加肋凸型锥—环—柱结合壳模型试验研究

0 引 言

加肋锥—环—柱结合壳是潜艇耐压艇体圆柱壳与圆锥壳相连接的一种新型的、优越的结构形式。文献[1]对这种结构形式进行了理论分析，提出了强度和稳定性的计算方法。文献[2-3]对加肋锥-柱结合壳和加肋锥—环—柱结合壳的系列精车模型试验结果进行了分析、研究，验证了这种结构形式的优越性。文献[4]对加肋凸、凹型锥—环—柱结合壳连接结构进行了试验研究，提出潜艇实现大潜深后，需要计算耐压艇体的塑性极限载荷。文献[5]提出了计算潜艇耐压艇体塑性极限载荷的计算方法。文献[6]对加肋凹型锥—环—柱结合壳的强度和稳定性进行了试验研究。本文以加肋凸型锥—环—柱结合壳为研究对象，对课题组设计、制造的两只精车模型和三只大比例钢制焊接模型的静水外压试验结果进行比较和分析。通过实测应力分析，研究组合壳结构应力分布规律；通过破坏试验，考核组合壳的塑性极限承载能力，观察破坏模式，指出加肋凸型锥—环—柱结合壳的力学特性，以指导潜艇耐压艇体加肋凸型锥—环—柱结合壳结构的设计。

1 加肋凸型锥—柱结合壳和加肋凸型锥—环—柱结合壳精车模型试验

图1 为#1 加肋凸型锥—柱结合壳精车模型，图2 为#2 加肋凸型锥—环—柱结合壳精车模型，两个精车模型的基本尺度相同，只是在锥—柱结合部，#2 精车模型嵌入了一段环壳块。精车模型的厚度为1.36 mm，圆柱壳肋骨间距24 mm，圆锥壳肋骨间距20 mm，锥-柱结合部肋骨间距22 mm。模型由#45 优质碳素钢棒料精车制成。

图1 #1 加肋凸型锥—柱结合壳精车模型
Fig.1 Ring-stiffened convex cone-cylinder combination shell turning model#1

图2 #2 加肋凸型锥—环—柱结合壳精车模型
Fig.2 Ring-stiffened convex cone-toroid-cylinder combination shell turning model#2

模型的静水外压试验在海军工程大学结构力学实验室压力筒完成。表1 列出了两个模型典型位置的应力测试值。

表1 静水外压力1.176 MPa 下典型位置应力实测值（单位：MPa）
Tab.1 Stress at typical points under hydrostatic pressure 1.176 MPa(unit：MPa)

由表1 可以看出，嵌入一段环壳块，形成加肋凸型锥—环—柱结合壳后，结合部各项应力指标均大幅度降低。#1 模型的破坏压力为3.04 MPa，破坏模式为锥—柱结合部屈服破坏，如图3 所示；#2 模型的破坏压力为4.13 MPa，破坏模式为模型总体失稳破坏，如图4 所示。可见，环壳块的嵌入，使锥-柱结合部的承载能力提高，不再是结构的“薄弱部分”。

图3 破坏后的#1 精车模型
Fig.3 Collapsed turning model#1

图4 破坏后的#2 精车模型
Fig.4 Collapsed turning model#2

2 加肋凸型锥—环—柱结合壳钢制焊接模型试验

#2 加肋凸型锥—环—柱结合壳模型的破坏模式为总体失稳，但是在潜艇耐压艇体的结构设计中，舱段总体稳定性的强度标准要高于肋骨间壳板稳定性[7]，说明该精车模型的肋骨相对较弱，因此课题组以实艇为背景，设计、制造了3 只大比例钢制焊接模型。

#3 加肋凸型锥—环—柱钢制焊接模型如图5 所示，模型由试验段和过渡段组成，#2 肋骨～#8 肋骨之间为模型试验段，左、右端部分为模型过渡段。模型#5 肋骨和#6 肋骨之间为凸环壳块，#6 肋骨左侧和#5 肋骨右侧分别为一段大圆柱壳和圆锥壳，模拟实艇耐压艇体的基本结构。模型试验段的肋骨间距为129 mm。模型试验段肋骨的尺寸为，#8 大肋骨模拟大圆柱壳端部舱壁，尺寸为模型试验段中的圆柱壳、环壳块和圆锥壳段的板厚均为6 mm。模型试验段的材料为高强度钢。

图5 #3 加肋凸型锥—环—柱结合壳焊接模型
Fig.5 Ring-stiffened convex cone-toroid-cylinder combination shell welding model#3

