大跨度双层板架结构轴压极限强度试验与仿真分析

刘旋; 孔祥韶; 王卓; 许崇喜; 吴卫国

doi:10.19693/j.issn.1673-3185.03642

大跨度双层板架结构轴压极限强度试验与仿真分析

刘旋^{1, 2,},
孔祥韶^1, ,,
王卓^{1, 2},
许崇喜^{1, 2},
吴卫国¹

1.
武汉理工大学绿色智能江海直达船舶与邮轮游艇研究中心，湖北武汉 430063
2.
武汉理工大学船海与能源动力工程学院，湖北武汉 430063

详细信息

作者简介:
刘旋，男，1997年生，硕士研究生。研究方向：结构安全与可靠性。1614046307@qq.com

孔祥韶，男，1983 年生，博士，教授，博士生导师。研究方向：结构安全与可靠性。kongxs@whut.edu.cn

通讯作者:
孔祥韶

中图分类号: U661.43
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出版历程
- 收稿日期: 2023-11-13
- 修回日期: 2024-01-29
- 网络出版日期: 2024-02-22

Experimental and numerical analysis of ultimate strengths of long-span box-framed structures on ships under compressive load

LIU Xuan^{1, 2,},
KONG Xiangshao^1, ,,
WANG Zhuo^{1, 2},
XU Chongxi^{1, 2},
WU Weiguo¹

1.
Green & Smart River-Sea-Going Ship Cruise and Yacht Research Center, Wuhan University of Technology, Wuhan 430063, China
2.
School of Naval Architecture, Ocean and Energy Power Engineering, Wuhan University of Technology, Wuhan 430063, China

大跨度双层板架结构轴压极限强度试验与仿真分析刘旋，采用知识共享署名4.0国际许可协议进行许可。

摘要

摘要:
目的
旨在探究大跨度双层板架结构在轴压作用下的稳定性，提出准确评估轴压作用下大跨度双层板架结构极限承载能力的方法。
方法
首先，针对大跨度双层甲板结构模型设计开展轴压极限强度试验，分析试验模型的极限承载能力以及崩溃特性；其次，采用数值仿真方法探究偏心受压对于大跨度双层板架结构极限承载能力的影响。
结果
结果显示，上、下层甲板的整体屈曲失稳是大跨度双层板架结构崩溃的主要原因，偏心受压对结构极限承载能力的影响显著。
结论
研究表明，在实际仿真评估中，应将偏心受压效应纳入分析以获得更加准确的评估结果。
- 大跨度双层板架结构 /
- 轴压 /
- 强度 /
- 试验研究 /
- 仿真分析
Abstract:
Objectives
This study aims to explore the stability of long-span double-layer plate frame structures under axial compression and propose a method for accurately evaluating their ultimate bearing capacity.
Method
First, an ultimate strength test was conducted on a large-span double-deck structure, analyzing its ultimate bearing capacity and collapse characteristics. Then, numerical simulations were used to investigate the influence of eccentric compression on the ultimate bearing capacity of the large-span double-deck slab structure.
Results
The test results show that the overall buckling instability of the upper and lower decks is the main reason of collapse in the long-span double-deck structure. The numerical simulation results show that the uneven bearing capacity between the upper and lower decks reduces the structure's ultimate load-bearing capacity.
Conclusion
In the actual simulation evaluation, eccentric compression should be included in the analysis to obtain more accurate evaluation results.
- large-span double-deck slab-frame structure /
- axial compression /
- strength /
- experimental study /
- simulation analysis

HTML全文

0. 引　言

大跨度双层板架结构被普遍应用于船舶结构，用以提供局部大范围的活动或储存空间^[1]。例如，滚装船中存在大量用作车辆存放和移动场所大跨度双层板架结构，，部分军用船舶也同样采用了类似的结构设计。大跨度双层板架结构在长度方向通常具有较大的空间跨度，因而容易在作为强力甲板并承受较大轴向压缩载荷时发生局部失稳崩溃。考虑到大跨度双层板架结构支撑相对较少，其稳定性问题将变得更为显著。如何准确分析大跨度双层板架结构在轴向压缩载荷作用下的极限承载能力，对船舶结构设计与安全评估有着重要的工程意义。

