能量比的关系

该方法的可行性和精确性

表2为33个模型的预测凹坑深度，能量比（）和预测深度与实际深度之比。33个模型的预测深度与实际深度比平均值为1.085，方差为23.7%。如果不包括CS1、5、6、8四个有穿越厚度的裂纹和撕裂的模型，则平均值为1.138，方差为19.9%。与精确度较好的静态结构问题分析法相比，该方法所得到的方差确实已经很大了。考虑到结构碰撞问题的高度不确定性，本文所提出的方法也是一种合理准确的简化。如果预测损伤值大于（9）式计算所得值，则在运用本文提出的方法进行损伤预测分析后，需要再考虑裂纹损伤发生的可能性。本文主要提出了一种加筋板遭受侧向碰撞时预测损伤程度的方法，同时提出了预测裂纹发生可能性的标准。

总结

本文提供了33个加筋板模型受侧面冲击的试验结果。在这些模型中，2个模型部分开裂，3个模型由贯穿厚度的裂纹，1个模型撕裂。这些试验结果有助于证明商业软件或新开发的分析法的正确性，对于其他加筋板试验有一定作用。本文提出的损伤预测发生计算得出的有关33个模型的数据，其预测深度与实际深度的比值的平均值为1.085，

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