梅志遠(yuǎn)，李 卓

（海軍工程大學(xué) 船舶與海洋工程系，武漢 430033）

1 引 言

單雙殼體是潛艇等水下結(jié)構(gòu)平臺的兩種主要結(jié)構(gòu)形式，而碰撞是潛艇訓(xùn)練和水下航行時較為常見的典型事故類型[1-2]，針對不同典型結(jié)構(gòu)形式耐撞機理的研究屬于結(jié)構(gòu)動強度設(shè)計范疇，對于潛艇耐壓結(jié)構(gòu)剩余強度特性評估和結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計具有重要意義[3-5]。然而，由于碰撞問題的理論分析復(fù)雜且試驗成本高昂，目前對于水下結(jié)構(gòu)平臺碰撞問題的研究數(shù)值分析方法仍然是對該問題開展初步研究的最有效的途徑[6]，近年來，針對水下結(jié)構(gòu)耐撞特性的有限元仿真分析研究已有開展，并取得了較為系統(tǒng)的研究成果[7]。本文針對典型環(huán)肋圓柱單雙殼體結(jié)構(gòu)的耐撞特性開展模型試驗，并通過有限元仿真計算對單雙殼體結(jié)構(gòu)的耐撞機理進一步展開深入研究，著重探討了撞擊載荷作用下單雙殼結(jié)構(gòu)的沖擊特性，各構(gòu)件耐撞典型變形模式、能量分布特征以及主要構(gòu)件吸能效率等問題。

2 典型單雙殼體結(jié)構(gòu)耐撞特性模型試驗研究

2.1 試驗?zāi)Ｐ?/h3>

艇體舯部結(jié)構(gòu)形式是單雙殼體潛艇結(jié)構(gòu)差異的集中體現(xiàn)，因此，本文針對單雙殼體結(jié)構(gòu)耐撞特性的分析將以中部結(jié)構(gòu)特征為對象。為有效比較單雙殼體結(jié)構(gòu)的耐撞特性，試驗?zāi)Ｐ偷脑O(shè)計遵循模型總重量基本相當(dāng)，單殼體耐壓殼的半徑增大，殼板厚度增加的原則進行設(shè)計。試驗?zāi)Ｐ蜆?gòu)件尺寸參數(shù)如表1所示，試驗?zāi)Ｐ腿鐖D1所示。

表1 試驗?zāi)Ｐ蛥?shù)Tab.1 Test model parameters

圖1 單雙殼體潛艇典型結(jié)構(gòu)試驗?zāi)Ｐ虵ig.1 Single and double shell structure test models

試驗?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)材料采用Q235低碳鋼，其中單殼結(jié)構(gòu)模型（圖1（a））為內(nèi)肋骨加強，內(nèi)部設(shè)置上下平臺和弧形耐壓液艙，雙殼結(jié)構(gòu)模型（圖1（b））為外肋骨結(jié)構(gòu)，內(nèi)外殼體舷間設(shè)置四道水密隔板，形成3個水密區(qū)，試驗時將水注入舷間，以模擬雙殼體結(jié)構(gòu)水下撞擊時舷間結(jié)構(gòu)的實際承載環(huán)境。

2.2 試驗系統(tǒng)

撞擊試驗工作在海軍工程大學(xué)艦船結(jié)構(gòu)與材料工程實驗室內(nèi)進行，試驗加載裝置為自行設(shè)計的6 m塔式落錘試驗平臺，如圖2所示。鋼絲繩一端掛鉤上固定永磁起重器，以起到固定和釋放撞擊體（半球頭柱形撞擊體）的作用。

撞擊載荷工況為：球頭柱形撞擊體，質(zhì)量230 kg，半徑 150 mm，落錘底端距模型上沿凈高6 m，以自由落體速度撞擊試驗?zāi)Ｐ?，撞擊速度約為7.8 m/s。

