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等效分析法在分析老龄化船舶抗碰撞性能中的应用

胡锦文 张乃樑 尤小健 蔡如桦 程萍

引用本文:
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等效分析法在分析老龄化船舶抗碰撞性能中的应用

    作者简介: 胡锦文(1988- ),男,硕士,高级工程师,2007.hujinwen@163.com;
  • 中图分类号: O347; U662.2

Application of equivalent analysis to analyzing anti-collision performance of aged ships

  • CLC number: O347; U662.2

  • 摘要: 为了简化评估结构疲劳损伤后的抗碰撞性能,仿照结构蠕变分析中的等时应力-应变曲线的思想,提出了一种基于应变等效的等效分析法,并与通常的一般分析方法进行了比较。对比分析结果表明:等效分析法与通常的一般分析方法模拟的结构最大抗破坏作用力几乎相同,并且两者模拟的结构破坏能相对误差较小。这验证了等效分析法的有效性,说明等效分析法可用于船舶全寿命期内抗碰撞性能的快速评估。
  • 图 1  疲劳损伤老龄化船舶抗碰撞冲击分流程图

    Figure 1.  Flowchart of anti-collision analysis for aged ship with fatigue damage

    图 2  通常船舶结构中典型的碰撞冲击

    Figure 2.  Typical collision of ship structures

    图 3  在工况1中的材料等效应力应变曲线

    Figure 3.  Equivalent stress-strain curves of material in the load case 1

    图 4  在工况2中的材料等效应力应变曲线

    Figure 4.  Equivalent stress-strain curves of material in the load case 2

    图 5  在工况3中的材料等效应力应变曲线

    Figure 5.  Equivalent stress-strain curves of material in the load case 3

    图 6  在工况4中的材料等效应力应变曲线

    Figure 6.  Equivalent stress-strain curves of material in the load case 4

    图 7  在工况5中的材料等效应力应变曲线

    Figure 7.  Equivalent stress-strain curves of material in the load case 5

    图 8  工况1下一般分析法与等效分析法结果对比

    Figure 8.  Comparison of the general simulation and the equivalent simulation in the load case 1

    图 9  工况2下一般分析法与等效分析法结果对比

    Figure 9.  Comparison of the general simulation and the equivalent simulation in the load case 2

    图 10  工况3下一般分析法与等效分析法结果对比

    Figure 10.  Comparison of the general simulation and the equivalent simulation in the load case 3

    图 11  工况4下一般分析法与等效分析法结果对比

    Figure 11.  Comparison of the general simulation and the equivalent simulation in the load case 4

    图 12  工况5下一般分析法与等效分析法结果对比

    Figure 12.  Comparison of the general simulation and the equivalent simulation in the load case 5

    表 1  疲劳损伤分析及碰撞分析工况

    Table 1.  The load cases of fatigue damage analysis and collision analysis

    工况疲劳工程应力幅/MPa循环次数极限循环次数碰撞冲击速度/(m·s–1)
    1397.51001 6800.5
    2496.950146
    380
    4596.21018
    515
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    表 2  不同工况下一般分析法与等效分析法结果对比

    Table 2.  Comparison of the general simulation and the equivalent simulation in the different load cases

