船用天線罩的沖擊響應分析與試驗驗證

丁 軍，史興華

（上海玻璃鋼研究院有限公司，上海 201404）

0 前言

艦船作為水面或水下各種作戰(zhàn)裝備的平臺，在使用過程中易遭受各種反艦武器攻擊（如炸彈、導彈、魚雷、水雷等武器）所帶來的爆炸沖擊影響。這種爆炸沖擊尤其以水下非接觸性爆炸對艦船設備的影響最大。二戰(zhàn)中大量戰(zhàn)艦在非接觸式爆炸沖擊作用下船體結構及設備產(chǎn)生一定級別的損傷和破壞，戰(zhàn)艦因此失去戰(zhàn)斗力。因此，現(xiàn)代艦船設計時都應進行抗沖擊試驗，對不能進行抗沖擊試驗的設備應進行抗沖擊設計分析，以檢驗設備的抗沖擊能力［1-3］。

天線罩作為艦船設備的一部分，其作用是在雷達天線的周圍形成一個封閉空間，以保護艦船上雷達天線系統(tǒng)免受沖擊載荷的直接作用，保證內部雷達天線正常工作，因此有必要對天線罩進行抗沖擊響應分析［4］。

國內外現(xiàn)有的結構抗沖擊設計分析方法主要有：沖擊設計系數(shù)法（靜g法）、時間歷程法和譜分析法（BV043/85中規(guī)定的沖擊譜、DDAM）［5］。

本文結合某船用天線罩，基于ANSYS有限元分析軟件，采用時間歷程法對船用天線罩進行抗沖擊響應分析［6，7］，考察罩體結構的危險區(qū)，分析敏感部位的應力、位移及加速度等的時間歷程，并且通過沖擊試驗驗證仿真分析的正確性。

1 有限元模型

1.1 天線罩結構形式

圖1為天線罩外形尺寸，罩體主體結構為夾層結構，其內外蒙皮均為玻璃鋼，芯材為玻璃鋼蜂窩，法蘭為玻璃鋼實體。在罩體的下部（離底面120 mm以下部位）則為玻璃鋼實體層，在此部位以上30 mm高的位置為玻璃鋼實體層向蜂窩夾層結構的過渡段。

圖1 天線罩外形尺寸圖（單位：mm）

1.2 材料參數(shù)

天線罩所用的復合材料性能參數(shù)如下［8，9］：徑向拉伸模量Et1=13.8 GPa，緯向拉伸模量Et2=16.1 GPa，徑向拉伸強度σt1=247 MPa，緯向拉伸強度σt2=326 MPa，徑向壓縮模量Ec1=18.5 GPa，緯向壓縮模量Ec2=17 GPa，徑向壓縮強度σt1=235 MPa，緯向壓縮強度σt2=221 MPa，主泊松比μ=0.15。

依據(jù)相關文獻［10］，蜂窩夾層材料面內呈現(xiàn)弱各向異性，在此簡化為橫觀各向同性材料。蜂格為正六邊形，邊長4 mm，蜂壁厚度0.2 mm，蜂壁材料Es=10 GPa，Gs=5 GPa。換算得到參數(shù)如下：

1.3 沖擊載荷

艦船設備受到基于時間歷程的沖擊輸入，一般有半正弦波、三角波、梯形波、雙峰半正弦波和雙三角波［5］。本文采用半正弦波作為沖擊輸入環(huán)境進行沖擊響應分析，具體參數(shù)取值如表1。

表1 沖擊載荷量值

1.4 有限元模型

天線罩罩體采用ANSYS中可模擬夾層結構的shell181層合殼單元進行網(wǎng)格劃分，如圖2所示，單元總數(shù)為3 776，節(jié)點總數(shù)為4 304。其中：底座位于X-Y平面內，罩體高度方向沿Z方向；底座的16個螺孔關于X軸對稱，兩邊各8個；在后續(xù)的分析中，沖擊載荷沿X軸方向施加。

圖2 有限元模型

2 結構的沖擊響應分析

2.1 與試驗工況一致的模型

為了與實驗工況一致，建立底座的模型，對應的激勵都將施加在底座上。底座為一塊600 mm×600 mm×10 mm的鋼板，連接16個圓柱體模擬螺栓，底座位于X-Y平面內，螺栓與罩體的螺孔一一對應。底座及螺栓如圖3所示：

