基于動態設計分析方法的艦載魚雷發射裝置抗沖擊特性研究

何佳磊，周　川，周寧波，段　浩

（中國船舶重工集團 第705研究所昆明分部，云南 昆明，650118）

基于動態設計分析方法的艦載魚雷發射裝置抗沖擊特性研究

何佳磊，周川，周寧波，段浩

（中國船舶重工集團 第705研究所昆明分部，云南 昆明，650118）

艦船設備和系統的抗沖擊能力是決定艦船戰時生命力強弱的重要因素。該文采用艦艇三聯裝魚雷發射裝置模態試驗與有限元綜合建模技術，在Ansys Workbench中建立了發射裝置抗沖擊有限元分析模型，借鑒美國海軍用以考核艦船設備抗沖擊性能的動態設計分析方法（DDAM），結合國軍標GJB1060設計發射裝置沖擊輸入譜，對其進行抗沖擊特性仿真計算，以考核發射裝置的抗沖擊性能。仿真結果表明，在發射裝置轉臺瓦板處，發射裝置橫向沖擊位移響應及Von Mises應力均為最大，但其最大Von Mises應力均沒有超過材料的屈服強度。在材料的許用應力范圍內，橫向、縱向、垂向抗沖擊性能均滿足艦船甲板設備抗沖擊考核要求。

魚雷發射裝置； 動態設計分析方法； 模態試驗； 抗沖擊

0　引言

隨著現代海戰的日益激烈，艦艇在作戰中不可避免地會遭到來自空中、水面和水下的打擊。水面艦艇受到來自水下常規武器的攻擊主要有水雷、魚雷及深水炸彈等。有時，盡管艦艇殼體的水密性沒有受損，但是由于艦載設備在強沖擊下喪失功能，也會導致艦艇失去戰斗力［1］。因此，艦艇設備和系統的抗沖擊能力是決定艦艇戰時生命力強弱的重要因素之一［2］，艦艇設備抗沖擊能力已成為艦艇整體抗沖擊能力的重要指標。因此，各海軍強國均制定了艦艇設備抗沖擊標準，規范艦艇設備的設計、制造和驗收等全過程，以提高艦艇抗非接觸爆炸的能力。

為保證三聯裝魚雷發射裝置在艦艇遭受非致命攻擊時，能可靠地發射魚雷進行反擊，魚雷發射裝置自身要具有一定的抗沖擊性能。按照我國和美國海軍標準，艦艇三聯裝魚雷發射裝置屬于A 級設備，該類設備在受沖擊前后性能應無顯著變化，且不會對人員和其他A 級設備造成破壞。為達到以上目標，必須對其抗沖擊特性進行考核和評估。目前，國內外常用的艦艇設備抗沖擊性能考核方法有靜態等效法（靜G法）、動態設計分析法（dynamic design analysis method，DDAM）和時域模擬法［3］。DDAM是美國海軍用于考核艦艇設備抗沖擊能力的手段之一，該方法建立在大量的水下爆炸試驗數據基礎之上，應用經驗公式確定設計譜值大小，是一種方便、實用的工程技術。

文中采用魚雷發射裝置模態試驗與有限元綜合建模技術，在Ansys Workbench中精確建立發射裝置抗沖擊有限元分析模型； 使用DDAM方法，并結合國軍標GJB1060考核了發射裝置橫向、縱向以及垂向的抗沖擊性能。

1　DDAM的基本原理

DDAM理論起源于地震工程的沖擊響應譜方法。該理論發展于上世紀60年代，是一種正則模態響應分析法，用于分析艦船設備線性結構的最大動態響應。DDAM將設備沖擊輸入以設計沖擊譜來表示，并對模型進行模態分析，對模態結果使用美國海軍實驗室組合（Naval research laboratory sum，NRL）方法進行合成，求得所分析系統的沖擊響應。此外，DDAM考慮了艦船設備的彈性基礎對沖擊譜的譜跌效應，并且將譜跌體現在設計譜值中。目前，DDAM是很多國家艦船設備抗沖擊性能考核的主要方法。DDAM基本原理與應用反應譜方法計算結構的峰值反應相同，只是其設計譜值是依據經驗公式，考慮了設備載體、設備的安裝位置、模態質量、沖擊考核方向等因素而選取輸入譜值。在應用DDAM時，模態質量是其核心概念之一。

