舰用设备与船体一体化强度评估方法研究

郭绍静 徐 彬 曹 宇

1哈尔滨工程大学 船 舶工程学院，黑龙江 哈尔滨 150001

2中国船级社上海审图中心，上海 200135

3中国船舶工业集团公司第七0八研究所，上海 200011

舰用设备与船体一体化强度评估方法研究

郭绍静1徐 彬2曹 宇3

1哈尔滨工程大学 船 舶工程学院，黑龙江 哈尔滨 150001

2中国船级社上海审图中心，上海 200135

3中国船舶工业集团公司第七0八研究所，上海 200011

舰载复杂设备与船体之间的弹性耦合效应不可忽略，在进行舰载大型设备抗冲击数值实验时必须确定合理的技术来妥善处理外部冲击环境、舰体结构、局部结构和舰用设备之间的关系。基于主从系统耦合振动理论，以舰用炮塔结构为研究对象，设计多种冲击输入对非一体化与一体化舰炮结构进行抗冲击数值计算，并将计算结果进行对比分析，对舰用设备抗冲击分析方法以及适用范围进行探讨，旨在寻找一套适合我国国情的舰用设备抗冲击的研究方法，为舰用设备抗冲击性能设计及性能评估提供参考。

舰用设备；数值仿真；强度评估

1 引 言

目前国内对于舰载大型复杂设备抗冲击性能分析尚未形成一套成熟的计算方法以及抗冲击要求，且缺乏相应的冲击试验以及实船试验数据资料，国外相关研究成果鉴于保密原因很少见诸公开发表。众多学者割裂了舰用设备与船体结构之间的耦合效应，应用相关规范（如德军标BV0430－85，国军标 GJB1060.1－91 等）仅对设备单独进行抗冲击性能研究［1－5］，本文称之为非一体化抗冲击分析。

实际上，舰载大型复杂设备抗冲击性能评估以及抗冲击性能设计具有其自身的特殊性，其肋位跨度较大，必须考虑舰用设备所在位置的局部冲击环境和边界条件，因此设备与船体之间的弹性耦合效应不可忽略，在进行舰载大型设备抗冲击数值试验时必须确定合理的技术途径来妥善处理外部冲击环境、舰体结构、局部区域结构和舰用设备之间的关系。本文基于主从系统耦合振动理论，采用数值试验手段，虑及舰用设备与船体之间的弹性耦合效应，将设备与船体组装成整体进行抗冲击分析，称之为舰用设备与船体一体化抗冲击分析，简称为一体化抗冲击分析。以船用炮塔结构为研究对象，设计多种冲击输入对非一体化与一体化抗冲击分析例证进行数值计算，并将计算结果进行对比分析，对舰用设备抗冲击分析方法以及适用范围进行探讨，旨在寻找一套适合我国国情的舰用设备抗冲击研究方法，为舰用设备抗冲击性能设计及抗冲击性能评估提供参考。

2 设备与船体一体化分析方法

2.1 一体化分析基础

任何一个复杂的多自由度系统总可以分解成两个或若干个子系统。通常，将所关心的、要进行仔细分析的子系统称为主系统，而另一个或若干个对主系统振动性质有影响的子系统称为从系统［6］。一般而言，主从系统动力学性能互相耦合。舰用设备与整船船体结构是复杂的多自由度系统，如图1所示。在研究设备冲击动力学性能时可将设备视为主系统，将船体结构视为从系统，主从系统之间通过基座、减振器、支架等元件引起耦合。本文将设备与船体结构简化为如图2所示的主从系统。 图 2 中称 m1－k1－c1为主系统，m2－k2－c2为从系统。其中：m1为舰用设备等效质量；k1为基座、减振器、支架等元件提供的等效刚度；c1为基座、减振器、支架等元件提供的等效阻尼。对于整船船体结构而言：m2为与设备相耦合的船体结构等效质量；k2为弹性船体结构等效刚度与流体弹性等效刚度的总成；c2为船体结构等效阻尼与流体等效阻尼的总成。本文将探讨整船船体结构与设备构成的主从系统动力学性能，且由于考虑的是系统冲击动力学问题，故不计系统等效阻尼的影响［7］。

根据主从系统耦合振动理论，对于诸如增压锅炉、齿轮箱、汽轮机、舰炮等舰载大型设备而言，其动力学行为与船体结构动力学行为互相耦合，故而在进行设备动力学分析时须考虑二者之间耦合效应。

2.2 水下爆炸冲击输入

在实际的海战中，舰船所遭受的武器攻击可能来自水下不同部位和不同角度，为了全面了解舰船在遭受水下非接触爆炸情况下的船体结构和设备构件的响应，需要设置大量的计算工况。本文为了对比分析非一体化和一体化设备构件强度评估结果，取艏、舯、艉三种典型工况进行对比分析。

