呂巖松，吳 梵，張 二

（海軍工程大學(xué)，武漢430033）

0 引 言

加肋錐—環(huán)—柱結(jié)合殼是潛艇耐壓艇體圓柱殼與圓錐殼相連接的一種新型的、優(yōu)越的結(jié)構(gòu)形式。文獻(xiàn)[1]對這種結(jié)構(gòu)形式進(jìn)行了理論分析，提出了強(qiáng)度和穩(wěn)定性的計算方法。文獻(xiàn)[2-3]對加肋錐-柱結(jié)合殼和加肋錐—環(huán)—柱結(jié)合殼的系列精車模型試驗結(jié)果進(jìn)行了分析、研究，驗證了這種結(jié)構(gòu)形式的優(yōu)越性。文獻(xiàn)[4]對加肋凸、凹型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼連接結(jié)構(gòu)進(jìn)行了試驗研究，提出潛艇實現(xiàn)大潛深后，需要計算耐壓艇體的塑性極限載荷。文獻(xiàn)[5]提出了計算潛艇耐壓艇體塑性極限載荷的計算方法。文獻(xiàn)[6]對加肋凹型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼的強(qiáng)度和穩(wěn)定性進(jìn)行了試驗研究。本文以加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼為研究對象，對課題組設(shè)計、制造的兩只精車模型和三只大比例鋼制焊接模型的靜水外壓試驗結(jié)果進(jìn)行比較和分析。通過實測應(yīng)力分析，研究組合殼結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布規(guī)律；通過破壞試驗，考核組合殼的塑性極限承載能力，觀察破壞模式，指出加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼的力學(xué)特性，以指導(dǎo)潛艇耐壓艇體加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼結(jié)構(gòu)的設(shè)計。

1 加肋凸型錐—柱結(jié)合殼和加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼精車模型試驗

圖1 為#1 加肋凸型錐—柱結(jié)合殼精車模型，圖2 為#2 加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼精車模型，兩個精車模型的基本尺度相同，只是在錐—柱結(jié)合部，#2 精車模型嵌入了一段環(huán)殼塊。精車模型的厚度為1.36 mm，圓柱殼肋骨間距24 mm，圓錐殼肋骨間距20 mm，錐-柱結(jié)合部肋骨間距22 mm。模型由#45 優(yōu)質(zhì)碳素鋼棒料精車制成。

圖1 #1 加肋凸型錐—柱結(jié)合殼精車模型Fig.1 Ring-stiffened convex cone-cylinder combination shell turning model#1

圖2 #2 加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼精車模型Fig.2 Ring-stiffened convex cone-toroid-cylinder combination shell turning model#2

模型的靜水外壓試驗在海軍工程大學(xué)結(jié)構(gòu)力學(xué)實驗室壓力筒完成。表1 列出了兩個模型典型位置的應(yīng)力測試值。

表1 靜水外壓力1.176 MPa 下典型位置應(yīng)力實測值（單位：MPa）Tab.1 Stress at typical points under hydrostatic pressure 1.176 MPa(unit：MPa)

由表1 可以看出，嵌入一段環(huán)殼塊，形成加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼后，結(jié)合部各項應(yīng)力指標(biāo)均大幅度降低。#1 模型的破壞壓力為3.04 MPa，破壞模式為錐—柱結(jié)合部屈服破壞，如圖3 所示；#2 模型的破壞壓力為4.13 MPa，破壞模式為模型總體失穩(wěn)破壞，如圖4 所示?？梢姡h(huán)殼塊的嵌入，使錐-柱結(jié)合部的承載能力提高，不再是結(jié)構(gòu)的“薄弱部分”。

圖3 破壞后的#1 精車模型Fig.3 Collapsed turning model#1

圖4 破壞后的#2 精車模型Fig.4 Collapsed turning model#2

2 加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼鋼制焊接模型試驗

#2 加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼模型的破壞模式為總體失穩(wěn)，但是在潛艇耐壓艇體的結(jié)構(gòu)設(shè)計中，艙段總體穩(wěn)定性的強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)要高于肋骨間殼板穩(wěn)定性[7]，說明該精車模型的肋骨相對較弱，因此課題組以實艇為背景，設(shè)計、制造了3 只大比例鋼制焊接模型。