通過模態疊加原理，可以推導出模態質量的概念及物理意義［4］。

式中:nΓ為振型參與系數，表示第n階振型對系統反應參與的程度；Mn*為基底剪力有效振型質量，簡稱為有效質量，是與基底剪力相關的物理概念。基底剪力有效振型質量的定義與DDAM中模態質量的定義相同，因此模態質量的概念是表征基底剪力的物理概念。

第n階振型引起的反應

在DDAM計算中，利用式（2）計算各階振型峰值，再選取振型組合方法（square root of the sum of the squares，SRSS）、完全二次項組合（complete quadratic combination，CQC）和NRL等振型組合規則，一般情況下，選取CQC組合來估算結構總反應的峰值。

2　魚雷發射裝置抗沖擊有限元分析模型

有限元分析理論及其工程應用經驗表明，結構有限元分析結果很大程度上取決于所建立結構模型的準確性。為了保證魚雷發射裝置抗沖擊有限元分析達到標準要求的精度，所建立的發射裝置沖擊有限元模型首先要有足夠的力學準確性，其次計算模型應有較高的仿真計算效率。

因此，文中采用魚雷發射裝置原型結構模態試驗分析與有限元綜合建模技術，精確建立發射裝置抗沖擊有限元分析模型。首先，基于比利時LMS Test.Lab錘擊法模態試驗系統進行發射裝置結構的振動實驗模態分析，獲取發射裝置結構的振動固有模態信息（固有頻率、固有振型、模態質量和阻尼比）； 然后在ANSYS Workbench多物理場協同CAE仿真平臺中建立發射裝置結構的抗沖擊分析的有限元模型； 最后通過對有限元模型進行模態分析，并與實驗模態結果進行對比，不斷修正有限元模型，比如有限元模型裝配結合部動力學接觸類型、零部件簡化程度等。

2.1魚雷發射裝置結構的有限元分析模型

魚雷發射裝置抗沖擊有限元分析模型采用Solid Edge軟件進行結構幾何3D建模，并導入ANSYS Workbench完成有限元前處理及仿真分析。發射裝置結構有限元模型中的主要結構尺寸與產品尺寸精確一致； 分析模型僅對工藝孔、螺栓孔及其工藝臺等非主要動力學局部結構進行動力學等效簡化處理。幾何模型動力學等效簡化遵循2條基本原則: 1） 不改變模型的基本力學特征； 2）簡化后模型質量及網格劃分質量應有明顯改善。

發射裝置抗沖擊分析3D幾何模型如圖1（a）所示，有限元分析網格模型如圖1（b）所示。發射裝置結構有限元網格主要采用六面體為主和自動劃分的網格劃分方式，并對復雜局部進行網格細化，如轉臺、瓦板以及軸承等零部件及結合區域。

圖1　魚雷發射裝置抗沖擊分析3D幾何模型和有限元網格模型Fig. 1　Three-dimensional geometric model and finite element mesh model of a torpedo launcher used for anti-shock analysis

為了降低發射裝置有限元分析時間和計算的復雜程度，在保證分析精度的前提下，對發射裝置轉臺回轉軸承的滾動體進行了等效簡化。轉臺回轉軸承及滾動體簡化模型如圖2所示。滾動體采用等直徑圓環（滾動體簡化模型見圖2箭頭所示）力學等效簡化處理。

最后，發射裝置整體結構總質量為1 447.6 kg，有限元模型總質量為1 450 kg，模型質量誤差為0.17%，有限元單元數為258 763，網格節點數為604 512。

圖2　轉臺回轉軸承及有限元簡化模型Fig. 2　Turntable rotary bearing and its simplified finite element model

圖3　發射裝置主要零部件裝配面接觸面設置示意圖Fig. 3　Schematic of assembly surface for major parts of a torpedo launcher

2.2魚雷發射裝置有限元模型裝配接觸面設置

魚雷發射裝置有限元模型為一復雜裝配體，在其有限元動力學建模中發現該模型零部件間的裝配接觸面接觸關系對其分析精度有較大影響。因此，文中基于原型結構實驗模態分析結果，對有限元模型進行裝配結合部接觸特性調整修改，不斷提高有限元分析精度。發射裝置主要零部件裝配面接觸采用完全綁定和不分離2類線性接觸特征設置（見圖3（a）和（b）），以模擬焊接和螺栓連接面等裝配結合部的力學約束狀況。其中，轉臺瓦板與管體裝配接觸面、回轉軸承滾動體與內、外圈等接觸面采用不分離接觸設置，其余裝配結合面均為綁定接觸設置。建模時，三聯裝發射管之間的實際連接方法與實際產品中發射管間的連接方法相同； 同時，有限元模型與艦艇甲板間的約束方式與實際產品安裝方式一致。