圖2 撞擊加載測試系統(tǒng)Fig.2 Striking load test system

2.3 試驗結(jié)果分析

（1）單殼結(jié)構(gòu)典型變形特征及吸能模式分析

試驗結(jié)果顯示：撞擊載荷作用下單殼結(jié)構(gòu)耐壓殼板塌陷，撞擊變形區(qū)域呈橢圓形，其長短軸分別為350 mm（環(huán)向）×250 mm（軸向）,徑向最大撓度45 mm，耐壓殼體表面無裂紋，在耐壓液艙邊緣處存在較為明顯的變形終止，如圖3（a）所示。觀察耐壓殼體內(nèi)部的變形特征，沿殼板撞擊形變區(qū)域邊緣處的環(huán)向肋骨上緣出現(xiàn)了較為明顯的屈曲失穩(wěn)現(xiàn)象（如圖3（b）），而在撞擊中心區(qū)肋骨反向彎曲變形，部分肋骨上緣受拉出現(xiàn)裂紋（如圖3（c））；上平臺發(fā)生整體屈曲形變，與殼板及肋骨相連接處出現(xiàn)了較為明顯的壓潰皺褶形變特征。

圖3 單殼結(jié)構(gòu)典型變形模式Fig.3 Single shell deformation modes

（2）雙殼結(jié)構(gòu)典型變形特征及吸能模式分析

試驗結(jié)果顯示：在撞擊載荷作用下，雙殼體結(jié)構(gòu)變形破損區(qū)域主要集中在撞擊中心區(qū)域，內(nèi)外殼體變形區(qū)域包絡(luò)線近似為圓形，輕外殼形變區(qū)域特征長度為：300 mm（環(huán)向）×250 mm（軸向）,耐壓殼體最大撓度測量為45 mm；輕外殼殼板在撞擊中心處沿環(huán)向出現(xiàn)了一道較為明顯的裂紋，裂紋弧長近227 mm，開口寬度近40 mm；輕外殼非撞擊區(qū)殼板出現(xiàn)明顯的凸包，撞擊區(qū)與非撞擊區(qū)界線明顯（圖4（a））。觀察殼體內(nèi)部的變形模式，處于撞擊區(qū)內(nèi)的上平臺板，在與內(nèi)殼板連接處附近出現(xiàn)了較為明顯的壓潰褶皺模式，是明顯的屈曲失穩(wěn)結(jié)果。與單殼耐壓殼板的變形特征相比，兩者橫向撓度基本相當(dāng)，但雙殼結(jié)構(gòu)的內(nèi)殼板變形區(qū)域更為集中，反向凸起更為明顯。

圖4 雙殼結(jié)構(gòu)典型變形模式Fig.4 Double shell deformation modes

3 單雙殼體結(jié)構(gòu)耐撞特性分析

為更好地理解單雙殼體結(jié)構(gòu)耐撞特性及耐撞機理，本文采用MSC/Dytran針對以上模型試驗過程進行仿真分析，以通過對撞擊載荷作用下單雙殼體結(jié)構(gòu)的變形特征、撞擊體速度/撞擊力歷程曲線、構(gòu)件變形吸能分布特征等綜合分析深入探討單雙殼體耐撞特性。

3.1 有限元模型的建立

采用MSC/Patran前處理軟件分別建立單雙殼結(jié)構(gòu)耐撞有限元分析模型，如圖5所示。仿真計算與試驗工況一致：工況1－單殼體無水結(jié)構(gòu)耐撞；工況2－考慮舷間水的雙殼體結(jié)構(gòu)耐撞。仿真分析中撞擊體視為剛體，結(jié)構(gòu)模型單元網(wǎng)格特征長度為15 mm，在上下平臺根部和柱殼兩端處簡支約束。計算所用材料參數(shù)如表2所示，材料屈服的動態(tài)應(yīng)變率特性采用Cowper-Symonds關(guān)系加以描述，構(gòu)件尺度與試驗?zāi)Ｐ拖嗤ㄒ姳?）。仿真分析程序采用MSC/Dytran，工況1主要運用罰函數(shù)接觸算法進行求解，而工況2中除采用接觸算法求解結(jié)構(gòu)耐撞過程外，考慮到雙殼結(jié)構(gòu)中舷間水的處理，則采用General Coupling算法，即在每兩個水密隔板之間建立一個封閉的耦合區(qū)間，從而形成三個環(huán)狀水密隔艙，以模擬試驗環(huán)境及載荷條件。