模型试验在武汉第二船舶设计研究所压力筒实验室进行。外压试验分三次进行，第一次为预压试验，第二次为正式加载试验，第三次为破坏性试验。在正式加载试验和破坏性试验过程中，测量模型典型位置的应力；在破坏性试验中，静水外压力逐步加大直到模型破坏，测量模型的极限载荷。破坏性试验结束后，将模型吊出压力筒，考察模型的破坏模式，并进行分析、研究。表2 列出了模型典型位置应力实测值。

表2 静水外压力3.0 MPa 下典型位置应力实测值（单位：MPa）
Tab.2 Stress at typical points under hydrostatic pressure 3.0 MPa(unit：MPa)

由表2 可知，凸环壳块中部内表面纵向应力较大，而外表面纵向应力、中面环向应力均低于相邻圆柱壳和圆锥壳的跨中壳板相应的应力值。

图6 破坏后的#3 钢制焊接模型-1
Fig.6 Collapsed welding model#3-1

图7 破坏后的#3 钢制焊接模型-2
Fig.7 Collapsed welding model#3-2

在模型试验过程中，加压至压力表读数为5.8 MPa，并稳压3 分钟，还未进行应变测量时模型破坏，破坏载荷高于潜艇的计算载荷。图6 和图7 为模型破坏后的照片。

从破坏后的模型可清晰地看到，与环壳段相邻的柱壳、锥壳壳板都出现了周向的凹凸失稳波形，而环壳块表面光顺，未出现肋间壳板失稳的凹凸波形。模型圆柱壳、圆锥壳首先出现肋间壳板失稳，继而带动组合壳模型总体失稳（模型纵向总体凹陷二处）。可见，环壳块肋间壳板的稳定性高于相邻圆柱壳或圆锥壳的肋间壳板稳定性。

#4 钢制焊接模型如图8 所示，模型由试验段和过渡段组成，#2 肋骨～#11 肋骨之间为模型试验段，左、右端部分为模型过渡段。模型#8 肋骨和#7 肋骨之间为凸环壳块，#8 肋骨左侧和#7 肋骨右侧分别为一段大圆柱壳和一段凹锥-环-柱结合壳，模拟实艇耐压艇体的基本结构，本文仅对凸环壳段的力学特性及承载能力进行分析。模型#8～#11 肋骨的间距为119 mm， #7～#8 肋骨的间距为135 mm，#6～#7 肋骨的间距为109 mm。模型试验段普通肋骨的尺寸为，#8 大肋骨模拟大圆柱壳端部舱壁，尺寸为模型试验段中的大圆柱壳段和小圆柱壳段的板厚为6.8 mm，锥壳段板厚7.8 mm，凸环壳块的厚度为7.8 mm，凹环壳块的厚度为9.1 mm。模型试验段的材料为高强度钢。

图8 #4 加肋凸型锥—环—柱结合壳焊接模型
Fig.8 Ring-stiffened convex cone-toroid-cylinder combination shell welding model#4

模型试验在中国船舶科学研究中心压力筒实验室进行，模型加载过程与#3 钢制焊接模型外压试验的加载过程一致，不再赘述。表3 列出了模型典型位置应力测试结果。

表3 静水外压力4.41 MPa 下典型位置应力实测值（单位：MPa）
Tab.3 Stress at typical points under hydrostatic pressure 4.41 MPa(unit：MPa)

由表3 可以看出，凸环壳块中部内表面纵向应力较大，而外表面纵向应力、中面环向应力均低于相邻圆柱壳和圆锥壳的跨中壳板相应的应力值，这个规律与#3 模型是一致的，并未因为#4 模型凹环壳段的存在发生改变，因此依据#4 模型的试验结果对加肋凸型锥-环-柱结合壳的力学特性进行分析是合理的。

通过破坏性试验，测出模型破坏时的外载荷为8.0 MPa，高于潜艇的计算压力。将模型从压力筒中取出后，对模型的破坏模式进行分析，模型凸环壳块本身没有破坏或肉眼可见的变形，依然保持原来的形状。模型在圆柱壳#8～#9 肋间出现肋间壳板轴对称屈服破坏。图9 和图10 为模型破坏后的照片。

由模型的破坏模式可以看出，紧邻凸环壳块的圆柱壳是#4 加肋凸型锥—环—柱结合壳模型结构“最薄弱”的部位。

#4 钢制焊接模型的凸环壳块左侧为模拟舱壁的框架肋骨，为了消除该结构对凸环壳块的影响，课题组制作了#5 加肋凸型锥—环—柱结合壳钢制焊接模型，如图11 所示。

图9 #4 模型破坏后的内部照片
Fig.9 Collapsed welding model#4(inside)

