单双壳体典型结构耐撞特性模型试验研究及仿真分析

梅志远，李 卓

（海军工程大学 船舶与海洋工程系，武汉 430033）

1 引 言

单双壳体是潜艇等水下结构平台的两种主要结构形式，而碰撞是潜艇训练和水下航行时较为常见的典型事故类型[1-2]，针对不同典型结构形式耐撞机理的研究属于结构动强度设计范畴，对于潜艇耐压结构剩余强度特性评估和结构优化设计具有重要意义[3-5]。然而，由于碰撞问题的理论分析复杂且试验成本高昂，目前对于水下结构平台碰撞问题的研究数值分析方法仍然是对该问题开展初步研究的最有效的途径[6]，近年来，针对水下结构耐撞特性的有限元仿真分析研究已有开展，并取得了较为系统的研究成果[7]。本文针对典型环肋圆柱单双壳体结构的耐撞特性开展模型试验，并通过有限元仿真计算对单双壳体结构的耐撞机理进一步展开深入研究，着重探讨了撞击载荷作用下单双壳结构的冲击特性，各构件耐撞典型变形模式、能量分布特征以及主要构件吸能效率等问题。

2 典型单双壳体结构耐撞特性模型试验研究

2.1 试验模型

艇体舯部结构形式是单双壳体潜艇结构差异的集中体现，因此，本文针对单双壳体结构耐撞特性的分析将以中部结构特征为对象。为有效比较单双壳体结构的耐撞特性，试验模型的设计遵循模型总重量基本相当，单壳体耐压壳的半径增大，壳板厚度增加的原则进行设计。试验模型构件尺寸参数如表1所示，试验模型如图1所示。

表1 试验模型参数Tab.1 Test model parameters

图1 单双壳体潜艇典型结构试验模型Fig.1 Single and double shell structure test models

试验模型结构材料采用Q235低碳钢，其中单壳结构模型（图1（a））为内肋骨加强，内部设置上下平台和弧形耐压液舱，双壳结构模型（图1（b））为外肋骨结构，内外壳体舷间设置四道水密隔板，形成3个水密区，试验时将水注入舷间，以模拟双壳体结构水下撞击时舷间结构的实际承载环境。

2.2 试验系统

撞击试验工作在海军工程大学舰船结构与材料工程实验室内进行，试验加载装置为自行设计的6 m塔式落锤试验平台，如图2所示。钢丝绳一端挂钩上固定永磁起重器，以起到固定和释放撞击体（半球头柱形撞击体）的作用。

撞击载荷工况为：球头柱形撞击体，质量230 kg，半径 150 mm，落锤底端距模型上沿净高6 m，以自由落体速度撞击试验模型，撞击速度约为7.8 m/s。

图2 撞击加载测试系统Fig.2 Striking load test system

2.3 试验结果分析

（1）单壳结构典型变形特征及吸能模式分析

试验结果显示：撞击载荷作用下单壳结构耐压壳板塌陷，撞击变形区域呈椭圆形，其长短轴分别为350 mm（环向）×250 mm（轴向）,径向最大挠度45 mm，耐压壳体表面无裂纹，在耐压液舱边缘处存在较为明显的变形终止，如图3（a）所示。观察耐压壳体内部的变形特征，沿壳板撞击形变区域边缘处的环向肋骨上缘出现了较为明显的屈曲失稳现象（如图3（b）），而在撞击中心区肋骨反向弯曲变形，部分肋骨上缘受拉出现裂纹（如图3（c））；上平台发生整体屈曲形变，与壳板及肋骨相连接处出现了较为明显的压溃皱褶形变特征。

图3 单壳结构典型变形模式Fig.3 Single shell deformation modes

（2）双壳结构典型变形特征及吸能模式分析

试验结果显示：在撞击载荷作用下，双壳体结构变形破损区域主要集中在撞击中心区域，内外壳体变形区域包络线近似为圆形，轻外壳形变区域特征长度为：300 mm（环向）×250 mm（轴向）,耐压壳体最大挠度测量为45 mm；轻外壳壳板在撞击中心处沿环向出现了一道较为明显的裂纹，裂纹弧长近227 mm，开口宽度近40 mm；轻外壳非撞击区壳板出现明显的凸包，撞击区与非撞击区界线明显（图4（a））。观察壳体内部的变形模式，处于撞击区内的上平台板，在与内壳板连接处附近出现了较为明显的压溃褶皱模式，是明显的屈曲失稳结果。与单壳耐压壳板的变形特征相比，两者横向挠度基本相当，但双壳结构的内壳板变形区域更为集中，反向凸起更为明显。

