新型大潜深平台多耐压体连接结构设计

唐俊娟,司马灿,张效慈

(中国船舶科学研究中心,江苏无锡 214082)

0 引言

水下载人平台是一种具有载人、运载、中转、作战与补给、海洋资源勘探及开发等诸多功能的新型技术装备,其最大特点是拥有一定的耐压容积且能自航。世界各主要国家均已大力发展这项技术,大容积、大潜深的具有高性能的载人平台成了各国研究的热点。本文研究对象是具有多耐压体结构、复合材料轻外壳、大容积、大潜深等技术特点的新型水下载人平台。

传统的水下载人平台,如潜艇,大都采用单耐压壳体形式。随着对大潜深的不断追求,目前国内外正在积极地发展新型的、具有多耐压壳体的水下载人平台。如:美国的MANTA载人潜器采用了扁平艇型双层壳体结构,耐压壳体采用多个交贯连接的球型壳体呈蜂窝状;前苏联建造的“台风”级采用多圆柱壳体。

随着多壳体耐压结构技术的发展,多壳体耐压结构外部的连接结构形式成了研究热点。连接形式直接影响到总体强度、耐压壳体强度以及轻外壳的强度。这种连接形式属于新型的结构形式,在设计中没有母型船以及类似的结构可以参考,也没有直接相关的规范可遵循,这给力学分析和结构设计带来一定的难度。

本文以某虚拟水下载人平台为研究对象,提出了耐压壳外部连接结构形式,介绍了新型结构的力学分析方法以及设计思路。这些工作为以后对此结构的深入研究打下了基础。

1 连接结构设计中考虑的主要因素

当耐压壳和轻外壳之间布置的压载水舱位置以及舱室的划分确定后,要考虑的主要因素和遵循的一些原则如下:

(1)首先要满足总布置的要求,在已经设计好的耐压结构的基础上设计外面的连接结构。并要考虑连接结构对耐压结构的受力影响,因为当初耐压结构的设计是在没有外部连接结构的假设下进行设计的。

(2)静水压力应作为大潜深主要设计工况之一。此外,因结构形式比较新,必须考虑在坐墩工况下没有规范和母船可以参考这个因素。

(3)在分舱处布置实肋板,实肋板的一部分作为舱壁,保证其水密性。

(4)实肋板尽量与耐压壳里布置的舱壁在同一肋位,以增加强度。

(5)舱壁间布置非水密肋板,在保证强度的前提下尽量开孔且使结构尽量轻。

(6)由于平行中体上方的结构采用复合材料,所以要有与轻外壳连接的连接结构,并考虑结构连接的可行性。

2 压载水舱的设计

外部连接结构的材料为 907A钢,屈服极限为σS1=460MPa。耐压结构材料为980高强度钢,屈服极限σS为785MPa。

载人平台的压载水舱结构特点为上部作为甲板,底部作为轻外壳,并把三个耐压壳连接起来。简化各个结构,对压载水舱的水密围壁进行初步设计。根据规范,水舱的计算压力取PC=1.25Pt,其中Pt为压载水舱的试验压力。压载水舱的底板、甲板以及水舱之间的舱壁板都按四边刚性固定的矩形板计算强度,承受面压为 1.25Pt,承受均布载荷四边钢性固定的矩形板如图 1所示。压载水舱的底部虽有一定的曲率,但由于曲率不大,划分成板格后就可以近似为平板处理。壳板稳定性按自由支撑在矩形周界承受横向载荷的方法计算。

图1 承受均布载荷四边刚性固定的矩形板

根据边界条件的不同,将布置在板上肋骨简化为各种边界条件下的受梯形载荷作用的单跨梁,如图 2所示。其中载荷 q为梁上单位长度分布载荷的集度,等于计算压力PC与载荷作用宽度 l0的乘积; PC与上同;l0是梁间距离;L是梁的跨长;c是梯形载荷的分布尺寸,c=0则为均布载荷。