由于几何形式上的相似性，有关船舶箱型梁结构极限强度的相关研究可为大跨度双层板架结构研究提供参考。Saad-Eldeen等^[2-4]针对箱型梁在弯曲以及扭转载荷下的极限强度开展了大量的试验以及仿真研究；徐向东等^[5]开展了箱型梁模型的总纵极限强度研究，并基于试验结果提出了快速评估船体梁极限强度的预报方法。由以上研究可以发现，箱型梁结构通常作为船体梁的简化研究对象，其主要侧重于总纵弯曲载荷或扭转载荷下的承载能力，与局部大跨度板架结构主要承受轴向压缩载荷的情形存在明显差异。

在板架结构稳定性评估方面，大部分研究主要集中在单层板架或加筋板的屈曲分析方面。国内外学者针对加筋板结构在轴压载荷下的屈曲以及极限强度开展了系列理论^[6-7]、试验^[8]以及仿真^[11]研究，并根据研究结果提出了大量有益的经验公式^[13]]。此外，许多学者还针对单层大跨度甲板开展了试验与仿真研究^[14-17]，进一步证明了现有理论在预报大跨度甲板结构方面的不足。然而，双层板架结构的评估理论与手段尚有欠缺。

长期以来，试验方法始终被视为评估结构安全可靠性最为有效的手段^[18][19]。崔海鑫等^[22]开展了大跨度双层板架结构的轴压极限强度试验研究，结果显示，双层板架结构的破坏模式主要为上、下面板的整体崩溃失效。但受限于试验模型选取范围以及尺寸，依然无法全面揭示双层板架结构在轴压载荷作用下的失效机理。为此，本文将开展大尺寸大跨度双层板架结构轴压极限强度试验，旨在探究轴压载荷作用下的破坏机理与承载特性。同时，基于试验结果验证适用于双层板架结构极限承载能力评估的仿真分析方法，并基于试验与计算结果给出双层板架结构设计的建议，为船舶大跨度双层板架结构或其他类似结构的安全评估与设计工作提供一定的参考价值。

1. 大跨度双层板架结构轴压极限强度试验

1.1 大跨度双层板架结构试验模型

大跨度双层板架结构试验模型如图1所示。为模拟真实的结构边界约束条件，大跨度双层板架结构试验模型采用了“1/2+1+1/2”的结构形式。板架结构试验模型长6.46 m，宽1.50 m，高0.60 m。试验模型的全部构件均采用Q550结构钢。试验模型核心段主要构件尺寸如表1所示，其中F代表扁钢加筋，T代表T型材加筋。

图 1 试验模型示意图

Figure 1. Schematic diagram of the test model

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表 1 试验模型主要构件尺寸统计

Table 1. Dimensions of the main components of the test model

构件	尺寸/mm	构件	尺寸/mm
上甲板	6 460 × 1 500 × 3	下甲板	6 460 × 1 500 × 3
左右舱壁	1 500 × 600×3	纵舱壁纵骨	F35 × 3
上甲板纵骨	F46 × 3	纵舱壁扶强材	T62 × 35 × 3 × 3
下甲板纵骨	F29 × 3	纵舱壁延伸	T78 × 42 × 3 × 3
上甲板横梁	T97 × 35 × 3 × 3	横舱壁扶强材	F29 × 3
下甲板横梁	T78 × 35 × 3 × 3	横舱壁	T62 × 35 × 3 × 3

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1.2 试验方案

1.2.1 试验加载方案

试验加载方案以及布置情况如图2所示。大跨度双层板架结构轴压试验采用封闭框架对试验模型进行加载，试验模型固支端与封闭框架相连接，试验模型加载段则布置有2座液压油顶用于施加载荷，液压油顶顶端安装力传感器用于实时记录载荷数值。在模型两端布置两对百分表位移计，并取两端百分表位移计数据的平均值作为模型轴向压缩的位移。

图 2 模型加载试验示意图

Figure 2. Schematic diagram of the model loading test

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为避免试验模型在加载过程中出现垂向变形影响试验结果，在双层板架结构边界设计了约束工装。如图3所示，在模型两侧布设有多个横向销轴，销轴与边界约束工装配合能够限制试验模型的垂向位移，而多个边界约束工装联合使用则可限制试验模型的垂向转角。

