左新龍，唐文獻(xiàn)，3，張 建，，王緯波，王月陽，吳文偉

（1.江蘇科技大學(xué)，江蘇 鎮(zhèn)江212003；2.中國船舶科學(xué)研究中心，江蘇 無錫214082；3.江蘇科技大學(xué) 江蘇省船海機(jī)械裝備先進(jìn)制造重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 鎮(zhèn)江212003）

0 引 言

2016 年2 月，國家公布了深海海底區(qū)域資源勘探開發(fā)法，從法律層面支持包括深海潛水器在內(nèi)的深海科學(xué)技術(shù)裝備研發(fā)。近兩年，科技部把“深海關(guān)鍵技術(shù)與裝備”作為重點(diǎn)專項(xiàng)，列入國家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃，支持原創(chuàng)性深海潛水器研發(fā)及深海前沿關(guān)鍵技術(shù)攻關(guān)。

耐壓殼體作為潛水器的內(nèi)部殼，保證潛水器內(nèi)部恒定的大氣壓力。潛水器的耐壓殼體組成一個(gè)水密空間，是潛水器浮力的主要提供者，其重量占潛水器總重量的1/4～1/2[1-2]，耐壓殼體結(jié)構(gòu)形式的選擇直接影響到潛水器的有效載荷[3]。現(xiàn)役殼體結(jié)構(gòu)仍存在應(yīng)力集中及空間占用率低等缺點(diǎn)[4-5]，對于單球形耐壓裝備，在實(shí)際受載過程中，由于對缺陷非常敏感，發(fā)生失穩(wěn)時(shí)的壓力僅為理論值的1/4～1/3[6]，安全性較差；單球形耐壓裝備只能通過依靠增大球半徑來增大內(nèi)部空間，半徑的增大會導(dǎo)致水阻力增大，降低潛水器的機(jī)動性；球形耐壓裝備曲率較小且處處相等，導(dǎo)致內(nèi)部設(shè)備布置困難，空間利用率較低，人員舒適性變差，進(jìn)而降低潛水器的人機(jī)環(huán)特性。多球形耐壓裝備在一定程度上擴(kuò)大了艙室空間，提高了人員舒適性，但仍然無法克服缺陷敏感度高、空間利用率低等缺點(diǎn)。因此，對于新型殼體結(jié)構(gòu)的研究依然很迫切。

新型耐壓殼體應(yīng)避免球形、橢球形等殼體缺點(diǎn)，且具有輕質(zhì)、高強(qiáng)度等特點(diǎn)，以滿足潛水器長時(shí)間作業(yè)的需求。因此，能最優(yōu)協(xié)調(diào)缺陷敏感度、空間利用率等優(yōu)點(diǎn)的異形殼的探索性研究顯得尤為重要。Magnucki[7]認(rèn)為交接的桶形耐壓殼可以替代傳統(tǒng)的圓柱形和球形耐壓殼。Jasion[8-10]提出了分別由定常經(jīng)線、卡西歐卵形線及回轉(zhuǎn)球形曲線等旋轉(zhuǎn)殼體交接而成的耐壓殼，并進(jìn)行了詳細(xì)的試驗(yàn)及理論研究。Blachut[11-13]也對由定常經(jīng)線旋轉(zhuǎn)殼體交接而成的耐壓殼進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得到了加強(qiáng)肋對殼體失穩(wěn)破壞的規(guī)律。蛋殼是一種母線為正高斯曲線的典型回轉(zhuǎn)殼體，具有良好的重量強(qiáng)度比、跨距厚度比、流線型、美學(xué)特性、合理的材料分布等優(yōu)點(diǎn)。蛋殼滿足圓頂原理，無需肋骨支撐，利用最少材料即可獲得足夠的強(qiáng)度和穩(wěn)定性。在均布外壓作用下，蛋殼可通過面內(nèi)壓力抵抗外載荷，表現(xiàn)出較強(qiáng)的抗壓特性，是一種優(yōu)異的耐壓殼仿生設(shè)計(jì)原型[14-16]。鑒于上述優(yōu)點(diǎn)，本課題組對清除內(nèi)容物的舟山鵝蛋進(jìn)行了靜水壓力試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)其平均抗壓能力為3 MPa，相當(dāng)約1.7 t 的握緊力。

