深海環(huán)境下集體逃逸艙力學(xué)特性分析

張 偉，陳 猛，王 政

(河南科技大學(xué) 土木工程學(xué)院,河南 洛陽(yáng) 471023)

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深海環(huán)境下集體逃逸艙力學(xué)特性分析

張 偉，陳 猛，王 政

(河南科技大學(xué) 土木工程學(xué)院,河南 洛陽(yáng) 471023)

研究了集體逃逸艙耐壓結(jié)構(gòu)在深海環(huán)境下的力學(xué)特性。以新型的變厚度逃逸艙為工程實(shí)例，通過(guò)有限元計(jì)算，分析得到了艙體各不同厚度處的位移、應(yīng)力分布及其應(yīng)力最大部位的分布等力學(xué)規(guī)律。分析結(jié)果表明：在靜水壓力下，艙體的位移以豎向?yàn)橹鳎偽灰葡鄬?duì)較小，剛度滿(mǎn)足要求。艙體應(yīng)力以豎向和切向應(yīng)力為主，豎向應(yīng)力以拉應(yīng)力為主且應(yīng)力值較大，而切向應(yīng)力表現(xiàn)為壓應(yīng)力。通過(guò)對(duì)應(yīng)力分布規(guī)律的分析，所有應(yīng)力均滿(mǎn)足安全要求。

集體逃逸艙；耐壓結(jié)構(gòu)；靜水壓力；位移；應(yīng)力

0 引言

集體逃逸艙是一種獨(dú)立的、自成一體的新型脫險(xiǎn)裝置，應(yīng)用于深?？臻g站、潛艇等水下結(jié)構(gòu)，可有效地提高失事水下人員的自救能力，保證脫險(xiǎn)過(guò)程中人員的安全性，優(yōu)于過(guò)去的任何一種逃生系統(tǒng)[1]。

集體逃逸艙在中國(guó)的研究起步較晚，20世紀(jì)末才提出了一種通過(guò)過(guò)渡艙與潛艇對(duì)接的可釋放的逃逸艙。文獻(xiàn)[2]對(duì)薄壁球殼耐壓體進(jìn)行了非線(xiàn)性屈曲分析，并對(duì)集體逃逸艙的總體結(jié)構(gòu)形式進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[3]通過(guò)應(yīng)用強(qiáng)度穩(wěn)定綜合理論的解析法對(duì)深海潛器耐壓圓柱殼極限強(qiáng)度進(jìn)行了分析。文獻(xiàn)[4]對(duì)集體逃逸艙總體性能進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[5]利用能量法來(lái)分析大型圓柱殼體結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì),為大型圓柱殼結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供了重要的參考依據(jù)。文獻(xiàn)[6]研究了深海載人潛水器耐壓球殼，采用接觸有限元分析的方法對(duì)深海載人耐壓球殼的接觸問(wèn)題進(jìn)行了分析。文獻(xiàn)[7-8]分析了帶肋圓柱殼結(jié)構(gòu)有限元計(jì)算中其強(qiáng)度的影響，并對(duì)環(huán)肋圓柱殼結(jié)構(gòu)的可靠性進(jìn)行了計(jì)算。文獻(xiàn)[9]研究了藕節(jié)形切弧連接耐壓殼體的強(qiáng)度和穩(wěn)定性，提出了三藕節(jié)切弧連接耐壓殼體非線(xiàn)性強(qiáng)度公式和穩(wěn)定性公式。集體逃逸艙的結(jié)構(gòu)形式是薄壁球殼結(jié)構(gòu)，其主要承壓結(jié)構(gòu)是開(kāi)孔耐壓球殼。開(kāi)孔的存在會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中,同時(shí)也削弱了耐壓球殼的極限承載能力[10],為保證開(kāi)孔球殼的安全性,設(shè)計(jì)時(shí)需要進(jìn)行強(qiáng)度和穩(wěn)定性分析。然而，現(xiàn)階段耐壓結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)方法依然采用確定性的設(shè)計(jì)方法，很難將各種不確定性因素影響反映清楚。因此，需要對(duì)耐壓結(jié)構(gòu)進(jìn)行進(jìn)一步可靠性分析，以確定其最危險(xiǎn)的失效模式。

