艦艇抗沖擊試驗自由場壓力傳感器布放機構設計分析

高浩鵬

中國人民解放軍91439部隊，遼寧大連116041

0 引 言

艦艇及設備抗沖擊性能［1-2］作為艦艇自身抗損能力的重要體現，越來越受到各國的重視，特別是通過實船抗爆抗沖擊試驗［3］對艦艇及設備性能進行考核，已成為各國海軍武器裝備定型的一個重要環節。美國等西方國家已經完成了多型實船海上爆炸試驗，建立了全面的系統試驗方法及評估標準［4-5］等。在實船抗爆抗沖擊試驗中，對船體及船上設備的位移、速度、加速度、應變等參數進行測量，是其性能考核的一個重要方面［6-7］；同時，測量船體在水中所處位置的自由場壓力，可以直觀反映水中爆炸作用于船體的能量大小，可為評估船體及設備的毀傷程度奠定基礎［8-9］，因此，該測量也是爆炸測量中必不可少的環節。

在實船水中抗爆抗沖擊試驗中，在對自由場壓力進行測量時［10］，要求傳感器懸布于水中一定深度，被試驗艦艇處于靜止或運動狀態，同時還要保護傳感器線纜。目前，我國針對自由場壓力傳感器的布放與回收的研究較少，且主要局限于艦艇靜態抗沖擊試驗。本文擬重點針對艦艇在運動狀態時的抗沖擊試驗，同時兼顧艦艇靜態抗沖擊試驗，基于計算多體動力學理論，結合計算流體力學及有限元法，提出一種結構簡單、性能可靠且實用的自由場壓力傳感器布放機構設計方法，該布放機構能提高傳感器布放效率與測量精度，降低操作人員在舷側布放傳感器時出現跌落的風險，可為實船在抗爆抗沖擊試驗中自由場壓力的測量奠定一定基礎。

1 設計依據及方法

在艦艇抗爆抗沖擊試驗測量中，測量艦船周圍自由場壓力可為毀傷評估提供依據。同時，船體舷側多個測點都需要進行自由場壓力的測量，可通過時差法確定爆源與船體的相對位置。試驗時，主要測量船體迎爆面和背爆面的若干個點，這些測點應在兩舷均勻分布。在布放自由場壓力傳感器時，要求傳感器敏感面的法線方向垂直于沖擊波運動方向，傳感器應保持固定，且需要保護與之連接的電纜。本文在設計布放機構時，主要是依據傳感器的布放要求來確定其性能，整個設計過程是基于虛擬樣機技術，特點是以工程設計和科學問題為背景建立計算模型，并進行計算機仿真分析，以使復雜的設計過程簡單化和層次化。其主要過程為三維幾何實體建模、有限元分析和多體動力學分析等。在樣機結構設計的基礎上，重點對布放桿件的水動力學進行計算。

2 布放機構的多體動力學建模

計算多體系統動力學［11］主要是指用計算機數值手段來研究機械系統的靜力學分析、運動學分析、動力學分析以及控制系統分析的理論和方法。

2.1 幾何實體建模

建立布放機構的幾何模型是通過參數化的三維建模軟件來實現的，即將模型的所有尺寸定義為參數形式，當修改參數的數值時，在系統模型拓撲關系保持不變的情況下，幾何大小和相對比例將隨著參數的修改而變化。布放機構主要由安裝基座、布放桿件、桿件推放與回收架、桿件固定架等部件組成，其中，安裝基座主要用于支撐整個布放機構，布放桿件用于固定和保護傳感器及連接電纜，桿件推放與回收架用于布放桿件的布設與回收，桿件固定架用于固定及保護布放桿件，配重用于平衡布放桿件。主要零部件及裝配體的幾何模型圖如圖1所示。

圖1 布放機構主要零部件及裝配體的幾何模型圖Fig.1 Laying mechanism geometric model of main parts and assembly

2.2 多體動力學建模及分析

多體動力學建模選取全局坐標作為裝配的基準參考，在裝配過程中，需注意裝配順序，以便于模型的修改和優化。根據研究對象，在建立多剛體模型時將所研究的對象分別單獨作為剛體，其余的整體作為一個剛體來研究。將整個布放機構簡化為由安裝基座、桿件推放與回收架、桿件固定架、布放桿件等剛體組成。布放機構的多體系統動力學模型如圖2所示。

