撞擊載荷下充液雙層結構響應特性的試驗研究*

張 琳，張 濤，劉土光，鄭 浩

（華中科技大學船舶與海洋工程學院，湖北 武漢 430074）

從20 世紀60 年代開始，很多學者開始了船舶碰撞動力學的研究。Minorsky[1]根據動量守恒和完全非彈性碰撞理論，求解出了碰撞過程的動能損失，并認為該動能損失即為結構的塑性變形能。Jones[2]通過研究不同吸能方式的特性，提出了一種結合蜂窩板的船舶碰撞防護結構。Geers 等[3]采用收斂方法，分別獲得了平面波和球面波作用下充液球殼的結構響應。Kang 等[4]提出兩種可以改善油輪舷側的耐撞性能的新型雙殼結構。Pedersen 等[5]針對船舶碰撞過程中能量釋放，給出了封閉形式的解析式，并通過大量的試驗驗證了該表達式的有效性。Iqbal 等[6]通過實驗和有限元結合的方法，研究了靶徑比對薄鋁板破壞機理的影響。Liu 等[7]提出了一種用于檢驗小型加筋板試樣的能量吸收機制的簡化分析方法，并通過油輪側板縮放試件的準靜態沖壓試驗驗證該分析方法。Grimsmo 等[8]開發了一種測試裝置，用于測量在沖擊載荷條件下角焊縫的力和變形。Zhu 等[9]提出了基于剛體-理想塑性體方法的簡化計算公式，并通過分析矩形加筋板在任意位置受到沖擊后的動力響應，評價了材料的應變速率、應變硬化和材料彈性等參數對理論解精度的影響。

對于船體雙層殼結構在沖擊載荷下動力學特性，學者們做了大量的研究，并提出許多提高雙層結構抗沖擊性能的理論與方法。劉峰等[10]基于薄壁圓管的動態屈曲特性，提出了一種新型雙層殼結構，有限元仿真結果表明該結構具有良好的耐撞性能。朱錫等[11]對艦艇舷側防御結構在水下爆炸載荷作用下的破壞機理進行試驗研究，探討了防護結構的具體作用。張婧等[12]利用ALE 算法，提出了多層艙室、多種介質的多耦合面在爆炸載荷作用下的動態響應的仿真計算方法。肖巍等[13]研究了內部流體對雙層環形加筋圓柱殼結構的動力響應的影響。Iakovlev 等[14]對由圓柱殼組成的水下充液系統，分析沖擊波在流體中的傳播，關于流固耦合作用則采用半解析方法進行建模。Liu 等[15]通過適當的假設，通過理論公式推導，分析了舷側水艙的內外艙壁在爆炸載荷作用下的響應機理。

許多學者研究了充水雙層結構的爆炸響應，取得了一些有價值的成果，但對充水雙層結構的耐撞性研究卻很少。充水雙層結構的沖擊響應非常復雜，涉及流固耦合、材料本構關系和破壞形式等多種因素，需要通過試驗研究以獲得準確的數據，以指導理論分析并驗證模擬方法的可靠性。因此本文通過設計充液雙層板模型來開展試驗，分析雙層板結構在有/無充液狀態下的動力響應特性，闡釋充液對結構碰撞響應的影響，并通過分析內部充液的沖擊壓力與底板變形，研究流固耦合效應在充液雙層結構碰撞響應中的作用。

1 充液雙層板結構的碰撞試驗

1.1 碰撞試驗的力學模型

為了研究充液對雙層結構的碰撞響應的影響，需要開展充液雙層殼結構的碰撞試驗。而碰撞試驗作為破壞性試驗，需耗費較高代價，因此本文將實際中的船舶舷側充液結構簡化為充液雙層板結構，圖1 給出的即為充液雙層板結構碰撞試驗的力學模型。其中，撞頭與結構的邊界在碰撞過程中不發生變形，故將其設置為剛體。為研究雙層板的頂板與底板在碰撞過程中的動力響應特性以及流固耦合效應，故將頂板與底板設置為彈塑性體。模型的邊界約束為6 個自由度全約束。

