新型大潛深平臺多耐壓體連接結構設計

唐俊娟,司馬燦,張效慈

(中國船舶科學研究中心,江蘇無錫 214082)

0 引言

水下載人平臺是一種具有載人、運載、中轉、作戰與補給、海洋資源勘探及開發等諸多功能的新型技術裝備,其最大特點是擁有一定的耐壓容積且能自航。世界各主要國家均已大力發展這項技術,大容積、大潛深的具有高性能的載人平臺成了各國研究的熱點。本文研究對象是具有多耐壓體結構、復合材料輕外殼、大容積、大潛深等技術特點的新型水下載人平臺。

傳統的水下載人平臺,如潛艇,大都采用單耐壓殼體形式。隨著對大潛深的不斷追求,目前國內外正在積極地發展新型的、具有多耐壓殼體的水下載人平臺。如:美國的MANTA載人潛器采用了扁平艇型雙層殼體結構,耐壓殼體采用多個交貫連接的球型殼體呈蜂窩狀;前蘇聯建造的“臺風”級采用多圓柱殼體。

隨著多殼體耐壓結構技術的發展,多殼體耐壓結構外部的連接結構形式成了研究熱點。連接形式直接影響到總體強度、耐壓殼體強度以及輕外殼的強度。這種連接形式屬于新型的結構形式,在設計中沒有母型船以及類似的結構可以參考,也沒有直接相關的規范可遵循,這給力學分析和結構設計帶來一定的難度。

本文以某虛擬水下載人平臺為研究對象,提出了耐壓殼外部連接結構形式,介紹了新型結構的力學分析方法以及設計思路。這些工作為以后對此結構的深入研究打下了基礎。

1 連接結構設計中考慮的主要因素

當耐壓殼和輕外殼之間布置的壓載水艙位置以及艙室的劃分確定后,要考慮的主要因素和遵循的一些原則如下:

(1)首先要滿足總布置的要求,在已經設計好的耐壓結構的基礎上設計外面的連接結構。并要考慮連接結構對耐壓結構的受力影響,因為當初耐壓結構的設計是在沒有外部連接結構的假設下進行設計的。

(2)靜水壓力應作為大潛深主要設計工況之一。此外,因結構形式比較新,必須考慮在坐墩工況下沒有規范和母船可以參考這個因素。

(3)在分艙處布置實肋板,實肋板的一部分作為艙壁,保證其水密性。

(4)實肋板盡量與耐壓殼里布置的艙壁在同一肋位,以增加強度。

(5)艙壁間布置非水密肋板,在保證強度的前提下盡量開孔且使結構盡量輕。

(6)由于平行中體上方的結構采用復合材料,所以要有與輕外殼連接的連接結構,并考慮結構連接的可行性。

2 壓載水艙的設計

外部連接結構的材料為 907A鋼,屈服極限為σS1=460MPa。耐壓結構材料為980高強度鋼,屈服極限σS為785MPa。

載人平臺的壓載水艙結構特點為上部作為甲板,底部作為輕外殼,并把三個耐壓殼連接起來。簡化各個結構,對壓載水艙的水密圍壁進行初步設計。根據規范,水艙的計算壓力取PC=1.25Pt,其中Pt為壓載水艙的試驗壓力。壓載水艙的底板、甲板以及水艙之間的艙壁板都按四邊剛性固定的矩形板計算強度,承受面壓為 1.25Pt,承受均布載荷四邊鋼性固定的矩形板如圖 1所示。壓載水艙的底部雖有一定的曲率,但由于曲率不大,劃分成板格后就可以近似為平板處理。殼板穩定性按自由支撐在矩形周界承受橫向載荷的方法計算。

圖1 承受均布載荷四邊剛性固定的矩形板

根據邊界條件的不同,將布置在板上肋骨簡化為各種邊界條件下的受梯形載荷作用的單跨梁,如圖 2所示。其中載荷 q為梁上單位長度分布載荷的集度,等于計算壓力PC與載荷作用寬度 l0的乘積; PC與上同;l0是梁間距離;L是梁的跨長;c是梯形載荷的分布尺寸,c=0則為均布載荷。