图4 双壳结构典型变形模式Fig.4 Double shell deformation modes

3 单双壳体结构耐撞特性分析

为更好地理解单双壳体结构耐撞特性及耐撞机理，本文采用MSC/Dytran针对以上模型试验过程进行仿真分析，以通过对撞击载荷作用下单双壳体结构的变形特征、撞击体速度/撞击力历程曲线、构件变形吸能分布特征等综合分析深入探讨单双壳体耐撞特性。

3.1 有限元模型的建立

采用MSC/Patran前处理软件分别建立单双壳结构耐撞有限元分析模型，如图5所示。仿真计算与试验工况一致：工况1－单壳体无水结构耐撞；工况2－考虑舷间水的双壳体结构耐撞。仿真分析中撞击体视为刚体，结构模型单元网格特征长度为15 mm，在上下平台根部和柱壳两端处简支约束。计算所用材料参数如表2所示，材料屈服的动态应变率特性采用Cowper-Symonds关系加以描述，构件尺度与试验模型相同（见表1）。仿真分析程序采用MSC/Dytran，工况1主要运用罚函数接触算法进行求解，而工况2中除采用接触算法求解结构耐撞过程外，考虑到双壳结构中舷间水的处理，则采用General Coupling算法，即在每两个水密隔板之间建立一个封闭的耦合区间，从而形成三个环状水密隔舱，以模拟试验环境及载荷条件。

图5 单双壳体结构仿真分析模型Fig.5 Single/double shell structure FEM models

表2 数值模型主要材料参数Tab.2 Material parameters for FEM analysis

3.2 单双壳体结构耐撞特性分析

（1）结构变形模式及形变参量比较分析

单壳体结构仿真计算结果如图6所示，模型外壳在撞击区形成下凹开坑，壳板无破裂，形貌及影响区域参量与试验结果基本一致，壳板中心最大挠度为44.6 mm，如图6（a）所示。内部构件的变形特征及构件失稳位置与试验结果完全一致，对比分析结果显示，有限元仿真计算能很好模拟无水撞击模型试验，两者在结构变形特征及形变参量方面均具有良好的一致性。

图6 单壳体耐压壳体撞击最大挠度仿真和试验对比情况Fig.6 Deformation models of single shell structure by FEM analysis

考虑密闭舷间水的双壳体结构耐撞特性的有限元仿真计算相对复杂，仿真结果如图7所示。撞击载荷作用下，结构响应主要表现为局部响应，结构形变主要集中在撞击区域。轻外壳损伤模式与试验结果一致，均为与撞击体直接相接触处，由于轴向拉伸及壳板与肋骨接触应力集中而产生环向撕裂。同时由于舷间封闭水的存在，非撞击区壳板由于受到舷间水的挤压作用而呈现为光滑的凸包形变特征。内部平台板在与内壳板相接处呈现为严重的压溃皱褶形变特征，这是典型的平板动态失稳时逐级压溃吸能模式。

图7 双壳体内部撞击损伤模式对比Fig.7 Deformation models of double shell structure by FEM analysis

模型试验与仿真计算典型构件形变参量值的比较如表3所示，误差分布情况显示：计算误差小于10%，表明现有的大型通用有限元软件能够较好地模拟结构碰撞及舷间水的耦合作用。

表3 试验结果与有限元计算结果的比较Tab.3 The comparison for test and FEM calculation results

3.3 单双壳体结构耐撞特性分析

（1）被撞击体速度及撞击载荷分析

根据牛顿第三定理，通过撞击体（刚体）撞击历程分析可有效掌握被撞结构的形变及吸能特性，图8（a）给出了单双壳体撞击过程中被撞击体的速度/时间历程曲线，由图可知：单壳结构撞击过程发生在12 ms以内，而双壳结构撞击历程约在20 ms以内，由图8（b）撞击力/时间历程曲线可知单壳结构耐撞抗力峰值（260 kN）明显高于双壳结构（150 kN），即相同撞击强度载荷作用下单壳结构所承受的冲击加速度远高于双壳结构，这一点对于单壳体潜艇结构及设备的抗冲击性能将提出了更高的要求；由撞击体剩余速度分析可知，相同撞击强度载荷作用下双壳结构的总动能损失将高于单壳结构，表明双壳结构由于舷间水的载荷传递作用以及构件的分散特征，吸收了更多撞击能量。由此可见，双壳结构由于轻外壳和舷间水的存在，有利于降低撞击冲击载荷峰值，可以认为，在低强度撞击载荷作用下，双壳结构对耐压壳体的防护作用将明显优于单壳结构。

图8 两种工况下被撞击体的撞击力速度时间历程曲线Fig.8 The velocity/time curve and collision force/time curve

