艦用設備與船體一體化強度評估方法研究

郭紹靜 徐 彬 曹 宇

1哈爾濱工程大學 船 舶工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001

2中國船級社上海審圖中心，上海 200135

3中國船舶工業(yè)集團公司第七0八研究所，上海 200011

艦用設備與船體一體化強度評估方法研究

郭紹靜1徐 彬2曹 宇3

1哈爾濱工程大學 船 舶工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001

2中國船級社上海審圖中心，上海 200135

3中國船舶工業(yè)集團公司第七0八研究所，上海 200011

艦載復雜設備與船體之間的彈性耦合效應不可忽略，在進行艦載大型設備抗沖擊數(shù)值實驗時必須確定合理的技術來妥善處理外部沖擊環(huán)境、艦體結構、局部結構和艦用設備之間的關系。基于主從系統(tǒng)耦合振動理論，以艦用炮塔結構為研究對象，設計多種沖擊輸入對非一體化與一體化艦炮結構進行抗沖擊數(shù)值計算，并將計算結果進行對比分析，對艦用設備抗沖擊分析方法以及適用范圍進行探討，旨在尋找一套適合我國國情的艦用設備抗沖擊的研究方法，為艦用設備抗沖擊性能設計及性能評估提供參考。

艦用設備；數(shù)值仿真；強度評估

1 引 言

目前國內對于艦載大型復雜設備抗沖擊性能分析尚未形成一套成熟的計算方法以及抗沖擊要求，且缺乏相應的沖擊試驗以及實船試驗數(shù)據(jù)資料，國外相關研究成果鑒于保密原因很少見諸公開發(fā)表。眾多學者割裂了艦用設備與船體結構之間的耦合效應，應用相關規(guī)范（如德軍標BV0430－85，國軍標 GJB1060.1－91 等）僅對設備單獨進行抗沖擊性能研究［1－5］，本文稱之為非一體化抗沖擊分析。

實際上，艦載大型復雜設備抗沖擊性能評估以及抗沖擊性能設計具有其自身的特殊性，其肋位跨度較大，必須考慮艦用設備所在位置的局部沖擊環(huán)境和邊界條件，因此設備與船體之間的彈性耦合效應不可忽略，在進行艦載大型設備抗沖擊數(shù)值試驗時必須確定合理的技術途徑來妥善處理外部沖擊環(huán)境、艦體結構、局部區(qū)域結構和艦用設備之間的關系。本文基于主從系統(tǒng)耦合振動理論，采用數(shù)值試驗手段，慮及艦用設備與船體之間的彈性耦合效應，將設備與船體組裝成整體進行抗沖擊分析，稱之為艦用設備與船體一體化抗沖擊分析，簡稱為一體化抗沖擊分析。以船用炮塔結構為研究對象，設計多種沖擊輸入對非一體化與一體化抗沖擊分析例證進行數(shù)值計算，并將計算結果進行對比分析，對艦用設備抗沖擊分析方法以及適用范圍進行探討，旨在尋找一套適合我國國情的艦用設備抗沖擊研究方法，為艦用設備抗沖擊性能設計及抗沖擊性能評估提供參考。

2 設備與船體一體化分析方法

2.1 一體化分析基礎

任何一個復雜的多自由度系統(tǒng)總可以分解成兩個或若干個子系統(tǒng)。通常，將所關心的、要進行仔細分析的子系統(tǒng)稱為主系統(tǒng)，而另一個或若干個對主系統(tǒng)振動性質有影響的子系統(tǒng)稱為從系統(tǒng)［6］。一般而言，主從系統(tǒng)動力學性能互相耦合。艦用設備與整船船體結構是復雜的多自由度系統(tǒng)，如圖1所示。在研究設備沖擊動力學性能時可將設備視為主系統(tǒng)，將船體結構視為從系統(tǒng)，主從系統(tǒng)之間通過基座、減振器、支架等元件引起耦合。本文將設備與船體結構簡化為如圖2所示的主從系統(tǒng)。 圖 2 中稱 m1－k1－c1為主系統(tǒng)，m2－k2－c2為從系統(tǒng)。其中：m1為艦用設備等效質量；k1為基座、減振器、支架等元件提供的等效剛度；c1為基座、減振器、支架等元件提供的等效阻尼。對于整船船體結構而言：m2為與設備相耦合的船體結構等效質量；k2為彈性船體結構等效剛度與流體彈性等效剛度的總成；c2為船體結構等效阻尼與流體等效阻尼的總成。本文將探討整船船體結構與設備構成的主從系統(tǒng)動力學性能，且由于考慮的是系統(tǒng)沖擊動力學問題，故不計系統(tǒng)等效阻尼的影響［7］。