圖2 受梯形載荷作用的單跨梁

3 靜水壓結構設計

3.1 艙段設計

本文中的載人平臺極限水深是 560m,耐壓結構設計時安全系數一般取 1.42,所以在外部連接結構設計時也取同樣的系數,以方便分析連接結構對耐壓結構受力的影響。耐壓結構是三并排圓柱殼,中間是直徑為5m的大圓柱殼,2個直徑為3.8m的小圓柱殼在大圓柱殼左右兩側。

計算分析針對三種不同艙段結構形式。方案 A是在每檔肋位都設置肋板,方案 B隔一個肋位設置肋板,方案C也是隔一個肋位設置肋板,但肋板的結構形式與前兩種不同。分別建立艙段模型,加載求解,通過計算結果對結構進行局部優化。對結構進行初步優化時并未采用數學優化設計方法,而是通過計算多種改進的結構形式,最終找到使結構的受力達到要求的結構形式。例如,在甲板上方對為減少應力集中而設置的加強板作四種改進形式,如圖 3所示,然后逐個進行計算,最終發現第二和第三種形式的效果較為理想。對非水密肋板的開孔形式也采取同樣的方法進行逐步計算,最終把開孔形式確定下來。通過這樣逐步的對結構的修改,最后定出符合要求的艙段結構。

圖3 四種形式加強板

圖4是典型肋板的等效應力圖。由于與耐壓結構連接,少量的節點應力偏大。對于整體來說,強度是滿足要求的,較大應力產生在與大圓柱殼肋骨連接的肋板處。與甲板連接處以及大小圓柱殼連接處是結構比較脆弱的部位。甲板以上肋板主要承受 X方向(艇寬方向)的應力,大小圓柱殼連接的中間結構主要承受Y(艇高方向)方向的應力。應力控制要求為:各個方向的應力都小于屈服極限,等效應力小于 1.15倍的屈服極限。在連接結構設計時,不僅要使所設計的連接滿足強度要求,還要保證在連接外部結構后耐壓結構強度同樣是滿足要求的。對分段連接結構、耐壓結構受力影響是整艇結構設計的基礎。

圖4 典型肋板的等效應力圖

所研究的結構中,連接結構在耐壓殼周圍的布置不是軸對稱的,因此用周向和軸向應力來表征耐壓殼的受力是不夠準確的。但通過結構分析發現:無論采用哪種受力分析,其受力大小相差并不是很大,所以結構中耐壓船體的周向應力、軸向應力與第三主應力、第二主應力方向的夾角較小,各種結果有一定差距但差異不大。為了方便與無連接結構時的圓柱殼的受力狀況比較,本文中給出的是耐壓船體的周向和軸向應力的分布狀態。各連接結構對耐壓結構影響具有相似性,所以下面給出在艙段結構 B時的受力分析結構。應力云圖見圖 5和圖 6。

圖5 大圓柱殼中面周向應力云圖

圖6 小圓柱殼中面周向應力云圖

規范中對潛艇耐壓結構的強度規定如下:

跨端內表面縱向應力 σ1≤1.15σS=902.75 MPa;

而等效應力一般要小于1.5σS=1 177.5MPa。

從圖 5到圖 8中可以看出各種應力的最大計算值都沒有超過現有規范的要求,結構強度是能夠滿足的。下面從幾方面分析連接結構對耐壓殼的受力影響。

圖7 圓柱殼內表面縱向應力云圖

圖8 圓柱殼合應力云圖

(1)對中面周向應力分布的影響。通過圖 5和圖 6可以看出,大小圓柱殼的整體周向應力的均勻性還存在,只是在底部縱桁以及與上部甲板連接處局部間斷。為得到跨中中面周向應力的具體分布,繪制跨中中面周向應力沿圓周的分布圖見圖 9。

圖9 大圓柱(a)和左側小圓柱殼(b)殼板跨中中面周向應力沿周向分布圖

(2)對縱向應力分布的影響。通過圖7可以看出,縱向應力沿圓周總體上還是均勻分布的,在下面縱桁處以及上面與甲板連接處出現局部的間斷點,在此間斷點處其縱向應力明顯的減少。可見在這些部位布置縱向板使局部的縱向應力明顯減小。