图2 受梯形载荷作用的单跨梁

3 静水压结构设计

3.1 舱段设计

本文中的载人平台极限水深是 560m,耐压结构设计时安全系数一般取 1.42,所以在外部连接结构设计时也取同样的系数,以方便分析连接结构对耐压结构受力的影响。耐压结构是三并排圆柱壳,中间是直径为5m的大圆柱壳,2个直径为3.8m的小圆柱壳在大圆柱壳左右两侧。

计算分析针对三种不同舱段结构形式。方案 A是在每档肋位都设置肋板,方案 B隔一个肋位设置肋板,方案C也是隔一个肋位设置肋板,但肋板的结构形式与前两种不同。分别建立舱段模型,加载求解,通过计算结果对结构进行局部优化。对结构进行初步优化时并未采用数学优化设计方法,而是通过计算多种改进的结构形式,最终找到使结构的受力达到要求的结构形式。例如,在甲板上方对为减少应力集中而设置的加强板作四种改进形式,如图 3所示,然后逐个进行计算,最终发现第二和第三种形式的效果较为理想。对非水密肋板的开孔形式也采取同样的方法进行逐步计算,最终把开孔形式确定下来。通过这样逐步的对结构的修改,最后定出符合要求的舱段结构。

图3 四种形式加强板

图4是典型肋板的等效应力图。由于与耐压结构连接,少量的节点应力偏大。对于整体来说,强度是满足要求的,较大应力产生在与大圆柱壳肋骨连接的肋板处。与甲板连接处以及大小圆柱壳连接处是结构比较脆弱的部位。甲板以上肋板主要承受 X方向(艇宽方向)的应力,大小圆柱壳连接的中间结构主要承受Y(艇高方向)方向的应力。应力控制要求为:各个方向的应力都小于屈服极限,等效应力小于 1.15倍的屈服极限。在连接结构设计时,不仅要使所设计的连接满足强度要求,还要保证在连接外部结构后耐压结构强度同样是满足要求的。对分段连接结构、耐压结构受力影响是整艇结构设计的基础。

图4 典型肋板的等效应力图

所研究的结构中,连接结构在耐压壳周围的布置不是轴对称的,因此用周向和轴向应力来表征耐压壳的受力是不够准确的。但通过结构分析发现:无论采用哪种受力分析,其受力大小相差并不是很大,所以结构中耐压船体的周向应力、轴向应力与第三主应力、第二主应力方向的夹角较小,各种结果有一定差距但差异不大。为了方便与无连接结构时的圆柱壳的受力状况比较,本文中给出的是耐压船体的周向和轴向应力的分布状态。各连接结构对耐压结构影响具有相似性,所以下面给出在舱段结构 B时的受力分析结构。应力云图见图 5和图 6。

图5 大圆柱壳中面周向应力云图

图6 小圆柱壳中面周向应力云图

规范中对潜艇耐压结构的强度规定如下:

跨端内表面纵向应力 σ1≤1.15σS=902.75 MPa;

而等效应力一般要小于1.5σS=1 177.5MPa。

从图 5到图 8中可以看出各种应力的最大计算值都没有超过现有规范的要求,结构强度是能够满足的。下面从几方面分析连接结构对耐压壳的受力影响。

图7 圆柱壳内表面纵向应力云图

图8 圆柱壳合应力云图

(1)对中面周向应力分布的影响。通过图 5和图 6可以看出,大小圆柱壳的整体周向应力的均匀性还存在,只是在底部纵桁以及与上部甲板连接处局部间断。为得到跨中中面周向应力的具体分布,绘制跨中中面周向应力沿圆周的分布图见图 9。

图9 大圆柱(a)和左侧小圆柱壳(b)壳板跨中中面周向应力沿周向分布图

(2)对纵向应力分布的影响。通过图7可以看出,纵向应力沿圆周总体上还是均匀分布的,在下面纵桁处以及上面与甲板连接处出现局部的间断点,在此间断点处其纵向应力明显的减少。可见在这些部位布置纵向板使局部的纵向应力明显减小。