图 3 模型边界条件示意图

Figure 3. Schematic diagram of model boundary conditions

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1.2.2 试验测试方案

本次试验采用三向电阻式应变计对试验模型在加载过程中的应力变化进行监测，以便追踪甲板及其骨材的破坏路径。综合考虑试验目的以及操作的可行性，将测点主要布置在试验模型的上、下甲板表面以及内部骨材上，同时，在试验模型左、右舱壁处也布置少量测点，用于对照并进行验证。大跨度双层板架结构试验模型应变测点布置情况如图4所示。

图 4 试验应变测点布置方案

Figure 4. Layout scheme of the test strain measurement point

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1.2.3 试验模型初始缺陷

试验模型采用的钢板厚度较薄，在制造焊接过程会产生明显的初始变形，从而对结构极限承载能力产生较大影响。试验前，采用手持式三位激光扫描仪获得试验模型包含初始始缺陷点的数据云文件，然后进行处理并转换为含初始缺陷信息的几何模型，最终输入到有限元模型中，以提高数值仿真模型的精度。包含初始缺陷的模型如图5所示。

图 5 大跨度双层板架结构初始缺陷模型

Figure 5. Initial defect model of long-span double-layer plate frame structure

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1.2.4 试验模型材料的力学性能

试验模型使用厚3.05 mm和6.00 mm的Q550结构钢板。为获取钢板准确的力学性能参数，使用万能试验机对试验所用钢材试件进行了拉伸力学性能评估。由拉伸试验得到的数据，即可通过式（1）和式（2）计算得到钢材的名义应力−应变曲线。

${\sigma _{\rm{eng}}} = F/{A_0}$

(1)

${\varepsilon _{\rm{eng}}} = \Delta L/{L_0}$

(2)

式中： ${\sigma _{\rm{eng}}}$ 为名义应力； ${\varepsilon _{\rm{eng}}}$ 为名义应变；F为拉伸载荷； ${A_0}$ 为钢材试件的初始横截面积； $\Delta L$ 和 ${L_0}$ 分别为试件的伸长量和钢材试件的初始长度。 ${\sigma _{\rm{eng}}}$ 的计算忽略了样品横截面积的变化，而真实应力则是考虑到钢材试件截面积的变化后样品所受真实应力的大小；真实应变则是某个时刻钢材试件微小伸长量与此时试件实际长度的比值。真实的应力−应变可以由工程应力−应变计算得到：

${\sigma _{\rm{true}}} = {\sigma _{\rm{eng}}}({\varepsilon _{\rm{eng}}} + 1)$

(3)

${\varepsilon _{\rm{true}}} = \ln ({\sigma _{\rm{eng}}} + 1)$

(4)

式中： ${\sigma _{\rm{true}}}$ 为真实应力； ${\varepsilon _{\rm{true}}}$ 为真实应变。通过计算得到钢材试件的真实应力−应变曲线，并作为后续有限元计算的输入参量。断裂后的拉伸试件如图6所示，获得的材料应力−应变曲线结果如图7所示。由图7可知，厚度为3.05 mm和6.00 mm这2种钢板的屈服应力较为接近，约为620 MPa。

图 6 试验拉伸试件

Figure 6. Test tensile specimens

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图 7 试验模型材料的应力−应变曲线

Figure 7. Stress-strain curves of materials in the test model

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2. 模型试验结果分析

2.1 模型试验过程

大跨度双层板架结构模型试验的现场布置情况如图8所示。首先，组装好封闭框架；然后，将试验模型水平放置于封闭框架中完成定位和安装；最后，将各测试设备与数据采集系统连通，实现加载过程中应变、位移以及载荷信号的同步采集。

图 8 模型试验现场布置情况

Figure 8. Layout of the model test site

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待设备调试完毕之后开始加载。在对试验模型进行破坏加载之前，在线弹性范围内进行2次预加载，同时通过应变仪记录每个测点的应变。预加载的目的是通过反复多次在模型材料弹性范围内进行加载来释放试验模型中的残余应力，从而提高试验测试精度。预加载完成之后，即开展模型破坏加载。在破坏加载的开始阶段，设定100 kN的载荷增量间隔。当载荷达到4 000 kN时，减小载荷增量继续加载，直至结构失稳破坏。

2.2 试验结果

2.2.1 试验模型破坏模式

大跨度双层板架结构试验模型在轴压载荷作用下的破坏模式如图9所示。从中可以看到，其破坏模式主要表现为上层甲板靠近加载段区域的甲板板连同加筋发生了整体屈曲失稳，同时试验模型的两侧舷侧板也出现了局部屈曲破坏，而试验模型的下层甲板则未出现明显的破坏现象。