通过加载水下爆炸冲击波以更真实地模拟水下爆炸过程，使得舰用设备冲击环境更接近实际情况。本文选取壳板冲击因子为0.53进行一体化抗冲击分析数值试验。并设定水下爆炸的位置分别为船艏、舯、艉正下方。其中冲击因子定义为［8］：

式中，W为TNT炸药当量；R为爆距。

3 数值冲击试验

3.1 计算模型

本文以舰载炮塔为计算模型，采用设备构件与船体结构一体化强度评估方法对炮塔结构强度进行评估。图3、图4分别给出了舰体和舰炮一体化放大视图及舰体和舰炮及其周围流场有限元模型图。

对船体、流场、舰炮装配在一起后的整体有限元模型，基于声固耦合法模拟舰船水下爆炸。舰炮位于船艏主甲板上，其与船体之间通过炮架刚性连接。

3.2 载荷和边界条件

除了考虑设备构件受水下爆炸冲击载荷作用外，本文还考虑了设备构件自身的工作载荷。对于舰载炮塔结构，炮塔结构自身的工作载荷为炮弹发射时的后座冲击力。本文对舰炮炮管后座冲击力进行简化，冲击输入作用在炮管轴水平方向和耳轴处垂直于炮塔底盘的方向，通过刚性连接传递至底座，再由底座传递至炮塔外壳。冲击加速度为25 g，冲击频率为130次／min，每次冲击作用时间为25 ms。冲击输入转换成三角波后的历程曲线如下图所示：

3.3 复合材料板强度校核准则

由于炮塔结构采用的是玻璃钢复合材料，根据复合材料的力学特性及其力学分析方法，针对炮塔外壳的结构形式和具体玻璃钢材料的选择，在对炮塔结构受后座冲击力作用下进行强度计算中时，根据计算结果并参照《复合材料结构设计基础》和《复合材料结构设计手册》中对复合材料板结构的强度设计要求，进行强度校核。

对单层玻璃钢板的强度校核准则应用蔡—胡失效准则（Tsai－Wu）［9］，即：

上式中，Xt为纵向拉伸强度；Xc为纵向压缩强度；Yt为横向拉伸强度；Yc为横向压缩强度；S为面内剪切强度。

对于炮塔结构，本文将定义c＝1／n为应力强度安全储备系数。

4 数值试验结果分析

4.1 一体化炮塔抗冲击强度评估

4.1.1 一体化炮塔冲击响应

对玻璃钢炮塔结构在水下爆炸和后座冲击同时作用下的结构强度进行了计算分析。并重点考核了炮塔外壳结构的应力和加速度响应。得出了炮塔外壳结构的最大主应力响应和加速度响应等，图6所示为结构的应力、加速度和位移响应。

由上图可知，玻璃钢炮塔外壳结构在后座冲击作用下整体的应力响应较大的区域主要集中在炮塔外壳前斜面靠近炮管侧沿、炮塔底盘正面下沿、炮塔外壳顶面正部区域。应力范围从几兆帕到几十兆帕。整体结构的应力响应比较缓和，仅在结构各个拐角处局部应力集中。图7所示为炮塔外壳结构上考核点A、B处的应力以及加速度时历曲线。

由图7可知，除了Y方向的加速度响应基本相同以外，炮塔底部考核点A处的应力和加速度响应比炮塔顶部考核点B处的响应要剧烈一些，而且，应力和加速度的响应峰值也是底部考核点A处的相对较大一些。这符合后座冲击载荷由底盘传至炮塔外壳的传递规律。

从图 7（a）、（c）、（d）、（g）、（h）可以看出，两次后座冲击对炮塔结构作用的时候出现了两个峰值，但其脉宽很小。这说明对水下爆炸和后座冲击载荷同时作用下的炮塔结构，如果后座冲击作用下炮塔结构应力响应没有使结构破坏，炮塔结构的响应主要是水下爆炸载荷作用的结果。因此，在对炮塔结构的强度进行评估时，不能忽略水下爆炸冲击载荷对结构的影响。

4.1.2 一体化炮塔强度评估

为了更加准确、客观地评价炮塔外壳玻璃钢结构的强度，下面分别提取了结构中部分考核点的各项应力，然后根据式（2），采用蔡—胡失效准则来判断结构的强度。

由于结构以及载荷、边界条件的对称性，主要在结构的一侧均匀布置120个考核点，提取各考核点的各项应力，采用蔡—胡失效准则对结构进行校核，得到各点的应力强度安全储备系数。由于篇幅有限，只取了应力强度安全储备系数最小的前10个点，如表1所示。