1.2 試驗模型與裝置

試驗主體包括筒體、加筋結構、連接法蘭、支撐板、頂板、底板、出水管和入水管等。其中圓柱形筒體內徑為800 mm，高800 mm，厚18 mm。在筒體的外表面上焊接加筋結構，尺寸為40 mm×10 mm，方向為軸向，間隔為45°。距離筒底90、230、370、650 mm 處焊接一寬度為30 mm，厚度10 mm 的環向加筋板。在距離筒底高度為500 mm 位置焊接筒體與試驗臺安裝支撐板，焊接方式采用上下面全滿焊，保證焊接強度。通過全滿焊技術與加筋厚板，使筒體與安裝支撐板在碰撞過程中近似為剛體。將6 mm 厚的底板與筒體部分通過焊接連接在一起，防止其在碰撞過程中因變形而導致結構漏水。為研究頂板厚度對結構碰撞響應的影響，試驗結構中的頂板是可以更換的。頂板是通過與筒體焊接在一起的內法蘭盤、活動的外法蘭盤以及內外圈56 組M30 高強度螺栓與筒體固定在一起，其中內外法蘭盤的厚度均為30 mm，頂板厚度有2.06 mm 與3.44 mm 兩種。在筒體側面分別靠近頂板和底板處設置出入水管路，便于向筒內充水或排水。雙層結構的結構尺寸如圖2(a)所示。試驗中采用實心圓錐狀的撞頭模擬撞船的球鼻艏，撞頭質量為40.5 kg。按照圖1 的力學模型，將撞頭進行表面硬化處理，使其在碰撞過程中近似為剛體，其尺寸如圖2(b)所示。

沖擊試驗塔的導軌為垂直于地面的雙軌道，沖擊塔高度為12 m，軌道間距為0.4 m，垂直度誤差為0.5%。試驗前將雙層結構對中，并剛性安裝于沖擊塔軌道下方水池強支撐橫梁上，通過沖擊塔配套電機和電控開關，將圓錐形沖頭沿軌道提升至預定高度，自由落體撞擊雙層板結構。試驗結構裝配示意圖如圖2(c)所示。

圖 1 碰撞試驗的力學模型Fig. 1 Mechanical model of collision test

圖 2 試驗結構模型（單位：mm）Fig. 2 Test structure model (unit: mm)

試驗中，包括撞頭與雙層板結構在內的所有鋼結構使用的材料均為Q 3 4 5。為獲得Q345 鋼的力學性能，采用標準的拉伸試樣和程序在Zwick/Roll Z010 上進行拉伸試驗[16]。拉伸試驗所使用的材料是在用于制造雙層板結構的鋼材上切割得到的，加工后的拉伸試件外形及材料的應力應變曲線如圖3 所示[17]。測得Q345 的材料參數如表1 所示。

1.3 試驗工況與測試系統

本次試驗是在華中科技大學沖擊實驗室完成的。在試驗設計時，將頂板厚度、充液情況以及碰撞速度設置為主要變量，頂板選擇厚度為2.06 和3.44 mm 兩種圓形鋼板；筒內充液情況考慮無水和滿水兩種極端狀態，碰撞速度選擇4.36、8.45、11.47 m/s 三種速度，試驗工況如表2所示。其中的工況描述的含義是充水狀態-頂板厚度-碰撞速度，例如“n-3.44-8.45”表示空筒狀態下，頂板厚度為3.44 mm，碰撞速度為8.45 m/s的試驗工況。試驗中，將撞頭沿軌道提升至預定位置，使撞頭碰撞頂板時光電門測得的速度為試驗預設速度。

圖 3 拉伸試件外形及材料的應力應變曲線Fig. 3 Shape of tensile specimen and stress-strain curve

表 1 材料的力學性能Table 1 Mechanical properties of material

試驗過程中，在撞頭頂部的中心安裝一個加速度傳感器，測試碰撞過程中撞頭的垂向加速度的變化情況。在筒體壁上距離筒底700、400 和50 mm 處各布置一個壓力傳感器（1#、2#、3#），測試各處的壓力變化的規律。在底板中心位置布置一個位移傳感器，用于測試碰撞引起的沖擊波造成底板彈性變形的大小。此外，在靠近頂板處安裝光電門，用于驗證碰撞速度的大小。各傳感器的安裝位置如圖4 所示。

表 2 試驗工況Table 2 Test description

圖 4 試驗結構與傳感器安裝位置Fig. 4 Test structure and sensor mounting position

2 試驗結果分析

圖5 給出的是兩種充液狀態下碰撞速度為8.45 m/s，頂板厚度為3.44 mm 的充液雙層結構在碰撞過程中的五個典型時刻。在t=0 時刻撞頭撞擊頂板，碰撞開始。在空筒狀態下，在t=0.47 s 時撞頭反彈至最大高度；在t=0.94 s 時撞頭第二次撞擊頂板；在t=1.23 s 時撞頭再次反彈至第二高度；在t=1.53 s 時撞頭第三次撞擊頂板；之后撞頭來回撞擊頂板直至撞頭動能完全耗盡。而在滿水狀態下，在t=0.2 s 時撞頭反彈至最大高度；在t=0.4 s 時撞頭第二次撞擊頂板；在t=0.47 s 時撞頭再次反彈至第二高度；在t=0.54 s 時撞頭第三次撞擊頂板；之后撞頭的動能幾乎耗盡，不再反彈。對比兩者可以發現，結構在充水狀態下的反彈高度與撞擊過程的持續時間均小于空筒狀態。由此可見，雙層結構間的充水可以增加結構的阻尼，在碰撞過程會吸收一定的能量，對頂板具有一定的保護作用。