3　魚雷發射裝置抗沖擊有限元分析

3.1抗沖擊分析輸入譜設計

依據國軍標GJB 1060.1-91《艦船環境條件要求-機械環境》5.7節中“動力學分析”規定，魚雷發射裝置屬于水面艦艇甲板安裝的甲類設備，其設計沖擊加速度和沖擊速度值的計算公式分別為

式中: ma為發射裝置整體結構的模態質量，A0為設計沖擊標稱加速度，V0為設計沖擊標稱速度。根據國軍標GJB 1060.1-91規定的甲板部位彈性設計規范，ma取發射裝置總質量（1.45 t）的80%，垂向、橫向、縱向抗沖擊分析的設計加速度、速度值如表1所示。

表1　魚雷發射裝置抗沖擊分析輸入譜設計值Table 1　Design values of input spectrum for anti-shock analysis of a torpedo launcher

另外，根據國軍標GJB 1060.1-91 中5.7.4危險區域的確定”一節所規定: 若采用頻率計算確定危險區域（即在沖擊載荷作用下可能破壞的區域或部件）時，水面艦艇甲類及丙類設備彈性設計動力學分析系統的截止頻率fc為

其中，z?a為分析系統最高振動模態的模態質量，一般取分析系統總質量的10%。針對發射裝置分析系統，按其總質量1.45 t的10%計算得到的動力學系統分析截止頻率fc為122.75 Hz。通過發射裝置模態分析得知，其前3階模態頻率最高為106.94 Hz。因此，發射裝置抗沖擊分析截止頻率fc覆蓋了前3階振動模態垂向、橫向和縱向動力學沖擊疊加響應。根據國軍標GJB1060.1-91規定的一維DDAM，結合表1的輸入譜設計值，魚雷發射裝置垂向沖擊設計輸入譜如圖4所示，橫向、縱向的沖擊設計輸入譜類似。

圖4　發射裝置垂向沖擊設計輸入譜Fig. 4　Design input spectrum of a torpedo launcher in vertical direction shock

3.2抗沖擊仿真分析及評價

魚雷發射裝置一維DDAM抗沖擊仿真分析主要基于Ansys Workbench的響應譜分析技術，發射裝置轉臺底部采用模擬裝艦工況的固定約束。根據3.1節中抗沖擊分析輸入譜，分別對發射裝置進行垂向、橫向、縱向加載，沖擊輸入譜通過約束邊界施加于發射裝置結構； 沖擊響應譜采用CQC算法，計算得到發射裝置垂向、橫向、縱向3個方向上的沖擊響應。經分析發現，發射裝置分別在垂向、橫向、縱向沖擊作用下，在發射管后蓋處出現了Von Mises應力奇異點，最大值為330.54 MPa。分析原因是由于沖擊輸入均勻化處理及單元網格自身應力集中等問題，該點單元應力與周圍單元應力有非線性突變，因而在抗沖擊分析中應依據力學漸變原則忽略此類單元的應力。因此，剔除應力奇異點后，發射裝置最大Von Mises應力均出現在轉臺瓦板面上，具體應力值和位置如表2所示。

圖5（a）、（b）、（c）分別為發射裝置在垂向、橫向、縱向沖擊作用下，整體Von Mises應力分布云圖。圖5（d）、（e）、（f）分別為發射裝置在垂向、橫向、縱向沖擊作用下，轉臺瓦板面局部Von Mises應力云圖及最大應力發生位置。一維DDAM發射裝置抗沖擊有限元仿真分析結果表明: 1） 三向一維沖擊譜加載工況下發射裝置結構沖擊響應應力主要集中于轉臺、發射管體、上管托架以及管體瓦板連接螺栓。2） 在垂向沖擊譜加載工況下，發射裝置轉臺瓦板支撐弧面最大Von Mises應力為191.9 MPa； 轉臺底部支撐筋最大應力接近100 MPa； 下管Von Mises應力<55 MPa； 管體與瓦板連接螺栓Von Mises應力<83.9 MPa。

表2　魚雷發射裝置三向一維DDAM法沖擊響應最大Von Mises應力值及位置Table 2　Maximum von Mises stress of shock response and its position in a torpedo launcher in three directions by using dynamic design analysis method（DDAM）