(3)對等效應力分布的影響。通過圖8可以看出,連接結構沒有嚴重破壞等效應力沿周向的分布,在與甲板連接處以及與縱桁連接處出現沿縱向的分界線。在底部的圓柱殼與底縱桁連接處出現局部的應力集中,但應力集中處的最大應力為853.712MPa,并不嚴重。在殼體上部與甲板的連接以及舷側縱桁處局部應力明顯比周圍的小一些。

(4)對肋骨應力分布的影響。由于圓柱殼的肋骨應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來體現肋骨的受力狀況。首先求出周向上某點在高度方向的平均應力,然后沿周向取一周這樣的點,繪制出肋骨平均周向應力沿圓周的分布圖,來判斷肋骨強度是否滿足標準。圖10、圖 11為大小圓柱殼上肋骨平均周向應力沿圓周的分布圖。

圖10 大(a)小(b)圓柱殼在帶有肋板的肋位處的肋骨平均周向應力沿圓周分布

由圖 10和圖 11可以看出在沒有肋板的肋位處大圓柱殼的周向應力明顯地比帶有肋板處大一些且均勻性也較好,且都在甲板連接處出現較大值。整體上大圓柱殼肋骨應力比小圓柱殼的大。從大圓柱殼上的肋骨應力圖可以看出,其基本是在 0°～180°之間時在 90°左右對稱,在 180°～360°之間時在270°左右對稱,這與實際中大圓柱殼的左右對稱是相吻合的,且在 0°～180°之間應力較 180°～360°之間偏大。

圖11 大(a)小(b)圓柱殼沒有肋板肋位處的肋骨平均周向應力沿圓周分布

按照規范要求,肋骨的中面周向應力要小于0.6σS=471MPa,通過上面的圖可以看出肋骨應力是滿足規范要求的。所以在方案 B中,在水密肋板以及空檔處的肋骨應力都是能夠滿足的。

3.2 整艇結構設計和變形協調分析

上面對艙段的三種方案結構形式進行了計算,得出了結構的受力基本規律。本節在艙段計算的基礎上對整艇進行連接結構設計,對整艇進行建模分析,最終得到整艇在靜水壓力下的應力分布,以及變形協調規律。在整艇的計算中,分別對兩個方案進行計算分析,并對兩個方案的連接結構通過逐步的修改使其滿足強度要求。在連接結構確定下來后再關注其對耐壓結構的影響。由于兩個結構方案的相似性,下面主要以方案二的計算結果作為說明。

結構布置總特點為:連接結構由板架組成,主要為縱桁、肋板和甲板。

縱桁共布置 8道,在大圓柱殼和兩個小圓柱殼上下各一道,在兩小圓柱殼的舷側各布置一道。首尾處縱桁根據型線延伸到首尾部構成封閉的框架形式。在平行中體處縱桁為板,在首尾處為 T型材。

肋板在平行中體處主要根據壓載水艙的布置要求來布置,在壓載水艙的艙壁處布置實肋板,然后根據強度要求在適當肋位上布置非水密肋板。首尾部則主要根據各種液艙的結構形式來布置。肋板為板材加肋骨的板架結構。非水密肋板處開人孔和圓形減輕孔。

甲板包括在大小耐壓殼之間布置的甲板和尾部液氧灌上面布置的甲板,甲板與肋板采用板材加肋骨的板架結構相連。

整艇在寬度方向向中心收縮變形的最大距離為6.37mm,比方案一的略小。艇高方向收縮的最大距離為10.92mm,在艇長方向總收縮距離為25.614 mm,與方案一相當接近。從整體來看結構的變形以及等效應力還不是特別大,連接結構設計較合理。

圖12為大殼與小殼的中面周向應力圖。從圖12中可以看出大小耐壓殼的中面應力的分布特點與艙段分析時的受力特點是類似的。最大應力分別小于 0.85倍屈服極限的,所以大殼與小殼的中面周向應力都是滿足強度要求的。

圖12 大殼(a)與小殼(b)的中面周向應力

圖13為縱向應力和等效應力圖。從圖13中可以看到,等效應力最大值小于1.5σS,符合要求。而有些部位縱向應力超過允許值,在有肋板的部位應力明顯地比沒有肋板的肋位處要大一些,大圓柱殼的應力明顯要比小圓柱殼的大,且方案二的應力明顯要比方案一的大。在耐壓殼周圍框架約束越強的部位,內表面的縱向應力越大。為更加清晰表達其受力的詳細情況,繪制大圓柱半個圓周的最大值所在肋位(34號肋位)的縱向應力沿圓周的分布,如圖14所示。