图 9 试验模型的破坏模式

Figure 9. Failure mode of the experimental model

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根据试验观测现象，发现试验模型的上层甲板最先出现明显的屈曲变形，并且随着加载过程的不断推进，变形区域由上层甲板逐渐拓展至与甲板变形区域相连的左右舷侧板，直至结构失去承载能力。

2.2.2 应力时程曲线

采用静态应变数据采集仪得到的是应变值，对于0º，45º和90º的三向应变片，可以通过下列公式换算成 Mises 应力。

$\begin{split} & \qquad{\sigma }_{1,2}\text=E({\varepsilon }_{0{\text{°}}}+{\varepsilon }_{90{\text{°}}})/(1-\nu )/2\pm \\& \text{E}\sqrt{({\varepsilon }_{0{\text{°}}} - {\varepsilon }_{90{\text{°}}})^{\text{2}}+(\text{2}{\varepsilon }_{45{\text{°}}} - {\varepsilon }_{0{\text{°}}} - {\varepsilon }_{90{\text{°}}})^{\text{2}}}/2(\text{1+}\nu ) \end{split}$

(5)

${\sigma _{\rm{Mise}}} = \sqrt {{\sigma _1}^2{\text{ + }}{\sigma _2}^2 - {\sigma _1}{\sigma _2}}$

(6)

式中： ${\varepsilon _{0^\circ }}$ ， ${\varepsilon _{45^\circ }}$ ， ${\varepsilon _{90^\circ }}$ 分别为三向应变片采集到的应变值； ${\sigma _1}$ ， ${\sigma _2}$ 分别为最大、最小主应力；E为弹性模量，E = 210 GPa； $\nu$ 为泊松比， $\nu$ = 20.3。本次试验结构的主要应变为轴向应变，因此上下甲板对应位置的Mises应力与轴向应变趋势一致。

图10～图12所示为试验模型核心段靠近加载端第1跨与第2跨部分（模型失稳部位）上下甲板、舷侧及纵骨时的Mises应力变化情况。观察各测点的数据可以发现，上下甲板的应力值以及应力增量在加载初期大致相同，随着加载过程的不断推进，可以观察到上甲板的应力值以及应力增量开始明显高于下甲板，这表明双层板架模型所受的轴向载荷并非均匀分布，下甲板受到的载荷要小于上甲板，这也是前文所述的下甲板未能出现明显变形的主要原因。

图 10 试验模型上甲板及上甲板纵骨的载荷−应力曲线

Figure 10. Load-stress curves of the upper deck and the longitudinal bones of the upper deck of the test model

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图 11 试验模型下甲板的载荷−应力曲线

Figure 11. Deck load-stress curves under the test model

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图 12 试验模型左右舱板及舷侧板纵骨的载荷−应力曲线

Figure 12. Load-stress curves of the longitudinal bones of the left and right decks and side plates of the test model

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此外，由各测点的数据还可以发现，骨材的整体应力水平普遍略低于甲板以及舱壁，且当加载达到约500 t时，骨材的应力增量呈下降趋势，而甲板以及舱壁的应力增量则呈上升趋势。这表明当轴压载荷达到约500 t时，骨材的承载能力达到极限，而甲板以及舱壁则仍可承受一定的载荷，直至最终达到结构的整体极限。

2.2.3 载荷−位移曲线

本次试验工装之间通过螺栓连接，因此，在加载过程中工装之间会产生相对位移，为了消除工装之间的相对位移误差，在试验工装的首、尾处分别设置了2个位移计，首尾位移计的示数之差即为模型的轴向变形。由2次预加载以及最终破坏加载得到试验模型的载荷−位移曲线分别如图13和图14所示。由图13（b）可以看到，两次预加载的加载与卸载过程的曲线斜率保持稳定，说明预加载效果良好，试验模型处于弹性范围之内。两次预加载的载荷−位移曲线吻合程度良好，进一步说明模型仍处于弹性范围之内。