本文所研究的集體逃逸艙結(jié)構(gòu)為薄壁耐壓球殼，該球殼的變形屬于大應(yīng)變、大變形，考慮應(yīng)用幾何非線(xiàn)性進(jìn)行計(jì)算。本文采用ANSYS軟件，對(duì)集體逃逸艙在水下靜壓力作用下的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行了有限元分析，研究耐壓艙體在水下靜力作用下艙體各個(gè)部位的位移、正應(yīng)力及其他應(yīng)力的分布規(guī)律，驗(yàn)證了其在水下靜壓力作用下能夠滿(mǎn)足安全要求。

1 逃逸艙耐壓殼體結(jié)構(gòu)有限元模型建立

1.1 結(jié)構(gòu)材料選取

集體逃逸艙的質(zhì)量需要嚴(yán)格控制。通過(guò)高強(qiáng)度鋼和鈦合金兩種材料的對(duì)比分析表明：雖然鈦合金的密度比較小，但是鈦合金球殼比高強(qiáng)度鋼對(duì)缺陷更加敏感，從確保安全的角度考慮，選用高強(qiáng)度的980鋼作為逃逸艙的材料。980鋼：密度ρ=7.85 kg/m3，彈性模量E=2.110 5 MPa，屈服強(qiáng)度σs=785 MPa，泊松比μ=0.3。

1.2 結(jié)構(gòu)模型建立

集體逃逸艙的有限元模型由逃逸艙主體和連接艙體組成，為了減小模型規(guī)模，提高計(jì)算效率，對(duì)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度影響較小的部位進(jìn)行了簡(jiǎn)化。在ANSYS有限元軟件中確立整體坐標(biāo)系，X軸為徑向、Y軸為切向、Z軸為豎向。單元類(lèi)型采用SHELL93單元，單元需要定義殼體厚度參數(shù)，該單元適合于曲殼模型，每個(gè)節(jié)點(diǎn)都具有6個(gè)自由度：沿節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)系X、Y、Z方向的平動(dòng)和沿節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)系X、Y、Z軸的轉(zhuǎn)動(dòng)，變形在兩個(gè)方向上都是二次的。集體逃逸艙的有限元模型如圖1所示。

將耐壓體模型的球形殼體和出入口圍欄用板單元進(jìn)行離散，這種板單元具有大變形、塑性功能,能夠分析薄殼和中等厚度的殼體,約束了下部出入口圍欄的底部節(jié)點(diǎn)。出入口圍欄的底部與另外的臨時(shí)連接裝置連接,其載荷為均布載荷。經(jīng)過(guò)網(wǎng)格收斂性檢查，薄殼處網(wǎng)格尺寸取50 mm×50 mm，其他位置采用30 mm×30 mm。

1.3 模型荷載施加

本文所研究的集體逃逸艙設(shè)計(jì)水深為1 000 m。靜水壓力為：

P′=ρgh=1.0 kg/m3×10 N/kg×1 000 m=10 MPa。

根據(jù)潛水器規(guī)范[11]的要求,計(jì)算載荷取對(duì)應(yīng)于1.5倍最大工作深度的壓力。因此，文中計(jì)算耐壓艙體受到的均勻靜水壓力為:

P=P′×1.5=15 MPa 。

集體逃逸艙承受荷載如圖2所示。模型底端采用完全固支的方式進(jìn)行約束。

圖1 集體逃逸艙有限元模型圖 圖2 集體逃逸艙承受載荷示意圖

2 耐壓殼體計(jì)算結(jié)果與分析

本文對(duì)集體逃逸艙在水下靜壓力作用下的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行了有限元計(jì)算，主要從位移、應(yīng)力等方面分析其不同厚度處的變化規(guī)律。

2.1 耐壓殼體位移

集體逃逸艙在靜水壓力作用下，徑向、豎向和總位移沿高度的位移值如表1所示。

表1 耐壓殼體位移值

從表1可以看出：徑向位移值沿高度最大正值為2.10mm，在高度為1.20～1.40m和頂部時(shí)出現(xiàn)負(fù)值，這兩處均為圍壁。徑向位移最大正值為2.10mm，相對(duì)于耐壓艙體相應(yīng)位置處的半徑為1.3%;最小值為-1.02mm，相對(duì)于耐壓艙體相應(yīng)位置處的半徑為0.3%，其相對(duì)值均較小。豎向位移沿高度呈增加趨勢(shì)，在高度為0～1.00m、1.50～2.80m位移的變化較慢，這是由于此處艙體的厚度較大導(dǎo)致的；在艙體頂部位移達(dá)到最大，位移絕對(duì)值最大為20.00mm，占艙體高度的比例為0.6%，豎向位移相對(duì)值較小。總位移大小與豎向位移接近，且變化趨勢(shì)與豎向位移一致。數(shù)值模擬結(jié)果顯示：耐壓艙體的切向位移值基本為0，不考慮其影響，因此，艙體的剛度設(shè)計(jì)合理。