（2）各构件变形吸能分布特征

根据能量守恒原理，撞击体动能的损失将由结构吸收，同时考虑到舷间水的存在，则结构吸收的总能量应由包括各部分构件的弹性变形能、塑性变形能、沙漏能、动能以及双壳体舷间水的动能等几部分能量。其中，构件的弹性变形能和动能在撞击过程结束后，绝大部分将转化为塑性变形能或释放，而沙漏能和水动能所占比例较小，基本可以忽略。

则对于单壳结构而言，主要吸能构件包括耐压壳体、肋骨、耐压液仓及平台构件。而对于考虑舷间水的双壳结构而言，其主要结构组成构件包括非耐压壳体、耐压壳体和舷间构件（水密隔板和肋骨）。

为了进一步量化评价各构件耐撞吸能效率特性，在此引入构件耐撞性指标：比耗能βc。

式中：Ei为构件塑性变形能，Mi为构件质量，i=1，2，3…。

βc清晰地反映了碰撞过程中各构件的耐撞吸能效率。表4为相同撞击载荷下单双壳结构模型中各主要构件能量分布情况。

表4 典型单双壳结构主要构件吸能特性Tab.4 The energy absorbing characteristic of major structural parts for single/double shell structure

由表4可知：对于单壳结构而言，耐压壳板（55%）、耐压液舱板(11.5%)、以及肋骨（21.4%）三类构件的总塑性变形能为5 741 J，约为结构总吸能量88%，而上平台塑性变形能为660 J（10%），四项之和约为结构总吸能量的98%。由此可见，撞击载荷作用下单壳结构的主要吸能构件是耐压壳板，而吸能效率最高的构件则是内肋骨，因此，提高肋骨尺寸更加有利于提高单壳结构的耐撞特性。

对于双壳结构而言，非耐压壳板（55%）、舷间水密隔板和肋骨（22.9%）、以及耐压壳板（21%）三类构件总塑性变形能为6 890 J，约为结构总吸能量98.5%。非耐压壳板是主要的吸能构件，这主要是因为撞击载荷作用下非耐压壳板出现了较大面积的撕裂，断裂能所占比重较大，同时由文献[8]可知舷间水的载荷传递效应不可忽略，即撞击载荷作用下舷间水挤压作用将使得非耐压壳体发生整体形变（凸包现象），从而再次提高了非耐压壳板的能量吸收效率。此外，舷间构件和肋骨仍然是比耗能较高的结构构件，因此舷间结构的增加是提高双壳结构耐撞特性的有效途径。

（3）单双壳体结构剩余强度特性分析

对于潜艇结构而言，艇体强度与艇体的生命力和安全性直接相关，耐压壳体结构是保障艇体强度的基本构件，撞击载荷作用下耐压壳体的形变特征将直接决定单双壳结构平台的剩余强度。由以上研究可以认为，对于初始设计强度相当的单双壳结构而言，当撞击强度等级较低时，即撞击不会使双壳结构中的耐压壳板发生形变时，双壳结构的剩余强度特性必然优于单壳结构。然而在本文撞击试验载荷作用下，单双壳结构的耐压壳体均发生了凹陷形变，且挠度峰值基本相当（均为45 mm），影响区域单壳结构大于双壳结构，但考虑到单壳结构的耐压壳板厚度大于双壳结构中的耐压壳板，其剩余强度应比较接近。由此进一步加以推测，可以认为随着撞击强度的不断增加，单壳结构由于耐压壳板厚度较大，其剩余强度将逐渐趋近于双壳结构。

4 结 论

本文针对潜艇单双壳结构的耐撞特性开展模型试验和数值仿真机理分析，主要结论如下：

（1）由模型试验结果分析可知，撞击载荷作用下单壳结构的吸能及破坏模式相对单一，主要为壳板凹陷，肋骨弯曲、屈曲以及内部平台皱褶压溃为主；而双壳结构则表现为轻外壳板的撕裂、舷间构件的压溃、耐压壳板的凹陷以及内部平台皱褶压溃。

（2）模型试验和有限元计算结果对比可知：有限元仿真计算能够很好地完成复杂结构的接触问题和舷间水的耦合问题的分析，它对于组成构件的损伤形变特征以及损伤形变参量的模拟与试验结果具有良好的一致性，因此基于有限元计算进一步开展分析结构耐撞机理的研究具有重要工程意义。

（3）由撞击载荷作用下，结构构件吸能特征的比较分析可知，由于舷间水的挤压效应以及轻外壳板的撕裂能，双壳结构的非耐压壳板具有最好的耐撞吸能效率，其次为舷间结构，因此，从提高结构的耐撞特性角度考虑可适当加大轻外壳板厚度和提高舷间构件尺寸。尤其对于单壳结构而言肋骨尺寸的增加，耐撞吸能效率最高。

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