圖5 單雙殼體結(jié)構(gòu)仿真分析模型Fig.5 Single/double shell structure FEM models

表2 數(shù)值模型主要材料參數(shù)Tab.2 Material parameters for FEM analysis

3.2 單雙殼體結(jié)構(gòu)耐撞特性分析

（1）結(jié)構(gòu)變形模式及形變參量比較分析

單殼體結(jié)構(gòu)仿真計算結(jié)果如圖6所示，模型外殼在撞擊區(qū)形成下凹開坑，殼板無破裂，形貌及影響區(qū)域參量與試驗結(jié)果基本一致，殼板中心最大撓度為44.6 mm，如圖6（a）所示。內(nèi)部構(gòu)件的變形特征及構(gòu)件失穩(wěn)位置與試驗結(jié)果完全一致，對比分析結(jié)果顯示，有限元仿真計算能很好模擬無水撞擊模型試驗，兩者在結(jié)構(gòu)變形特征及形變參量方面均具有良好的一致性。

圖6 單殼體耐壓殼體撞擊最大撓度仿真和試驗對比情況Fig.6 Deformation models of single shell structure by FEM analysis

考慮密閉舷間水的雙殼體結(jié)構(gòu)耐撞特性的有限元仿真計算相對復(fù)雜，仿真結(jié)果如圖7所示。撞擊載荷作用下，結(jié)構(gòu)響應(yīng)主要表現(xiàn)為局部響應(yīng)，結(jié)構(gòu)形變主要集中在撞擊區(qū)域。輕外殼損傷模式與試驗結(jié)果一致，均為與撞擊體直接相接觸處，由于軸向拉伸及殼板與肋骨接觸應(yīng)力集中而產(chǎn)生環(huán)向撕裂。同時由于舷間封閉水的存在，非撞擊區(qū)殼板由于受到舷間水的擠壓作用而呈現(xiàn)為光滑的凸包形變特征。內(nèi)部平臺板在與內(nèi)殼板相接處呈現(xiàn)為嚴(yán)重的壓潰皺褶形變特征，這是典型的平板動態(tài)失穩(wěn)時逐級壓潰吸能模式。

圖7 雙殼體內(nèi)部撞擊損傷模式對比Fig.7 Deformation models of double shell structure by FEM analysis

模型試驗與仿真計算典型構(gòu)件形變參量值的比較如表3所示，誤差分布情況顯示：計算誤差小于10%，表明現(xiàn)有的大型通用有限元軟件能夠較好地模擬結(jié)構(gòu)碰撞及舷間水的耦合作用。

表3 試驗結(jié)果與有限元計算結(jié)果的比較Tab.3 The comparison for test and FEM calculation results