图 13 预加载的载荷−位移曲线

Figure 13. Preload load-displacement curves

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图 14 破坏加载载荷−位移曲线

Figure 14. Failure load - displacement curves

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从图14中可以看到，双层板架结构试验模型沿长度方向的位移变形随轴向压缩载荷的增大而逐渐增大，载荷−位移曲线的斜率在OA段为固定值，说明双层板架模型在此阶段的结构刚度保持稳定。当轴压载荷增加至约500 t时，载荷−位移曲线斜率出现下降趋势，表明此时结构模型的刚度开始减小，结构模型进入非弹性阶段。图中的F_max点为试验模型的极限点，此时载荷为583.4 t，对应的轴向极限位移变形为9.7 mm。极限点之后，双层板架结构的承载能力陡然下降，双层板架结构逐渐丧失承载能力。

3. 大跨度双层板架结构仿真研究

3.1 有限元模型

采用ABAQUS软件对大跨度双层板架结构在轴压载荷下的极限强度进行分析的结构有限元模型如图15所示。采用MPC（multiple-point constraint）约束将双层板架结构固支端与加载段的全部节点与端面质心参考点连接。根据MPC理论，受约束节点将与参考点受到相同的边界约束条件。将有限元模型加载端设置为简支边界条件，固定端设置为固支边界条件，有限元模型的边界约束条件设置信息如表2所示。将通过扫描得到的初始缺陷信息导入有限元模型以提高仿真计算精度。

图 15 大跨度双层板架结构有限元模型

Figure 15. Finite element model of long-span double-layer plate frame structure

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表 2 试验模型边界约束条件

Table 2. Boundary constraints of the test model

	位移自由度			转角自由度
边界	U_x	U_y	U_z	UR_x	UR_y	UR_z
加载端	—	—	Cons	—	Cons	—
固支端	Cons	Cons	Cons	Cons	Cons	Cons

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3.2 仿真与试验结果对比分析

大跨度双层板架结构有限元模型仿真结果与试验结果的对比情况如图16所示。从中可以看到，由仿真计算得到载荷−位移曲线与试验曲线基本吻合，仿真模型的轴压极限强度为633 t，略大于试验模型的极限强度（583.4 t），误差为8.5%。此外，从曲线对比情况还可看到，仿真模型的整体刚度也略高于试验模型，这可能是因为在实际试验过程中，依然无法实现理想情况下的绝对均匀轴压加载，从而导致试验模型受载不均，下甲板也并未出现明显变形。后续，将针对轴压分载效应对结构极限承载能力的影响进行进一步分析。

图 16 仿真与试验载荷−位移曲线对比

Figure 16. Comparison of the simulated and experimental load-displacement curves

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大跨度双层板架结构有限元模型破坏模式如图17所示。由图可见，有限元模型与试验模型在轴压载荷作用下的破坏位置相同，均为在模型核心段靠近加载端第1跨部位的屈曲破坏。而与试验结果不同的是，有限元模型中大跨度双层板架模型上、下甲板均出现了明显的屈曲失稳现象，而在试验模型的下甲板则未出现明显变形。

图 17 大跨度双层板架结构仿真破坏模式

Figure 17. Simulated failure mode of long-span double-layer plate frame structure

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试验模型上、下甲板的欧拉应力可采用式（7）计算，临界屈曲应力可由Paik–Thayamballi提出的经验公式（8）计算得到。

${\sigma }_{\rm{E}}= 78\times (100{t/b})^{2}$

(7)

$\begin{split} & \;\;\;{\sigma }_{\rm{cr}}/{\sigma }_{\rm{y}}=(0.995 + 0.936{\lambda }^{2} +\\& 0.17{\beta }^{2} + 0.188{\lambda }^{\text{2}}{\beta }^{\text{2}} - 0.067{\lambda }^{4})^{ - 0.5} \end{split}$

(8)

式中： ${\sigma _E}$ 为欧拉应力； ${\sigma _{\rm{cr}}}$ 为临界应力； ${\sigma _y}$ 为材料屈服应力，取为620 MPa； $\lambda$ 为加筋带板的柔度系数，其中上甲板取3.0，下甲板取6.7； $\beta$ 为板格柔度系数，其取值上下甲板相同，均为1.8。通过计算，可得上、下甲板的欧拉应力相同，均为725.6 MPa；上甲板的临界屈曲应力为291.4 MPa，下甲板的临界屈曲应力为235.6 MPa。由试验模型的加筋尺寸以及上、下甲板临界应力的对比可以发现，试验模型上甲板的强度大于下甲板，但在试验中上甲板发生了屈曲破坏，而下甲板却未出现明显的屈曲失稳现象，这进一步说明偏心受压可能是影响双层板架结构承载特性的重要因素。