由表1可以看出，采用蔡—胡失效准则对玻璃钢炮塔外壳结构各考核点的应力进行校核时，得到各失效系数都小于1，可以判断玻璃钢炮塔结构强度满足要求，结构安全。

表1 玻璃钢炮塔外壳强度失效系数

对于动载荷作用下的结构，如果取安全储备系数为1.5，则由表1可知，玻璃钢炮塔结构在局部区域的应力强度安全储备系数已小于1.5，最小值为1.186，出现在图8所示的3个区域：炮塔前部底盘炮管轴正对处、炮塔前斜面靠近炮管侧沿以及侧壁和后壁相交处的中部尖角处。这些部位是炮塔结构的薄弱环节和危险区域。

4.1.3 一体化炮塔强度统计分析

仅对设备结构某些典型部位处加速度、应力响应进行分析无法表征结构整体冲击响应。为描述冲击作用下设备整体冲击响应，将不同时刻设备加速度、应力响应视为场（加速度场、应力场），采用统计方法进行分析。

本文将炮塔结构有限元模型所有节点加速度及应力强度安全储备系数看作母体，对其随机抽样，得到一个样本，其中样本容量N≥100，具体考核点的分布与上节相同。

根据蔡—胡失效准则，可得各点应力强度安全储备系数c值。由大数定律中频率近似概率原理，通过做出样本直方图对总体分布进行非参数推断。本文给出0.01 s和0.2 s样本加速度和应力强度安全储备系数直方图以及概率密度拟合曲线，如图9、图10所示。

由图9可知，冲击载荷作用下炮塔结构加速度响应概率密度函数不随时间变化而变化，不同时刻加速度响应均服从t分布。由图10可知，应力响应概率密度函数也不随时间变化而变化，不同时刻应力响应均服从对数正态分布。对不同冲击输入条件下的分析结果均作统计分析发现，冲击作用下不同时刻炮塔结构加速度响应服从t分布，应力响应服从对数正态分布。

4.2 非一体化炮塔抗冲击分析

4.2.1 非一体化抗冲击数值模拟

水下爆炸作用下舰船冲击响应以垂向为主，沿垂向的冲击对舰用设备的破坏最为严重，本文采用传统的非一体化抗冲击分析方法对炮塔结构进行垂向冲击计算。

基于BV0430－85舰艇建造规范，将冲击谱转换为等效时域加速度历程曲线，采用时域分析方法对舰用设备进行非一体化抗冲击分析。本文采用双三角形加速度时历曲线加载，冲击载荷加载如图11所示。

表2 炮塔结构非一体化抗冲击输入参数

4.2.2 非一体化炮塔强度评估

本文以工况4与一体化冲击时冲击因子为0.53相对应的工况对非一体化抗冲击分析时炮塔典型位置处响应进行分析。采用与前文相同的强度校核方法对非一体化炮塔强度进行评估，同样选取120点进行比较，下表列出了应力强度安全储备系数最小的前10个点。

表3 玻璃钢炮塔强度失效系数

由上表可知，失效系数都小于1，所以炮塔结构强度满足蔡—胡失效准则，结构安全。同样取安全储备系数为1.5，可知玻璃钢炮塔结构在局部区域的应力强度安全储备系数已小于1.5，最小值为1.247，位于炮塔前部底盘炮管轴正对处。

4.2.3 非一体化炮塔强度统计分析

对非一体化炮塔结构抗冲击的加速度、应力响应进行统计分析。同样取工况4的0.01 s和0.2 s样本加速度、应力直方图以及概率密度拟合曲线，如图12、图13所示。

由图12可知，冲击作用下炮塔加速度响应概率密度函数不随时间变化而变化，不同时刻加速度响应均服从t分布。由图13可知，应力响应概率密度函数也不随时间变化而变化，不同时刻应力响应均服从对数正态分布。对不同冲击输入条件下非一体化抗冲击分析结果均作统计分析发现，冲击作用下不同时刻加速度响应服从t分布，应力响应服从对数正态分布。

4.3 一体化和非一体化对比分析

由统计分析方法可知，一体化抗冲击分析与非一体化抗冲击分析得到的设备加速度场在不同时刻均服从t分布，应力场在不同时刻均服从对数正态分布，故从加速度场、应力场概率密度函数角度来说，一体化分析与非一体化分析具有相同的形式。对比表1和表3，两种分析方法得到的炮塔结构强度都能满足蔡—胡失效准则，两者应力响应强度分布区域基本一致；但一体化分析得到的炮塔结构响应峰值要比非一体化的大，其应力强度安全储备系数要比非一体化情况下的小。可见，一体化抗冲击分析方法与非一体化抗冲击分析方法得到的加速度响应幅值以及应力响应幅值均有差别。

