田旭軍，耿黎明，胡剛義

中國艦船研究設(shè)計中心，湖北武漢430064

0 引 言

潛艇內(nèi)部艙壁將耐壓船體分隔成若干個獨立的艙室，其對耐壓船體起支撐作用，是潛艇結(jié)構(gòu)的重要組成部分。內(nèi)部艙壁按結(jié)構(gòu)型式可以分為球面艙壁和平面艙壁2種。其中，球面艙壁利用球殼的受力優(yōu)點，可以獲得重量輕而承載能力較大的收益，但加工較困難，且凹、凸面的承載能力相差太大；而平面艙壁則加工簡單，從理論上講其兩側(cè)面的承載能力相同，有利于艙室布置。因此，潛艇內(nèi)部艙壁仍然大量采用平面艙壁結(jié)構(gòu)型式。

內(nèi)部平面艙壁屬一次性承載結(jié)構(gòu)，因結(jié)構(gòu)理論模型復(fù)雜，按規(guī)范要求需分別對艙壁板和構(gòu)架進(jìn)行強(qiáng)度與穩(wěn)定性的彈塑性理論計算及評估，但缺乏評估艙壁整體結(jié)構(gòu)極限承載能力的方法，因而目前只能通過有限元彈塑性失穩(wěn)分析來校核。平面艙壁采用的是直交梁系構(gòu)架的板架結(jié)構(gòu)型式，在加強(qiáng)結(jié)構(gòu)端部附近的耐壓船體殼板上，有局部高應(yīng)力［1］，這會影響耐壓結(jié)構(gòu)的疲勞壽命，耐壓船體用材料的屈服強(qiáng)度越高，對結(jié)構(gòu)的局部高應(yīng)力控制要求就越嚴(yán)格。針對艙壁結(jié)構(gòu)極限承載能力評估和艙壁附近耐壓船體殼板上局部高應(yīng)力的控制這2個問題，本文將考慮在艙壁加強(qiáng)構(gòu)架端部采用新型連接結(jié)構(gòu)型式，在仿真優(yōu)化計算的基礎(chǔ)上，通過縮比模型試驗驗證艙壁的極限承載能力。

1 內(nèi)部平面艙壁設(shè)計

1.1 基于規(guī)范設(shè)計的艙壁方案

內(nèi)部平面艙壁的初始方案主要依據(jù)規(guī)范［2］，并參考以往的設(shè)計經(jīng)驗來確定。內(nèi)部平面艙壁的計算壓力Pc取1.25倍的工作壓力P0，即Pc=1.25P0。在艙壁計算壓力Pc下，艙壁板格中心的膜應(yīng)力σm及中心沿短邊方向的總應(yīng)力σzc分別滿足式（1）和式（2）；艙壁板加強(qiáng)構(gòu)架含2根水平桁和若干加強(qiáng)筋，加強(qiáng)構(gòu)架的極限承載能力Pu滿足式（3），跨端剪應(yīng)力τ滿足式（4）；艙壁整體結(jié)構(gòu)的極限承載能力要求大于Pc。除強(qiáng)度校核外，還需按規(guī)范對板格和構(gòu)架進(jìn)行穩(wěn)定性計算。艙壁結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。除上、下水平桁外，垂直加強(qiáng)筋按規(guī)格分別用字母編號，加強(qiáng)構(gòu)架的理論極限承載能力如表1所示。

圖1 內(nèi)部平面艙壁示意圖Fig.1 Schematic diagram of the internal plane bulkhead

表1 艙壁板加強(qiáng)構(gòu)架的理論極限承載能力Table 1 The theoretical ultimate bearing capacity of the reinforcement frames on bulkhead

式中，σs為材料屈服強(qiáng)度。

1.2 加強(qiáng)構(gòu)架端部連接結(jié)構(gòu)優(yōu)化

耐壓船體在深水外壓作用下，由于內(nèi)部艙壁加強(qiáng)構(gòu)架端部采用肘板過渡連接，如圖2所示，構(gòu)架端部結(jié)構(gòu)突變會導(dǎo)致其附近的耐壓船體殼板有局部高應(yīng)力，因此，需要對端部連接結(jié)構(gòu)進(jìn)行拓?fù)鋬?yōu)化。

圖2 艙壁加強(qiáng)筋端部典型結(jié)構(gòu)型式Fig.2 The typical structure at the end of stiffener on bulkhead

1.2.1 水平桁端部連接結(jié)構(gòu)

水平桁是艙壁的主要承力構(gòu)件，因而其端部剛度很大。首先，對端部肘板進(jìn)行適當(dāng)弱化，由三角肘板改為弧形肘板；其次，將肘板端部延伸至與肋骨對齊。水平桁面板端部截斷約100 mm，不與耐壓殼板連接［3］。仿真計算結(jié)果表明，水平桁面板端部截斷后，端部附近耐壓殼板內(nèi)表面的周向應(yīng)力降低了8%，應(yīng)力云圖如圖3所示。