圖 5 撞擊過程中的5 個典型時刻Fig. 5 Five typical moments during the collision

2.1 頂板的變形分析

碰撞后，頂板會向下凹陷產生塑性變形。由于在四種條件下撞頭的形狀與質量相同，所以頂板的變形形狀相同，都呈漏斗狀，且都是中心處最大。圖6 給出的是兩種充液狀態下碰撞速度為8.45 m/s，頂板厚度為3.44 mm 的充液雙層結構的頂板最終變形。圖中左側為無水狀態下的頂板最終變形，右側為滿水狀態下的頂板最終變形。從圖6 可以看出, 有水狀態下的凹陷變形四周有微微的隆起變形，而無水狀態下的凹陷變形四周沒有隆起變形，這是由于頂板變形在水中產生的擾動壓力波作用與于頂板四周的結果。

圖 6 頂板的最終變形形狀Fig. 6 Final deformations of the upper plate

表3 給出的是各工況下的頂板最終變形及有充液條件下的頂板變形比無充液條件下的頂板變形的減小比例。由該表可知，碰撞速度越大，頂板的最終變形越大；在頂板結構尺寸和沖頭相同碰撞速度相同時，與未充液條件下相比，頂板在充液條件下的變形有大幅度減小，且減小的比例與碰撞的速度及頂板厚度呈強相關。

表 3 頂板最終變形統計Table 3 Summary of final deformation of the upper plate

2.2 撞頭加速度分析

圖7 給出的是頂板厚度為2.06 mm 時不同碰撞速度下的撞頭垂向加速度曲線。其中加速度上升階段表示碰撞加載，加速度下降階段表示碰撞卸載。可以看出，無論有無充液，隨著撞擊速度的增加，撞頭的垂向加速度峰值變大，沖擊持續時間減小。但有充液時的加速度曲線要比無充液的加速度曲線光順，這是由于水的存在提高了充液雙層結構的剛度與阻尼，從而提高了使充液時的加速度曲線更加光順且尖峰較少。

圖 7 不同碰撞速度下的撞頭垂向加速度曲線Fig. 7 Vertical acceleration curves of the striker at various collision velocities

圖8 給出的是有無充水兩種狀態下的撞頭加速度曲線的頻譜圖。其中，碰撞速度為8.45 m/s，頂板厚度為2.06 mm。從圖8 可以看出，碰撞載荷引起的碰撞響應是一個寬頻響應，頻率成分主要分布在300～7 000 Hz。對比空筒與滿水兩種狀態的撞頭加速度頻譜曲線可以看出，空筒狀態下的頻譜曲線的峰值大于滿水狀態下的峰值。此外，在0～3 500 Hz 頻率段，空筒與滿水兩種狀態的加速度頻域峰值對應的頻率差別不大，而在3 500～7 000 Hz 頻率段，空筒狀態的頻譜曲線仍有明顯的尖峰，而滿水狀態的頻譜曲線無明顯尖峰。這說明頂板的附連水抑制了頂板的高頻響應。

圖9 給出的是碰撞速度為8.45 m/s 時不同板厚以及有無充液條件下的撞頭垂向加速度曲線。由圖可得，當頂板厚相同時，撞頭垂向加速度曲線的脈寬在充液條件下比未充液條件下小，這說明內部充水可以縮短加速度曲線的脈寬，從而提高結構對撞頭的抵抗力。此外，在未充液條件下，頂板厚度為2.06 mm的撞頭加速度曲線的脈寬為12.11 ms，頂板厚度為3.44 mm 的撞頭加速度曲線的脈寬為12.08 ms，由此可見，未充液狀態下改變頂板厚度對撞頭的加速度曲線的脈寬影響很小。而在充液條件下，頂板厚度為2.06 mm 的撞頭加速度曲線的脈寬為10.25 ms，頂板厚度為3.44 mm 的撞頭加速度曲線的脈寬為9.02 ms。這說明在充液狀態下，提高頂板厚度可以明顯減小加速度曲線的脈寬。因此，頂板與充水的流固耦合效應對充液結構的抗沖擊性能的影響非常大，所以在進行充液結構的抗沖擊分析時，忽略充液的影響是不可取的。