#3 加肋凸型錐—環(huán)—柱鋼制焊接模型如圖5 所示，模型由試驗段和過渡段組成，#2 肋骨～#8 肋骨之間為模型試驗段，左、右端部分為模型過渡段。模型#5 肋骨和#6 肋骨之間為凸環(huán)殼塊，#6 肋骨左側(cè)和#5 肋骨右側(cè)分別為一段大圓柱殼和圓錐殼，模擬實艇耐壓艇體的基本結(jié)構(gòu)。模型試驗段的肋骨間距為129 mm。模型試驗段肋骨的尺寸為，#8 大肋骨模擬大圓柱殼端部艙壁，尺寸為模型試驗段中的圓柱殼、環(huán)殼塊和圓錐殼段的板厚均為6 mm。模型試驗段的材料為高強(qiáng)度鋼。

圖5 #3 加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼焊接模型Fig.5 Ring-stiffened convex cone-toroid-cylinder combination shell welding model#3

模型試驗在武漢第二船舶設(shè)計研究所壓力筒實驗室進(jìn)行。外壓試驗分三次進(jìn)行，第一次為預(yù)壓試驗，第二次為正式加載試驗，第三次為破壞性試驗。在正式加載試驗和破壞性試驗過程中，測量模型典型位置的應(yīng)力；在破壞性試驗中，靜水外壓力逐步加大直到模型破壞，測量模型的極限載荷。破壞性試驗結(jié)束后，將模型吊出壓力筒，考察模型的破壞模式，并進(jìn)行分析、研究。表2 列出了模型典型位置應(yīng)力實測值。

表2 靜水外壓力3.0 MPa 下典型位置應(yīng)力實測值（單位：MPa）Tab.2 Stress at typical points under hydrostatic pressure 3.0 MPa(unit：MPa)

由表2 可知，凸環(huán)殼塊中部內(nèi)表面縱向應(yīng)力較大，而外表面縱向應(yīng)力、中面環(huán)向應(yīng)力均低于相鄰圓柱殼和圓錐殼的跨中殼板相應(yīng)的應(yīng)力值。

圖6 破壞后的#3 鋼制焊接模型-1Fig.6 Collapsed welding model#3-1

圖7 破壞后的#3 鋼制焊接模型-2Fig.7 Collapsed welding model#3-2

在模型試驗過程中，加壓至壓力表讀數(shù)為5.8 MPa，并穩(wěn)壓3 分鐘，還未進(jìn)行應(yīng)變測量時模型破壞，破壞載荷高于潛艇的計算載荷。圖6 和圖7 為模型破壞后的照片。

從破壞后的模型可清晰地看到，與環(huán)殼段相鄰的柱殼、錐殼殼板都出現(xiàn)了周向的凹凸失穩(wěn)波形，而環(huán)殼塊表面光順，未出現(xiàn)肋間殼板失穩(wěn)的凹凸波形。模型圓柱殼、圓錐殼首先出現(xiàn)肋間殼板失穩(wěn)，繼而帶動組合殼模型總體失穩(wěn)（模型縱向總體凹陷二處）。可見，環(huán)殼塊肋間殼板的穩(wěn)定性高于相鄰圓柱殼或圓錐殼的肋間殼板穩(wěn)定性。

#4 鋼制焊接模型如圖8 所示，模型由試驗段和過渡段組成，#2 肋骨～#11 肋骨之間為模型試驗段，左、右端部分為模型過渡段。模型#8 肋骨和#7 肋骨之間為凸環(huán)殼塊，#8 肋骨左側(cè)和#7 肋骨右側(cè)分別為一段大圓柱殼和一段凹錐-環(huán)-柱結(jié)合殼，模擬實艇耐壓艇體的基本結(jié)構(gòu)，本文僅對凸環(huán)殼段的力學(xué)特性及承載能力進(jìn)行分析。模型#8～#11 肋骨的間距為119 mm， #7～#8 肋骨的間距為135 mm，#6～#7 肋骨的間距為109 mm。模型試驗段普通肋骨的尺寸為，#8 大肋骨模擬大圓柱殼端部艙壁，尺寸為模型試驗段中的大圓柱殼段和小圓柱殼段的板厚為6.8 mm，錐殼段板厚7.8 mm，凸環(huán)殼塊的厚度為7.8 mm，凹環(huán)殼塊的厚度為9.1 mm。模型試驗段的材料為高強(qiáng)度鋼。