3.3 偏心受压效应探究

如前所述，在实际加载过程中，往往无法保证大跨度双层板架结构上、下甲板所受的轴向载荷理想均匀。当上、下甲板受到非均匀载荷时，随着加载的进行，所受轴向应力较大的甲板会先发生屈曲破坏。由于上、下甲板受到的轴向应力大小比例不同，故其对模型的破坏模式以及极限承载能力的影响也会有所差异。因此，针对上、下甲板受到不同比例的应力时对大跨度双层板架结构破坏形式以及极限承载能力影响展开研究。

为了探究偏心受压对于大跨度双层板架结构破坏形式的影响，设计了2种极端工况，其中工况1为只有上甲板受压，工况2为只有下甲板受压。对这2种工况下的模型进行有限元计算，计算结果的应力云图分别如图18和图19所示。将计算结果与图17进行对比可以发现，双层板架受到不同偏心加载时的破坏模式是不同的，由此可以得出，当轴向载荷偏向上甲板或者下甲板到一定程度时，上甲板或下甲板会先崩溃失去承载能力，而当轴向载荷无偏心时，上、下甲板几乎会同时失效。

图 18 工况1仿真破坏云图

Figure 18. Simulation failure contours of working condition 1

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图 19 工况2仿真破坏云图

Figure 19. Simulation failure contours in working condition 2

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此外，为了探究偏心受压对大跨度双层板架结构极限承载能力的影响，将采用如图20所示的分载段实现有限元模型轴向载荷的不同比例分配。分载段短边与长边的比例越小，就意味着双层板架结构有限元模型上甲板所受的轴向载荷较下甲板所受的载荷比例越大。需要说明的是，分载段长短边的比例并不能代表上、下甲板实际受到载荷的比例。分载段的分载效应仅仅是定性的，而非定量的。

图 20 大跨度双层板架分载段结构示意图

Figure 20. Schematic diagram of the structure of the load section of the long-span double-layer plate frame

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不同分载段方案下双层板架结构有限元模型计算结果的对比情况如图21所示。从图中可以看到，随着长短边比例的不断增长，大跨度双层板架结构的极限承载能力不断下降，当长短边比例为6:3时，此时该结构的极限承载能力为588 t，接近于试验测试结果。此时，仿真模型的载荷−位移曲线与试验曲线的对比如图22所示。由图22可知，仿真载荷−位移曲线与试验结果的吻合程度较图16有进一步的提升。此外，对比图17与图23的破坏云图可以发现，两者的整体破坏模式相同，当长短边比例为6:3时的模型与原有限元模型相比，下甲板的破坏程度相对较小，与试验结果的吻合程度更高。

图 21 双层板架结构模型极限强度随分载段长短边比例的变化

Figure 21. The variation of ultimate strength of the double-layer plate frame structure model with the ratio of the length and short sides of the load section

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图 22 考虑偏心受压后仿真结果与试验结果对比

Figure 22. Comparison of simulation results and experimental results after considering the offload effect

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图 23 大跨度双层板架结构仿真破坏模式（6/3分载比例）

Figure 23. Simulated failure mode of long-span double-layer plate frame structure (6/3 load ratio)

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以上研究表明，偏心受压效应对大跨度双层板架结构在轴压载荷作用下的破坏模式以及极限强度有着明显影响，在仿真以及试验研究中应引起广泛关注。

4. 结　论

本文以船舶典型大跨度双层板架结构为研究对象，开展了大跨度双层板架结构模型在轴向压缩载荷作用下的极限强度试验分析，随后采用非线性有限元方法对双层板架结构的承载特性进行了进一步分析。主要得到如下结论：

1）大跨度双层板架结构在轴压载荷作用下的破坏过程为：上、下甲板在轴压载荷作用下首先发生整体屈曲崩溃失效，随后变形区域逐渐拓展至左右舷侧板，直至最终整体结构失去承载能力。

2）所采用的非线性有限元模型能够有效评估大跨度双层板架结构在轴压载荷作用下的极限强度以及破坏模式。

3）偏心受压对大跨度双层板架结构的破坏模式以及极限强度影响显著，在试验研究中往往难以实现理想均匀加载，而在仿真研究中，建议将偏心受压效应纳入分析，以获得更为准确的评估结果。