2.2 耐壓殼體正應(yīng)力

集體逃逸倉(cāng)在水下靜壓力作用下，徑向、切向、豎向3個(gè)方向沿高度的應(yīng)力值如表2所示。

表2 耐壓殼體3個(gè)方向應(yīng)力值

表2表明：在球殼豎向高度1.20～1.60m和2.80～3.06m部位應(yīng)力值發(fā)生了突變，對(duì)比耐壓艙體的有限元模型圖，可知這些部位是圍壁的交界處、薄厚球殼交界處、圍壁與上圍殼交界處、上下圍殼交界處等位置，這是因?yàn)樘幱诮唤缣幓蛘邭んw厚度變化處，在這些位置出現(xiàn)了應(yīng)力集中的現(xiàn)象。耐壓結(jié)構(gòu)的最大壓應(yīng)力為847.20MPa，最大拉應(yīng)力為737.43MPa。高強(qiáng)度鋼的抗拉抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)為785MPa。雖然最大壓應(yīng)力大于抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，但是當(dāng)引入應(yīng)力因數(shù)來(lái)驗(yàn)證時(shí)，應(yīng)力因數(shù)=最大壓應(yīng)力/抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值=1.08，小于規(guī)范[11]規(guī)定的因數(shù)(1.2)，因此耐壓殼體滿(mǎn)足強(qiáng)度要求。

2.3 耐壓殼體的第一、第三主應(yīng)力和Mises應(yīng)力

在靜水壓力作用下，耐壓殼體沿高度的第一主應(yīng)力、第三主應(yīng)力及Mises應(yīng)力值如表3所示。

表3 耐壓艙體關(guān)鍵部位對(duì)應(yīng)高度的第一主應(yīng)力、第三主應(yīng)力及Mises值

表3表明：在靜水壓力作用下耐壓艙體的第一主應(yīng)力以拉應(yīng)力為主，局部小范圍出現(xiàn)壓應(yīng)力，其最大壓應(yīng)力值較小。在豎向高度為2.60 m時(shí)，第一主拉應(yīng)力值較大，出現(xiàn)應(yīng)力集中，超過(guò)了材料的抗拉強(qiáng)度，這是由于建模時(shí)忽略了此處的細(xì)部構(gòu)造導(dǎo)致的，實(shí)際耐壓艙體在采取一定的構(gòu)造措施之后應(yīng)力值會(huì)有所降低。在忽略了應(yīng)力集中處的應(yīng)力值后，最大主拉應(yīng)力為604.62 MPa，出現(xiàn)的位置在2.60 m附近，小于高強(qiáng)度鋼的抗拉強(qiáng)度值(785 MPa)。

第三主應(yīng)力在艙體底部應(yīng)力值較大，呈現(xiàn)出較復(fù)雜的變化趨勢(shì)，且在高度為1.80～2.70 m處應(yīng)力值接近為0。第三主應(yīng)力最大值為840.20 MPa，表現(xiàn)為壓應(yīng)力，此值大于高強(qiáng)度鋼的抗壓強(qiáng)度值(785 MPa)，這是由于施加的荷載為1.5倍實(shí)際荷載導(dǎo)致的。因此，不能直接用高強(qiáng)度鋼的抗壓強(qiáng)度進(jìn)行校核，其應(yīng)力因數(shù)為1.07，小于規(guī)范[11]規(guī)定的應(yīng)力因數(shù)，說(shuō)明抗壓艙體的抗壓強(qiáng)度符合規(guī)范[11]要求。

Mises應(yīng)力值在艙體底部達(dá)到最大值，而后逐漸減小，大約在500 MPa附近波動(dòng)。Mises應(yīng)力值最大值為871.11 MPa，此應(yīng)力值大于高強(qiáng)度鋼的屈服強(qiáng)度(785 MPa)，最大拉應(yīng)力大于抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，但這種現(xiàn)象主要是應(yīng)力集中的影響，不能直接用高強(qiáng)度鋼的抗拉強(qiáng)度進(jìn)行校核。通過(guò)計(jì)算應(yīng)力因數(shù)可知：其值為1.08，小于規(guī)范[11]規(guī)定的因數(shù)(1.2)，因此耐壓殼體滿(mǎn)足強(qiáng)度要求,說(shuō)明抗壓艙體的屈服強(qiáng)度符合規(guī)范[11]要求。