為此，本課題組首次嘗試將蛋形結(jié)構(gòu)引入到深海耐壓裝備結(jié)構(gòu)創(chuàng)新設(shè)計(jì)中，研究發(fā)現(xiàn)蛋形耐壓殼對幾何缺陷的敏感程度較低，屈曲載荷衰減系數(shù)僅為等效球殼的60%-80%，因而對加工精度要求可適當(dāng)放寬；蛋形耐壓殼是一種具有良好流線型的扁長卵形殼，且較小的旋轉(zhuǎn)半徑可縮小水流沖擊面，水動力學(xué)特性優(yōu)于球殼，同時(shí)較小的旋轉(zhuǎn)半徑也可降低制造難度和加工誤差；蛋形耐壓殼經(jīng)向曲率半徑遠(yuǎn)比等效球殼高，便于內(nèi)部設(shè)備布置，增加空間利用率，其獨(dú)特的蛋形空間可提高乘員舒適性，進(jìn)而提高潛水器的人機(jī)環(huán)特性。此外，蛋形耐壓殼便于在端部開設(shè)人孔和觀察窗，在低頻階段具有良好聲學(xué)特性[17-19]。預(yù)研結(jié)果表明，蛋形耐壓殼可最優(yōu)協(xié)調(diào)幾何缺陷敏感性低、空間利用率高、水動力學(xué)特性好等優(yōu)點(diǎn)，在深海潛水器上具有廣闊應(yīng)用前景[20-21]。

對于單蛋形耐壓殼（簡稱為單蛋殼）結(jié)構(gòu)的潛水器，其單艙室空間較小，無法滿足大空間深海潛水器開發(fā)的要求。張建[20]提出了多蛋形交接耐壓殼（簡稱為多蛋殼）結(jié)構(gòu)，在去除蛋形殼曲率較大的兩端下，進(jìn)一步提高了空間占用率；研究了交接環(huán)肋尺寸的影響規(guī)律，為避免出現(xiàn)交接環(huán)肋剛度過大或不足，使殼體開孔處的變形量與完整殼體一致，保障交接后的蛋形殼的力學(xué)性能及穩(wěn)定性不受影響，確立了蛋形殼開孔前后變形一致的設(shè)計(jì)理念（簡稱為變形協(xié)調(diào)）[20]。然而，變形協(xié)調(diào)理念設(shè)計(jì)下的加強(qiáng)環(huán)肋尺寸參數(shù)合理性，及真實(shí)多蛋殼破壞形式需要通過試驗(yàn)進(jìn)一步驗(yàn)證。

因此，本文開展多蛋形交接耐壓殼屈曲特性試驗(yàn)研究工作。首先，基于變形協(xié)調(diào)理念，優(yōu)選多蛋殼結(jié)構(gòu)參數(shù)，制作樹脂多蛋殼比例模型作為試驗(yàn)對象；接著，通過逆向工程獲取真實(shí)多蛋殼三維模型，對比例模型的圓度及制作誤差進(jìn)行了檢測；最后，進(jìn)行靜水壓力試驗(yàn)，驗(yàn)證真實(shí)多蛋殼破壞形式，檢驗(yàn)變形協(xié)調(diào)理念設(shè)計(jì)的環(huán)肋參數(shù)合理性，比較了考慮真實(shí)形狀和厚度的非線性有限元分析結(jié)果。

1 試驗(yàn)材料

前期研究發(fā)現(xiàn)蛋形殼一端或雙端開孔，及交接蛋形殼的個(gè)數(shù)，對其結(jié)構(gòu)性能并無影響[20]。考慮靜水壓力模擬設(shè)備內(nèi)腔容積，以雙蛋形交接耐壓殼（簡稱為雙蛋殼）為例，進(jìn)行試驗(yàn)研究。

雙蛋殼由兩個(gè)相同的蛋形殼對稱交接而成，參考一般深潛器殼體的結(jié)構(gòu)尺寸，采用無肋骨殼體形式，幾何模型如圖1 所示。選用與鵝蛋殼輪廓吻合程度較好的Kitching 蛋形曲線作為蛋形殼外輪廓[20]，且取B/L=0.69、L/e=45。此外，前期研究發(fā)現(xiàn)，雙蛋殼以尖、鈍端兩種對稱相交的結(jié)構(gòu)性能基本一致。為進(jìn)一步提高空間占用率，去除曲率較大尖端，采用尖端對稱交接的結(jié)構(gòu)形式，其中主要幾何參數(shù)包括：雙蛋殼長度Lm、寬度Bm、蛋形殼厚度t、加強(qiáng)環(huán)肋長度Lr、雙蛋殼交接開孔直徑Rr（即環(huán)肋外直徑）和環(huán)肋厚度tr（圖1）。