图 1 试验模型示意图

Figure 1. Schematic diagram of the test model

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图 2 模型加载试验示意图

Figure 2. Schematic diagram of the model loading test

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图 3 模型边界条件示意图

Figure 3. Schematic diagram of model boundary conditions

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图 4 试验应变测点布置方案

Figure 4. Layout scheme of the test strain measurement point

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图 5 大跨度双层板架结构初始缺陷模型

Figure 5. Initial defect model of long-span double-layer plate frame structure

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图 6 试验拉伸试件

Figure 6. Test tensile specimens

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图 7 试验模型材料的应力−应变曲线

Figure 7. Stress-strain curves of materials in the test model

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图 8 模型试验现场布置情况

Figure 8. Layout of the model test site

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图 9 试验模型的破坏模式

Figure 9. Failure mode of the experimental model

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图 10 试验模型上甲板及上甲板纵骨的载荷−应力曲线

Figure 10. Load-stress curves of the upper deck and the longitudinal bones of the upper deck of the test model

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图 11 试验模型下甲板的载荷−应力曲线

Figure 11. Deck load-stress curves under the test model

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图 12 试验模型左右舱板及舷侧板纵骨的载荷−应力曲线

Figure 12. Load-stress curves of the longitudinal bones of the left and right decks and side plates of the test model

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图 13 预加载的载荷−位移曲线

Figure 13. Preload load-displacement curves

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图 14 破坏加载载荷−位移曲线

Figure 14. Failure load - displacement curves

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图 15 大跨度双层板架结构有限元模型

Figure 15. Finite element model of long-span double-layer plate frame structure

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图 16 仿真与试验载荷−位移曲线对比

Figure 16. Comparison of the simulated and experimental load-displacement curves

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图 17 大跨度双层板架结构仿真破坏模式

Figure 17. Simulated failure mode of long-span double-layer plate frame structure

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图 18 工况1仿真破坏云图

Figure 18. Simulation failure contours of working condition 1

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图 19 工况2仿真破坏云图

Figure 19. Simulation failure contours in working condition 2

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图 20 大跨度双层板架分载段结构示意图

Figure 20. Schematic diagram of the structure of the load section of the long-span double-layer plate frame

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图 21 双层板架结构模型极限强度随分载段长短边比例的变化

Figure 21. The variation of ultimate strength of the double-layer plate frame structure model with the ratio of the length and short sides of the load section

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图 22 考虑偏心受压后仿真结果与试验结果对比

Figure 22. Comparison of simulation results and experimental results after considering the offload effect

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图 23 大跨度双层板架结构仿真破坏模式（6/3分载比例）

Figure 23. Simulated failure mode of long-span double-layer plate frame structure (6/3 load ratio)

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表 1 试验模型主要构件尺寸统计

Table 1 Dimensions of the main components of the test model

构件	尺寸/mm	构件	尺寸/mm
上甲板	6 460 × 1 500 × 3	下甲板	6 460 × 1 500 × 3
左右舱壁	1 500 × 600×3	纵舱壁纵骨	F35 × 3
上甲板纵骨	F46 × 3	纵舱壁扶强材	T62 × 35 × 3 × 3
下甲板纵骨	F29 × 3	纵舱壁延伸	T78 × 42 × 3 × 3
上甲板横梁	T97 × 35 × 3 × 3	横舱壁扶强材	F29 × 3
下甲板横梁	T78 × 35 × 3 × 3	横舱壁	T62 × 35 × 3 × 3

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表 2 试验模型边界约束条件

Table 2 Boundary constraints of the test model

	位移自由度			转角自由度
边界	U_x	U_y	U_z	UR_x	UR_y	UR_z
加载端	—	—	Cons	—	Cons	—
固支端	Cons	Cons	Cons	Cons	Cons	Cons

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参考文献(22)