3.3 單雙殼體結(jié)構(gòu)耐撞特性分析

（1）被撞擊體速度及撞擊載荷分析

根據(jù)牛頓第三定理，通過撞擊體（剛體）撞擊歷程分析可有效掌握被撞結(jié)構(gòu)的形變及吸能特性，圖8（a）給出了單雙殼體撞擊過程中被撞擊體的速度/時間歷程曲線，由圖可知：單殼結(jié)構(gòu)撞擊過程發(fā)生在12 ms以內(nèi)，而雙殼結(jié)構(gòu)撞擊歷程約在20 ms以內(nèi)，由圖8（b）撞擊力/時間歷程曲線可知單殼結(jié)構(gòu)耐撞抗力峰值（260 kN）明顯高于雙殼結(jié)構(gòu)（150 kN），即相同撞擊強度載荷作用下單殼結(jié)構(gòu)所承受的沖擊加速度遠(yuǎn)高于雙殼結(jié)構(gòu)，這一點對于單殼體潛艇結(jié)構(gòu)及設(shè)備的抗沖擊性能將提出了更高的要求；由撞擊體剩余速度分析可知，相同撞擊強度載荷作用下雙殼結(jié)構(gòu)的總動能損失將高于單殼結(jié)構(gòu)，表明雙殼結(jié)構(gòu)由于舷間水的載荷傳遞作用以及構(gòu)件的分散特征，吸收了更多撞擊能量。由此可見，雙殼結(jié)構(gòu)由于輕外殼和舷間水的存在，有利于降低撞擊沖擊載荷峰值，可以認(rèn)為，在低強度撞擊載荷作用下，雙殼結(jié)構(gòu)對耐壓殼體的防護作用將明顯優(yōu)于單殼結(jié)構(gòu)。

圖8 兩種工況下被撞擊體的撞擊力速度時間歷程曲線Fig.8 The velocity/time curve and collision force/time curve

（2）各構(gòu)件變形吸能分布特征

根據(jù)能量守恒原理，撞擊體動能的損失將由結(jié)構(gòu)吸收，同時考慮到舷間水的存在，則結(jié)構(gòu)吸收的總能量應(yīng)由包括各部分構(gòu)件的彈性變形能、塑性變形能、沙漏能、動能以及雙殼體舷間水的動能等幾部分能量。其中，構(gòu)件的彈性變形能和動能在撞擊過程結(jié)束后，絕大部分將轉(zhuǎn)化為塑性變形能或釋放，而沙漏能和水動能所占比例較小，基本可以忽略。

則對于單殼結(jié)構(gòu)而言，主要吸能構(gòu)件包括耐壓殼體、肋骨、耐壓液倉及平臺構(gòu)件。而對于考慮舷間水的雙殼結(jié)構(gòu)而言，其主要結(jié)構(gòu)組成構(gòu)件包括非耐壓殼體、耐壓殼體和舷間構(gòu)件（水密隔板和肋骨）。

為了進一步量化評價各構(gòu)件耐撞吸能效率特性，在此引入構(gòu)件耐撞性指標(biāo)：比耗能βc。

式中：Ei為構(gòu)件塑性變形能，Mi為構(gòu)件質(zhì)量，i=1，2，3…。

βc清晰地反映了碰撞過程中各構(gòu)件的耐撞吸能效率。表4為相同撞擊載荷下單雙殼結(jié)構(gòu)模型中各主要構(gòu)件能量分布情況。

表4 典型單雙殼結(jié)構(gòu)主要構(gòu)件吸能特性Tab.4 The energy absorbing characteristic of major structural parts for single/double shell structure

由表4可知：對于單殼結(jié)構(gòu)而言，耐壓殼板（55%）、耐壓液艙板(11.5%)、以及肋骨（21.4%）三類構(gòu)件的總塑性變形能為5 741 J，約為結(jié)構(gòu)總吸能量88%，而上平臺塑性變形能為660 J（10%），四項之和約為結(jié)構(gòu)總吸能量的98%。由此可見，撞擊載荷作用下單殼結(jié)構(gòu)的主要吸能構(gòu)件是耐壓殼板，而吸能效率最高的構(gòu)件則是內(nèi)肋骨，因此，提高肋骨尺寸更加有利于提高單殼結(jié)構(gòu)的耐撞特性。