    工况破坏能/J一般分析方法与等效分析法相对误差/%
    不考虑损伤的结构考虑损伤的一般分析方法考虑损伤的等效分析法
    163 64862 60561 3382.02
    257 49060 0494.45
    356 17756 2600.14
    456 83057 9001.88
    556 98454 2344.82
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  • [1] XUE K G, TORGEIR M. Long-term fatigue damage of ship structures under nonlinear wave loads [J]. Marine Technology, 2002, 39(2): 85–104.
    [2] 魏东. 舰船结构损伤剩余强度计算与安全评估 [D]. 上海: 上海交通大学, 1999: 67−85.
    [3] 郭爱宾, 邵文蛟. 船舶结构疲劳强度分析中的几个问题 [J]. 中国造船, 2000, 41(1): 52–59. DOI: 10.3969/j.issn.1000-4882.2000.01.008.
    GUO Aibin, SHAO Wenjiao. New technologies for fatigue strength analysis of ship structures [J]. Shipbuilding of China, 2000, 41(1): 52–59. DOI: 10.3969/j.issn.1000-4882.2000.01.008.
    [4] KAZUO T, TAKESHI H, KUNIAKI M. A prediction model for extremely low cycle fatigue strength of structural steel [J]. International Journal of Fatigue, 2007, 29: 887–896. DOI: 10.1016/j.ijfatigue.2006.08.001.
    [5] 王东海, 庄惠忠, 任惠龙, 等. 船体结构在非线性波浪载荷作用下疲劳累积损伤计算 [J]. 中国造船, 1999, 40(1): 59–67.
    WANG Donghai, ZHUANG Huizhong, REN Huilong, et al. Fatigue damage calculation of ship structures acted by nonlinear wave bending moments [J]. Shipbuilding of China, 1999, 40(1): 59–67.
    [6] 韩芸, 催维成, 黄小平, 等. 大型船舶结构的疲劳强度校核方法 [J]. 中国造船, 2007, 48(2): 60–67. DOI: 10.3969/j.issn.1000-4882.2007.02.008.
    HAN Yun, CUI Weicheng, HUANG Xiaoping, et al. Fatigue strength assessment of large-scale ship structures [J]. Shipbuilding of China, 2007, 48(2): 60–67. DOI: 10.3969/j.issn.1000-4882.2007.02.008.
    [7] 余小川, 唐永生, 李润培, 等. 8530TEU集装箱船船舯上甲板角隅疲劳寿命预估 [J]. 中国造船, 2006, 47(4): 101–105. DOI: 10.3969/j.issn.1000-4882.2006.04.016.
    YU Xiaochuan, TANG Yongsheng, LI Runpei, et al. Fatigue life predication of upper deck hatch corners in midship area of a 8530TEU container ship [J]. Shipbuilding of China, 2006, 47(4): 101–105. DOI: 10.3969/j.issn.1000-4882.2006.04.016.
    [8] XUE L. A unified expression for low cycle fatigue and extremely low cycle fatigue and its implication for monotonic loading [J]. International Journal of Fatigue, 2008, 30(10/11): 1691–1698. DOI: 10.1016/j.ijfatigue.2008.03.004.
    [9] 田雨, 纪卓尚. 低周疲劳损伤对老化船舶结构剩余极限强度的影响 [J]. 中国造船, 2010, 51(1): 115–120. DOI: 10.3969/j.issn.1000-4882.2010.01.014.
    TIAN Yu, JI Zhuoshang. Effect of low-cycle-fatigue damage on ultimate strength of aged ships [J]. Shipbuilding of China, 2010, 51(1): 115–120. DOI: 10.3969/j.issn.1000-4882.2010.01.014.
    [10] 李兆霞. 损伤力学及其应用 [M]. 北京: 科学出版社, 2002: 45−68.
    [11] LEMAITRE J. A continuous damage mechanics model for ductile fracture [J]. Journal of Engineering Material and Technology, 1985, 107(1): 83–89. DOI: 10.1115/1.3225775.
    [12] SEWERYN A, BUCYNSKI A, SZUSTA J. Damage accumulation model for low-cycle fatigue [J]. International Journal of Fatigue, 2008, 30(4): 756–765. DOI: 10.1016/j.ijfatigue.2007.03.019.
    [13] 李营, 吴卫国, 张磊, 等. 基于多轴应力损伤的薄板花瓣型破口形成机理研究 [J]. 爆炸与冲击, 2017, 37(3): 554–559. DOI: 10.11883/1001-1455(2017)03-0554-06.
    LI Ying, WU Weiguo, ZHANG Lei, et al. Mechanism research of thin plate petaling under local loading based on multiaxial stress damage [J]. Explosion and Shock Waves, 2017, 37(3): 554–559. DOI: 10.11883/1001-1455(2017)03-0554-06.
    [14] MA C W, XUAN F Z, WANG Z D, et al. Isochronous stress-strain curves of low alloy steel crosss-weld-specimen at high temperature [J]. Acta Metallurgica Sinica, 2004, 17(4): 612–617.
