0 引　言

水下潜航器处于潜航状态时所排开水的体积是恒定的，因此结构受到的浮力不变，当水下潜航器自身的可变载荷发生改变时，可以通过耐压液舱来调整结构的自重以保证水下潜航器的重力与浮力相平衡。目前，单壳体水下潜航器的耐压液舱通常设置于船体内部，双壳体水下潜航器的耐压液舱常设置于船体外部。我国水下潜航器基本为传统的双壳体水下潜航器，采用耐压液舱外置于耐压船体的设计，且相关研究较多，已经形成了一套较完整的强度及稳定性的计算方法^[1]。

孙倩等^[2]利用有限元软件在结构主尺度基本相同的状况下对耐压液舱的不同结构形式进行计算，通过其计算可以得到，在耐压船体壳板、耐压液舱壳板之上增加纵骨或在耐压液舱壳板上增加中间支骨可以很好地降低水下潜航器的结构应力，如耐压液舱壳板的轴向及周向应力。张伟等^[3]分析了外置式耐压液舱的典型结构，认为当耐压液舱区域外的单壳体耐压船体的肋骨跨数不小于三跨时，其耐压液舱区域的应力受边界条件的影响不大，不会由于边界的变化而发生明显变化，这对耐压液舱结构的设计及仿真计算有很好的指导意义。胡刚义^{[4 − 5]}以双壳体水下潜航器耐压液舱区域内的耐压船体为研究对象，基于结构的轴对称假设建立了耐压船体结构的变形计算公式，推演出了耐压液舱板的强度计算公式且与试验结果误差较小，其公式具有一定的工程应用意义。罗斌等^[6−7]基于实际情况，将液舱壳板纵骨视为固定于弹性基座上的弹性梁，此外基于求解实肋板传递系数的方法，将耐压液舱及区域内的耐压船体看作弹性体，探究了液舱壳板的强度计算方法。由于其公式中考虑了膜应力对结果带来的影响，故其计算结果与实际状况更为相近。吴梵等^[8]采用有限元方法对内置式耐压液舱及其耐压船体结构进行了计算，分析了不同工况下耐压液舱壳板的变形及应力特性，比较了不同区域耐压液舱壳板的应力状况，结果显示内置式耐压液舱的存在使液舱底部耐压船体壳板的应力水平显著高于耐压壳其他区域。本文以内、外置式耐压液舱为研究对象，在空舱工况、结构尺度及板厚等结构参数基本相同的情况下，采用有限元方法对2种结构形式的力学特性进行了计算及对比分析，为水下潜航器耐压液舱的布置提供参考。

1 结构方案和载荷工况 1.1 外置式耐压液舱

外置式耐压液舱结构基本尺寸如下：耐压船体壳板半径R/R^*=1.125，耐压液舱壳板半径R₁/R^*=1.3，耐压船体壳板厚度t/t^*=2.3，板厚减薄量Δt/t^*=0.06，耐压液舱壳板厚度t₁/t^*=1，板厚减薄量Δt₁/t^*=0.045。耐压液舱壳板内侧两相邻纵骨之间的间距b₁/l*=0.8，实肋板间距l/l*=1.4。实肋板厚度t₂/t^*=0.9，液舱端部横舱壁厚度d_t/t^*=1.0，液舱中间的纵向隔板厚度t₃/t^*=1.3，减薄量均为Δt/t^*=0.045。其中l*为基准间距、t^*为基准厚度、R^*为基准半径。横舱壁及纵向隔板加强筋尺寸为⊥16 mm×200 mm/20 mm×80 mm，耐压液舱壳板纵骨尺寸为⊥11 mm×150 mm/20 mm×50 mm，耐压液舱内部实肋板的径向加强筋尺寸为⊥7 mm×100 mm/12 mm×30 mm，耐压船体区域的外环肋尺寸为⊥30 mm×420 mm/36 mm×140 mm。

在笛卡尔坐标系下，X向为耐压船体的宽度方向，以右舷为正；Y向为耐压船体的垂向方向，以向上为正；Z向为耐压船体船长的轴线方向，以向首为正；外置式耐压液舱结构的几何模型如图1所示。

采用理想弹塑性材料，弹性模量为196 GPa，泊松比为0.3，密度为7850 kg/m³，屈服强度采用700 MPa。整体模型网格大小约为65 mm，共有梁单元约16000个、壳单元约460000个。

对外置耐压液舱结构进行有限元计算时外载荷取Pc/P*=1.2，P*为基准压力。考虑耐压液舱的空舱工况，即压力施加于耐压液舱壳板、液舱端部的横舱壁及除液舱区域外的单壳体耐压船体壳板上。作用于耐压船体端部的压力等效为在耐压船体壳板尾部圆周线上施加的线载荷，大小为Pl/Pl*=1.35，其中Pl*为基准线压力。舱段柱壳延长段左端约束所有平动自由度，柱壳延长段右端约束X及Y方向的平动自由度。

1.2 内置式耐压液舱

内置式耐压液舱结构的基本尺寸如下：耐压液舱的壳板厚度及减薄量、耐压船体的壳板厚度及减薄量、横舱壁板厚及减薄量、纵向隔板板厚及减薄量、耐压液舱壳板内侧两相邻纵骨之间的间距、实肋板的间距、实肋板的板厚及减薄量、纵骨尺寸、横舱壁加强筋尺寸、耐压船体环肋加强筋尺寸等均与外置式耐压液舱结构基本尺寸完全相同。除此之外，内置式耐压液舱结构的耐压船体半径与外置耐压液舱结构的耐压液舱半径相同；实肋板无径向加强筋，相应增加了实肋板开孔围栏，采用180 mm×30 mm扁钢。内置式耐压液舱结构的几何模型，如图2所示。

