船舶力学

	P（显著性）	是否满足假设检验	曲线拟合类型
测点S1	0.07391	是	Weibull分布
测点S2	0.2510	是	Weibull分布
测点S3	0.1672	是	Lognormal拟合
测点S4	0.9918	是	Non-parametric拟合

	P（显著性）	是否满足假设检验	曲线拟合类型
测点S1	0.07391	是	Weibull分布
测点S2	0.2510	是	Weibull分布
测点S3	0.1672	是	Lognormal拟合
测点S4	0.9918	是	Non-parametric拟合

模型	序号	S/MPa	循环次数N	断裂位置
1号模型	1	113	26086	横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图21）
2	98	43522	横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图21）
3	100	45603	横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图21）
4	110	28132	横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图21）
2号模型	1	90	≥132350	未出现裂纹
2	115	104000	横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图22(a)）
3	130	16000	横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图22(a)）
4	100	85000	扶强材与纵骨面板连接焊趾处（如图22(b)）

模型	序号	S/MPa	循环次数N	断裂位置
1号模型	1	113	26086	横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图21）
2	98	43522	横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图21）
3	100	45603	横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图21）
4	110	28132	横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图21）
2号模型	1	90	≥132350	未出现裂纹
2	115	104000	横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图22(a)）
3	130	16000	横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图22(a)）
4	100	85000	扶强材与纵骨面板连接焊趾处（如图22(b)）

S-N 曲线	$ N\leq {10}^{7} $			$ N \gt {10}^{7} $
FAT 25	3.13×10¹⁰	3			6.68×10¹²	5		14.62

S-N 曲线	$ N\leq {10}^{7} $			$ N \gt {10}^{7} $
FAT 25	3.13×10¹⁰	3			6.68×10¹²	5		14.62

校核点编号	S1	S2	S3	S4
疲劳累积损伤度D	6.80×10⁻⁴	7.95×10⁻⁵	4.68×10⁻⁴	1.18×10⁻³

校核点编号	S1	S2	S3	S4
疲劳累积损伤度D	6.80×10⁻⁴	7.95×10⁻⁵	4.68×10⁻⁴	1.18×10⁻³

校核点编号	累积损伤度	疲劳寿命N /h
S1	2.72×10⁻³	368
S2	3.18×10⁻⁴	3143
S3	1.87×10⁻³	535
S4	4.71×10⁻³	212

校核点编号	累积损伤度	疲劳寿命N /h
S1	2.72×10⁻³	368
S2	3.18×10⁻⁴	3143
S3	1.87×10⁻³	535
S4	4.71×10⁻³	212

砰击压力作用下铝合金高速船纵骨疲劳分析

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张凡 ¹^,² , 胡嘉骏 ² , 李陈峰 ¹

船舶力学 | 结构力学 2026,30(9): 1517-1526

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船舶力学 |结构力学 2026 , 30 (9) : 1517 -1526

砰击压力作用下铝合金高速船纵骨疲劳分析

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张凡¹^,², 胡嘉骏², 李陈峰¹

作者信息

¹哈尔滨工程大学，哈尔滨 150001

²中国船舶科学研究中心，江苏无锡 214082

作者简介:

张　凡（1982–），女，硕士，高级工程师，E-mail：zhangfan07@cssrc.com.cn

Fatigue analysis of longitudinal stiffeners in high-speed aluminum alloy ships under slamming

Fan ZHANG¹^,², Jia-jun HU², Chen-feng LI¹

Affiliations

¹Harbin Engineering University, Harbin 150001, China

²China Ship Scientific Research Center, Wuxi 214082, China

出版时间: 2026-09-15 doi: 10.3969/j.issn.1007-7294.2026.09.011

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摘要

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针对高速船舶砰击应力响应疲劳评估难题，本研究基于小型高速铝合金船艏部实测数据，结合两种典型纵骨穿舱结构疲劳试验，运用线性累积损伤理论，分析应力响应与疲劳损伤。研究证实，砰击压力下应力响应具有显著冲击特性，应力幅值不再服从瑞利分布。结果表明：试验工况连续航行212小时测量点便可能产生疲劳裂纹。该成果深化了对砰击应力动态特性的认知，为高速铝合金船纵骨穿舱结构抗疲劳设计提供参考。

关键词

高速船 / 实测应力 / 铝合金疲劳 / S-N曲线 / 纵骨损伤

Abstract

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Aiming at the difficuties of fatigue evaluation of slamming stress response for high-speed ships, this study analyzes the stress response and fatigue damage based on the measured data of the bow of a small high-speed aluminum alloy ship, by combining with fatigue tests on two typical longitudinal bulkhead-penetrating structures, with the linear cumulative damage theory. The research confirms that the stress response under slamming pressure exhibits obvious impact characteristics, and the stress amplitude no longer follows the Rayleigh distribution. The results show that fatigue cracks may occur at the measuring points after 212 hours of continuous navigation under the test conditions. This achievement deepens the understanding of the dynamic characteristics of slamming stress and provides a reference for the anti-fatigue design of longitudinal bulkhead-penetrating structures of high-speed aluminum alloy ships.