在該模型中，主要涉及到固定副、旋轉副、滑移副、運動驅動等邊界條件，布放桿件與圖1（c）之間通過旋轉卡扣固定，圖1（c）與圖1（b）之間通過旋轉副連接，圖1（b）與圖1（a）之間通過滑移副連接。傳感器布放過程為：傳感器及線纜穿過布放桿件并將傳感器固定在布放桿件的一端，布放桿件通過旋轉卡扣固定在桿件固定架上；將桿件推放與回收架推出舷外，旋轉桿件固定架至適當位置并固定在桿件推放與回收架上；旋轉桿件推放與回收架使傳感器入水，并將旋轉桿件推放與回收架固定在安裝基座上。傳感器回收過程的步驟與布放過程相反。通過多體動力學分析，發現整個布放機構設計合理，在船舷邊上便于操作，不存在干涉等問題。在此基礎上，影響整個布放機構性能的主要因素是布放桿件入水后的阻力與布放桿件的強度問題。

圖2 布放機構多體動力學模型Fig.2 Multi-body dynamics model of laying mechanism

3 布放桿件的水動力學計算

布放桿件的水動力學計算主要是分析布放桿件的截面形狀與尺寸、入水深度等影響因素。

3.1 計算流體動力學基本理論

在常溫下，圓柱繞流存在不可壓縮、無傳熱過程等流動問題，其控制方程主要為連續性方程和動量守恒方程，張量形式的表達式分別如下［12］：

式（1）和式（2）為通用的瞬態 Navier-Stokes（N-S）方程。式中：ρ為流體密度；x為流體的位移；u為流體速度；p為流體壓力；μ0為流體運動粘性；f為流體的體積力；下標i，j，k表示方向（i，j，k=1，2，3）；δij為單位張量，其表達式為

N-S方程的非線性使得要采用解析法精確描寫與時間、空間相關的湍流細節非常困難，本文將主要通過數值方法進行建模求解。

3.2 流體動力學建模

計算對象為位于船體舷側并垂直于水中的柱體，其總長為4～6 m，入水長度為2～4 m，位于空氣中的長度為2 m，直徑為20～60 mm，上端面與艦體固定，距離舷側約0.5 m，艦船的航行速度為6～10 kn。其示意圖如圖3所示。

圖3 計算對象示意圖Fig.3 The diagram of analysis objects

由于立柱的直徑相對較小，故忽略船體干擾的影響。計算水動力時，將其簡化為在敞水中航行，計算區域為長方體，如圖4所示，區域總長12 m，高度10 m，寬度1 m，立柱位于區域中部靠前處，距離入口3.0 m，距離左、右側面0.5 m。水面設置為距離流域頂部2.0 m。

圖4 計算流域Fig.4 The computational fluid domain

邊界條件設置：入口速度沿邊界法向進入流域，大小等于航速；出口壓力在水線以下按靜水壓力變化；立柱表面設置為無滑移的光滑物面；其余表面設置為光滑對稱面。

流體區域的離散采用剪切型網格，主要為六面體單元。流動區域的網格離散如圖5（a）所示，網格總數為182萬。在立柱表面、水面等位置處進行網格加密，在水線處沿垂向進行網格加密，網格尺寸為4 mm。立柱表面上的網格尺寸為4 mm，如圖5（b）所示，沿法線方向設置邊界層。

圖5 流體計算網格圖Fig.5 The computational grid of fluid

3.3 計算結果分析

3.3.1 截面形狀的影響

計算4種立柱截面形狀對阻力的影響。為便于對比，在計算過程中，立柱長度均取單位長度，且忽略自由液面的影響。截面形狀及尺寸如圖6所示。

其中，圓柱形截面的直徑為30 mm；橢圓截面的長軸為60 mm，短軸為30 mm，長軸方向為流動方向；簡化翼形厚度為30 mm，長度為60 mm，其中最大厚度前部分為圓弧形，直徑為30 mm，最大厚度后部分沿流動方向光順過渡；參照機翼理論，NACA 0020標準翼形弦長為150 mm，最大厚度為30 mm。

圖6 不同截面形狀及尺寸Fig.6 Different section shapes and sizes

計算不同截面形狀在靜水航速為6，8和10 kn下的阻力，所得單位長度的立柱阻力如表1所示。

表1 不同截面形狀對阻力的影響Table 1 Effect of different section shapes on fluid resistance

從表1中可以看出，在截面厚度相同的情況下，NACA 0020標準翼形截面的阻力最低，簡化翼形的阻力次之，圓形截面的阻力最大。相對于圓形截面，在3種靜水航速下，NACA 0020翼形的阻力可降低48.8%，簡化翼形的阻力可降低35.1%～38.2%，橢圓截面的阻力可降低21.6%～23.4%。