根據(jù)主從系統(tǒng)耦合振動理論，對于諸如增壓鍋爐、齒輪箱、汽輪機、艦炮等艦載大型設備而言，其動力學行為與船體結構動力學行為互相耦合，故而在進行設備動力學分析時須考慮二者之間耦合效應。

2.2 水下爆炸沖擊輸入

在實際的海戰(zhàn)中，艦船所遭受的武器攻擊可能來自水下不同部位和不同角度，為了全面了解艦船在遭受水下非接觸爆炸情況下的船體結構和設備構件的響應，需要設置大量的計算工況。本文為了對比分析非一體化和一體化設備構件強度評估結果，取艏、舯、艉三種典型工況進行對比分析。

通過加載水下爆炸沖擊波以更真實地模擬水下爆炸過程，使得艦用設備沖擊環(huán)境更接近實際情況。本文選取殼板沖擊因子為0.53進行一體化抗沖擊分析數(shù)值試驗。并設定水下爆炸的位置分別為船艏、舯、艉正下方。其中沖擊因子定義為［8］：

式中，W為TNT炸藥當量；R為爆距。

3 數(shù)值沖擊試驗

3.1 計算模型

本文以艦載炮塔為計算模型，采用設備構件與船體結構一體化強度評估方法對炮塔結構強度進行評估。圖3、圖4分別給出了艦體和艦炮一體化放大視圖及艦體和艦炮及其周圍流場有限元模型圖。

對船體、流場、艦炮裝配在一起后的整體有限元模型，基于聲固耦合法模擬艦船水下爆炸。艦炮位于船艏主甲板上，其與船體之間通過炮架剛性連接。

3.2 載荷和邊界條件

除了考慮設備構件受水下爆炸沖擊載荷作用外，本文還考慮了設備構件自身的工作載荷。對于艦載炮塔結構，炮塔結構自身的工作載荷為炮彈發(fā)射時的后座沖擊力。本文對艦炮炮管后座沖擊力進行簡化，沖擊輸入作用在炮管軸水平方向和耳軸處垂直于炮塔底盤的方向，通過剛性連接傳遞至底座，再由底座傳遞至炮塔外殼。沖擊加速度為25 g，沖擊頻率為130次／min，每次沖擊作用時間為25 ms。沖擊輸入轉換成三角波后的歷程曲線如下圖所示：

3.3 復合材料板強度校核準則

由于炮塔結構采用的是玻璃鋼復合材料，根據(jù)復合材料的力學特性及其力學分析方法，針對炮塔外殼的結構形式和具體玻璃鋼材料的選擇，在對炮塔結構受后座沖擊力作用下進行強度計算中時，根據(jù)計算結果并參照《復合材料結構設計基礎》和《復合材料結構設計手冊》中對復合材料板結構的強度設計要求，進行強度校核。

對單層玻璃鋼板的強度校核準則應用蔡—胡失效準則（Tsai－Wu）［9］，即：

上式中，Xt為縱向拉伸強度；Xc為縱向壓縮強度；Yt為橫向拉伸強度；Yc為橫向壓縮強度；S為面內剪切強度。

對于炮塔結構，本文將定義c＝1／n為應力強度安全儲備系數(shù)。

4 數(shù)值試驗結果分析

4.1 一體化炮塔抗沖擊強度評估

4.1.1 一體化炮塔沖擊響應

對玻璃鋼炮塔結構在水下爆炸和后座沖擊同時作用下的結構強度進行了計算分析。并重點考核了炮塔外殼結構的應力和加速度響應。得出了炮塔外殼結構的最大主應力響應和加速度響應等，圖6所示為結構的應力、加速度和位移響應。

由上圖可知，玻璃鋼炮塔外殼結構在后座沖擊作用下整體的應力響應較大的區(qū)域主要集中在炮塔外殼前斜面靠近炮管側沿、炮塔底盤正面下沿、炮塔外殼頂面正部區(qū)域。應力范圍從幾兆帕到幾十兆帕。整體結構的應力響應比較緩和，僅在結構各個拐角處局部應力集中。圖7所示為炮塔外殼結構上考核點A、B處的應力以及加速度時歷曲線。