采用理想弹塑性材料，弹性模量为196 GPa，泊松比为0.3，密度为7850 kg/m³，屈服强度采用700 MPa。整体模型网格大小约为65 mm，共有梁单元约17400个、壳单元约390000个。

对内置耐压液舱进行力学特性分析时外载荷取Pc/P*=1.2，P*为基准压力。考虑耐压液舱的空舱工况，即压力施加于耐压船体壳板。作用于耐压船体端部的压力等效为在耐压船体壳板尾部圆周线上施加的线载荷，大小为Pl/Pl*=1.56，Pl*为基准线压力。耐压船体左端约束所有平动自由度，耐压船体右端约束X及Y方向的平动自由度。

2 结构静力计算分析

基于Ansys分别对内、外置耐压液舱进行静力计算。选取液舱壳板外/内表面纵向应力、耐压船体壳板外/内表面纵向应力、耐压船体壳板外/内表面周向应力汇总对比，在上述工况下内、外置式耐压液舱结构方案的有限元计算结果如表1所示，其应力云图如图3和图4所示。

由上述计算结果可知，在结构尺度、板厚等基本相同的情况下：

1）内置式耐压液舱结构较外置式耐压液舱结构来说液舱壳板应力有明显降低。这是由于液舱壳板不再直接受到外载荷的作用，载荷通过耐压船体间接传递过来。耐压液舱内置于耐压船体对耐压液舱的应力状况有利。

2）内置式耐压液舱结构较外置式耐压液舱结构来说耐压船体壳板应力有所降低。这是由于对外置式耐压液舱的耐压船体壳板来说，均布面载荷变为了由实肋板传递给耐压船体的线载荷。耐压液舱内置于耐压船体对耐压船体的应力状况有利。

3）内置式耐压液舱结构在耐压液舱与耐压船体连接的端部、环肋与实肋板连接处等位置存在明显的应力集中现象，应力集中状况较为严重。

3 结构稳定性及极限承载能力计算分析 3.1 结构稳定性分析

基于Ansys分别对内、外置耐压液舱结构的稳定性进行了计算。

计算发现外置耐压液舱的实肋板第1阶失稳特征值为16.436 MPa，液舱壳板第1阶失稳特征值为16.683 MPa，失稳波形如图5所示。外置耐压液舱前300阶（第300阶特征值为19.909 MPa）未出现耐压船体壳板失稳。内置耐压液舱特征值计算中，实肋板第1阶失稳特征值为8.676 MPa，耐压船体壳板第1阶失稳特征值为13.466 MPa，失稳波形如图6所示。内置耐压液舱前600阶（第600阶特征值为18.964 MPa）未出现液舱壳板失稳。内、外置耐压液舱的稳定性计算结果如表2所示。

由上述计算结果可知，外置式耐压液舱由于液舱壳板直接受载，其失稳主要发生于实肋板及液舱壳板，且内置式耐压液舱的液舱壳板稳定性要高于外置式耐压液舱的液舱壳板稳定性；内置式耐压液舱由于耐压船体壳板直接受载，其失稳主要发生于实肋板及耐压船体壳板，且外置式耐压液舱的耐压船体壳板稳定性要高于内置式耐压液舱的液舱壳板稳定性。此外由于内置式耐压液舱实肋板板宽及开口较大，导致内置式耐压液舱的实肋板稳定性要远低于外置式耐压液舱的实肋板稳定性。

3.2 极限承载能力分析

基于Ansys分别对内、外置耐压液舱结构的极限承载能力进行了计算。计算发现，内、外置耐压液舱的极限承载能力分别为7.966 MPa及9.208 MPa，载荷-位移曲线如图7所示。内置耐压液舱结构承受7.966 MPa极限承载时的Mises应力云图如图8所示，外置耐压液舱结构承受9.208 MPa极限承载时的Mises应力云图如图9所示。

由图8可知，极限载荷下内置式耐压液舱的耐压船体壳板大面积超过材料屈服极限，实肋板与环肋相交处出现局部区域超过材料屈服极限；而耐压液舱壳板应力水平较低，未达到材料屈服极限。由图9可知，极限载荷下外置式耐压液舱的耐压船体壳板在实肋板根部大面积超过材料屈服极限，实肋板端部及开孔周围局部区域超过材料屈服极限，耐压液舱壳板在板格中心处大面积超过材料屈服极限。

由上述计算结果可知，在结构尺度、板厚等基本相同的情况下：

1）由于内置式耐压液舱在耐压液舱与耐压船体连接的端部、环肋与实肋板连接处等位置存在明显的应力集中现象，因此外置式耐压液舱的承载能力高于内置式耐压液舱；

2）在极限状态下外置式耐压液舱结构的应力分布较内置式耐压液舱结构更为均匀。

4 结　语

本文采用有限元方法分别对内、外置式耐压液舱结构进行力学特性分析。研究表明，在空舱工况、结构尺度及板厚等基本相同的情况下，耐压液舱内置于耐压船体对耐压液舱及耐压船体的应力状况有利，但耐压液舱内置会出现较为明显的应力集中状况，进而导致内置式耐压液舱结构极限承载能力低于外置式耐压液舱结构；此外由于内置式耐压液舱实肋板板宽及开口较大，导致内置式耐压液舱的实肋板稳定性要远低于外置式耐压液舱的实肋板稳定性。同时耐压液舱内置带来的施工难度上升及艇内空间上的限制也应该充分考虑。