金屬材質(zhì)的異形殼多為沖壓、焊接工藝，原有的蛋形輪廓很難保證。 采用工藝性較好的三維打印技術(shù)，選用8000 ABS 樹脂，250-300 nm 波長照射下完成固化。許用應(yīng)力[σ]=20 MPa，彈性模量E=2 600 MPa，泊松比μ=0.34。為避免出現(xiàn)交接環(huán)肋剛度過大或不足，使殼體開孔處的變形量與完整殼體一致，保障交接后的蛋形殼的力學(xué)性能及穩(wěn)定性不受影響，作者前期研究工作中確立了蛋形殼開孔前后變形一致的設(shè)計(jì)理念[21]?；谧冃螀f(xié)調(diào)設(shè)計(jì)理念，尖端對稱交接的雙蛋殼幾何參數(shù)如表1 所示。

圖1 雙蛋殼幾何模型Fig.1 Geometry of the double-segment egg-shaped shell

表1 雙蛋殼幾何參數(shù)Tab.1 Geometric parameters of the double-segment egg-shaped shell

表2 雙蛋殼比例模型Tab.2 Scale models of double-segment egg-shaped shells

為檢驗(yàn)變形協(xié)調(diào)理念設(shè)計(jì)的環(huán)肋參數(shù)合理性，制作無環(huán)肋加強(qiáng)及加強(qiáng)環(huán)肋厚度為tr=2 mm 的比例模型作對比，相同參數(shù)的比例模型均制作兩個(gè)，以作參考及驗(yàn)證試驗(yàn)可重復(fù)性。聯(lián)系深圳某未來工廠廠家，采用3D 打印技術(shù)加工6 件8000 ABS 樹脂材料的尖端交接雙蛋殼比例模型，見表2。為方便取出支撐物，均在雙蛋殼一端開小孔，三維掃描及靜水壓力試驗(yàn)時(shí)，用膠水將其連接，各比例模型的環(huán)肋參數(shù)如表3 所示。

2 試驗(yàn)方法

2.1 圓度與制作誤差檢測

試驗(yàn)儀器選用Open Technologies 公司的手動三腳架3D 掃描儀 （單筆掃描范圍：150×115×150 mm；掃描儀像素：200 M；精度：0.02 mm），針對已制作的6 個(gè)雙蛋殼比例模型，規(guī)范操作，獲得三維模型，如圖2 所示。

針對6 個(gè)雙蛋殼比例模型，隨機(jī)截取沿雙蛋殼旋轉(zhuǎn)軸的三個(gè)截面。其截面的外形線（或稱經(jīng)絡(luò)線），所在面夾角互為120°，由此可避免選取的經(jīng)絡(luò)線過于集中，2-1#雙蛋殼所在三個(gè)截面的蛋形經(jīng)絡(luò)線，如圖3（a）-（c）所示。每個(gè)雙蛋殼的三條經(jīng)絡(luò)線及與Kitching 蛋形曲線的皮爾遜相關(guān)系數(shù)，如表4 所示。

分析結(jié)果發(fā)現(xiàn)，每個(gè)雙蛋殼的三條經(jīng)絡(luò)線的相互皮爾遜相關(guān)系數(shù)均大于0.999，且與Kitching 蛋形曲線的相互皮爾遜相關(guān)系數(shù)也大于0.999，證明制作的雙蛋殼是高度對稱的旋轉(zhuǎn)殼，且與Kitching 蛋形曲線高度一致。

表3 雙蛋殼比例模型幾何參數(shù)Tab.3 Geometric parameters of six doublesegment egg-shaped shells

圖2 三維掃描試驗(yàn)Fig.2 3-D scanning test

圖3 2-1#號雙蛋殼上的三條蛋形經(jīng)絡(luò)線Fig.3 Three contours of 2-1#goose egg

表4 雙蛋殼輪廓線的相互皮爾遜相關(guān)系數(shù)（PPMCC）Tab.4 PPMCC of six double-segment egg-shaped shells’contours