Key words

high-speed vessels / full-scale test stress / aluminum alloy / S-N curve / damage of longitudinal stiffeners

引用本文

张凡, 胡嘉骏, 李陈峰. 砰击压力作用下铝合金高速船纵骨疲劳分析. 船舶力学, 2026 , 30 (9) : 1517 -1526 . DOI: 10.3969/j.issn.1007-7294.2026.09.011

Fan ZHANG, Jia-jun HU, Chen-feng LI. Fatigue analysis of longitudinal stiffeners in high-speed aluminum alloy ships under slamming[J]. Journal of Ship Mechanics, 2026 , 30 (9) : 1517 -1526 . DOI: 10.3969/j.issn.1007-7294.2026.09.011

正文

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0　引言

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由于铝合金材料具备强度高、耐腐蚀性好等优点，同时可以减轻船体重量，提高船舶航速，因此广泛应用于中小型高速船舶的建造^[1]。与常规大型船舶不同，高速船在波浪中高航速航行时，由于船体艏部抬升、波浪破碎飞溅等原因，高速船的局部结构（如船艏、双体船的连接桥等）会遭受周期性的较大砰击力作用^[2−3]，持久反复作用可致船体纵骨疲劳损坏。因此，研究高速铝合金船在砰击压力作用下的疲劳问题对该类船舶结构设计具有重要意义。

国内外各大船级社^[4−5]的疲劳规范主要是针对大型船舶整体载荷作用下的疲劳问题，采用的S-N曲线适用于屈服极限小于400 MPa的钢材，主要针对散货船、油船等常规船型的典型节点，也并未有权威机构针对特殊新型船的典型节点进行疲劳试验，选取的S-N曲线也是近似参考相类似的节点。对于新型材料和特殊节点相结合的S-N曲线更是少之又少。国际焊接学会（IIW）^[6]在焊接节点疲劳设计指南中发布了钢材料和铝合金材料S-N曲线，两组曲线包含若干节点，但其并不针对于船体结构节点。缪素菲等^[7]针对船用铝合金典型板架结构，在反复载荷作用下开展不同载荷水平的疲劳试验，获得了不同载荷水平下典型节点的疲劳寿命和破坏模式。任慧龙等^[8]设计并开展实际板厚4点弯曲疲劳模型试验，获得试验模型在不同载荷水平下的疲劳失效循环次数，根据试验测得数据得到2种扶强结构形式的S-N曲线，通过试验获得了矩形扶强材和削斜扶强材结构形式的某铝合金船体纵骨贯穿舱壁结构的疲劳性能。铝合金材料的S-N曲线尚不如钢质船舶节点那样完善，而对于新型船舶典型节点的疲劳特性，只有部分研究者针对少量节点进行了相应试验。

王伟等^[9]以CCS《海上高速船入级与建造规范》作为载荷输入，以一艘22 m长铝合金高速船为例，开展了船体梁载荷和侧向载荷作用下热点应力计算，基于线性累积损伤理论对目标船的纵骨进行疲劳损伤评估。许维军等^[10]将非线性载荷的时域计算与线性频域谱分析方法相结合，参考相关规范中修正系数对应的应力响应传递函数，计算考虑非线性砰击载荷的疲劳损伤。李天祺^[11]采用高速船的载荷计算，结合有限元进行应力分析，并开展疲劳工况、超越概率水平、疲劳试验等研究；开展高速船纵骨节点的疲劳分析，提出了一种基于规范改进的铝合金高速船的疲劳强度评估简化方法。刘静辰^[12]采用简化分析方法对某铝合金双体船的纵骨节点进行了疲劳评估。乐京霞等^[13]基于传统的设计波法，提出了一种计及波激振动的船舶结构疲劳损伤计算方法，并用该方法对一艘集装箱船的典型结构进行疲劳评估，给出了各计算热点的累积损伤值。徐志亭等^[14]采用非线性时域方法计算船体总弯矩的时历分布，结合雨流计数法，统计出船体节点在非线性砰击载荷下的疲劳应力范围分布，进而得到船体节点考虑非线性砰击载荷影响的疲劳损伤。以上的评估方法都是基于总体载荷引起的结构疲劳问题，而对于局部砰击载荷下铝合金焊接的疲劳损伤研究较少。由于砰击载荷的瞬态性和强非线性，其计算理论还很不成熟，舰船结构在砰击作用下的应力响应更鲜有人研究，基于此，本文通过对实船应力数据进行处理，得到了实船砰击压力作用下的应力响应；通过对2种典型的纵骨穿舱结构形式的疲劳试验分析，获得了相应的铝合金焊接接头的疲劳性能，并基于线性累积损伤理论，获得了砰击压力作用下的铝合金焊接节点的疲劳特性，为铝合金高速船的结构设计提供参考。