對于雙殼結(jié)構(gòu)而言，非耐壓殼板（55%）、舷間水密隔板和肋骨（22.9%）、以及耐壓殼板（21%）三類構(gòu)件總塑性變形能為6 890 J，約為結(jié)構(gòu)總吸能量98.5%。非耐壓殼板是主要的吸能構(gòu)件，這主要是因為撞擊載荷作用下非耐壓殼板出現(xiàn)了較大面積的撕裂，斷裂能所占比重較大，同時由文獻[8]可知舷間水的載荷傳遞效應(yīng)不可忽略，即撞擊載荷作用下舷間水?dāng)D壓作用將使得非耐壓殼體發(fā)生整體形變（凸包現(xiàn)象），從而再次提高了非耐壓殼板的能量吸收效率。此外，舷間構(gòu)件和肋骨仍然是比耗能較高的結(jié)構(gòu)構(gòu)件，因此舷間結(jié)構(gòu)的增加是提高雙殼結(jié)構(gòu)耐撞特性的有效途徑。

（3）單雙殼體結(jié)構(gòu)剩余強度特性分析

對于潛艇結(jié)構(gòu)而言，艇體強度與艇體的生命力和安全性直接相關(guān)，耐壓殼體結(jié)構(gòu)是保障艇體強度的基本構(gòu)件，撞擊載荷作用下耐壓殼體的形變特征將直接決定單雙殼結(jié)構(gòu)平臺的剩余強度。由以上研究可以認(rèn)為，對于初始設(shè)計強度相當(dāng)?shù)膯坞p殼結(jié)構(gòu)而言，當(dāng)撞擊強度等級較低時，即撞擊不會使雙殼結(jié)構(gòu)中的耐壓殼板發(fā)生形變時，雙殼結(jié)構(gòu)的剩余強度特性必然優(yōu)于單殼結(jié)構(gòu)。然而在本文撞擊試驗載荷作用下，單雙殼結(jié)構(gòu)的耐壓殼體均發(fā)生了凹陷形變，且撓度峰值基本相當(dāng)（均為45 mm），影響區(qū)域單殼結(jié)構(gòu)大于雙殼結(jié)構(gòu)，但考慮到單殼結(jié)構(gòu)的耐壓殼板厚度大于雙殼結(jié)構(gòu)中的耐壓殼板，其剩余強度應(yīng)比較接近。由此進一步加以推測，可以認(rèn)為隨著撞擊強度的不斷增加，單殼結(jié)構(gòu)由于耐壓殼板厚度較大，其剩余強度將逐漸趨近于雙殼結(jié)構(gòu)。

4 結(jié) 論

本文針對潛艇單雙殼結(jié)構(gòu)的耐撞特性開展模型試驗和數(shù)值仿真機理分析，主要結(jié)論如下：

（1）由模型試驗結(jié)果分析可知，撞擊載荷作用下單殼結(jié)構(gòu)的吸能及破壞模式相對單一，主要為殼板凹陷，肋骨彎曲、屈曲以及內(nèi)部平臺皺褶壓潰為主；而雙殼結(jié)構(gòu)則表現(xiàn)為輕外殼板的撕裂、舷間構(gòu)件的壓潰、耐壓殼板的凹陷以及內(nèi)部平臺皺褶壓潰。

（2）模型試驗和有限元計算結(jié)果對比可知：有限元仿真計算能夠很好地完成復(fù)雜結(jié)構(gòu)的接觸問題和舷間水的耦合問題的分析，它對于組成構(gòu)件的損傷形變特征以及損傷形變參量的模擬與試驗結(jié)果具有良好的一致性，因此基于有限元計算進一步開展分析結(jié)構(gòu)耐撞機理的研究具有重要工程意義。

（3）由撞擊載荷作用下，結(jié)構(gòu)構(gòu)件吸能特征的比較分析可知，由于舷間水的擠壓效應(yīng)以及輕外殼板的撕裂能，雙殼結(jié)構(gòu)的非耐壓殼板具有最好的耐撞吸能效率，其次為舷間結(jié)構(gòu)，因此，從提高結(jié)構(gòu)的耐撞特性角度考慮可適當(dāng)加大輕外殼板厚度和提高舷間構(gòu)件尺寸。尤其對于單殼結(jié)構(gòu)而言肋骨尺寸的增加，耐撞吸能效率最高。

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