由圖7可知，除了Y方向的加速度響應基本相同以外，炮塔底部考核點A處的應力和加速度響應比炮塔頂部考核點B處的響應要劇烈一些，而且，應力和加速度的響應峰值也是底部考核點A處的相對較大一些。這符合后座沖擊載荷由底盤傳至炮塔外殼的傳遞規(guī)律。

從圖 7（a）、（c）、（d）、（g）、（h）可以看出，兩次后座沖擊對炮塔結構作用的時候出現(xiàn)了兩個峰值，但其脈寬很小。這說明對水下爆炸和后座沖擊載荷同時作用下的炮塔結構，如果后座沖擊作用下炮塔結構應力響應沒有使結構破壞，炮塔結構的響應主要是水下爆炸載荷作用的結果。因此，在對炮塔結構的強度進行評估時，不能忽略水下爆炸沖擊載荷對結構的影響。

4.1.2 一體化炮塔強度評估

為了更加準確、客觀地評價炮塔外殼玻璃鋼結構的強度，下面分別提取了結構中部分考核點的各項應力，然后根據(jù)式（2），采用蔡—胡失效準則來判斷結構的強度。

由于結構以及載荷、邊界條件的對稱性，主要在結構的一側均勻布置120個考核點，提取各考核點的各項應力，采用蔡—胡失效準則對結構進行校核，得到各點的應力強度安全儲備系數(shù)。由于篇幅有限，只取了應力強度安全儲備系數(shù)最小的前10個點，如表1所示。

由表1可以看出，采用蔡—胡失效準則對玻璃鋼炮塔外殼結構各考核點的應力進行校核時，得到各失效系數(shù)都小于1，可以判斷玻璃鋼炮塔結構強度滿足要求，結構安全。

表1 玻璃鋼炮塔外殼強度失效系數(shù)

對于動載荷作用下的結構，如果取安全儲備系數(shù)為1.5，則由表1可知，玻璃鋼炮塔結構在局部區(qū)域的應力強度安全儲備系數(shù)已小于1.5，最小值為1.186，出現(xiàn)在圖8所示的3個區(qū)域：炮塔前部底盤炮管軸正對處、炮塔前斜面靠近炮管側沿以及側壁和后壁相交處的中部尖角處。這些部位是炮塔結構的薄弱環(huán)節(jié)和危險區(qū)域。

4.1.3 一體化炮塔強度統(tǒng)計分析

僅對設備結構某些典型部位處加速度、應力響應進行分析無法表征結構整體沖擊響應。為描述沖擊作用下設備整體沖擊響應，將不同時刻設備加速度、應力響應視為場（加速度場、應力場），采用統(tǒng)計方法進行分析。

本文將炮塔結構有限元模型所有節(jié)點加速度及應力強度安全儲備系數(shù)看作母體，對其隨機抽樣，得到一個樣本，其中樣本容量N≥100，具體考核點的分布與上節(jié)相同。

根據(jù)蔡—胡失效準則，可得各點應力強度安全儲備系數(shù)c值。由大數(shù)定律中頻率近似概率原理，通過做出樣本直方圖對總體分布進行非參數(shù)推斷。本文給出0.01 s和0.2 s樣本加速度和應力強度安全儲備系數(shù)直方圖以及概率密度擬合曲線，如圖9、圖10所示。

由圖9可知，沖擊載荷作用下炮塔結構加速度響應概率密度函數(shù)不隨時間變化而變化，不同時刻加速度響應均服從t分布。由圖10可知，應力響應概率密度函數(shù)也不隨時間變化而變化，不同時刻應力響應均服從對數(shù)正態(tài)分布。對不同沖擊輸入條件下的分析結果均作統(tǒng)計分析發(fā)現(xiàn)，沖擊作用下不同時刻炮塔結構加速度響應服從t分布，應力響應服從對數(shù)正態(tài)分布。

4.2 非一體化炮塔抗沖擊分析

4.2.1 非一體化抗沖擊數(shù)值模擬

水下爆炸作用下艦船沖擊響應以垂向為主，沿垂向的沖擊對艦用設備的破壞最為嚴重，本文采用傳統(tǒng)的非一體化抗沖擊分析方法對炮塔結構進行垂向沖擊計算。

基于BV0430－85艦艇建造規(guī)范，將沖擊譜轉換為等效時域加速度歷程曲線，采用時域分析方法對艦用設備進行非一體化抗沖擊分析。本文采用雙三角形加速度時歷曲線加載，沖擊載荷加載如圖11所示。