圖3 底座有限元模型

定義函數(shù)：

對底面節(jié)點施加Z方向約束，值為0，對底座施加ACCX，值為%ACCE%，終止時間0.01，20個子步。

2.2 沖擊響應分析結果

圖4為天線罩在沖擊載荷作用下罩體頂部節(jié)點和底座節(jié)點的加速度時程曲線對比，罩頂加速度峰值為32.5659 g，罩頂響應與激勵差別較大。

圖4 罩頂與底座加速度時程曲線

提取罩體頂部節(jié)點和底座節(jié)點的位移時程曲線對比，如圖5所示，罩頂?shù)奈灰葡鄬τ诘鬃嬖谝欢螅诔跏紩r刻滯后最大，隨后逐漸趨于一致。

圖5 罩頂與底座位移時程曲線

圖6為天線罩在沖擊載荷作用下罩體Mises應力時程曲線，罩體Mises應力最大值為8.2 MPa。

圖6 罩體應力時程曲線

圖7為天線罩在加速度峰值時的XZ方向應變云圖。罩體的危險區(qū)主要集中在螺孔、倒角和過渡區(qū)，且應變最大值為780。

圖7 加速度峰值時的XZ向應變云圖

3 天線罩沖擊試驗

3.1 試驗目的

按照GJB150.18A軍用裝備實驗室環(huán)境試驗方法 第18部分：沖擊試驗規(guī)定的試驗方法［11］，對船用天線罩開展沖擊試驗，測定罩體在規(guī)定的水平?jīng)_擊載荷作用下的應變及加速度響應等，分析罩體結構在沖擊環(huán)境下的安全性。

3.2 貼片方案

試驗件安裝于振動臺上，如圖8所示。該試驗罩罩體采用壓板法安裝于振動臺水平滑臺上，試驗中共布置了11個加速度傳感器和4個應變片，具體布置位置說明見圖9。

圖8 試驗件安裝于振動臺上

圖9 加速度傳感器和應變片布置示意圖

應變片是依據(jù)前期數(shù)值模擬確定的危險區(qū)位置布置的，分別位于法蘭倒角上邊緣和過渡區(qū)下邊緣。

加速度傳感器一共11個，1號和2號位于水平滑臺上作反饋控制用，7號位于罩頂，其余8個關于縱剖面對稱布置，各傳感器距離法蘭上表面豎直距離如圖9中標注。

3.3 試驗結果

控制信道7 065（1號加速度傳感器）的加速度曲線如圖10所示，測量信道7 080（罩頂7號加速度傳感器）如圖11所示。

圖10 控制信道7065加速度曲線

圖11 測量信道7080加速度曲線

加速度峰值31.2295 g，與沖擊荷載的峰值同步，脈沖結束后的峰值最大值為1.64517 g。

加速度峰值33.6367 g，與沖擊荷載的峰值同步，脈沖結束后的峰值最大值為12.7419 g。在此沖擊載荷作用下四個應變片采集到的應變輸出曲線如圖12所示。

圖12 應變片輸出曲線

其中，應變片1、2位于平動方向側面，測量的是水平方向應變，應變片3、4位于平動方向正面，測量的是豎直方向應變；應變片2、4布置在過渡區(qū)下邊緣，1、3布置在倒角區(qū)上邊緣。4個應變片輸出曲線的峰值如表2。

表2 應變曲線峰值

2號測點的應變水平明顯高于1號測點，4號測點略高于3號測點，即過渡區(qū)的應變水平要比倒角區(qū)高。

3.4 試驗與仿真對比

3.4.1 罩頂加速度響應對比

試驗測得的罩頂加速度曲線在沖擊載荷過后有一個振蕩衰減的過程，而仿真中由于沒有設置阻尼，難以模擬出衰減過程，所以只計算了沖擊載荷作用時間段內的響應。表3為沖擊試驗與仿真結果對比。從表中可以看出，試驗與仿真結果之間的誤差為3.18%，兩者基本符合。

表3 試驗與仿真結果對比

3.4.2 應變對比

沖擊試驗得到的曲線噪聲較大，而仿真得到的曲線相對光滑很多。在此，主要對比兩者的峰值以考察響應的差異。從分析模型中提取測點處單元對應的應變值，結果如下：

表4 試驗與仿真結果對比

可見，對應平動方向上的3、4號應變片，仿真與試驗結果分別相差5.75%和5.58%，符合性比較好；對應平動方向側面的1、2號應變片，仿真與試驗結果分別相差6.01%和3.75%，符合性也同樣比較好。

4 結論

本文運用ANSYS有限元軟件建立了船用天線罩的有限元模型，在加速度為30 g、脈寬為10 ms的半正弦波沖擊載荷作用下，通過沖擊響應分析，得到天線罩罩頂?shù)募铀俣确逯禐?2.5659 g，與試驗結果基本符合。

天線罩罩體的危險區(qū)主要在根部倒角及夾層結構與實體結構過渡區(qū)域。其中，平動方向側面的過渡區(qū)的應變水平最高，應變峰值為768.45，遠小于材料的失效應變，結構安全可靠，且仿真結果與試驗結果基本符合，進一步驗證了仿真分析的正確性。