圖13 縱向應力(a)和等效應力(b)

圖14 縱向應力沿圓周的分布和修改后的縱向應力分布

從圖 14左圖中可以看出,結構的大部分應力值都超過允許值902.7MPa。這個問題在分段計算時不存在,主要是在分段中沒有把耐壓殼內部的艙壁建出來。而通常在耐壓殼內艙壁與耐壓殼連接處要對耐壓殼局部加強。在艙壁處對耐壓殼局部加厚15mm時,結構的應力可以很明顯下降,如圖 14右圖所示,且都在規范值以內,受力趨勢與原來的相同,這說明加厚局部結構對控制縱向應力是有效的。

結構計算結果表明:在靜水壓力下結構的受力較大,是結構整體設計的主要工況。在結構設計時首先針對靜水壓力艙段計算,并提出整艇的較合理的結構形式,變形協調的分析對以后全艇復合材料外殼的連接設計具有很重要的意義。

4 坐墩結構設計

坐墩載荷分析時采用全艇有限元方法。在用有限元建模分析時,直接在有支墩的船底加沿艇體高度方向的約束,然后對其進行計算分析。選用此方法的原因如下:

(1)由于使用模型建造分析方法,如果把墩木逐個地建造出來,在結構初步設計時相當繁瑣而且對提高精度并不明顯。并且在方案設計階段,墩木的尺寸以及坐墩的位置都是不確定的,所以不把墩木加入也是很有益處的。采用此方法減少了建模的工作量,使問題簡化。

(2)結構設計主要關心船體的受力情況,使墩木受力不超過規定的載荷即可。

(3)這樣建模可以準確地知道在墩木與船體接觸處的反力大小,從而很容易判定墩木的強度是否符合要求。

(4)此方法忽略掉各支墩間的差別,是偏于安全的設計,適合于方案設計階段。

根據墩木承受的能力,對坐墩工況設計,并通過初步的計算做調整使其滿足墩木應力要求。通過與其他國家艦艇坐墩強度要求的比較,發現我國的規定是偏保守的,所以沒有完全按照國家規范規定的要求,而是通過大量的閱讀文獻,最終確定在本文研究中墩木布置的要求如下:

①龍骨墩和邊墩各自承受整艇的重量;

②墩木應力不超過2MPa。

表1是四種坐墩工況的墩木分布。在計算中動載荷系數為 1.25。通過計算可以得到此艇在坐墩工況下整艇在各個方向的位移都較小,應力只在肋板底部的局部區域較大。根據坐墩強度要求,結構的最大正應力σmax要小于0.8σS(368MPa),最大剪應力τmax要小于0.4σS(184MPa)。肋板和縱桁的穩定性滿足 1.5倍的安全儲備要求。圖 15是典型部位結構的等效應力分布圖。

圖15 典型部位的結構等效應力圖

根據此艇的 4種坐墩工況的受力情況總結此艇的布墩規律如下:

表1 四種坐墩工況墩木布置表

(1)坐墩工況二中,龍骨墩上面的中縱桁和肋板的應力明顯比坐墩工況一的大,主要是由于邊墩數目增加使小柱殼底部肋板的應力減小,即在減小邊墩面積且增加邊墩數量時可以減小邊墩上面連接肋板的應力,而相同肋位的龍骨墩上面的縱桁和肋板受力增加。

(2)坐墩工況三與坐墩工況一比較可知,單個龍骨墩的面積增大和總個數減少,使龍骨墩上面肋板的應力顯著增大,同時小圓柱殼底部肋板的應力也有所增大,但變化不是很大,即整體的應力得到提高。由此可以看出龍骨墩的變化比邊墩的變化引起的應力變化要大。

(3)坐墩工況三與坐墩工況四相比,由于龍骨墩的增加使大圓柱殼底部的肋板應力減小,其他的相差不多。

(4)在非水密肋板處既設置龍骨墩又設置邊墩時,會導致孔邊的剪應力較大。與水密肋板的此種情況相比較,非水密肋板處的底部較大等效應力區域明顯擴大。雖然其應力在允許范圍之內,但在結構設計和墩木布置等其他條件允許的情況下,要盡量地減少這樣的布墩方式。

