圆管形坠落物冲击下甲板结构损伤特性*

郁 荣，骆 伟，陈 浩，刘敬喜

(1.无锡职业技术学院 机械技术学院，江苏 无锡 214121；2.中国舰船研究设计中心，湖北 武汉 430064；3.华中科技大学 船舶与海洋工程学院，湖北 武汉 430074；4.船舶与海洋水动力湖北省重点实验室，湖北 武汉 430074)

0 引言

工程船、科考船及海洋平台等海洋结构物甲板上布置的物品较多，甲板吊装作业任务较为繁重，因此坠落物冲击甲板结构的事故发生概率较高。据相关统计，坠落物冲击甲板结构的事故约占海洋平台事故总量的1/3以上，位居事故排行榜榜首[1-2]，其中约20%的坠落冲击事故由圆管形物坠落引起。

与船-船碰撞相比，圆管形坠落物的尺寸较小，被撞击船甲板结构的受力区域较小，即便较小的冲击能量也可能使甲板结构形成较大的结构变形及损伤，并造成下方舱室、仪器设施损毁，直接威胁平台及人员的安全[2]。因此，国内外众多学者对这一问题开展了研究。王醍等[3]研究甲板板格结构在坠落钻杆冲击下的变形及损伤行为，并提出了板格结构被穿透时的临界冲击能量计算公式。Zhou等[4]研究了冲击角度对海洋平台抗击圆管坠落冲击特性的影响。Liu等[5]研究了吊运过程中当油桶以不同的接触角坠落在钻井平台甲板时对甲板结构的损伤。杜之富等[6]、刘英芳等[7]也运用有限元数值模拟方法研究了船舶结构在管形坠落物冲击作用下的结构变形及损伤。刘伟[8]运用有限元方法研究海洋平台供应船甲板结构在钻杆坠落冲击下的损伤特性，并提出了评估能量吸收的经验公式。王秀飞等[2]运用有限元方法研究了细长钻铤以不同角度坠落冲击时甲板结构的变形及损伤特性。

上述研究获得了甲板结构在圆管形坠落物冲击下的损伤及吸能特性，然而对甲板结构的增强方法及增强结构的抗坠落冲击响应特性同样值得研究。本文首先将试验与有限元方法相结合，研究甲板板格在圆冲头冲击下的变形及损伤特性，并验证有限元数值模拟方法的可靠性。其次，采用增加纵向构件的方式对甲板结构进行增强，并运用有限元数值模拟方法研究增强型甲板结构的变形及损伤特性。

1 甲板结构冲击响应研究

结合试验方法与有限元方法，对甲板板格结构在坠落物冲击下的响应特性进行研究。首先以研究的目标船为母型，设计制备缩比试样；其次，搭建试验装置进行坠落冲击试验研究；再次，建立有坠落冲击的有限元数值模拟模型；最后，将试验结果与数值模拟结果进行对比分析，获取甲板结构冲击变形及损伤响应规律，并验证有限元数值模拟方法的有效性。

1.1 研究对象

以某科考船的甲板板格结构为母型，设计如图1所示的1∶4缩比模型，用于试验及有限元数值模拟。加筋板结构参数如图1所示，尺寸为700 mm×525 mm×3.9 mm(长度×宽度×板厚)。由于原甲板结构的加强筋是3根20#球扁钢型材，难以选取合适的型材作为缩比模型的加强筋，因此根据重量及剖面惯性矩等效原则，将缩比模型的加强筋取为L50 mm×15 mm×3.9 mm的折边角钢，折边角钢与面板采用同种材料制作。为模拟甲板强纵桁构件对加强筋及甲板板的边界约束，在加强筋的两端部分别焊接一块厚度为5 mm的约束板，每块约束板上焊接有4个螺母。冲击试验之前，先用8个横向的螺杆将约束板固定在冲击基础上，以模拟3根加强筋的刚性边界；再用垂向的螺杆将试样固定在冲击基础上，以使试样结构固定。为不失一般性，考虑两种冲击情况：冲击点位于整个板格的中点A，以及位于两加强筋之间甲板板的中点B，见图1a。

a 试样尺寸(单位：mm)

冲头是如图2所示的空心圆柱。圆柱的外直径为100 mm，厚度为5 mm，高度为120 mm。冲头的安装端焊接有厚度为10 mm的法兰盘，法兰盘上轴向均布有6个通孔，试验时可用螺栓将法兰紧固在冲击试验装置上。冲头由高强度管线钢制成，表面采用渗碳淬火热处理以提高表面硬度，冲击试验时可将冲头视为刚体。

图2 冲头照片及尺寸(单位：mm)

为了深入研究结构的抗冲击变形及失效机理，还需获取结构材料的基本力学性能。运用济南川测试验设备有限公司的WAW-600 E型万能拉伸试验机进行单轴拉伸试验，以获取试验试样所用板材的材料属性。参照国标试验要求[9]，拉伸试件采用线切割工艺直接从原板材上割取，所用引伸计初始宽度为50 mm，拉伸试验机以3 mm/min的速度将试件拉伸至断裂。试验过程中采集了引伸计的变形以及拉力值，将拉力除以试样的横截面积获得工程应力值，将变形除以引伸计初始标距可获得工程应变值，结果见图3。材料的密度为 7 850 kg/m3,弹性模量为210 GPa，泊松比为 0.3，屈服极限为473 MPa，抗拉极限为758 MPa。为了便于在有限元模型中定义材料参数，还需要按下述公式将工程应力—应变关系转化为真实应力—应变关系：

