極限承載能力是考察深海裝備耐壓殼體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的重要標(biāo)志。具有自航能力的深海裝備在水下作業(yè)時,存在著水下碰撞的可能性。這種在高應(yīng)力狀態(tài)下的沖擊作用會對耐壓殼體的極限承載能力產(chǎn)生很大的影響。本文基于有限元軟件建立2種常見耐壓殼體水下碰撞的仿真模型,計算碰撞前后耐壓殼體的失穩(wěn)臨界載荷,重點討論了碰撞速度對結(jié)構(gòu)塑性變形和剩余強(qiáng)度因子的影響,所得結(jié)果可以為水下碰撞失效模式判斷和深海裝備自航安全性保證提供借鑒。 

【文章來源】：艦船科學(xué)技術(shù). 2020,42(13)北大核心

【文章頁數(shù)】：4 頁

【部分圖文】：

碰撞后結(jié)構(gòu)應(yīng)力情況Fig.4Stresssituationofstructuresaftercollision

nofstructuresaftercollision圖3碰撞后結(jié)構(gòu)塑性變形情況Fig.3Plasticdeformationofstructuresaftercollision圖4和圖5為碰撞結(jié)束后球柱組合結(jié)構(gòu)的應(yīng)力和塑性變形情況。通過弧長法計算碰撞后的臨界載荷為12.1MPa，剩余強(qiáng)度因子為0.35。后處理結(jié)果顯示，工況9在碰撞結(jié)束后發(fā)生大變形破壞，結(jié)構(gòu)無法保持整體完整。分析可知，球柱組合結(jié)構(gòu)碰撞后的臨界失穩(wěn)載荷為12.1MPa，大于環(huán)境載荷10MPa，失穩(wěn)不是結(jié)圖4碰撞后結(jié)構(gòu)應(yīng)力情況Fig.4Stresssituationofstructuresaftercollision圖5碰撞后結(jié)構(gòu)塑性變形情況Fig.5Plasticdeformationofstructuresaftercollision·32·艦船科學(xué)技術(shù)第42卷

俁榷越?構(gòu)塑性變形和剩余強(qiáng)度因子的影響。本文建立了研究水下碰撞對深海裝備耐壓殼體極限承載能力影響問題的思路和方法，所得結(jié)果可以為水下碰撞失效模式判斷和深海裝備自航安全性保證提供借鑒。1穩(wěn)定性計算與水下碰撞模型28mm×210mm46mm×120mm本文選取2個最為典型的深海裝備耐壓殼體進(jìn)行碰撞計算，如圖1所示。模型1是厚度為42mm，半徑為1.65m的耐壓球殼。模型2為球柱組合結(jié)構(gòu)，圓柱殼內(nèi)部布置有周向T型環(huán)肋，T型環(huán)肋截面尺寸為，其余結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。圖1兩種常見的耐壓殼體結(jié)構(gòu)Fig.1Twocommonpressureshellstructures表1球柱組合結(jié)構(gòu)的主要參數(shù)Tab.1Mainparametersofspherical-columncompositestructure總長/m殼板厚度/mm半徑/m肋骨數(shù)內(nèi)肋骨間距/m艙總重/t13.7421.65250.454×1011耐壓殼體結(jié)構(gòu)為TC4鈦合金材料，在進(jìn)行特征值屈曲計算時，采用理想彈性體模型；進(jìn)行非線性屈曲計算時，采用理想彈塑性模型；彈性模量為1.1Pa，泊松比為0.34。由于該模型的厚度半徑比為0.025，屬于薄殼結(jié)構(gòu)，在建模時采用shell181單元，單元長度為50mm，沿厚度方向的積分點個數(shù)為5。對完善的球殼和球柱組合結(jié)構(gòu)分別進(jìn)行特征值屈曲和非線性屈曲分析，計算結(jié)果如表2所示。表2兩種完善耐壓殼體穩(wěn)定性計算結(jié)果Tab.2Computationalresultsofstabilityoftwoperfectpressureshells耐壓殼體計算方法臨界載荷/MPa完善球殼特征值屈曲86.78非線性屈曲40.01完善的球柱組合結(jié)構(gòu)特征值屈曲49.15非線性屈曲34.52水下碰撞過程是一個大變形和高應(yīng)變率的沖擊過程，因此在進(jìn)行碰撞計算時，TC4鈦合金材料使用能?

【參考文獻(xiàn)】：
期刊論文
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[3]潛艇發(fā)生水下碰撞的可能性[J]. 許忠勇.  兵器知識. 2009(05)
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碩士論文
[1]TC4鈦合金力學(xué)性能測試及動態(tài)材料模型研究[D]. 陳敏.南京航空航天大學(xué) 2012



本文編號：3298955