GOM Inspect 三維檢測軟件，常作為三維掃描后處理，用于檢測對象與理想輪廓的誤差，分析結(jié)果如圖4 所示，圖標(biāo)為真實(shí)雙蛋殼與理想輪廓基于曲率半徑的誤差及誤差頻率。相同輪廓的真實(shí)雙蛋殼誤差及各誤差段出現(xiàn)的頻率近乎一致，說明加工過程中并沒有出現(xiàn)較大波動，相同參數(shù)的兩個(gè)雙蛋殼在后續(xù)試驗(yàn)中具備相互參考性。0-1#和0-2#雙蛋殼與理想輪廓最大曲率半徑誤差為0.24 mm，誤差在0.04-0.16 mm 之間，占總誤差段的98%以上，其中兩頂端誤差最大。2-1#和2-2#最大曲率半徑誤差為0.42 mm，誤差多在0.06-0.36 mm 之間。7-1#和7-2#最大誤差0.58 mm，誤差大多在0.20 mm 左右?？紤]三維掃描設(shè)備精度0.02 mm，后處理曲面造型及軟件系統(tǒng)誤差，可以確定該6 個(gè)雙蛋殼比例模型近乎完美殼體，可以用于靜水壓力試驗(yàn)研究，其結(jié)果具有較高參考價(jià)值。

圖4 誤差檢測Fig.4 Error inspection

2.2 靜水壓力試驗(yàn)

靜水壓力模擬試驗(yàn)設(shè)備為本課題組自主研發(fā)，使用空氣增壓泵為動力源，以氣液增壓泵為壓力源，輸出水壓與驅(qū)動氣源成比例，可實(shí)現(xiàn)對水壓的無級調(diào)節(jié)。壓力艙內(nèi)的水壓通過壓力傳感器（量程：0～10 MPa，精度：±0.1%）實(shí)時(shí)采集，采樣頻率為50 Hz。

將樹脂雙蛋殼置于本實(shí)驗(yàn)室開發(fā)的高壓艙水壓模擬設(shè)備艙體內(nèi)，外接水泵，先將艙體內(nèi)腔注入清水，且不宜過滿，留足上端封蓋可順利與艙體嚙合的空間。由于試驗(yàn)對象為樹脂雙蛋殼，在高壓艙中的浮力較大，若直接進(jìn)行壓力試驗(yàn)，高壓艙蓋會對試驗(yàn)對象頂部產(chǎn)生擾動力，影響試驗(yàn)結(jié)果。為此，使用材質(zhì)柔軟的網(wǎng)兜包住殼體，并在下端掛上重物，保證懸浮在水中。接通換向閥，上下移動裝置動作，將艙體密封，打開高壓針閥，并繼續(xù)通過氣液增壓泵對艙體內(nèi)腔注水加壓。待有清水從高壓針閥流出后，關(guān)閉高壓針閥。試驗(yàn)對象為樹脂雙蛋殼，考慮破壞壓力較小，增壓不宜過快，采用手動閥逐步加壓，一旦艙體內(nèi)出現(xiàn)瞬間壓降，停止加壓，調(diào)節(jié)高壓針閥對艙體內(nèi)腔泄壓，最后打開上端封蓋，取出被測樹脂雙蛋殼。規(guī)范操作0-1#和0-2#雙蛋殼比例模型靜水壓力試驗(yàn)過程，高壓艙內(nèi)腔壓力變化如圖5 所示。

圖5 為0-1#和0-2#雙蛋殼比例模型靜水壓力試驗(yàn)高壓艙內(nèi)壓力曲線，橫坐標(biāo)為數(shù)據(jù)采集時(shí)間，縱坐標(biāo)為高壓艙內(nèi)壓力值，選用手動加壓方式，壓力曲線呈現(xiàn)鋸齒式增加趨勢。曲線峰值即為樣本破壞時(shí)的最大外壓載荷。0-1#與0-2#相同尺寸參數(shù)的樣本破壞時(shí)最大外壓載荷懸殊僅為5.2%，同樣，2-1#與2-2#、7-1#與7-2#懸殊分別為11.6%和2.8%。因此，針對6 個(gè)雙蛋殼比例模型，相同參數(shù)的兩個(gè)樣本高壓艙內(nèi)壓力曲線，趨勢及峰值均呈現(xiàn)較好的一致性，試驗(yàn)結(jié)果可重復(fù)性較高。

圖5 0-1#和0-2#雙蛋殼靜水壓力試驗(yàn)Fig.5 Hydrostatic test of double-segment eggshaped pressure shells(0-1#and 0-2#)