表2 炮塔結構非一體化抗沖擊輸入?yún)?shù)

4.2.2 非一體化炮塔強度評估

本文以工況4與一體化沖擊時沖擊因子為0.53相對應的工況對非一體化抗沖擊分析時炮塔典型位置處響應進行分析。采用與前文相同的強度校核方法對非一體化炮塔強度進行評估，同樣選取120點進行比較，下表列出了應力強度安全儲備系數(shù)最小的前10個點。

表3 玻璃鋼炮塔強度失效系數(shù)

由上表可知，失效系數(shù)都小于1，所以炮塔結構強度滿足蔡—胡失效準則，結構安全。同樣取安全儲備系數(shù)為1.5，可知玻璃鋼炮塔結構在局部區(qū)域的應力強度安全儲備系數(shù)已小于1.5，最小值為1.247，位于炮塔前部底盤炮管軸正對處。

4.2.3 非一體化炮塔強度統(tǒng)計分析

對非一體化炮塔結構抗沖擊的加速度、應力響應進行統(tǒng)計分析。同樣取工況4的0.01 s和0.2 s樣本加速度、應力直方圖以及概率密度擬合曲線，如圖12、圖13所示。

由圖12可知，沖擊作用下炮塔加速度響應概率密度函數(shù)不隨時間變化而變化，不同時刻加速度響應均服從t分布。由圖13可知，應力響應概率密度函數(shù)也不隨時間變化而變化，不同時刻應力響應均服從對數(shù)正態(tài)分布。對不同沖擊輸入條件下非一體化抗沖擊分析結果均作統(tǒng)計分析發(fā)現(xiàn)，沖擊作用下不同時刻加速度響應服從t分布，應力響應服從對數(shù)正態(tài)分布。

4.3 一體化和非一體化對比分析

由統(tǒng)計分析方法可知，一體化抗沖擊分析與非一體化抗沖擊分析得到的設備加速度場在不同時刻均服從t分布，應力場在不同時刻均服從對數(shù)正態(tài)分布，故從加速度場、應力場概率密度函數(shù)角度來說，一體化分析與非一體化分析具有相同的形式。對比表1和表3，兩種分析方法得到的炮塔結構強度都能滿足蔡—胡失效準則，兩者應力響應強度分布區(qū)域基本一致；但一體化分析得到的炮塔結構響應峰值要比非一體化的大，其應力強度安全儲備系數(shù)要比非一體化情況下的小。可見，一體化抗沖擊分析方法與非一體化抗沖擊分析方法得到的加速度響應幅值以及應力響應幅值均有差別。

本文從加速度幅值和應力幅值角度出發(fā)，以一體化抗沖擊分析中沖擊因子為c＝0.53工況下的加速度響應峰值和應力峰值為基準，對比一體化抗沖擊分析與非一體化抗沖擊分析結果。為表征設備整體沖擊響應，采用統(tǒng)計分析方法，將設備有限元模型所有節(jié)點沖擊響應值看作母體，進行抽樣分析。并將一體化抗沖擊分析與非一體化抗沖擊分析所得某一物理量數(shù)值的比值視為以沖擊因子為參變量的隨機函數(shù)。

4.3.1 加速度響應對比

對一體化和非一體化抗沖擊分析樣本中個體加速度響應峰值A與基準加速度的比值進行對比分析，將相對加速度視為以沖擊因子為參變量的隨機函數(shù)，即

一體化和非一體化分析中相對加速度隨沖擊因子變化的曲線如圖14所示。

由圖14可以看出，c≤0.6時非一體化抗沖擊分析結果較一體化抗沖擊分析結果要大，c>0.6時非一體化抗沖擊分析結果較一體化抗沖擊分析結果要小。當c＜1.25時非一體化抗沖擊分析加速度響應結果與一體化抗沖擊分析都較為接近，相對誤差在10%以內。