圖8 #4 加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼焊接模型Fig.8 Ring-stiffened convex cone-toroid-cylinder combination shell welding model#4

模型試驗在中國船舶科學(xué)研究中心壓力筒實驗室進(jìn)行，模型加載過程與#3 鋼制焊接模型外壓試驗的加載過程一致，不再贅述。表3 列出了模型典型位置應(yīng)力測試結(jié)果。

表3 靜水外壓力4.41 MPa 下典型位置應(yīng)力實測值（單位：MPa）Tab.3 Stress at typical points under hydrostatic pressure 4.41 MPa(unit：MPa)

由表3 可以看出，凸環(huán)殼塊中部內(nèi)表面縱向應(yīng)力較大，而外表面縱向應(yīng)力、中面環(huán)向應(yīng)力均低于相鄰圓柱殼和圓錐殼的跨中殼板相應(yīng)的應(yīng)力值，這個規(guī)律與#3 模型是一致的，并未因為#4 模型凹環(huán)殼段的存在發(fā)生改變，因此依據(jù)#4 模型的試驗結(jié)果對加肋凸型錐-環(huán)-柱結(jié)合殼的力學(xué)特性進(jìn)行分析是合理的。

通過破壞性試驗，測出模型破壞時的外載荷為8.0 MPa，高于潛艇的計算壓力。將模型從壓力筒中取出后，對模型的破壞模式進(jìn)行分析，模型凸環(huán)殼塊本身沒有破壞或肉眼可見的變形，依然保持原來的形狀。模型在圓柱殼#8～#9 肋間出現(xiàn)肋間殼板軸對稱屈服破壞。圖9 和圖10 為模型破壞后的照片。

由模型的破壞模式可以看出，緊鄰?fù)弓h(huán)殼塊的圓柱殼是#4 加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼模型結(jié)構(gòu)“最薄弱”的部位。

#4 鋼制焊接模型的凸環(huán)殼塊左側(cè)為模擬艙壁的框架肋骨，為了消除該結(jié)構(gòu)對凸環(huán)殼塊的影響，課題組制作了#5 加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼鋼制焊接模型，如圖11 所示。

圖9 #4 模型破壞后的內(nèi)部照片F(xiàn)ig.9 Collapsed welding model#4(inside)

圖10 #4 模型破壞后的外觀圖Fig.10 Collapsed welding model#4(outside)

圖11 #5 加肋凸型錐-環(huán)-柱結(jié)合殼模型圖Fig.11 Ring-stiffened convex cone-toroid-cylinder combination shell welding model#5

#5 鋼制焊接模型由試驗段和過渡段組成，#3 肋骨～#13 肋骨之間為模型試驗段，左、右端部分為模型過渡段。模型#10 肋骨和#11 肋骨之間為凸環(huán)殼塊，#11 肋骨左側(cè)和#10 肋骨右側(cè)分別為一段大圓柱殼和一段凹錐—環(huán)—柱結(jié)合殼，模擬實艇耐壓艇體的基本結(jié)構(gòu)，與#4 模型一致，本文僅對凸環(huán)殼段的力學(xué)特性及承載能力進(jìn)行分析。模型試驗段的肋骨的間距均為143 mm。模型試驗段普通肋骨的尺寸為模型試驗段中的大圓柱殼段和小圓柱殼段的板厚為8.18 mm，錐殼段板厚9.3 mm，凸環(huán)殼塊的厚度為9.7 mm，凹環(huán)殼塊的厚度為12.7 mm。模型試驗段的材料為高強(qiáng)度鋼。

模型試驗在中國船舶科學(xué)研究中心壓力筒實驗室進(jìn)行，模型加載過程與#3、#4 鋼制焊接模型外壓試驗的加載過程一致。表4 列出了模型典型位置應(yīng)力測試結(jié)果。