    [15] The American Society of Mechanical Engineers. Rules for construction of nuclear power plant components [M]. New York: The American Society of Mechanical Engineers, 2007: 251−267.
    [16] 王自力, 顾永宁. 船舶碰撞动力学过程的数值仿真研究 [J]. 爆炸与冲击, 2001, 21(1): 29–34. DOI: 10.11883/1001-1455(2001)01-0029-06.
    WANG Zili, GU Yongning. Numerical simulations of ship collisions [J]. Explosion and Shock Waves, 2001, 21(1): 29–34. DOI: 10.11883/1001-1455(2001)01-0029-06.
    [17] 田雨. 船体结构低周疲劳损伤极限强度研究 [D]. 大连: 大连理工大学, 2010: 32−45.
    [18] 陈鹏宇, 侯海量, 吴林杰. 水下舷侧多层防护隔舱接触爆炸毁伤载荷特性分析 [J]. 爆炸与冲击, 2017, 37(2): 283–290. DOI: 10.11883/1001-1455(2017)02-0283-08.
    CHEN Pengyu, HOU Hailiang, WU Linjie. Analysis of the damage load of the underwater contact explosion on multi-layered defend cabins [J]. Explosion and Shock Waves, 2017, 37(2): 283–290. DOI: 10.11883/1001-1455(2017)02-0283-08.
    [19] Det Norske Veritas. Fatigue assessment of ship structure [S]. Norway: Det Norske Veritas, 2003.
  • [1] 鞠杨环小丰宋振铎田鹭璐毛彦喆 . 损伤围岩中爆炸应力波动的数值模拟. 爆炸与冲击, 2007, 27(2): 136-142. doi: 10.11883/1001-1455(2007)02-0136-07
    [2] 李涛傅华李克武谷岩刘仓理 . 单轴压缩下2种PBX炸药的动态变形损伤及其温升效应. 爆炸与冲击, 2017, 37(1): 120-125. doi: 10.11883/1001-1455(2017)01-0120-06
    [3] 胡锦文尤小健闻心怡彭晓钧李天鹞 . 舷侧水对船舶抗碰撞性能的影响. 爆炸与冲击, 2019, 39(2): 023303-1-023303-10. doi: 10.11883/bzycj-2017-0319
    [4] 孙晓晖陈志华张焕好 . 激波绕射碰撞加速诱导爆轰的数值模拟. 爆炸与冲击, 2011, 31(4): 407-412. doi: 10.11883/1001-1455(2011)04-0407-06
    [5] 颜峰姜福兴 . 爆炸冲击载荷作用下岩石的损伤实验. 爆炸与冲击, 2009, 29(3): 275-280. doi: 10.11883/1001-1455(2009)03-0275-06
    [6] 马丽英李向东周兰伟蓝肖颖宫小泽姚志军 . 高速破片撞击充液容器时容器壁面的损伤. 爆炸与冲击, 2019, 39(2): 023302-1-023302-12. doi: 10.11883/bzycj-2018-0009
    [7] 陶俊林李奎 . 水泥砂浆的一个热粘弹性率型损伤本构模型. 爆炸与冲击, 2011, 31(3): 268-273. doi: 10.11883/1001-1455(2011)03-0268-06
    [8] 江雅勤吴帅峰刘殿书贾贝王蒙李晓璐 . 基于元件组合理论的砂岩动态损伤本构模型. 爆炸与冲击, 2018, 38(4): 827-833. doi: 10.11883/bzycj-2017-0173
    [9] 王智德夏元友周雄夏国邦杨金华 . 顺层岩质边坡爆破的振动控制及损伤特性. 爆炸与冲击, 2017, 37(1): 27-36. doi: 10.11883/1001-1455(2017)01-0027-10
    [10] 陈永涛唐小军李庆忠胡海波徐永波 . 纯铁材料的冲击相变与反常层裂. 爆炸与冲击, 2009, 29(6): 637-641. doi: 10.11883/1001-1455(2009)06-0637-05
    [11] 夏祥李海波张大岩王新远李俊如 . 红沿河核电站基岩爆破的控制标准. 爆炸与冲击, 2010, 30(1): 27-32. doi: 10.11883/1001-1455(2010)01-0027-06
    [12] 熊俊周海兵刘文韬张树道孙锦山 . 滑移爆轰驱动钢管的层裂. 爆炸与冲击, 2008, 28(2): 105-109. doi: 10.11883/1001-1455(2008)02-0105-05
    [13] 展全伟郭伟国李玉龙马君峰 . 飞机加强蒙皮在12.7 mm弹丸撞击下的变形与破坏. 爆炸与冲击, 2006, 26(3): 228-233. doi: 10.11883/1001-1455(2006)03-0228-06
    [14] 林英松朱天玉蒋金宝阮新芳李德聪丁雁生 . 水中爆炸激波对水泥试样作用的数值模拟分析. 爆炸与冲击, 2006, 26(5): 462-467. doi: 10.11883/1001-1455(2006)05-0462-06
    [15] 赵宝友马震岳梁冰徐伟许新勇 . 水电站地下厂房大型岩体洞室的抗爆性能. 爆炸与冲击, 2010, 30(2): 183-190. doi: 10.11883/1001-1455(2010)02-0183-08
    [16] 张磊胡时胜陈德兴张守保余泽清刘飞 . 钢纤维混凝土的层裂特征. 爆炸与冲击, 2009, 29(2): 119-124. doi: 10.11883/1001-1455(2009)02-0119-06
    [17] 张磊胡时胜陈德兴张守保余泽清刘飞 . 混凝土材料的层裂特性. 爆炸与冲击, 2008, 28(3): 193-199. doi: 10.11883/1001-1455(2008)03-0193-07
    [18] 战人瑞陶春达韩林黄毅民韩敦信 , . 爆炸自紧残余应力及对构件疲劳强度的影响. 爆炸与冲击, 2005, 25(3): 239-243. doi: 10.11883/1001-1455(2005)03-0239-05
    [19] 施绍裘喻炳王礼立 . PP/PA共混高聚物在高应变率下的热粘弹性本构关系和时温等效性. 爆炸与冲击, 2007, 27(3): 210-216. doi: 10.11883/1001-1455(2007)03-0210-07
    [20] 王礼立包合胜卢维娴 . 损伤引起的反向应变率效应及其对本构关系和热粘塑性失稳的影响. 爆炸与冲击, 1993, 13(1): 1-8.
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出版历程
  • 收稿日期:  2018-04-26
  • 录用日期:  2018-07-20
  • 刊出日期:  2019-07-01