靜水壓力試驗(yàn)后，通過螺旋測微器測量殼體真實(shí)厚度，選取40 個(gè)殼體離散點(diǎn)，測量結(jié)果如表5 所示。結(jié)果表明，相同輪廓的真實(shí)雙蛋殼厚度均值較相近，離散程度也近乎一致，說明在加工同類型模型時(shí)并沒有出現(xiàn)較大波動，相同參數(shù)的兩個(gè)雙蛋殼在本次試驗(yàn)中具備相互參考性?？紤]螺旋測微器精度為0.01 mm，且樹脂質(zhì)地較軟，尖端測微器勢必使測量值偏小，綜合分析可以認(rèn)定試驗(yàn)對象為完美殼體。

表5 真實(shí)雙蛋殼殼體厚度Tab.5 Thickness of egg-shaped shells

3 結(jié)果與分析

3.1 試驗(yàn)結(jié)果分析

表6 為0-1#與0-2#、2-1#與2-2#、7-1#與7-2#雙蛋殼比例模型的靜水壓力試驗(yàn)結(jié)果。0-1#和0-2#未經(jīng)環(huán)肋加強(qiáng)的雙蛋殼破壞均發(fā)生在交接處，2-1#和2-2#雙蛋殼環(huán)肋剛度不足，其破壞也均發(fā)生在交接處；7-1#和7-2#基于變形協(xié)調(diào)設(shè)計(jì)的雙蛋殼，一個(gè)蛋形殼單元中部出現(xiàn)破壞，且遠(yuǎn)離交接處。因樹脂材料塑性一般，延展性較差，具有一定脆性，最終破壞形式存在崩裂，雙蛋殼比例模型破壞面積較大，屬正?，F(xiàn)象。此外，試驗(yàn)樣本一端的膠水連接處均未出現(xiàn)破壞，且端部也未見裂痕，表明端部開小孔且膠水連接后，并未對試驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生影響。

表6 試驗(yàn)結(jié)果Tab.6 Experimental results

此外，本課題組成員針對完整單蛋殼進(jìn)行了靜水壓力試驗(yàn)，破壞形式見圖6 所示，高壓艙內(nèi)峰值載荷為0.680 MPa，與7-1#和7-2#雙蛋殼的破壞載荷相差3%和0.29%（比例模型破壞載荷值見表8）。單蛋殼中部出現(xiàn)崩裂，與7-1#和7-2#雙蛋殼的破壞形式一致。說明變形協(xié)調(diào)設(shè)計(jì)的環(huán)肋參數(shù)屬于合理范圍，雙蛋殼繼承了完整蛋形殼較好的耐壓特性。

3.2 真實(shí)殼體非線性屈曲結(jié)果分析

針對已制作的6 個(gè)雙蛋殼縮比模型，因逆向工程獲得的模型由許多不規(guī)則的曲面片拼接而成，網(wǎng)格劃分時(shí)采用自由劃分局部調(diào)整，見圖7。各模型幾何參數(shù)見表1 和表3，材料設(shè)定為8000 ABS 樹脂，分析結(jié)果如圖8、表7 和表8 所示。

圖6 單蛋殼破壞形式Fig.6 Collapsed form of egg-shaped pressure shell

圖7 試驗(yàn)樣本數(shù)值模型Fig.7 Numerical models of test samples

圖8 為7-1#和7-2#真實(shí)雙蛋殼非線性屈曲平衡路徑?？v坐標(biāo)為載荷比例系數(shù)（LPF）（施加初始外載荷為1 MPa，故縱坐標(biāo)即為承載載荷），橫坐標(biāo)為每一弧長步蛋形殼短軸方向上的最大位移量與蛋形殼厚度的比值。

觀察真實(shí)雙蛋殼非線性屈曲平衡路徑，承載載荷首先呈近似線性急劇增大，當(dāng)?shù)竭_(dá)峰值點(diǎn)后，急劇下降，之后趨于平緩。這種不穩(wěn)定趨勢符合大多數(shù)正高斯曲線的旋轉(zhuǎn)殼體非線性屈曲形式。6 個(gè)雙蛋殼的非線性屈曲平衡路徑趨勢保持一致，僅峰值不同，7-1#和7-2#臨界屈曲載荷最大，2-1#和2-2#次之，無環(huán)肋加強(qiáng)的雙蛋殼臨界屈曲載荷最小，表明經(jīng)過環(huán)肋加強(qiáng)后的雙蛋殼臨界屈曲載荷明顯增大。