εt=ln(1+εn),σt=σn(1+εn)。

其中，εn和σn分别表示工程应变与工程应力，εt和σt分别表示真实应变与真实应力。由于有限元模型中的材料断裂应变值可能高于试验中获得的材料断裂应变值，因此还需将材料颈缩之后的应力应变曲线按下式进行模拟：

图3 板材拉伸特性曲线

1.2 试验方法

坠落冲击试验研究由冲击试验塔装置完成。试验塔装置由滑轨、安装架、冲头、力传感器及位移传感器等组成(见图4)。两条滑轨垂直安装，为冲头等提供垂直方向的导向。冲头与压电式力传感器相连接，并固定在安装架下方；安装架的左右两侧装有小轮，小轮与轨道相接触。试验前，提升机构将安装架连同冲头、传感器等提升至指定高度，试验时释放机构将安装架连同冲头从空中释放，冲头等经自由落体并冲击下方的结构试样。包括安装架、传感器以及冲头等在内的坠落物体总质量为362.2 kg，试验过程中通过提升高度调节冲击能量。此外，考虑到坠落过程中滑轨摩擦力会消耗坠落物的一部分重力势能，在试样左侧布置有激光位移传感器，用于测量坠落物的实时位移；经求解微分方程之后还可以获得坠落物的速度特性，该冲击速度可用于有限元数值模拟计算中对冲头初始冲击速度的定义。

图4 冲击试验装置

1.3 有限元方法

选用ABAQUS/Explicit商用软件进行坠落物冲击的有限元数值模拟研究。有限元模型如图5所示，冲击计算的有限元模型主要由冲头和结构试样两部分组成。其中，冲头采用实体单元建模，并在软件中定义为刚体。试样采用壳体建模，选用S4R(四节点缩减积分壳体单元)划分网格，Marinatos等[12]认为，当le/t≤1(le表示网格尺寸，t表示壳体厚度)且尽量接近1时，有限元模拟结果与试验结果吻合较好，因此本文取网格尺寸为3 mm×3 mm。依据图3中的材料特性曲线定义板格模型的材料，由于坠落物冲击是低速行为，因此可以忽略材料的动态应变率效应[10，13]。在计算模型中还需定义自动接触，在潜在的接触面之间自动生成接触条件，接触面之间的摩擦系数取0.3[10，13]。将板格模型四周所有节点的自由度全部约束住，以模拟试验时结构试样的固支边界条件；将冲头除垂直方向的移动自由度之外的5个自由度全部约束，以模拟试验中冲头的运动边界条件。

图5 冲击有限元计算模型

1.4 结果及讨论

首先分析冲击点位于甲板板格中点(A点)的坠落冲击情形。虽然冲击速度较小，但由于冲头尺寸较小，甲板板格结构产生了较大变形，面板局部产生了破裂。冲击试验中测得冲击起时冲头的速度为7.60 m/s，因此在有限元模型中也将刚性冲头的初速度定义为该冲击速度，此时的冲击能量为10 460 J。图 6给出了冲击试验及有限元数值模拟获取的冲击力—冲深曲线结果对比。从图6中可以看出，管形冲头接触试件时，直接作用在面板上，面板连同加强筋共同抵抗冲击，冲击载荷提升明显。随着面板和加筋的变形增大，撞击力逐渐缓慢增大。随后，冲头发生回弹，直至冲头与结构试样脱离，冲击过程结束。图7给出了变形模式对比。从图7中可以看出，圆形冲头冲击下，板格在冲头正下方位置产生了与冲头形状相同的圆形凹陷，背部加强筋产生了弯曲以及侧倾扭曲变形。面板局部发生了非对称的断裂，这是由于背部的L型加强筋产生侧倾扭曲，从而导致加强筋两侧的面板变形不一致。

图6 冲击点位于A点时的冲击力—冲深曲线

a 试验结果

其次，分析冲击点位于B点的坠落冲击情形。与冲击点位于A点的冲击情形相比，结构产生了更大的变形，面板的撕裂范围也更大。冲击试验中测得冲击起时冲头的速度为7.25 m/s，因此在有限元模型中同样将刚性冲头的初速度定义为该冲击速度对应的冲击能量9 520 J。图 8给出了冲击试验及有限元数值模拟获取的冲击力—冲深曲线结果对比。从图8中可以看出：管形冲头接触试件时，直接作用在面板上，此时主要由面板承载冲击，这一阶段的冲击载荷值明显小于冲击点位于A点时的冲击载荷值。随着面板和加筋的变形增大，撞击力同样逐渐缓慢增大。随后，冲头发生回弹，直至冲头与试样脱离，冲击过程结束。图 9给出了变形模式对比。从图9中可以看出，圆形冲头冲击下，板格在冲头正下方位置产生了与冲头形状相同的圆形凹陷。试验和有限元结果中均发现，冲头左右两侧的两根加强筋产生了不同程度的弯曲变形及侧倾扭曲变形，变形及失效模式较为一致。然而，面板的失效模式略有区别。如图 9所示，试验中冲击点位置的面板几乎被冲穿，面板的破口成圆形；而有限元数值模拟中，仅在局部位置产生了破裂。造成这种区别的可能原因是试验中的二次冲击因素，即试验中冲头回弹之后继续跌落，对已经产生断裂裂纹的面板产生多次重复冲击，直至冲击能量全部转换为面板的撕裂能；然而有限元数值模拟中，并未对二次冲击过程进行数值模拟，因此有限元计算结果获取的面板破口小于试验结果。