4.3.2 應力響應對比

對一體化和非一體化抗沖擊分析樣本中個體應力響應峰值S與基準應力的比值進行對比分析，將相對應力響應視為以沖擊因子為參變量的隨機函數(shù)，即：

一體化和非一體化分析中相對應力隨沖擊因子c變化的曲線如圖15所示。

由圖15可以看出，c＜0.6時，非一體化抗沖擊分析得到的應力響應結果較一體化抗沖擊分析結果大，c≥0.6時，非一體化抗沖擊分析得到的應力響應結果較一體化抗沖擊分析結果小。當c＜1.25時非一體化抗沖擊分析與一體化抗沖擊分析得到的應力響應結果較為接近，誤差在10%以內。

對比分析結果表明：沖擊因子c＜0.6時（中遠場水下爆炸），非一體化抗沖擊分析所得加速度響應、應力響應值偏大，但誤差在10%以內。即中遠場水下爆炸時，工程上可用非一體化抗沖擊分析方法進行設備抗沖擊性能評估。但沖擊因子c≥0.6時（中近場水下爆炸），采用非一體化抗沖擊分析方法進行設備沖擊分析時結果將偏小，故可能會導致設備雖在進行沖擊試驗時合格但安裝到實船上后由于實船局部惡劣沖擊環(huán)境致使其破壞的情況。因此，本文認為中近場水下爆炸時應采用一體化抗沖擊分析方法對設備進行抗沖擊性能評估，若條件所限尚無法開展一體化抗沖擊分析，則應對非一體化抗沖擊分析結果進行一定的修正。

5 結 語

本文從主從系統(tǒng)耦合振動理論出發(fā)，基于數(shù)值試驗手段，采用設備與船體一體化抗沖擊分析方法對艦用炮塔結構進行抗沖擊分析，將計算結果與非一體化抗沖擊分析結果對比，給出了非一體化與一體化抗沖擊分析方法適用范圍。得到主要結論如下：

1）由統(tǒng)計分析方法可知，一體化抗沖擊分析與非一體化抗沖擊分析得到的設備加速度場服從t分布，應力場服從對數(shù)正態(tài)分布，故從加速度場、應力場概率密度函數(shù)角度而言，一體化分析與非一體化分析具有相同的形式；

2）兩種分析方法得到的炮塔結構強度都能滿足蔡—胡失效準則，兩者應力響應強度分布區(qū)域基本一致。但一體化分析得到的炮塔結構響應峰值要比非一體化的大，其應力強度安全儲備系數(shù)要比非一體化的小?？梢?，一體化抗沖擊分析方法與非一體化抗沖擊分析方法得到的加速度響應幅值以及應力響應幅值均有差別；

3）通過對不同沖擊因子作用下的炮塔響應進行分析，得出對中遠場水下爆炸，非一體化抗沖擊分析得到的設備響應結果偏大，中近場時非一體化抗沖擊分析結果偏?。?/p>

4）對于中近場水下爆炸艦用設備抗沖擊性能分析，本文建議采用船體與設備一體化抗沖擊分析方法，若條件所限尚無法進行一體化抗沖擊分析，則應對非一體化抗沖擊分析結果進行一定的修正。

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Method of Integrated Strength Evaluation for the Naval Equipment and Ship Hull

Guo Shao－jing1 Xu Bin2 Cao Yu3
1 College of Shipbuilding Engineering， Harbin Engineering University， Harbin 150001， China
2 The Plan Approval Center of CCS，Shanghai 200135，China
3 Marine Design and Research Institute of China，Shanghai 200011 China

The elastic coupling effect of complex naval equipment and ship hull is fairly important， so during the shock－resistance numerical simulation of large naval equipment， a rational technique must be defined to properly deal with the relationships between exterior shock environment， ship hull， local structure and naval equipment.Based on coupling vibration theory for master－slave system， naval turret structure was chosen as an example and several shock inputs were designed for the shock－resistance numerical calculation of non－integration and integration of turret structure.Comparison was also made between these two cases.The shock－resistance analysis method and applicability of the naval equipment were discussed in order to find out a shock－resistance analysis method of naval equipment suitable for domestic product so as to provide references for shock－resistance performance design and evaluation of naval equipment.

naval equipment； numerical simulation； strength evaluation

U674.7

A

1673－3185（2010）02－29－08

2009－05－18

哈爾濱市科技創(chuàng)新專項基金（RC2008QN013001）

郭紹靜（1984－），女，碩士研究生。研究方向：船舶與海洋結構物結構性能與安全性。E-mail：guoshaojing1984@163.com

徐 彬（1983－），男，助理工程師。研究方向：船舶總體及安全性