表7 分別為0-1#與0-2#、2-1#與2-2#、7-1#與7-2#數(shù)值分析結(jié)果。0-1#和0-2#未經(jīng)環(huán)肋加強(qiáng)的雙蛋殼失穩(wěn)均發(fā)生在交接處，2-1#和2-2#雙蛋殼環(huán)肋剛度不足，其失穩(wěn)也均發(fā)生在交接處，7-1#和7-2#基于變形協(xié)調(diào)設(shè)計(jì)的雙蛋殼，一個(gè)蛋形殼單元中部出現(xiàn)凹坑，且遠(yuǎn)離交接處，并最終失效，與試驗(yàn)結(jié)果具有較好一致性。

圖8 真實(shí)雙蛋殼非線性屈曲平衡路徑Fig.8 Equilibrium paths of the doublesegment egg-shaped shells

表7 數(shù)值結(jié)果Tab.7 Numerical results

從表8 可見，0-1#與0-2#雙蛋殼試驗(yàn)與數(shù)值結(jié)果相差分別為7.6%和11.9%，二者結(jié)構(gòu)參數(shù)一致，仿真結(jié)果相差小于0.5%，試驗(yàn)結(jié)果相差0.52%。2-1#與2-2#試驗(yàn)與數(shù)值結(jié)果相差分別為15.1%和2.8%，數(shù)值相差小于1.2%，而試驗(yàn)結(jié)果相差11.6%，橫向及縱向分析均顯示2-1#雙蛋殼試驗(yàn)載荷值略大，考慮試驗(yàn)傳感器及三維掃描精度，屬于合理范圍內(nèi)，具備參考性。7-1#與7-2#試驗(yàn)與數(shù)值結(jié)果相差分別為1.5%和3.6%，數(shù)值相差2.5%，而試驗(yàn)結(jié)果相差1.3%。試驗(yàn)與數(shù)值結(jié)果具有高度一致性，且相同結(jié)構(gòu)參數(shù)的兩個(gè)比例模型，數(shù)值和試驗(yàn)均呈現(xiàn)較高的一致性，充分說明數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)過程及結(jié)果具有可重復(fù)性。

表8 數(shù)值與試驗(yàn)載荷值Tab.8 Numerical and experimental maximum external load

圖9 為完美雙蛋殼的交接環(huán)肋厚度對其臨界屈曲載荷的影響規(guī)律。相同環(huán)肋厚度下，真實(shí)雙蛋殼的試驗(yàn)及數(shù)值載荷值與理想雙蛋殼近乎相同，也較好說明真實(shí)雙蛋殼制作工藝成熟，近乎完美。2-1#雙蛋殼試驗(yàn)載荷值略大于理想雙蛋殼，試驗(yàn)結(jié)果存在誤差，與上文得出結(jié)論一致，但屬于合理范圍，具備參考價(jià)值。綜合上述分析，雙蛋殼的環(huán)肋參數(shù)在基于變形協(xié)調(diào)理念設(shè)計(jì)后，最終破壞遠(yuǎn)離環(huán)肋交接處，試驗(yàn)與數(shù)值驗(yàn)證了變形協(xié)調(diào)設(shè)計(jì)理念的合理性。針對6 個(gè)雙蛋殼比例模型，比較數(shù)值分析及試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，基于弧長法的數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果具有良好一致性，考慮真實(shí)形狀和厚度的非線性有限元分析可用于分析預(yù)測真實(shí)殼體的屈曲行為。

圖9 加強(qiáng)肋厚度tr 對雙蛋殼臨界屈曲載荷的影響規(guī)律（Lr=15 mm）Fig.9 The influence of thickness on buckling load of the double-segment egg-shaped shell

4 結(jié) 論

（1）相同結(jié)構(gòu)參數(shù)的試驗(yàn)對象，數(shù)值及試驗(yàn)結(jié)果一致，可重復(fù)性較高，試驗(yàn)材料及方法較為可靠?；诨￠L法的數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果具有良好一致性，考慮真實(shí)形狀和厚度的非線性有限元分析可用于分析預(yù)測真實(shí)殼體的屈曲特性。

（2）基于變形協(xié)調(diào)理念設(shè)計(jì)的多蛋殼，最終破壞遠(yuǎn)離環(huán)肋交接處，試驗(yàn)驗(yàn)證了變形協(xié)調(diào)設(shè)計(jì)環(huán)肋參數(shù)屬于合理范圍，可避免交接環(huán)肋剛度過大或不足引起的殼體破壞。雙蛋殼的蛋形殼單元破壞形式及載荷與完整單蛋殼基本相同，試驗(yàn)驗(yàn)證了雙蛋殼繼承了完整蛋形殼較好的耐壓特性。