圖3 水平桁端部耐壓殼板內(nèi)表面周向應(yīng)力云圖Fig.3 Circumferential stress contours on the inner surface of pressure shell at the end of the horizontal girder

1.2.2 垂直加強(qiáng)筋端部連接結(jié)構(gòu)

參考水平桁，將垂直加強(qiáng)筋端部的三角肘板改為弧形肘板，并延伸至與肋骨對齊。根據(jù)經(jīng)驗，提出了2種端部結(jié)構(gòu)型式，如圖4所示。

垂直加強(qiáng)筋有限元模型及對應(yīng)位置處耐壓殼板內(nèi)表面的縱向應(yīng)力云圖如圖5所示。仿真計算結(jié)果表明，結(jié)構(gòu)型式II中，垂直加強(qiáng)筋根部耐壓殼板內(nèi)表面（圖5（b）中位置A）的縱向應(yīng)力比結(jié)構(gòu)型式I中的（圖5（b）中位置B）小6%。

圖4 垂直加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)Fig.4 The structure of vertical stiffener

圖5 垂直加強(qiáng)筋仿真計算結(jié)果Fig.5 The simulation results of vertical stiffener

1.3 基于ANSYS的艙壁極限承載能力分析

利用ANSYS校核艙壁的極限承載能力，并采用非線性計算方法［4］，考慮材料的非線性、幾何非線性對結(jié)構(gòu)承載能力的影響。計算求解控制中，考慮大變形對非線性計算的影響，材料非線性采用簡化的材料應(yīng)力—應(yīng)變曲線?？紤]艙壁2種工況下的極限承載能力，即有筋面破艙和無筋面破艙，如圖6所示。艙壁破壞時的應(yīng)力云圖如圖7所示。

圖6 內(nèi)部平面艙壁極限承載能力計算工況Fig.6 The conditions of ultimate bearing capacity for internal plane bulkhead

圖7 內(nèi)部平面艙壁破壞時應(yīng)力云圖Fig.7 The stress contours of internal plane bulkhead after damaged

仿真結(jié)果表明，在有筋面破艙工況下，艙壁的極限承載能力為1.06Pc，無筋面破艙工況下艙壁的極限承載能力為1.18Pc，艙壁兩側(cè)的極限承載能力有差別。在有筋面破艙工況下，加強(qiáng)筋（水平桁與豎桁）內(nèi)部承受縱向壓應(yīng)力，有產(chǎn)生失穩(wěn)的載荷模式，水平桁跨中易發(fā)生彈塑性失穩(wěn)；在無筋面破艙工況下，當(dāng)艙壁破壞時，水平桁端部和跨中將大面積進(jìn)入塑性狀態(tài)，形成3個塑性鉸，這與水平桁的理論力學(xué)模型接近，加強(qiáng)筋無彈塑性失穩(wěn)問題，故其艙壁極限承載能力會高于有筋面破艙工況。

2 縮比模型試驗驗證

2.1 縮比模型設(shè)計

縮比模型的材料與實際結(jié)構(gòu)的材料相同。為了驗證艙壁兩側(cè)的極限承載能力是否相同，按相似比例設(shè)計了2個結(jié)構(gòu)相同的縮比模型，即模型Ⅰ和模型Ⅱ，并在壓力筒中進(jìn)行了外壓試驗。為達(dá)到試驗?zāi)康?，試驗項目包含模型Ⅰ外壓試驗、模型Ⅰ有筋面破艙工況極限承載能力試驗，以及模型Ⅱ無筋面破艙工況極限承載能力試驗。采用應(yīng)變片測量模型在各工況下結(jié)構(gòu)典型部位的應(yīng)變值，并換算為應(yīng)力值。如圖8所示，根據(jù)工況的不同焊接了相應(yīng)的結(jié)合器。

本縮比模型試驗還驗證了構(gòu)架端部新型連接型式的應(yīng)力效果。其中，為了驗證垂直加強(qiáng)筋2種結(jié)構(gòu)型式的應(yīng)力效果，在模型Ⅰ的一側(cè)選取了2根端部采用結(jié)構(gòu)型式Ⅱ（圖4（b））的垂直加強(qiáng)筋。

