含新型連接型式的潛艇內部平面艙壁結構設計及模型試驗驗證

田旭軍，耿黎明，胡剛義

中國艦船研究設計中心，湖北武漢430064

0 引 言

潛艇內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，是潛艇結構的重要組成部分。內部艙壁按結構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，從理論上講其兩側面的承載能力相同，有利于艙室布置。因此，潛艇內部艙壁仍然大量采用平面艙壁結構型式。

內部平面艙壁屬一次性承載結構，因結構理論模型復雜，按規范要求需分別對艙壁板和構架進行強度與穩定性的彈塑性理論計算及評估，但缺乏評估艙壁整體結構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分析來校核。平面艙壁采用的是直交梁系構架的板架結構型式，在加強結構端部附近的耐壓船體殼板上，有局部高應力［1］，這會影響耐壓結構的疲勞壽命，耐壓船體用材料的屈服強度越高，對結構的局部高應力控制要求就越嚴格。針對艙壁結構極限承載能力評估和艙壁附近耐壓船體殼板上局部高應力的控制這2個問題，本文將考慮在艙壁加強構架端部采用新型連接結構型式，在仿真優化計算的基礎上，通過縮比模型試驗驗證艙壁的極限承載能力。

1 內部平面艙壁設計

1.1 基于規范設計的艙壁方案

內部平面艙壁的初始方案主要依據規范［2］，并參考以往的設計經驗來確定。內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力σm及中心沿短邊方向的總應力σzc分別滿足式（1）和式（2）；艙壁板加強構架含2根水平桁和若干加強筋，加強構架的極限承載能力Pu滿足式（3），跨端剪應力τ滿足式（4）；艙壁整體結構的極限承載能力要求大于Pc。除強度校核外，還需按規范對板格和構架進行穩定性計算。艙壁結構示意圖如圖1所示。除上、下水平桁外，垂直加強筋按規格分別用字母編號，加強構架的理論極限承載能力如表1所示。

圖1 內部平面艙壁示意圖Fig.1 Schematic diagram of the internal plane bulkhead

表1 艙壁板加強構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為材料屈服強度。

1.2 加強構架端部連接結構優化

耐壓船體在深水外壓作用下，由于內部艙壁加強構架端部采用肘板過渡連接，如圖2所示，構架端部結構突變會導致其附近的耐壓船體殼板有局部高應力，因此，需要對端部連接結構進行拓撲優化。

圖2 艙壁加強筋端部典型結構型式Fig.2 The typical structure at the end of stiffener on bulkhead

1.2.1 水平桁端部連接結構

水平桁是艙壁的主要承力構件，因而其端部剛度很大。首先，對端部肘板進行適當弱化，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］。仿真計算結果表明，水平桁面板端部截斷后，端部附近耐壓殼板內表面的周向應力降低了8%，應力云圖如圖3所示。

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

1.2.2 垂直加強筋端部連接結構

參考水平桁，將垂直加強筋端部的三角肘板改為弧形肘板，并延伸至與肋骨對齊。根據經驗，提出了2種端部結構型式，如圖4所示。

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

圖4 垂直加強筋結構Fig.4 The structure of vertical stiffener

圖5 垂直加強筋仿真計算結果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、幾何非線性對結構承載能力的影響。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力—應變曲線。考慮艙壁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。艙壁破壞時的應力云圖如圖7所示。

圖6 內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 內部平面艙壁破壞時應力云圖Fig.7 The stress contours of internal plane bulkhead after damaged

仿真結果表明，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，艙壁兩側的極限承載能力有差別。在有筋面破艙工況下，加強筋（水平桁與豎桁）內部承受縱向壓應力，有產生失穩的載荷模式，水平桁跨中易發生彈塑性失穩；在無筋面破艙工況下，當艙壁破壞時，水平桁端部和跨中將大面積進入塑性狀態，形成3個塑性鉸，這與水平桁的理論力學模型接近，加強筋無彈塑性失穩問題，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 縮比模型設計

縮比模型的材料與實際結構的材料相同。為了驗證艙壁兩側的極限承載能力是否相同，按相似比例設計了2個結構相同的縮比模型，即模型Ⅰ和模型Ⅱ，并在壓力筒中進行了外壓試驗。為達到試驗目的，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。采用應變片測量模型在各工況下結構典型部位的應變值，并換算為應力值。如圖8所示，根據工況的不同焊接了相應的結合器。

本縮比模型試驗還驗證了構架端部新型連接型式的應力效果。其中，為了驗證垂直加強筋2種結構型式的應力效果，在模型Ⅰ的一側選取了2根端部采用結構型式Ⅱ（圖4（b））的垂直加強筋。

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

模型加工完成后，經檢驗合格［5］。試驗前的狀態如圖9所示。

圖9 試驗模型Fig.9 The experimental model

2.2 模型試驗結果與分析

1）模型Ⅰ外壓試驗結果。

外壓試驗應力結果表明：

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

（2）采用結構型式Ⅱ的2根垂直加強筋與另一側對應的加強筋（端部采用結構型式Ⅰ）相比，加強筋端部耐壓殼板內表面的縱向應力分別降低了9%和11%。

由此可見，在加強構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力。

2）模型Ⅰ有筋面破艙工況極限承載能力試驗結果。

艙壁在1.17Pc壓力下破壞，產生了如下試驗現象：

（1）下水平桁在跨中位置發生彈塑性失穩破壞，該處腹板塌陷，面板扭曲；

（2）結構型式II的2根垂直加強筋端部未見異常，在另一側對應的加強筋端部，肘板面板與其擋板連接處發生了撕裂。

試驗后的局部模型如圖10所示。

圖10 模型I試驗后圖片Fig.10 The experimental pictures of model I

試驗結果表明：

（1）在有筋面破艙工況下，艙壁的極限承載能力大于Pc，滿足規范要求；

（2）在垂直加強筋端部采用結構型式Ⅱ，端部附近的結構應力狀態更均勻，局部承載能力更強。

3）模型Ⅱ無筋面破艙工況極限承載能力試驗結果。

艙壁在1.42Pc壓力下破壞，產生了如下試驗現象：

（1）艙壁明顯內凹，并在與耐壓船體連接處發生撕裂；

（2）左側艙壁垂直加強筋與耐壓船體連接的過渡肘板發生撕裂；

（3）上、下水平桁間垂直加強筋發生撕裂；

（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）發生撕裂。試驗后的局部模型如圖11所示。

試驗結果表明：

（1）在無筋面破艙工況下，艙壁的極限承載能力大于Pc，滿足規范要求；

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

綜合分析，發現艙壁有筋面破艙工況下的失效模式主要是下水平桁發生彈塑性失穩破壞、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凹、過渡肘板撕裂破壞、艙壁板與耐壓船體連接處產生撕裂呈強度破壞的特征，且由于加強筋無彈塑性失穩問題，艙壁的極限承載能力要高于有筋面破艙工況。由此可見，潛艇內部平面艙壁兩側的承載能力是不同的，試驗結果與仿真計算結果一致，且由于艙壁結構復雜，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，導致仿真結果與試驗值存在一定的誤差，仿真計算結果偏安全。

3 結論

通過規范設計艙壁結構，并進行仿真優化計算及試驗驗證，獲得了一些有價值的可應用于工程的結論：

1）基于規范設計的內部平面艙壁、加強構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范設計要求，加強構架端部的新型連接型式能應用于潛艇內部平面艙壁設計。

2）潛艇平面艙壁兩側的承載能力不同。由于在無筋面破艙工況下，艙壁加強筋無彈塑性失穩問題，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）艙壁加強構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力。