等效分析法在分析老龄化船舶抗碰撞性能中的应用

    作者简介:胡锦文(1988- ),男,硕士,高级工程师,2007.hujinwen@163.com
  • 武汉第二船舶设计院,湖北 武汉 430064

摘要: 为了简化评估结构疲劳损伤后的抗碰撞性能,仿照结构蠕变分析中的等时应力-应变曲线的思想,提出了一种基于应变等效的等效分析法,并与通常的一般分析方法进行了比较。对比分析结果表明:等效分析法与通常的一般分析方法模拟的结构最大抗破坏作用力几乎相同,并且两者模拟的结构破坏能相对误差较小。这验证了等效分析法的有效性,说明等效分析法可用于船舶全寿命期内抗碰撞性能的快速评估。

English Abstract

  • 目前对船舶抗碰撞性能的影响分析主要集中在对新建船舶的分析上,然而随着现代船舶技术的发展,损伤对船舶结构的影响日益受到研究人员的重视[1-3]。特别是,老龄化船舶由于长时间受到波浪载荷的作用,产生了随时间积累的疲劳损伤[4]。国内外大量的研究文献表明,疲劳损伤对结构的极限强度、剩余强度都有重要影响[1-2, 5],尤其是低周疲劳强度是衡量结构承载能力的一个重要方面。