1　砰击压力作用下铝合金船体纵骨上的应力响应特性分析

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高速船在波浪海况下高速航行时，艏部区域承受较大的砰击载荷，其砰击载荷和结构响应具有十分复杂的强非线性特征，目前尚无有效的数值方法评估高速船的砰击载荷及其结构响应^[15]。因此，为了获得实船在砰击压力作用下的应力响应特征，本文选取了一艘船长40余米铝合金高速船的艏部砰击压力作用区域。该区域的板材采用屈服极限为180 MPa的铝合金板，骨材采用屈服极限为260 MPa的铝合金挤压型材，并沿着纵骨方向布置了单向应变片，应变片的编号S1-S4，具体位置如图1所示。实海域水深30 m，浪高仪实测波高1.15 m，最大波高1.8 m，平均周期4.6 s，在顶浪状态下以37.5节航速航行约15分钟，应力监测数据见图2~5。

按照胡克定律将实测的应变转化成应力，各测点上产生极高的应力峰值，部分峰值超过了铝合金材料的屈服极限，应力响应在毫秒内达到峰值，随后急剧下降并小幅振荡衰减至零位附近，整个砰击响应过程持续时间约1~2 s，远小于波浪载荷作用周期，砰击载荷作用下纵骨结构响应呈现明显的冲击特性。

鉴于上述砰击载荷作用下结构应力响应的冲击特性，采用峰值计数法提取循环幅值，每个砰击过程的峰值点如图6所示；对提取的应力循环进行统计并去除对疲劳损伤贡献较小的应力成分，对应力循环幅值S进行拟合，如图7~10所示，并采用K-S检验（Kolmogorov-Smirnov）对拟合结果进行假设检验，检验结果详见表1。

由上述统计结果可知：在砰击压力作用下，各测点应力响应幅值不再服从Rayleigh分布。

2　铝合金纵骨穿舱结构的S-N曲线选取

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根据现场实船勘测的纵骨裂纹情况，一般是从肘板或扶强材与纵骨面板连接的趾端或肋板与面板连接处开始萌生及扩展，为了获得该类纵骨穿舱节点的疲劳性能，选取了2类典型节点开展疲劳试验，1号模型（纵骨穿过肋板，肋板一侧加扶强材，端部削斜且未与纵骨连接）的结构图和应力云图如图11~12所示，2号模型（纵骨穿过肋板，肋板一侧加扶强材与面板连接）的结构图和应力云图如图13~14所示。

由上述应力云图可知：此类纵骨穿舱结构形式，应力最大值出现在纵骨面板的焊缝处。

试验模型选用屈服极限为180 MPa的铝合金板和屈服极限为260 MPa的铝合金挤压型材，并采用双面填角焊工艺。试件采用四点弯曲加载，即两端简支，跨中区域两点加载，加载示意图如图15所示，试验设备采用MTS多点加载试验系统加载，试验现场如图16所示。

1号模型模拟纵骨穿过肋板并采用削斜扶强材加强，试验模型见图17，2号模型模拟纵骨穿过肋板且一侧加扶强材与纵骨面板连接，试验模型见图18。试验中在纵骨面板上距离焊缝0.5t处和1.5t处粘贴单向应变片，如图19~20。

试验过程采用恒幅正弦波加载，加载频率为2 Hz，每类模型各开展4个模型的疲劳试验与表2中序号对应，试验应力比R=0.1。1号试验模型所有裂纹出现在肋板与纵骨面板连接处，破坏部位如图21所示；2号试验模型的裂纹分别出现在肋板与纵骨面板连接处和加强筋与纵骨面板连接处，破坏位置如图22所示。两类试件的裂纹出现位置与实船勘测结果基本一致。

