悬挂式铝合金整体壁板的轴压极限承载力研究

朱熠凡 张 平 陈海涛 吴剑国

（1.浙江工业大学 土木工程学院 杭州310023 ； 2.中国船舶及海洋工程设计研究院 上海200011）

引 言

气垫船因船体线型简单、平直且构件尺寸较小，对焊接变形控制要求较高，因此很适合大范围使用悬挂式整体壁板结构［1］。整体壁板是指整体挤压形成的加筋板，通过减少骨材与带板之间的焊缝来降低焊接残余应力的影响，并且在很大程度上降低了缺陷的大小。虽然悬挂式铝合金整体壁板有诸多优点，但是由于铝合金材料的刚度较小，弹性模量（约为70 000 N/mm2）几乎等于钢材的1/3，导致稳定性问题较突出。

在《海上高速船入级与建造规范》［2］中，给出了纵骨/加强筋的极限强度校核公式。吴亚舸和张其林［3-4］通过试验、理论分析和数值模拟研究了铝合金受压板件的局部稳定问题和受弯构件的弯扭稳定问题。张平和陈海涛［5］对铝合金整体壁板的局部强度、稳定性和局部振动特性与常规切口式结构作对比分析，并在此基础上对悬挂式骨架系统气垫船应用范围进行研究。Beson等［6］对使用有限元模型模拟切口式铝合金加筋板的几何缺陷进行了一定的研究，并提出了一套用于有限元模拟的缺陷公式。李彦娜和董科［7］采用有限元软件Abaqus对承受轴向压力的非悬挂式铝合金加筋板进行了极限承载能力分析，并研宄了初始变形幅值、板厚及腹板高厚比对其极限强度的影响。刘一夫等［8］基于非线性有限元方法，设计分析6 种不同截面形式铝合金加筋板极限强度，得出可用于替代原有钢制加筋板的设计方案。张平等［9］进行了铝合金悬挂式整体壁板板格的极限强度计算方法研究。

图1 一跨模型示意图

本文通过Abaqus有限元软件分析了悬挂式铝合金整体壁板在轴向压力（载荷沿加强筋的方向）的极限承载力，以及模型大小、初始缺陷、横梁刚度、侧向压力等因素对其极限承载力的影响，并将有限元计算结果代入《海上高速船入级与建造规范》，对比规范的校核结果，研究现行规范在考虑侧向压力、强弱横梁和跨数等参数方面的适用性。

1 计算模型

1.1 模型范围

本文主要研究铝合金整体壁板的轴压极限承载力。模型分为一跨与五跨、强横梁与弱梁4种组合，横梁跨度统一为2 000 mm。一跨模型如图1所示；五跨模型是5个一跨模型组合，其他同一跨模型，如图2所示。横梁与悬挂的纵骨翼缘交界处的节点通过绑定来连接。加筋板以及模型尺寸分别参见表1和下页表2。

图2 五跨模型示意图

表1 加筋板尺寸 mm

表2 横梁尺寸 mm

铝合金6082-T6型材料的具体参数：弹性模量E为70 000 N/mm2；泊松比ν为0.3；屈服强度σ0.2为 260 N/mm2。

1.2 边界条件

根据结构形式以及承受载荷的形式，确定的有限元模型边界条件示意图如图3所示。

图3 边界条件示意图

B1～B4为加筋板上的节点，B5为横梁两端所有节点，并在B2边施加X方向位移载荷。有限元模型各边的约束条件如表3所示。

表3 有限元模型各边的约束条件

2 结构参数影响

本文缺陷形式来源于文献［6］和ISSC［10］，如表4所示，初始几何缺陷的模式考虑了强框架间加筋板的整体变形、板的局部变形、加强筋侧倾变形等。

表4 有限元模型缺陷形式

有限元模型中缺陷系数见表5。

表5 有限元模型缺陷系数

缺陷方向可以分为异向和同向两种，见图4。

图4 不同缺陷方向示意图

根据不同形式的缺陷，本文将模型分为以下几组，每个模型组均含有一跨与五跨以及强横梁与弱横梁4种组合：

（1）模型组1，采用ISSC缺陷；

（2）模型组2，采用文献［6］缺陷；

（3）模型组3，采用ISSC缺陷，但缺陷方向改为同向；

（4）模型组4，采用文献［6］缺陷，但缺陷方向改为同向；

（5）模型组5，采用ISSC缺陷，但缺陷方向改为同向，并且幅值大小改为与文献［6］一致。

根据《海上高速船入级与建造规范》的纵骨/加强筋极限强度校核公式：

式中：σsw_s为纵骨/加强筋的屈服强度，MPa；σcr_a为纵骨/加强筋或扶强材的临界屈曲应力，MPa；σa_max为纵骨/加强筋极限状态下的最大轴向压应力，MPa；σb_max为纵骨/加强筋极限状态下的最大弯曲应力，MPa；m为放大系数；φc为系数对T型材为0.75；Aeff为梁柱模型的有效面积，mm2；A为梁柱模型的总面积，mm2。