    通常对结构的疲劳分析方法有3大类:基于S-N曲线和Palmgren-Miner准则的疲劳累积损伤法[6]、基于Paris裂纹扩展的断裂力学分析法[7]以及基于连续介质力学的损伤动力学分析法[4, 8]。其中损伤力学理论已逐渐成为评估和预测材料及其结构宏观力学性能的有力工具[9]。以及为了描述损伤后的结构在刚度和强度方面性能的下降,国内外学者提出了许多数学模型来描述材料的损伤演化。如果将这些损伤演化方程通过编程并应用于船舶的抗碰撞性能的仿真评估中,将会使得分析过程复杂化,原因在于结构的疲劳损伤是一个与时间相关的过程,尤其当结构经历了较长时间的疲劳后,其模拟分析时间也将显著增长。

    为此,本文以较成熟的损伤动力学疲劳分析法[10]为基础,将Lemaitre创立的应变等效假说[11]进行适当扩展,提出一种分析老龄化船舶抗碰撞性能的与疲劳时间无关的简化等效分析法,以期为船舶全寿命周期内的抗碰撞性能的快速评估打下基础。

    • 结构在疲劳循环载荷下会产生微裂纹,由于这些微裂纹大小、位置和扩展方向具有随机性,因而在损伤力学分析中引入了损伤因子D。这些微裂纹(或损伤因子)的存在会引起有效承载面积的减小,并随着疲劳载荷的大小和持续时间而变化,例如在文献[10]中介绍了一种评估材料在疲劳载荷下的损伤演化动力学模型:

      $D = 1 - {\left( {1 - \frac{N}{{{N_{\rm{F}}}}}} \right)^{\dfrac{1}{{\alpha + m + 3}}}}$

      式中:D为材料疲劳累积损伤因子,$\alpha $m为材料常数,NNF分别为循环次数和极限循环次数。且:

      ${N_{\rm{F}}} = \sqrt {\frac{3}{2}} \frac{{E{S_0}{K^m}(m + 2)}}{{m{{[{\sigma _{{\rm{eq}}}}]}^{m + 2}}(\alpha + m + 3)}}$

      式中:E为材料弹性模量,K为材料常量,S0均为材料参数;在常温下S0=1,$\alpha $=0;[σeq]为等效应力幅,且[σeq]=2+ab为与材料有关的参数,σ为疲劳工程应力幅。

      根据Ramberg-Osgood硬化率关系[12],材料塑性应变εp与有效等效应力${\bar \sigma _{{\rm{eq}}}}$存在如下关系:

      ${\varepsilon _{\rm{p}}}{\rm{ = }}{\left( {\frac{{{{\bar \sigma }_{{\rm{eq}}}}}}{K}} \right)^{{m}}},\quad{\rm{ }}{\bar \sigma _{{\rm{eq}}}}{\rm{ = }}\frac{{{\sigma _{{\rm{eq}}}}}}{{1 - D}}$

      为了分析材料疲劳损伤后抗冲击破坏性能,一般分析方法是先模拟结构疲劳过程,然后再模拟抗冲击破坏过程。然而当疲劳过程较长(疲劳载荷循环次数较多)时,会使模拟时间也相应变长。为此,本文中拟将Lemaitre创立的应变等效性假说[11]适当扩展,构建疲劳分析中的材料等效应力应变曲线。

      在文献[13]中,定义单元变形过程中的损伤为:

      $D{\rm{ = }}\frac{{\Delta {\varepsilon _{\rm{p}}}}}{{{\varepsilon _{\rm{f}}}}}$

      式中:$\Delta {\varepsilon _{\rm{p}}}$为塑性应变增量,${\varepsilon _{\rm{f}}}$为材料断裂应变。

      在文献[14-15]中介绍了一种等时应力应变曲线的思想,该方法将材料的蠕变损伤等效为材料的塑性应变损伤,然后在分析过程中通过修改材料原本的应力-应变曲线来模拟材料的蠕变过程,使得结构蠕变模拟分析中与时间有关的蠕变过程等效为与时间无关的静力过程,从而较大的简化了工作量。仿照这一思想,本文中依据式(4)尝试将疲劳损伤过程中引起的累积损伤作为对材料塑性应变的修正,从而修改材料原本的应力-应变曲线来模拟材料的疲劳损伤过程。下面来介绍这一等效过程。

      在一系列应力$\sigma _{{\rm{eq}}}^{(i)}$(i=1,2,3…)的作用下,按照式(3),材料的塑性应变为:

      $\varepsilon _{\rm{p}}^{(i)}{\rm{ = }}{\left[ {\frac{{\sigma _{{\rm{eq}}}^{(i)}}}{{{\rm{(1 - }}D{\rm{)}}K}}} \right]^m}$

      则材料的总应变为:

      ${\varepsilon ^{(i)}}{\rm{ = }}\varepsilon _{\rm{e}}^{(i)} + \varepsilon _{\rm{p}}^{(i)} = \frac{{\sigma _{{\rm{eq}}}^{(i)}}}{E} + {\left[ {\frac{{\sigma _{{\rm{eq}}}^{(i)}}}{{(1 - D)K}}} \right]^m}$

      根据式(5)~(6),则构建的材料等效应力-应变曲线为($\varepsilon _{}^{(i)}$$\sigma _{{\rm{eq}}}^{(i)}$)。

      图1给出了疲劳损伤结构抗碰撞冲击分析的一般分析方法和本文介绍的等效分析法流程图。

      图  1  疲劳损伤老龄化船舶抗碰撞冲击分流程图

      Figure 1.  Flowchart of anti-collision analysis for aged ship with fatigue damage

    • 以Q235材料钢板的抗碰撞分析为例,Q235材料的材料参数和模型参数[9]为: E=198 753 MPa,K=969.6 MPa,m=5.4825, a=0.642×10–3, b=0.336。

      由于碰撞冲击效应有局部性特征[16],因此通常船舶结构中典型的抗碰撞分析如图2所示。

      图  2  通常船舶结构中典型的碰撞冲击

      Figure 2.  Typical collision of ship structures

      在本例中钢板尺寸取为1 000 mm×500 mm×10 mm,撞击物尺寸见图2(b)。疲劳加载为钢板一端固定,相对的另一端施加均布力载荷,载荷方向沿钢板长度方向。疲劳损伤分析及其后的碰撞分析分别取表1中5种工况。

      工况疲劳工程应力幅/MPa循环次数极限循环次数碰撞冲击速度/(m·s–1)
      1397.51001 6800.5
      2496.950146
      380
      4596.21018
      515

      表 1  疲劳损伤分析及碰撞分析工况

      Table 1.  The load cases of fatigue damage analysis and collision analysis

      由于在中低速碰撞冲击分析中,与结构损伤变形吸收能量相比,应变率增强效应引起的吸收能量增加基本可以忽略不计[16],因此为简单计,表1的算例工况中只设置一种冲击速度。