图10 #4 模型破坏后的外观图
Fig.10 Collapsed welding model#4(outside)

图11 #5 加肋凸型锥-环-柱结合壳模型图
Fig.11 Ring-stiffened convex cone-toroid-cylinder combination shell welding model#5

#5 钢制焊接模型由试验段和过渡段组成，#3 肋骨～#13 肋骨之间为模型试验段，左、右端部分为模型过渡段。模型#10 肋骨和#11 肋骨之间为凸环壳块，#11 肋骨左侧和#10 肋骨右侧分别为一段大圆柱壳和一段凹锥—环—柱结合壳，模拟实艇耐压艇体的基本结构，与#4 模型一致，本文仅对凸环壳段的力学特性及承载能力进行分析。模型试验段的肋骨的间距均为143 mm。模型试验段普通肋骨的尺寸为模型试验段中的大圆柱壳段和小圆柱壳段的板厚为8.18 mm，锥壳段板厚9.3 mm，凸环壳块的厚度为9.7 mm，凹环壳块的厚度为12.7 mm。模型试验段的材料为高强度钢。

模型试验在中国船舶科学研究中心压力筒实验室进行，模型加载过程与#3、#4 钢制焊接模型外压试验的加载过程一致。表4 列出了模型典型位置应力测试结果。

表4 静水外压力4.41 MPa 下典型位置应力实测值（单位：MPa）
Tab.4 Stress at typical points under hydrostatic pressure 4.41 MPa(unit：MPa)

由表4 可以看出，#5 凸型锥—环—柱结合壳焊接模型典型位置应力分布规律与#3、#4 模型的分布规律一致。

通过破坏性试验，测出模型破坏时的外载荷为6.98 MPa，高于潜艇的计算压力。模型#11 肋骨和#12 肋骨间壳板发生轴对称屈服破坏，如图12 和图13 所示。

图12 #5 模型破坏后的外观图
Fig.12 Collapsed welding model#5(outside)

图13 #5 模型破坏后内部照片
Fig.13 Collapsed welding model#5(inside)

由上图可知，#5 加肋凸型锥—环—柱结合壳模型结构中，紧邻凸环壳块的圆柱壳是整个结构的“薄弱”部分。

3 试验结果分析

由#1 和#2 精车模型的试验结果可以看出，嵌入一段环壳块，形成加肋凸型锥—环—柱结合壳后，锥-柱结合部的应力大幅度降低，破坏模式由结合部的屈服破坏转变为模型的整体失稳破坏，模型的“薄弱环节”不再是锥—柱结合部。

由#3、#4 和#5 钢制焊接模型的应力测试结果可知，采用环壳块过渡的加肋凸型锥—环—柱结合壳，结合部—环壳块内表面纵向应力峰值得到降低，而环壳块外表面纵向应力和中面环向应力值均远低于相邻圆柱壳和圆锥壳对应的应力值。这是由于在凸型锥—柱结合部，柱壳和锥壳面内的纵向压力不能自相平衡，产生一个合力，它的线强度是，方向与静水外压P 方向相反，起到了“减压”的作用[2]。因此，在进行潜艇耐压艇体加肋凸型锥—环—柱结合壳的强度校核时，凸环壳块只需要校核其内表面纵向应力即可。

#3、#4 和#5 钢制焊接模型的破坏压力均高于计算压力。由其破坏模式可知，结合部环壳块的承载能力要高于其相邻环肋圆柱壳或者环肋圆锥壳的承载能力。分析其原因，一方面，凸环壳块降低了结合部的应力集中，内表面纵向应力满足强度要求后，环壳块的受力状态要优于相邻圆柱壳或者圆锥壳；另一方面，环壳块双曲率的结构形式，其稳定性也要高于相邻的圆柱壳或者圆锥壳。

4 结 论

通过2 个精车模型和3 个大比例钢制焊接模型的试验，可以得出以下结论：

（1）加肋凸型锥—环—柱结合壳结构可以降低结合部的应力峰值，是一种优越的结构形式；

（2）在进行潜艇耐压艇体加肋凸型锥—环—柱结合壳的结构设计时，仅需要校核凸环壳块的内表面纵向应力，其他应力指标以及凸环壳块的稳定性不需要校核；

（3）在加肋凸型锥—环—柱结合壳结构中，凸环壳块的极限强度要高于相邻环肋圆柱壳或环肋圆锥壳的极限强度，即高于潜艇耐压艇体一般结构的极限强度。