圖5　發射裝置在3個方向沖擊作用下的整體應力及最大應力分布圖Fig. 5　Overall stress and maximum stress distribution in a torpedo launcher under the shock in three directions

3） 在橫向沖擊譜加載工況下，發射裝置轉臺瓦板支承弧面外側邊緣最大Von Mises應力為224.2 MPa； 下管體Von Mises應力＜65 MPa； 管體與瓦板連接螺栓Von Mises應力＜51.3 MPa； 上管托架應力＜77.4 MPa。

4） 在縱向沖擊譜加載工況下，發射裝置轉臺瓦板面最大Von Mises應力為91.5 MPa（與垂向沖擊最大應力位置相同）； 下管體Von Mises應力<40 MPa； 管體瓦板連接螺栓Von Mises應力<30 MPa； 上管托架應力<10 MPa。

5） 從沖擊響應Von Mises應力分析結果來看，發射裝置整體結構沖擊應力以垂向和橫向為主，縱向沖擊應力次之。

由于轉臺及瓦板的材料屈服強度為300 MPa，發射管、管體連接架、腹條、腹板的材料屈服強度為315 MPa，管體瓦板連接螺栓的材料屈服強度為1 080 MPa。因此，發射裝置在垂向、橫向、縱向沖擊作用下，各零部件結構的最大Von Mises應力均沒有超過材料的屈服強度，滿足國軍標GJB1060.1-91規定的抗沖擊設計要求，發射裝置結構安全。

4　結束語

文中使用魚雷發射裝置模態試驗與有限元綜合建模技術，建立了發射裝置抗沖擊有限元分析模型； 以Ansys Workbench的響應譜分析技術為基礎，使用DDAM方法對艦艇魚雷發射裝置進行了抗沖擊仿真分析。仿真結果表明: 在三向一維設計沖擊載荷作用下，發射裝置重點考核對象（即轉臺、瓦板、發射管體和管體瓦板連接螺栓）滿足國軍標GJB1060.1-91規定的抗沖擊設計要求，發射裝置結構安全； 發射裝置結構最大沖擊應力均集中于轉臺零件； 其中，轉臺瓦板支承面四角邊緣以及轉臺局部支承筋沖擊響應應力數值較大，可考慮對轉臺進行抗沖擊結構改進優化設計； 從沖擊響應Von Mises應力分析結果來看，發射裝置整體結構沖擊應力以垂向和橫向為主，縱向沖擊應力次之。因此，今后對發射裝置進行結構抗沖擊設計時，應重點考慮三向均衡抗沖擊設計。

［1］汪玉，華宏星.艦船現代沖擊理論及應用［M］. 北京: 科學出版社，2005.

［2］劉建湖. 艦船非接觸水下爆炸動力學的理論與應用［D］.無錫: 中國船舶科學研究中心，2002.

［3］國防科學技術工業委. GJB106011291艦船環境條件要求機械環境［S］. 北京: 國防科學技術工業委會，1991.

［4］喬普拉. 結構動力學理論及其在地震工程中的應用［M］.第2版. 謝禮立，呂大剛，譯. 北京: 高等教育出版社，2007.

（責任編輯: 許妍）

Research on Anti-Shock Capability of Shipborne Torpedo Launcher Based on Dynamic Design Analysis Method

HE Jia-lei，ZHOU Chuan，ZHOU Ning-bo，Duan Hao
（Kunming Branch of the 705 Research Institute，China Shipbuilding Industry Corporation，Kunming 650118，China）

The anti-shock capability of marine equipment and system is an important factor in determining the vitality of a ship in wartime. Based on the modal test for shipborne torpedo triple launcher and the finite element modeling technology，we establish a finite element analysis model of the launcher to investigate its anti-shock capability. In terms of the dynamic design analysis method（DDAM），with which American navy assess the anti-shock capability of marine equipment，we design launcher shock input spectrum according to the GJB1060 Standard to simulate and assess the anti-shock capability of the triple torpedo launcher. Simulation results demonstrate that on the turntable tile plate the maximum shock response displacement and the maximum Von-Mises stress appear in transverse direction，but the max transverse Von-Mises stress is less than the yield strength of material. The transverse，longitudinal and vertical anti-shock capabilities meet the requirements of the ship anti-shock assessment.

torpedo launcher； dynamic design analysis method（DDAM）； modal test； anti-shock capability

TJ635

A

1673-1948（2015）02-0139-06

2014-07-28；

2014-09-20.

何佳磊（1990-），男，在讀碩士，主要研究方向為魚雷發射技術.