(3)对等效应力分布的影响。通过图8可以看出,连接结构没有严重破坏等效应力沿周向的分布,在与甲板连接处以及与纵桁连接处出现沿纵向的分界线。在底部的圆柱壳与底纵桁连接处出现局部的应力集中,但应力集中处的最大应力为853.712MPa,并不严重。在壳体上部与甲板的连接以及舷侧纵桁处局部应力明显比周围的小一些。

(4)对肋骨应力分布的影响。由于圆柱壳的肋骨应力在沿肋骨高度方向是不同的,所以用肋骨在高度方向的平均受力来体现肋骨的受力状况。首先求出周向上某点在高度方向的平均应力,然后沿周向取一周这样的点,绘制出肋骨平均周向应力沿圆周的分布图,来判断肋骨强度是否满足标准。图10、图 11为大小圆柱壳上肋骨平均周向应力沿圆周的分布图。

图10 大(a)小(b)圆柱壳在带有肋板的肋位处的肋骨平均周向应力沿圆周分布

由图 10和图 11可以看出在没有肋板的肋位处大圆柱壳的周向应力明显地比带有肋板处大一些且均匀性也较好,且都在甲板连接处出现较大值。整体上大圆柱壳肋骨应力比小圆柱壳的大。从大圆柱壳上的肋骨应力图可以看出,其基本是在 0°～180°之间时在 90°左右对称,在 180°～360°之间时在270°左右对称,这与实际中大圆柱壳的左右对称是相吻合的,且在 0°～180°之间应力较 180°～360°之间偏大。

图11 大(a)小(b)圆柱壳没有肋板肋位处的肋骨平均周向应力沿圆周分布

按照规范要求,肋骨的中面周向应力要小于0.6σS=471MPa,通过上面的图可以看出肋骨应力是满足规范要求的。所以在方案 B中,在水密肋板以及空档处的肋骨应力都是能够满足的。

3.2 整艇结构设计和变形协调分析

上面对舱段的三种方案结构形式进行了计算,得出了结构的受力基本规律。本节在舱段计算的基础上对整艇进行连接结构设计,对整艇进行建模分析,最终得到整艇在静水压力下的应力分布,以及变形协调规律。在整艇的计算中,分别对两个方案进行计算分析,并对两个方案的连接结构通过逐步的修改使其满足强度要求。在连接结构确定下来后再关注其对耐压结构的影响。由于两个结构方案的相似性,下面主要以方案二的计算结果作为说明。

结构布置总特点为:连接结构由板架组成,主要为纵桁、肋板和甲板。

纵桁共布置 8道,在大圆柱壳和两个小圆柱壳上下各一道,在两小圆柱壳的舷侧各布置一道。首尾处纵桁根据型线延伸到首尾部构成封闭的框架形式。在平行中体处纵桁为板,在首尾处为 T型材。

肋板在平行中体处主要根据压载水舱的布置要求来布置,在压载水舱的舱壁处布置实肋板,然后根据强度要求在适当肋位上布置非水密肋板。首尾部则主要根据各种液舱的结构形式来布置。肋板为板材加肋骨的板架结构。非水密肋板处开人孔和圆形减轻孔。

甲板包括在大小耐压壳之间布置的甲板和尾部液氧灌上面布置的甲板,甲板与肋板采用板材加肋骨的板架结构相连。

整艇在宽度方向向中心收缩变形的最大距离为6.37mm,比方案一的略小。艇高方向收缩的最大距离为10.92mm,在艇长方向总收缩距离为25.614 mm,与方案一相当接近。从整体来看结构的变形以及等效应力还不是特别大,连接结构设计较合理。

图12为大壳与小壳的中面周向应力图。从图12中可以看出大小耐压壳的中面应力的分布特点与舱段分析时的受力特点是类似的。最大应力分别小于 0.85倍屈服极限的,所以大壳与小壳的中面周向应力都是满足强度要求的。