表3表明：耐壓艙體的強(qiáng)度雖然符合規(guī)范[11]要求，但是艙體底部的應(yīng)力較大，超出了高強(qiáng)度鋼的屈服強(qiáng)度，因此須采取相應(yīng)的構(gòu)造措施來(lái)避免或削弱應(yīng)力集中的影響，減小此處的應(yīng)力值。

2.4 耐壓殼體強(qiáng)度模擬結(jié)果分析

集體逃逸艙作為典型的回轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)，由耐壓球殼和圓柱殼組成，工作時(shí)主要承受靜水壓力。針對(duì)此耐壓殼體荷載及結(jié)構(gòu)的對(duì)稱(chēng)性，文獻(xiàn)[1]提出了一種解析單元法計(jì)算其強(qiáng)度。對(duì)于圓柱殼和球殼這一類(lèi)在同時(shí)承受邊界載荷和表面正壓力作用下的回轉(zhuǎn)殼，其邊界位移和內(nèi)力關(guān)系的表達(dá)式的結(jié)果形式與由相對(duì)應(yīng)的彈性基礎(chǔ)梁推導(dǎo)的結(jié)果是一致的。解析單元法是在回轉(zhuǎn)體上選擇夾角為dθ的兩個(gè)緯線(xiàn)剖面內(nèi)的單元體進(jìn)行受力分析，可得到回轉(zhuǎn)體平衡方程為：

其中：T、N、M分別為所選單元體上所受拉力、剪力和彎矩；ρ為球殼曲率；p為正壓力。

圖3 耐壓艙體沿豎向高度應(yīng)力分布曲線(xiàn)

將數(shù)值模擬的Mises應(yīng)力計(jì)算結(jié)果與解析單元法的計(jì)算結(jié)果比較，如圖3所示。

由圖3可見(jiàn)：模擬數(shù)據(jù)和解析單元法計(jì)算數(shù)值結(jié)果比較吻合，相對(duì)誤差低于10%。從趨勢(shì)來(lái)說(shuō)解析單元法計(jì)算出的應(yīng)力值較小，這主要是因?yàn)閿?shù)值模擬中一些部位存在應(yīng)力集中的現(xiàn)象。通過(guò)和解析單元法的對(duì)比，從理論上驗(yàn)證了ANSYS數(shù)值模擬結(jié)果的正確性。

3 結(jié)論

(1)耐壓艙體的徑向和環(huán)向位移均較小，以豎向位移為主，豎向位移沿艙體高度呈增加趨勢(shì)，在艙體頂部達(dá)到最大值，最大值占艙體高度的比例較小，耐壓艙體的剛度設(shè)計(jì)合理。

(2)豎向和徑向的正壓力在艙體厚度變化處雖然出現(xiàn)了局部應(yīng)力集中，但考慮到建模時(shí)對(duì)局部的簡(jiǎn)化處理可以不予考慮，豎向和環(huán)向整體應(yīng)力均小于高強(qiáng)度鋼的抗拉抗壓強(qiáng)度及規(guī)范規(guī)定的應(yīng)力因數(shù)。切向應(yīng)力在艙體底部的應(yīng)力雖然略大于高強(qiáng)度鋼的抗壓強(qiáng)度，但小于規(guī)范[11]規(guī)定的應(yīng)力因數(shù)?？箟号擉w的強(qiáng)度符合要求。

(3)抗壓艙體的第一、第三主應(yīng)力及Mises應(yīng)力值的變化規(guī)律較為復(fù)雜，第一主應(yīng)力值相對(duì)于第三主應(yīng)力值及Mises值較小。第三主應(yīng)力值及Mises值在艙體底部達(dá)到最大值，應(yīng)力值均略大于所用材料的屈服強(qiáng)度，但小于規(guī)范[11]規(guī)定的應(yīng)力因數(shù)，抗壓艙體的強(qiáng)度設(shè)計(jì)符合要求。

(4)通過(guò)ANSYS模擬數(shù)據(jù)與解析單元法的結(jié)果對(duì)比可知：耐壓艙體沿豎向高度應(yīng)力分布趨勢(shì)一致，從而驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的正確性。

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國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51208182)

張偉(1966-),男,河南汝州人,教授,博士后,碩士生導(dǎo)師,研究方向?yàn)榻Y(jié)構(gòu)強(qiáng)度和可靠性評(píng)估.

2015-01-04

1672-6871(2015)06-0026-04

U662.3

A