如图6～图9所示，冲击力—冲深曲线及结构变形失效模式表明，有限元数值模拟方法可以有效地模拟坠落物冲击下甲板结构的抗冲击行为。图6和图8中的曲线表明，有限元数值模拟方法得出的冲击力—冲深结果与试验得出的结果吻合较好：一是曲线的趋势较为一致，除冲击起始时的振荡之外，试验与模拟所获得的曲线形状较为接近；二是数值较为接近，相同冲深条件下冲击的差距在5%以内，最大冲击力、最大冲深等指标的差距也均在5%以内。从图7和图9中的结构变形及失效模式对比也可以看出，有限元方法得出的结构变形及失效模式与试验结果较为吻合，抛开冲击试验中出现的二次冲击因素，有限元数值模拟方法较好地预报了结构的变形及损伤失效模式。由此可见，有限元数值模拟方法在一定程度上可以反映真实的坠落冲击情形，该方法可以用于研究甲板结构的冲击动力学响应特性。

图8 冲击点位于B点时的冲击力—冲深曲线

a 试验结果

2 增强型甲板结构冲击响应研究

对原甲板板格结构进行增强，并运用有限元数值模拟方法对增强结构的抗坠落物冲击特性进行研究。如图10所示，在原甲板板格下方沿船体纵向增加一根加强筋，该加强筋同样采用L50 mm×15 mm×3.9 mm的折边角钢，且与原有的3根加强筋正交。运用上文所述有限元数值模拟方法对结构的抗冲击行为进行模拟，有限元模型中的材料参数、边界条件、集中质量、接触摩擦等均与原方案维持一致。为便于与原有结构相比，在有限元模型中，原有的沿船宽方向布置的3根横向加强筋不截断，增加的纵向加强筋截断，纵横加强筋的交叉连接部位设置节点耦合。冲击点仍是图1中所示的A点和B点。为便于比较，统一将2种结构、4种冲击情形的冲击初速度定义为7.60 m/s。

图10 增强型甲板板格结构方案

有限元数值模拟结果表明，与原结构相比，增强结构的抗冲击性能有较大的提升。图11分别是原结构、增强结构在A点和B点冲击时的冲击力—冲深曲线对比。从图11中可以看出，增加的纵向构件对结构的抗冲击性能有较大的提升。当冲击初速度、冲击位置相同时，结构的最大冲深明显减小，同等冲深条件下的冲击力提升明显，亦即结构的抗冲击吸能能力提升明显。图12中还列出了增强型结构的冲击变形模式。从图12中可以看出，在圆管型冲头冲击作用下，结构仍产生局部的凹陷塑性变形。但由于增强构件的增强作用，结构的变形明显减小，且面板结构并未产生断裂失效；纵横加强筋结构相互支撑，刚度较高，因此加强筋结构的侧倾扭转变形也有一定程度的减小。从有限元数值模拟结果来看，增强型甲板结构的抗坠落物冲击能力明显提高，主要原因表现在3个方面：

图11 增强方案与原方案的冲击力—冲深曲线对比

a 冲击点位于A点

(1)加强筋结构对面板有较好的增强作用，提升了结构的抗冲击变形能力，避免了面板结构在局部产生过早的断裂导致失效。

(2)纵横加筋结构刚度较高，一定程度上减缓了加强筋结构的侧倾扭转变形。

(3)分布较为密集的加强筋结构降低了冲头冲击到光面板的概率，提升了冲头冲击到较强结构的概率。

以上3种因素的共同作用，提升了甲板结构抗坠落物冲击变形的吸能能力。

3 结论

本文结合冲击试验方法以及有限元数值模拟方法，研究了加筋甲板板格结构在圆管形坠落物冲击下的变形及损伤特性，得出以下主要结论。

(1)因冲头尺寸较小，即便是较小的冲击能量，也可能造成甲板结构的局部塑性变形以及局部断裂损伤。

(2)纵横交错的加强筋构件对面板有增强作用，可减缓加强筋结构的侧倾扭转变形，并降低冲头冲击到较弱的光面板的概率，从而提升甲板结构抗坠落物冲击能力。

(3)在科考船、工程船等船舶的甲板结构设计中，应尽可能地增加加强筋数量、减小加强筋间距，以提升结构抗坠落冲击性能，避免甲板结构因坠落物冲击产生过早的局部损伤。