图12 大壳(a)与小壳(b)的中面周向应力

图13为纵向应力和等效应力图。从图13中可以看到,等效应力最大值小于1.5σS,符合要求。而有些部位纵向应力超过允许值,在有肋板的部位应力明显地比没有肋板的肋位处要大一些,大圆柱壳的应力明显要比小圆柱壳的大,且方案二的应力明显要比方案一的大。在耐压壳周围框架约束越强的部位,内表面的纵向应力越大。为更加清晰表达其受力的详细情况,绘制大圆柱半个圆周的最大值所在肋位(34号肋位)的纵向应力沿圆周的分布,如图14所示。

图13 纵向应力(a)和等效应力(b)

图14 纵向应力沿圆周的分布和修改后的纵向应力分布

从图 14左图中可以看出,结构的大部分应力值都超过允许值902.7MPa。这个问题在分段计算时不存在,主要是在分段中没有把耐压壳内部的舱壁建出来。而通常在耐压壳内舱壁与耐压壳连接处要对耐压壳局部加强。在舱壁处对耐压壳局部加厚15mm时,结构的应力可以很明显下降,如图 14右图所示,且都在规范值以内,受力趋势与原来的相同,这说明加厚局部结构对控制纵向应力是有效的。

结构计算结果表明:在静水压力下结构的受力较大,是结构整体设计的主要工况。在结构设计时首先针对静水压力舱段计算,并提出整艇的较合理的结构形式,变形协调的分析对以后全艇复合材料外壳的连接设计具有很重要的意义。

4 坐墩结构设计

坐墩载荷分析时采用全艇有限元方法。在用有限元建模分析时,直接在有支墩的船底加沿艇体高度方向的约束,然后对其进行计算分析。选用此方法的原因如下:

(1)由于使用模型建造分析方法,如果把墩木逐个地建造出来,在结构初步设计时相当繁琐而且对提高精度并不明显。并且在方案设计阶段,墩木的尺寸以及坐墩的位置都是不确定的,所以不把墩木加入也是很有益处的。采用此方法减少了建模的工作量,使问题简化。

(2)结构设计主要关心船体的受力情况,使墩木受力不超过规定的载荷即可。

(3)这样建模可以准确地知道在墩木与船体接触处的反力大小,从而很容易判定墩木的强度是否符合要求。

(4)此方法忽略掉各支墩间的差别,是偏于安全的设计,适合于方案设计阶段。

根据墩木承受的能力,对坐墩工况设计,并通过初步的计算做调整使其满足墩木应力要求。通过与其他国家舰艇坐墩强度要求的比较,发现我国的规定是偏保守的,所以没有完全按照国家规范规定的要求,而是通过大量的阅读文献,最终确定在本文研究中墩木布置的要求如下:

①龙骨墩和边墩各自承受整艇的重量;

②墩木应力不超过2MPa。

表1是四种坐墩工况的墩木分布。在计算中动载荷系数为 1.25。通过计算可以得到此艇在坐墩工况下整艇在各个方向的位移都较小,应力只在肋板底部的局部区域较大。根据坐墩强度要求,结构的最大正应力σmax要小于0.8σS(368MPa),最大剪应力τmax要小于0.4σS(184MPa)。肋板和纵桁的稳定性满足 1.5倍的安全储备要求。图 15是典型部位结构的等效应力分布图。

图15 典型部位的结构等效应力图

根据此艇的 4种坐墩工况的受力情况总结此艇的布墩规律如下:

表1 四种坐墩工况墩木布置表

(1)坐墩工况二中,龙骨墩上面的中纵桁和肋板的应力明显比坐墩工况一的大,主要是由于边墩数目增加使小柱壳底部肋板的应力减小,即在减小边墩面积且增加边墩数量时可以减小边墩上面连接肋板的应力,而相同肋位的龙骨墩上面的纵桁和肋板受力增加。

(2)坐墩工况三与坐墩工况一比较可知,单个龙骨墩的面积增大和总个数减少,使龙骨墩上面肋板的应力显著增大,同时小圆柱壳底部肋板的应力也有所增大,但变化不是很大,即整体的应力得到提高。由此可以看出龙骨墩的变化比边墩的变化引起的应力变化要大。