(5)艇體坐墩時主要的受力結構為橫向肋板和大小圓柱殼底部縱桁。在同一肋位既有龍骨墩又有邊墩時,底部中縱桁承受的力比旁縱桁承受的力大,但是與旁縱桁連接的肋板相比,與中縱桁連接肋板的等效應力和剪應力大。即一般在同時布置龍骨墩和邊墩的水密肋板處,小圓柱殼底部的肋板受力最大,然后是大圓柱殼底部的縱桁,再其次是大圓柱殼底部肋板,最后是小圓柱殼底部縱桁。對于只布置龍骨墩的肋板,則底部肋板和縱桁的應力相差不多,大部分肋位的縱桁應力稍大一些。

(6)在各布墩工況中,尾部結構的應力明顯比其他部位大。肋板最大應力出現在同時布置龍骨墩和邊墩的最尾部的那一道肋板,主要是由于尾部懸伸段較長。考慮到在尾部布墩的難度較大,所以在墩木應力允許的范圍內,盡量減少尾部墩木的布置。但這樣會導致尾墩木的支反力較大,結構受力也會偏大。

(7)從首部到尾部,龍骨墩的受力呈增大趨勢。坐墩工況四中使首懸伸段長度增加,從而使墩木應力趨向均勻,因此坐墩工況四的墩木應力都在1.6 MPa以下,是所有坐墩工況里較均勻且較小者。但這樣會導致首部的應力明顯增大,雖然較其他坐墩工況增大,但與尾部比較還是小一些。因此為減少首部的布墩難度則在首部從平行中體開始布置墩木即可,并且在首部布置時雖然最首部的一道墩木的支反力較大,但并不需要增大墩木尺寸就能滿足應力要求。從平行中體處開始布置墩木對進出塢時也是比較方便的。

(8)邊墩的承重比例很接近,從表 2中可以看出邊墩承受的重力都接近總重力的 50%,主要是由于艇型扁平且寬度較大導致邊墩承受的力較大。坐墩工況一的比例最小,坐墩工況二的比例最大。通過比較,可知在邊墩布置數量增加時會使邊墩承重比例增加。邊墩支反力的分布特點:在首尾部較大,中間偏小,最大值出現在尾部最后一道墩木。在坐墩工況二中由于邊墩面積較小,首尾墩木出現較大應力值,因此在墩木面積較小時,首尾墩木宜增加尺寸。

坐墩受力情況的計算主要是找到更好的墩木布置形式,而結構的受力總體來說并不是很大,只在局部有較大應力出現,因此對于此艇坐墩時的結構強度比較容易滿足。在外部連接結構設計時,坐墩受力不是結構受力設計的主要工況,在結構設計時可作為校核工況。

表2 邊墩承受的重力與總重力的比例

5 結論

本文首先對某算例的水下載人平臺的壓載水艙結構計算分析,然后進行艙段計算校核,最后擴展到整艇結構設計計算。從計算結果可以看出:在靜水壓力下結構受力較大,而在坐墩工況下只有局部受力較大且應力較小,所以靜水壓力是結構設計計算的主要工況,而坐墩工況可作為結構強度校核使用。本文的計算分析初步設計的結構強度在靜水壓力和坐墩工況下均滿足強度要求,為以后在其他載荷下的受力分析打下良好基礎,并為此類結構的設計提出設計方法和結構形式的參考,也為此算例的載人平臺繼續研究設計打下基礎。

[1] Carl TF Ross.A Conceptual design of an underwater vehicle[J]. Ocean Engineering,2006,33:2 087-2 104.

[2] Vito LRusso,Harlan Turner,FrankWWood.Submarine Tankers [J].SNAME,1960,68:693-742.

[3] 程遠勝,曾廣武.船舶坐墩墩反力的分析計算[J].華中理工大學學報,1994,22(10):68-72.

[4] 王福花,朱云翔,王維.大型艦船坐塢強度衡準與計算方法[J].中國造船,2008,49(183):83-90.