表4 靜水外壓力4.41 MPa 下典型位置應(yīng)力實測值（單位：MPa）Tab.4 Stress at typical points under hydrostatic pressure 4.41 MPa(unit：MPa)

由表4 可以看出，#5 凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼焊接模型典型位置應(yīng)力分布規(guī)律與#3、#4 模型的分布規(guī)律一致。

通過破壞性試驗，測出模型破壞時的外載荷為6.98 MPa，高于潛艇的計算壓力。模型#11 肋骨和#12 肋骨間殼板發(fā)生軸對稱屈服破壞，如圖12 和圖13 所示。

圖12 #5 模型破壞后的外觀圖Fig.12 Collapsed welding model#5(outside)

圖13 #5 模型破壞后內(nèi)部照片F(xiàn)ig.13 Collapsed welding model#5(inside)

由上圖可知，#5 加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼模型結(jié)構(gòu)中，緊鄰?fù)弓h(huán)殼塊的圓柱殼是整個結(jié)構(gòu)的“薄弱”部分。

3 試驗結(jié)果分析

由#1 和#2 精車模型的試驗結(jié)果可以看出，嵌入一段環(huán)殼塊，形成加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼后，錐-柱結(jié)合部的應(yīng)力大幅度降低，破壞模式由結(jié)合部的屈服破壞轉(zhuǎn)變?yōu)槟Ｐ偷恼w失穩(wěn)破壞，模型的“薄弱環(huán)節(jié)”不再是錐—柱結(jié)合部。

由#3、#4 和#5 鋼制焊接模型的應(yīng)力測試結(jié)果可知，采用環(huán)殼塊過渡的加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼，結(jié)合部—環(huán)殼塊內(nèi)表面縱向應(yīng)力峰值得到降低，而環(huán)殼塊外表面縱向應(yīng)力和中面環(huán)向應(yīng)力值均遠(yuǎn)低于相鄰圓柱殼和圓錐殼對應(yīng)的應(yīng)力值。這是由于在凸型錐—柱結(jié)合部，柱殼和錐殼面內(nèi)的縱向壓力不能自相平衡，產(chǎn)生一個合力，它的線強(qiáng)度是，方向與靜水外壓P 方向相反，起到了“減壓”的作用[2]。因此，在進(jìn)行潛艇耐壓艇體加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼的強(qiáng)度校核時，凸環(huán)殼塊只需要校核其內(nèi)表面縱向應(yīng)力即可。

#3、#4 和#5 鋼制焊接模型的破壞壓力均高于計算壓力。由其破壞模式可知，結(jié)合部環(huán)殼塊的承載能力要高于其相鄰環(huán)肋圓柱殼或者環(huán)肋圓錐殼的承載能力。分析其原因，一方面，凸環(huán)殼塊降低了結(jié)合部的應(yīng)力集中，內(nèi)表面縱向應(yīng)力滿足強(qiáng)度要求后，環(huán)殼塊的受力狀態(tài)要優(yōu)于相鄰圓柱殼或者圓錐殼；另一方面，環(huán)殼塊雙曲率的結(jié)構(gòu)形式，其穩(wěn)定性也要高于相鄰的圓柱殼或者圓錐殼。

4 結(jié) 論

通過2 個精車模型和3 個大比例鋼制焊接模型的試驗，可以得出以下結(jié)論：

（1）加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼結(jié)構(gòu)可以降低結(jié)合部的應(yīng)力峰值，是一種優(yōu)越的結(jié)構(gòu)形式；

（2）在進(jìn)行潛艇耐壓艇體加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼的結(jié)構(gòu)設(shè)計時，僅需要校核凸環(huán)殼塊的內(nèi)表面縱向應(yīng)力，其他應(yīng)力指標(biāo)以及凸環(huán)殼塊的穩(wěn)定性不需要校核；

（3）在加肋凸型錐—環(huán)—柱結(jié)合殼結(jié)構(gòu)中，凸環(huán)殼塊的極限強(qiáng)度要高于相鄰環(huán)肋圓柱殼或環(huán)肋圓錐殼的極限強(qiáng)度，即高于潛艇耐壓艇體一般結(jié)構(gòu)的極限強(qiáng)度。