圖 8 撞頭垂向加速度曲線的頻譜圖Fig. 8 Spectra of the vertical acceleration curves of the striker

圖 9 不同頂板厚度條件下撞頭的垂向加速度曲線Fig. 9 Vertical acceleration evolutions of the striker under various upper plate's thickness conditions

2.3 沖擊壓力與底板變形分析

在結構遭遇碰撞過程中，內部水域會形成沖擊壓力，內部的沖擊壓力主要是由兩部分組成，一種是撞頭撞擊頂板在水中產生的沖擊波，另一種是結構變形擠壓水域形成的壓力擾動。其中，沖擊波是以速度1 524 m/s 的球面波向周圍傳播，而擾動壓力不是以波的形式傳播，其傳播速度較慢[18]。圖10 給出的各種工況下3 個壓力測點的沖擊壓力曲線，其中沖擊壓力用pw表示。結合圓筒的尺寸可知，沖擊波從開始產生到傳遞至筒底需要0.58 ms。從圖10 可以看出當沖擊波傳遞至觀測點時，觀測點處的沖擊壓力的波動非常小，而在結構出現較大變形而形成的擾動壓力傳遞至觀測點時，觀測點處的沖擊壓力才出現較大的變化。由此可見，碰撞產生的沖擊波對觀測點處的沖擊壓力影響很小，水域中形成的沖擊壓力主要是結構變形擠壓水域形成的擾動壓力。

圖 10 擾動壓力曲線Fig. 10 Evolutions of disturbance pressure

圖10 給出的是三個壓力觀測點的沖擊壓力變化曲線。由1#、2#、3#的相對位置結合圖9 中撞頭的垂向加速度曲線可知，撞頭加速度達到最大時產生的沖擊壓力最大。此外，由圖10(a)～(c)可知，碰撞速度對雙層板間的沖擊壓力影響非常大，碰撞速度越大，頂板變形產生的沖擊壓力越大，1#、2#、3#點對應的測試壓力越大。

對比圖10(b)與10(d)可知，碰撞速度相同而頂板厚度不同時，在靠近頂板位置的1#處的沖擊壓力的最大值大小相同，而在2#與3#處的沖擊壓力的最大值不同，且兩種板厚下的沖擊壓力的曲線變化趨勢也有一定的差異，這說明沖擊波的傳遞過程不僅與碰撞速度有關，還與頂板厚度有關。

在筒體未充液的條件下，因為筒體外表面存在加筋結構，使得筒體結構剛度較大，在撞擊過程中，沖擊載荷基本不會沿筒體傳遞至底板，因此底板變形可以忽略不計。在而筒體充滿水的條件下，底板將會產生變形，因為在撞擊的過程中，頂板變形使筒內體積變小從而擠壓水域作用于底板，導致底板發生變形。

由于曲線數據量較大，不便于辨識，且曲線形式具有相似性，因此僅給出了撞擊速度8.45 m/s 時的底板中心的位移隨時間變化曲線，以及三種撞擊速度下頂板的最大位移對比圖。由圖11 可知，在撞擊的過程中，底板產生處于彈性變形。由圖12 可知，底板產生的最大彈性變形隨著撞擊速度的增加而增加。

圖 11 底板位移時域曲線Fig. 11 Displcement history of the bottom plate

圖 12 底板動態位移Fig. 12 Dynamic displacement of the bottom plate

3 結 論

本文開展了充液雙層板結構的碰撞試驗，并重點考慮了在碰撞過程中雙層板間的充水與結構的相互作用獲得如下結論：

（1）充液會與結構發生流固耦合作用，在充液中形成沖擊壓力。當頂板受到撞擊載荷作用而變形時，會在內部充液中形成沖擊壓力，這種沖擊壓力主要成分是由結構變形擠壓水域形成的擾動壓力。且當水域中的沖擊壓力傳遞到底板附近時會與底板發生流固耦合作用，引起底板變形；

（2）充液的存在可以增加雙層結構的阻尼，使結構在碰撞過程中吸收更多的碰撞動能，從而有效減少撞頭的反彈速度；此外，碰撞載荷引起的響應是一個寬頻響應，但由于流固耦合作用附連水的存在，充液狀態下的3 500～7 000 Hz 的高頻響應成分被抑制；

（3）在碰撞載荷作用下，充液狀態下的頂板變形比未充液狀態下的頂板變形至少減少15%，這說明內部充水可以提高結構的剛度并參與能量吸收，從而對頂板起到保護作用，減小頂板的碰撞損傷。

由此可見，內部充水對充液雙層結構的抗沖擊性能的影響是顯著的，在分析充液雙層結構的抗沖擊性能時應該考慮內部充水的影響。