疲劳试验数据见表2，其中，S为按公式（1）计算得到的裂纹侧焊趾处的热点应力范围，N为试件表面裂纹长度超过20 mm或贯穿裂纹时的循环次数。

$ S=\frac{3{\sigma }_{t/2}-{\sigma }_{3t/2}}{2} $

(1)

式中：

$ {\sigma }_{t/2} $

为距离焊趾t/2处的最大主应力，实际处理时以测量的纵向正应力代替；

$ {\sigma }_{3t/2} $

为距离焊趾3t/2处的最大主应力，实际处理时以测量的纵向正应力代替；t 为板厚，单位mm。

国内外民船规范^[4−6]中的应力水平S与疲劳寿命N之间的表达式为

$ N=A{S}^{-m} $

(2)

式中：A、m一般由疲劳试验结果确定。

参考文献[6]，采用名义应力法进行铝合金纵骨穿舱节点疲劳强度评估时，S-N曲线通常选取FAT 25~FAT 36之间，FAT 25和FAT 36对应的S-N曲线的表达式见公式（3）。

$ \begin{cases} N=3.13\times {10}^{10}\times {S}^{-3}，\text{FAT 25}\\N=9.33\times {10}^{10}\times {S}^{-3}，\text{FAT 36}\end{cases} $

(3)

参考文献[5]中侧向载荷下的应力集中系数k，2号模型扶强材与纵骨面板焊趾处的应力集中系数为1.4，其他焊趾处的应力集中系数取为1.25，并将公式（3）转成热点应力下的S-N曲线，如公式（4）所示，并与模型试验结果比较，详见图23。

$ \begin{cases} N=3.13\times {10}^{10}/{k}^{-3}\times {S}^{-3}，\text{FAT 25}\\N=9.33\times {10}^{10}/{k}^{-3}\times {S}^{-3}，\text{FAT 36}\end{cases} $

(4)

由上图可知：2号试件试验结果离散性相对较大，对于采用屈服极限为180 MPa的铝合金板和屈服极限为260 MPa的铝合金挤压型材焊接形式的纵骨穿舱型焊接类节点，从安全性角度考虑，推荐选用IIW规范^[6]中铝合金材料的FAT 25对纵骨穿舱节点进行疲劳强度校核。

3　基于实测数据的疲劳累积损伤度计算

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基于S-N曲线和Palmgren-Miner线性累积损伤原理，在多级恒幅交变应力作用下，总的疲劳损伤度D是各应力范围水平S_i下的损伤度D_i之和。某一应力范围水平S_i下的损伤度D_i等于该应力范围的实际循环次数n_i与结构在该应力范围S_i单一作用下达到破坏所需的循环次数N_i之比。假设应力范围水平共有K级，则累积损伤度为

$ {D}_{{\mathrm{test}}}=\sum \limits_{i}^{{N}_{{\mathrm{test}}}}\frac{n({S}_{i})}{N({S}_{i})} $

(5)

式中：D_test为试验时间段的累积损伤度；N_test为试验时间段内的应力循环次数；N（S_i）为试验时间段内提取的应力循环对应的疲劳循环次数，按IIW规范^[6]中FAT 25，具体表达式为

$ \begin{cases} N(S)=A{S}^{-m}{S}\geq {{S}}_{{Q}}\\N(S)=C{S}^{-r}{{S \lt S}}_{{Q}}\end{cases} $

(6)

式中：

$ N(S) $

为与应力范围S相对应的结构疲劳失效时的应力循环次数；A、m、C和r为S-N曲线系数（见表3所示）；

$ {S}_{Q} $

为参考应力范围，单位为MPa，当取S为

$ {S}_{Q} $

时，

$ N({S}_{Q})={10}^{7} $

。

采用胡克定律将各测点的应变曲线转换成应力曲线，并采用图6所示的峰值计数法提取各测点上的疲劳循环应力，按照公式（5）计算试验工况下的疲劳累积损伤度，详见表4。

根据线性累积损伤理论，假定D=1时，结构即发生疲劳破坏。因此，可得到该船在试验工况下航行，其疲劳寿命N可按式（7）进行计算，计算结果见表5。

$ \frac{{D}_{{\mathrm{test}}}}{D}=\frac{{N}_{{\mathrm{test}}}}{N}\Rightarrow N=\frac{{N}_{{\mathrm{test}}}\times D}{{D}_{{\mathrm{test}}}} $

(7)

由上表的计算结果可知，试验船在3级海况下以37.5节顶浪连续航行212小时便有可能产生疲劳裂纹，由此可见，在铝合金高速船的结构设计时，需要充分考虑砰击压力引起的疲劳问题。