本文从加速度幅值和应力幅值角度出发，以一体化抗冲击分析中冲击因子为c＝0.53工况下的加速度响应峰值和应力峰值为基准，对比一体化抗冲击分析与非一体化抗冲击分析结果。为表征设备整体冲击响应，采用统计分析方法，将设备有限元模型所有节点冲击响应值看作母体，进行抽样分析。并将一体化抗冲击分析与非一体化抗冲击分析所得某一物理量数值的比值视为以冲击因子为参变量的随机函数。

4.3.1 加速度响应对比

对一体化和非一体化抗冲击分析样本中个体加速度响应峰值A与基准加速度的比值进行对比分析，将相对加速度视为以冲击因子为参变量的随机函数，即

一体化和非一体化分析中相对加速度随冲击因子变化的曲线如图14所示。

由图14可以看出，c≤0.6时非一体化抗冲击分析结果较一体化抗冲击分析结果要大，c>0.6时非一体化抗冲击分析结果较一体化抗冲击分析结果要小。当c＜1.25时非一体化抗冲击分析加速度响应结果与一体化抗冲击分析都较为接近，相对误差在10%以内。

4.3.2 应力响应对比

对一体化和非一体化抗冲击分析样本中个体应力响应峰值S与基准应力的比值进行对比分析，将相对应力响应视为以冲击因子为参变量的随机函数，即：

一体化和非一体化分析中相对应力随冲击因子c变化的曲线如图15所示。

由图15可以看出，c＜0.6时，非一体化抗冲击分析得到的应力响应结果较一体化抗冲击分析结果大，c≥0.6时，非一体化抗冲击分析得到的应力响应结果较一体化抗冲击分析结果小。当c＜1.25时非一体化抗冲击分析与一体化抗冲击分析得到的应力响应结果较为接近，误差在10%以内。

对比分析结果表明：冲击因子c＜0.6时（中远场水下爆炸），非一体化抗冲击分析所得加速度响应、应力响应值偏大，但误差在10%以内。即中远场水下爆炸时，工程上可用非一体化抗冲击分析方法进行设备抗冲击性能评估。但冲击因子c≥0.6时（中近场水下爆炸），采用非一体化抗冲击分析方法进行设备冲击分析时结果将偏小，故可能会导致设备虽在进行冲击试验时合格但安装到实船上后由于实船局部恶劣冲击环境致使其破坏的情况。因此，本文认为中近场水下爆炸时应采用一体化抗冲击分析方法对设备进行抗冲击性能评估，若条件所限尚无法开展一体化抗冲击分析，则应对非一体化抗冲击分析结果进行一定的修正。

5 结 语

本文从主从系统耦合振动理论出发，基于数值试验手段，采用设备与船体一体化抗冲击分析方法对舰用炮塔结构进行抗冲击分析，将计算结果与非一体化抗冲击分析结果对比，给出了非一体化与一体化抗冲击分析方法适用范围。得到主要结论如下：

1）由统计分析方法可知，一体化抗冲击分析与非一体化抗冲击分析得到的设备加速度场服从t分布，应力场服从对数正态分布，故从加速度场、应力场概率密度函数角度而言，一体化分析与非一体化分析具有相同的形式；

2）两种分析方法得到的炮塔结构强度都能满足蔡—胡失效准则，两者应力响应强度分布区域基本一致。但一体化分析得到的炮塔结构响应峰值要比非一体化的大，其应力强度安全储备系数要比非一体化的小。可见，一体化抗冲击分析方法与非一体化抗冲击分析方法得到的加速度响应幅值以及应力响应幅值均有差别；

3）通过对不同冲击因子作用下的炮塔响应进行分析，得出对中远场水下爆炸，非一体化抗冲击分析得到的设备响应结果偏大，中近场时非一体化抗冲击分析结果偏小；

4）对于中近场水下爆炸舰用设备抗冲击性能分析，本文建议采用船体与设备一体化抗冲击分析方法，若条件所限尚无法进行一体化抗冲击分析，则应对非一体化抗冲击分析结果进行一定的修正。

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［9］沈真主编.中国航空研究院.复合材料结构设计手册［M］.北京：航空工业出版社，2001.11.

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

哈尔滨市科技创新专项基金（RC2008QN013001）

郭绍静（1984－），女，硕士研究生。研究方向：船舶与海洋结构物结构性能与安全性。E-mail：guoshaojing1984@163.com

徐 彬（1983－），男，助理工程师。研究方向：船舶总体及安全性