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[3]	SAAD-ELDEEN S, GARBATOV Y, GUEDES SOARES C. Ultimate strength assessment of corroded box girders[J]. Ocean Engineering, 2013, 58: 35–47. doi: 10.1016/j.oceaneng.2012.09.019
[4]	GARBATOV Y, SAAD-ELDEEN S, GUEDES SOARES C G. Hull girder ultimate strength assessment based on experimental results and the dimensional theory[J]. Engineering Structures, 2015, 100: 742–750. doi: 10.1016/j.engstruct.2015.06.003
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[22]	崔海鑫, 万琪, 郭珊珊, 等. 大跨度双层甲板在轴压载荷下的稳定性研究[J]. 武汉理工大学学报(交通科学与工程版), 2024, 48(3): 464–468. doi: 10.3963/j.issn.2095-3844.2024.03.010 CUI H X, WAN Q, GUO S S, et al. Stability study of long-span double-deck under axial compressive load[J]. Journal of Wuhan University of Technology (Transportation Science and Engineering), 2024, 48(3): 464–468 (in Chinese). doi: 10.3963/j.issn.2095-3844.2024.03.010

施引文献

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0. 引　言
1. 大跨度双层板架结构轴压极限强度试验
1.1 大跨度双层板架结构试验模型
1.2 试验方案
1.2.1 试验加载方案
1.2.2 试验测试方案
1.2.3 试验模型初始缺陷
1.2.4 试验模型材料的力学性能
2. 模型试验结果分析
2.1 模型试验过程
2.2 试验结果
2.2.1 试验模型破坏模式
2.2.2 应力时程曲线
2.2.3 载荷−位移曲线
3. 大跨度双层板架结构仿真研究
3.1 有限元模型
3.2 仿真与试验结果对比分析
3.3 偏心受压效应探究
4. 结　论

0. 引　言
1. 大跨度双层板架结构轴压极限强度试验
1.1 大跨度双层板架结构试验模型
1.2 试验方案
1.2.1 试验加载方案
1.2.2 试验测试方案
1.2.3 试验模型初始缺陷
1.2.4 试验模型材料的力学性能
2. 模型试验结果分析
2.1 模型试验过程
2.2 试验结果
2.2.1 试验模型破坏模式
2.2.2 应力时程曲线
2.2.3 载荷−位移曲线
3. 大跨度双层板架结构仿真研究
3.1 有限元模型
3.2 仿真与试验结果对比分析
3.3 偏心受压效应探究
4. 结　论

参考文献(22)

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大跨度双层板架结构轴压极限强度试验与仿真分析

作者简介: 刘旋，男，1997年生，硕士研究生。研究方向：结构安全与可靠性。1614046307@qq.com 孔祥韶，男，1983 年生，博士，教授，博士生导师。研究方向：结构安全与可靠性。kongxs@whut.edu.cn

通讯作者: 孔祥韶

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出版历程

Experimental and numerical analysis of ultimate strengths of long-span box-framed structures on ships under compressive load

0. 引 言

1. 大跨度双层板架结构轴压极限强度试验

1.1 大跨度双层板架结构试验模型

1.2 试验方案

1.2.1 试验加载方案

1.2.2 试验测试方案

1.2.3 试验模型初始缺陷

1.2.4 试验模型材料的力学性能

2. 模型试验结果分析

2.1 模型试验过程

2.2 试验结果

2.2.1 试验模型破坏模式

2.2.2 应力时程曲线

2.2.3 载荷−位移曲线

3. 大跨度双层板架结构仿真研究

3.1 有限元模型

3.2 仿真与试验结果对比分析

3.3 偏心受压效应探究

4. 结 论

计量

出版历程

目录

0. 引 言

1. 大跨度双层板架结构轴压极限强度试验

1.1 大跨度双层板架结构试验模型

1.2 试验方案

1.2.1 试验加载方案

1.2.2 试验测试方案

1.2.3 试验模型初始缺陷

1.2.4 试验模型材料的力学性能

2. 模型试验结果分析

2.1 模型试验过程

2.2 试验结果

2.2.1 试验模型破坏模式

2.2.2 应力时程曲线

2.2.3 载荷−位移曲线

3. 大跨度双层板架结构仿真研究

3.1 有限元模型

3.2 仿真与试验结果对比分析

3.3 偏心受压效应探究

4. 结 论

作者简介:
刘旋，男，1997年生，硕士研究生。研究方向：结构安全与可靠性。1614046307@qq.com

孔祥韶，男，1983 年生，博士，教授，博士生导师。研究方向：结构安全与可靠性。kongxs@whut.edu.cn

通讯作者:
孔祥韶

0. 引　言

4. 结　论

0. 引　言

4. 结　论