(3)坐墩工况三与坐墩工况四相比,由于龙骨墩的增加使大圆柱壳底部的肋板应力减小,其他的相差不多。

(4)在非水密肋板处既设置龙骨墩又设置边墩时,会导致孔边的剪应力较大。与水密肋板的此种情况相比较,非水密肋板处的底部较大等效应力区域明显扩大。虽然其应力在允许范围之内,但在结构设计和墩木布置等其他条件允许的情况下,要尽量地减少这样的布墩方式。

(5)艇体坐墩时主要的受力结构为横向肋板和大小圆柱壳底部纵桁。在同一肋位既有龙骨墩又有边墩时,底部中纵桁承受的力比旁纵桁承受的力大,但是与旁纵桁连接的肋板相比,与中纵桁连接肋板的等效应力和剪应力大。即一般在同时布置龙骨墩和边墩的水密肋板处,小圆柱壳底部的肋板受力最大,然后是大圆柱壳底部的纵桁,再其次是大圆柱壳底部肋板,最后是小圆柱壳底部纵桁。对于只布置龙骨墩的肋板,则底部肋板和纵桁的应力相差不多,大部分肋位的纵桁应力稍大一些。

(6)在各布墩工况中,尾部结构的应力明显比其他部位大。肋板最大应力出现在同时布置龙骨墩和边墩的最尾部的那一道肋板,主要是由于尾部悬伸段较长。考虑到在尾部布墩的难度较大,所以在墩木应力允许的范围内,尽量减少尾部墩木的布置。但这样会导致尾墩木的支反力较大,结构受力也会偏大。

(7)从首部到尾部,龙骨墩的受力呈增大趋势。坐墩工况四中使首悬伸段长度增加,从而使墩木应力趋向均匀,因此坐墩工况四的墩木应力都在1.6 MPa以下,是所有坐墩工况里较均匀且较小者。但这样会导致首部的应力明显增大,虽然较其他坐墩工况增大,但与尾部比较还是小一些。因此为减少首部的布墩难度则在首部从平行中体开始布置墩木即可,并且在首部布置时虽然最首部的一道墩木的支反力较大,但并不需要增大墩木尺寸就能满足应力要求。从平行中体处开始布置墩木对进出坞时也是比较方便的。

(8)边墩的承重比例很接近,从表 2中可以看出边墩承受的重力都接近总重力的 50%,主要是由于艇型扁平且宽度较大导致边墩承受的力较大。坐墩工况一的比例最小,坐墩工况二的比例最大。通过比较,可知在边墩布置数量增加时会使边墩承重比例增加。边墩支反力的分布特点:在首尾部较大,中间偏小,最大值出现在尾部最后一道墩木。在坐墩工况二中由于边墩面积较小,首尾墩木出现较大应力值,因此在墩木面积较小时,首尾墩木宜增加尺寸。

坐墩受力情况的计算主要是找到更好的墩木布置形式,而结构的受力总体来说并不是很大,只在局部有较大应力出现,因此对于此艇坐墩时的结构强度比较容易满足。在外部连接结构设计时,坐墩受力不是结构受力设计的主要工况,在结构设计时可作为校核工况。

表2 边墩承受的重力与总重力的比例

5 结论

本文首先对某算例的水下载人平台的压载水舱结构计算分析,然后进行舱段计算校核,最后扩展到整艇结构设计计算。从计算结果可以看出:在静水压力下结构受力较大,而在坐墩工况下只有局部受力较大且应力较小,所以静水压力是结构设计计算的主要工况,而坐墩工况可作为结构强度校核使用。本文的计算分析初步设计的结构强度在静水压力和坐墩工况下均满足强度要求,为以后在其他载荷下的受力分析打下良好基础,并为此类结构的设计提出设计方法和结构形式的参考,也为此算例的载人平台继续研究设计打下基础。

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