圖8 艙壁試驗工況Fig.8 The part experimental condition of bulkhead

模型加工完成后，經(jīng)檢驗合格［5］。試驗前的狀態(tài)如圖9所示。

圖9 試驗?zāi)Ｐ虵ig.9 The experimental model

2.2 模型試驗結(jié)果與分析

1）模型Ⅰ外壓試驗結(jié)果。

外壓試驗應(yīng)力結(jié)果表明：

（1）水平桁端部（圖3所示部位）的應(yīng)力值與仿真值相比小了8%，應(yīng)力水平相當(dāng)；

（2）采用結(jié)構(gòu)型式Ⅱ的2根垂直加強(qiáng)筋與另一側(cè)對應(yīng)的加強(qiáng)筋（端部采用結(jié)構(gòu)型式Ⅰ）相比，加強(qiáng)筋端部耐壓殼板內(nèi)表面的縱向應(yīng)力分別降低了9%和11%。

由此可見，在加強(qiáng)構(gòu)架端部采用新型連接型式能有效降低耐壓殼體上的局部高應(yīng)力。

2）模型Ⅰ有筋面破艙工況極限承載能力試驗結(jié)果。

艙壁在1.17Pc壓力下破壞，產(chǎn)生了如下試驗現(xiàn)象：

（1）下水平桁在跨中位置發(fā)生彈塑性失穩(wěn)破壞，該處腹板塌陷，面板扭曲；

（2）結(jié)構(gòu)型式II的2根垂直加強(qiáng)筋端部未見異常，在另一側(cè)對應(yīng)的加強(qiáng)筋端部，肘板面板與其擋板連接處發(fā)生了撕裂。

試驗后的局部模型如圖10所示。

圖10 模型I試驗后圖片F(xiàn)ig.10 The experimental pictures of model I

試驗結(jié)果表明：

（1）在有筋面破艙工況下，艙壁的極限承載能力大于Pc，滿足規(guī)范要求；

（2）在垂直加強(qiáng)筋端部采用結(jié)構(gòu)型式Ⅱ，端部附近的結(jié)構(gòu)應(yīng)力狀態(tài)更均勻，局部承載能力更強(qiáng)。

3）模型Ⅱ無筋面破艙工況極限承載能力試驗結(jié)果。

艙壁在1.42Pc壓力下破壞，產(chǎn)生了如下試驗現(xiàn)象：

（1）艙壁明顯內(nèi)凹，并在與耐壓船體連接處發(fā)生撕裂；

（2）左側(cè)艙壁垂直加強(qiáng)筋與耐壓船體連接的過渡肘板發(fā)生撕裂；

（3）上、下水平桁間垂直加強(qiáng)筋發(fā)生撕裂；

（4）上、下水平桁材左端與耐壓船體連接處（承梁材腹板及肘板腹板）發(fā)生撕裂。試驗后的局部模型如圖11所示。

試驗結(jié)果表明：

（1）在無筋面破艙工況下，艙壁的極限承載能力大于Pc，滿足規(guī)范要求；

（2）艙壁失效部位多，說明結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)更均勻，該工況對艙壁的承載能力有利。

綜合分析，發(fā)現(xiàn)艙壁有筋面破艙工況下的失效模式主要是下水平桁發(fā)生彈塑性失穩(wěn)破壞、腹板塌陷、面板扭曲；而無筋面破艙工況下的失效模式則是艙壁內(nèi)凹、過渡肘板撕裂破壞、艙壁板與耐壓船體連接處產(chǎn)生撕裂呈強(qiáng)度破壞的特征，且由于加強(qiáng)筋無彈塑性失穩(wěn)問題，艙壁的極限承載能力要高于有筋面破艙工況。由此可見，潛艇內(nèi)部平面艙壁兩側(cè)的承載能力是不同的，試驗結(jié)果與仿真計算結(jié)果一致，且由于艙壁結(jié)構(gòu)復(fù)雜，仿真計算未考慮焊縫、真實的材料非線性特性等因素的影響，導(dǎo)致仿真結(jié)果與試驗值存在一定的誤差，仿真計算結(jié)果偏安全。

3 結(jié)論

通過規(guī)范設(shè)計艙壁結(jié)構(gòu)，并進(jìn)行仿真優(yōu)化計算及試驗驗證，獲得了一些有價值的可應(yīng)用于工程的結(jié)論：

1）基于規(guī)范設(shè)計的內(nèi)部平面艙壁、加強(qiáng)構(gòu)架端部采用本文提出的新型連接型式后，艙壁極限承載能力仍滿足規(guī)范設(shè)計要求，加強(qiáng)構(gòu)架端部的新型連接型式能應(yīng)用于潛艇內(nèi)部平面艙壁設(shè)計。

2）潛艇平面艙壁兩側(cè)的承載能力不同。由于在無筋面破艙工況下，艙壁加強(qiáng)筋無彈塑性失穩(wěn)問題，故艙壁在無筋面破艙工況下的極限承載能力比有筋面破艙工況下的大。

3）艙壁加強(qiáng)構(gòu)架采用本文提出的連接型式后，能有效降低耐壓殼體上的局部高應(yīng)力。