4　结论

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本文基于线性累积损伤理论，结合铝合金高速船纵骨应力实测数据与疲劳试验结果，得到了铝合金纵骨在砰击压力作用下的疲劳特性，形成的主要结论如下：

（1）中小型高速船在波浪中高速航行时，砰击区域的应力响应呈现典型冲击特征 —— 应力在毫秒级时间尺度内骤升至峰值，随后迅速衰减并振荡归零，整个单次冲击过程持续约1~2 s。通过峰值计数法提取应力循环，应力幅值概率密度函数PDF不再服从线性系统假设的Rayleigh分布。

（2）针对屈服极限 180 MPa 铝合金板与 260 MPa 挤压型材焊接而成的纵骨穿舱节点，经对比试验与规范验证，推荐使用国际焊接学会（IIW）规范中铝合金材料的 FAT 25 曲线，从而为同类结构的设计与评估提供了工程参考。

（3）本研究基于线性累积损伤理论，对试验海况下的疲劳损伤进行了系统计算。结果显示，在试验海况条件下，铝合金纵骨穿舱结构在连续航行212小时后可能出现疲劳损伤。尽管该结果仅为定量考核，但已充分揭示了中小型铝合金船舶艏部冲击区域纵骨结构疲劳设计的重要性，深化了对砰击应力动态特性的认知，为高速铝合金船纵骨穿舱结构抗疲劳设计提供参考。

基金

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项目编号JCKY202306B016

参考文献

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文献

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参考文献引证文献

排序方式：

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2026年第30卷第9期

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doi: 10.3969/j.issn.1007-7294.2026.09.011

接收时间：2026-05-22
首发时间：2026-11-03
出版时间：2026-09-15

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收稿日期：2026-05-22

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项目编号JCKY202306B016

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¹哈尔滨工程大学，哈尔滨 150001

²中国船舶科学研究中心，江苏无锡 214082

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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TxT

	P（显著性）	是否满足假设检验	曲线拟合类型
测点S1	0.07391	是	Weibull分布
测点S2	0.2510	是	Weibull分布
测点S3	0.1672	是	Lognormal拟合
测点S4	0.9918	是	Non-parametric拟合

h（假设检验结果）

P（显著性）

是否满足假设检验

曲线拟合类型

测点S1

0.07391

是

Weibull分布

测点S2

0.2510

是

Weibull分布

测点S3

0.1672

是

Lognormal拟合

测点S4

0.9918

是

Non-parametric拟合

模型	序号	S/MPa	循环次数N	断裂位置
1号模型	1	113	26086	横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图21）
2	98	43522	横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图21）
3	100	45603	横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图21）
4	110	28132	横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图21）
2号模型	1	90	≥132350	未出现裂纹
2	115	104000	横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图22(a)）
3	130	16000	横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图22(a)）
4	100	85000	扶强材与纵骨面板连接焊趾处（如图22(b)）

模型

序号

S/MPa

循环次数N

断裂位置

1号模型

113

26086

横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图21）

43522

横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图21）

100

45603

横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图21）

110

28132

横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图21）

2号模型

≥132350

未出现裂纹

115

104000

横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图22(a)）

130

16000

横梁与纵骨面板连接焊趾处（如图22(a)）

100

85000

扶强材与纵骨面板连接焊趾处（如图22(b)）

S-N 曲线	$ N\leq {10}^{7} $			$ N \gt {10}^{7} $
FAT 25	3.13×10¹⁰	3			6.68×10¹²	5		14.62

S-N 曲线

$ N\leq {10}^{7} $

$ N \gt {10}^{7} $

S_Q /MPa

FAT 25

3.13×10¹⁰

6.68×10¹²

14.62

校核点编号	S1	S2	S3	S4
疲劳累积损伤度D	6.80×10⁻⁴	7.95×10⁻⁵	4.68×10⁻⁴	1.18×10⁻³

校核点编号

疲劳累积损伤度D

6.80×10⁻⁴

7.95×10⁻⁵

4.68×10⁻⁴

1.18×10⁻³

校核点编号	累积损伤度	疲劳寿命N /h
S1	2.72×10⁻³	368
S2	3.18×10⁻⁴	3143
S3	1.87×10⁻³	535
S4	4.71×10⁻³	212

校核点编号

累积损伤度

疲劳寿命N /h

2.72×10⁻³

368

3.18×10⁻⁴

3143

1.87×10⁻³

535

4.71×10⁻³

212