当侧向压力为0时，σb_max等于0，公式变为

表6 轴向极限承载力汇总 kN

图5 模型组3极限状态应力云图（变形放大5倍）

通过表6和图6可以看出：

（1）悬挂式整体壁板中加强筋轴向极限承载力的有限元结果都比规范值约大27%，规范偏于保守。

（2）当横梁强度足够时，模型大小对悬挂式加筋板结构轴向极限承载力影响很小，相差3%，可以忽略不计；当横梁强度不足时，横梁跨数增多将导致悬挂式加筋板极限承载力降低，相差约8%。

（3）采用文献［6］缺陷形式的轴压极限承载力比采用ISSC的约大5%，文献［6］的缺陷形式在本模型中并非最不利缺陷。

（4）当缺陷形式从异向改为同向时，本模型轴压极限承载力增大约10%。采用ISSC的缺陷幅值与采用文献［6］的缺陷幅值对悬挂式加筋板极限承载力影响较小，相差约3%。

图6 模型组1～5极限状态载荷与位移曲线图

3 侧向压力影响

为研究初始缺陷和侧向压力对悬挂式铝合金整体壁板轴压极限承载力的组合影响，本文对模型组1～5（模型组分类见第2节）施加了0.05 MPa的侧向压力，并计算其加载后的极限承载力。当存在侧向压力时，极限承载力的规范可由式（1）变换得规范最大压应力：

与模型的总横截面积相乘得到。

侧向压力作用下，模型组1～5的轴压极限承载力有限元结果和规范值见表7，模型组3在侧向压力作用下极限状态应力云图见下页图7，模型组1～5载荷与位移曲线见下页图8。

表7 有侧向压力作用的加筋板轴向极限承载力汇总 kN

对比表7与表6可以看出：

（1）对比有限元与规范结果，虽然横梁刚度小于临界刚度且跨数较多时，侧向压力会对加强筋的轴向极限承载力产生一定的影响，但是其极限承载力依然大于规范值20%左右。

图7 侧向压力作用下，模型组3极限状态应力云图（变形放大5倍）

图8 侧向压力作用下，模型组1～5载荷与位移曲线图

（2）当横梁刚度足够大时，侧向压力对加筋板轴向极限承载力影响很小，相差2%，可以忽略不计；如果横梁刚度小于临界刚度，侧向压力会对加筋板轴向极限承载力产生较大的影响，且跨数较多时更为明显，极限承载力下降20%左右，不容忽视。

（3）当加入侧向压力后，ISSC缺陷形式与文献［6］缺陷形式的模型轴压极限承载力相差不大，约2%。但是文献［6］缺陷形式的模型轴压极限承载力下降更大，在五跨弱梁时，加入侧向压力后文献［6］的缺陷形式在本模型中极限承载力最低。

（4）当缺陷形式从异向改为同向并加入侧向压力后，本模型轴压极限承载力增大7%左右。在有侧向压力时，使用ISSC的缺陷幅值与采用文献［6］的缺陷幅值对悬挂式加筋板极限承载力的差异减小，仅为3%左右。

4 残余应力与侧向压力组合影响

残余应力主要是由焊接时局部受热，焊接后又迅速冷却而产生。由于整体壁板通常为挤压成型，因此本文仅在焊接点（横梁与纵骨交界处）进行残余应力模拟。

本文假设残余应力大小为屈服强度的20%，热影响范围是横梁与纵骨焊接处向外25 mm，见图9。

图9 残余应力云图

本文采用模型组5（模型组分类见第2节）来进行残余应力对悬挂式铝合金加筋板轴压极限承载力的研究。考虑残余应力后的整体壁板的轴向极限承载力见表8。

表8 模型组5轴向极限承载力有限元结果汇总

从表8可以看出：在模型上加残余应力后，极限承载力降低了不到1%，说明残余应力对模型影响不大，这与悬挂式整体壁板的残余应力范围较小有关。

5 结 语

通过对悬挂式铝合金整体壁板在轴向极限承载力的非线性有限元分析，可以发现：

（1）文献［6］中的缺陷形式对侧向压力更加敏感，但是ISSC缺陷形式仍然能够较好地模拟计算轴压极限承载力；

（2）当横梁刚度不足时，跨数增多和侧向压力能够明显降低加筋板的轴压极限承载力；

（3）残余应力对整体壁板在轴向极限承载力的影响较小；

（4）应用《海上高速船入级与建造规范》进行整体壁板的稳定性校核是安全可靠的。