      依照式(6)构建每个工况下的疲劳等效应力-应变曲线,如图37所示。

      图  3  在工况1中的材料等效应力应变曲线

      Figure 3.  Equivalent stress-strain curves of material in the load case 1

      图  4  在工况2中的材料等效应力应变曲线

      Figure 4.  Equivalent stress-strain curves of material in the load case 2

      图  5  在工况3中的材料等效应力应变曲线

      Figure 5.  Equivalent stress-strain curves of material in the load case 3

      图  6  在工况4中的材料等效应力应变曲线

      Figure 6.  Equivalent stress-strain curves of material in the load case 4

      图  7  在工况5中的材料等效应力应变曲线

      Figure 7.  Equivalent stress-strain curves of material in the load case 5

      利用上述构建的材料等效应力-应变曲线模拟结构的抗冲击性能,并与一般情况下的结构疲劳后的抗冲击性能的模拟(即一般分析方法)以及不考虑损伤的完美结构抗性能模拟进行比较,如图812所示。其中在一般分析方法中疲劳载荷按照文献[17]中的方式进行线性加载。在抗冲击性能分析中,将钢板四周固支,采用Cowper-Symonds模型描述材料的应变率效应[18],并取材料的失效应变为0.25。分析中采用ABAQUS软件进行有限元模拟,钢板采用10 mm×10 mm四边形壳单元,撞击物采用刚体模型。表2列出了不同工况下一般分析法与等效分析法结果对比。

      图  8  工况1下一般分析法与等效分析法结果对比

      Figure 8.  Comparison of the general simulation and the equivalent simulation in the load case 1

      图  9  工况2下一般分析法与等效分析法结果对比

      Figure 9.  Comparison of the general simulation and the equivalent simulation in the load case 2

      图  10  工况3下一般分析法与等效分析法结果对比

      Figure 10.  Comparison of the general simulation and the equivalent simulation in the load case 3

      图  11  工况4下一般分析法与等效分析法结果对比

      Figure 11.  Comparison of the general simulation and the equivalent simulation in the load case 4

      图  12  工况5下一般分析法与等效分析法结果对比

      Figure 12.  Comparison of the general simulation and the equivalent simulation in the load case 5

      工况破坏能/J一般分析方法与等效分析法相对误差/%
      不考虑损伤的结构考虑损伤的一般分析方法考虑损伤的等效分析法
      163 64862 60561 3382.02
      257 49060 0494.45
      356 17756 2600.14
      456 83057 9001.88
      556 98454 2344.82

      表 2  不同工况下一般分析法与等效分析法结果对比

      Table 2.  Comparison of the general simulation and the equivalent simulation in the different load cases

      由式(1)计算可知,表1中各工况对应的结构疲劳损伤大小为0~0.2。由图812可以看出:(1)结构损伤后,一般分析方法中对应的出现最大破坏作用力时刻滞后于不考虑损伤的完美结构,而等效分析法中出现最大破坏作用力时刻几乎与不考虑损伤时的结构相同;(2)一般分析方法中得到的最大抗破坏作用力几乎与等效分析法相同;(3)在损伤后的结构从初始时刻到刚发生破坏的过程中,等效分析法中结构刚度大于一般分析方法。

      其次,从表2可看出,采用等效分析法与一般分析方法得到的结构破坏能误差较小。这说明,等效分析法能满足一般的工程要求。

      应当注意的是,与结构蠕变分析中所提出的等时应力应变曲线方法一样,本文提出的疲劳等效分析法也有类似的局限性,即只适用于疲劳损伤较小的结构(在本文模拟分析中损伤值在0~0.2是有效的,此外,关于结构损伤大小的判断,可以借鉴于相应规范,例如在劳氏规范中以Miner累积损伤值0.25作为是否进行低周疲劳强度校核的判据[19],当疲劳损伤值小于0.25时,认为结构的损伤较小)。当结构疲劳损伤较大时,不仅本文扩展的近似应变等效性受到限制,而且要进一步完善相应的疲劳损伤力学模型[9]

    • 将Lemaitre创立的应变等效性假说[11]适当扩展,构建疲劳分析中的材料等效应力-应变曲线,以此分析结构疲劳之后的抗碰撞冲击性能,并与通常的一般分析方法进行了比较,得到如下结论:

      (1)两者模拟的结构最大抗破坏作用力几乎相同;

      (2)两者模拟的结构破坏能相对误差较小,能满足一般工程要求;

      (3)等效分析法在结构破坏前期模拟的结构抗破坏刚度稍大于一般分析法。

      本文虽然只列出了一种特定的钢板及撞击物尺寸对应的分析结果,但对其他不同的钢板及撞击物尺寸进行类似分析时,也得到了上述相同的结论。

参考文献 (19)

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