圖7和圖8所示為10 kn航速時不同截面附近的速度場和壓力場云圖。由速度場云圖可以看出，由于圓柱截面在流動方向上的突變性，在其后方形成了速度大幅降低的流動滯留區，在該區域內發生了流動分離現象，而采用簡化翼形或NACA 0020標準翼形剖面則可使流動變得光順，可減少流動分離的發生。由壓力云圖同樣可以看出，采用簡化翼形或NACA 0020標準翼形可使壓力沿流動方向變得平緩，從而減少了因流動分離而導致的壓差阻力，這也是采用翼形降低阻力的主要原因。

盡管橢圓、簡化翼形和NACA 0020標準翼形截面都可使阻力較大幅度地降低，但此時是假設流動方向與截面長軸（弦長）方向絕對一致，但在實際使用過程中，受安裝誤差、船體表面曲度及船體搖蕩運動的影響，難以做到來流方向與截面長軸（弦長）方向完全一致，此時，就會導致一定攻角發生，從而使流動性不對稱。

圖7 當速度為10 kn時截面附近速度場云圖Fig.7 The velocity field contours near section at 10 kn

圖8 當速度為10 kn時截面附近壓力場云圖Fig.8 The pressure field contours near section at 10 kn

3.3.2 截面直徑的影響

針對圓形截面對來流方向不敏感，以及在工程應用中更易于實現的特性，在基于假設為圓形截面的基礎上，開展截面直徑變化對阻力的影響研究。截面直徑的變化范圍為25～45 mm，阻力隨截面直徑變化的曲線如圖9所示。從圖9中可以發現，在相同速度下，隨著截面直徑的增加，阻力也隨之增大。當截面直徑小于35 mm時，阻力隨直徑的變化相對平緩，而當直徑大于35 mm時，阻力隨著直徑的增加迅速增大，尤其是當靜水航速為10 kn時，該規律更為顯著。因此，從阻力的角度考慮，建議盡量采用直徑小于或等于35 mm的圓管。

圖9 阻力隨截面直徑的變化Fig.9 The variation of fluid resistance with diameter

3.3.3 入水深度的影響

針對外徑為30 mm的直管，考慮存在自由液面的影響，計算阻力在不同靜水航速下隨入水深度的變化情況。阻力隨入水深度變化的曲線如圖10所示。由圖10可以看出，阻力隨入水深度的變化基本上呈線性變化，即阻力隨入水深度的增加而線性增大。因此，在估算其他入水深度下的阻力值時，可采用線性插值法進行計算。

圖10 阻力隨入水深度的變化Fig.10 The variation of fluid resistance with water depth

4 布放桿件的強度分析

4.1 布放桿件材料及尺寸分析

在相同結構設計的基礎上，不同材料的布放桿件在同種工況下會有不同的動態力學響應。本文在研究過程中對普通鋼管、白鋼管、鈦合金管、鋁合金管、碳纖維管及玻璃鋼管等材料予以了分析，綜合考慮材料性能、加工工藝、成品型材尺寸與結構，以及價格等因素，主要選取白鋼和碳纖維這2種材料進行分析計算。白鋼和碳纖維材料的參數如表2所示。

表2 白鋼和碳纖維材料參數Table 2 The material parameters of high speed steel and carbon fiber tube

4.2 布放桿件強度分析

4.2.1 模態分析

由模態分析，可以得到結構的固有屬性，圖11所示為布放桿件長度為4 m時自由模態振型圖。從圖11中可以發現，白鋼管和碳纖維管的前三階低頻模態振型都是彎曲振型，即布放桿件在受水流作用后主要是彎曲變形。對比同階彎曲振型的白鋼管和碳纖維管，發現碳纖維管的固有頻率約為白鋼管的2.3倍，由于船體與水的相對速度較低，因此，白鋼管較碳纖維管更容易產生共振。另外，還分析了在不同長度和約束條件下2種材料管件的模態，結果與自由模態的基本一致。

圖11 布放桿件自由模態振型Fig.11 The mode shape of laying truss

4.2.2 響應分析

針對外徑為30 mm、管壁厚度均為4 mm的白鋼管和碳纖維管，計算了入水深度為2 m時不同靜水航速下的最大應力及位移值，結果如表3所示。圖12列出了在10 kn靜水航速下碳纖維管入水深度為2 m時的應力云圖及位移峰值云圖。由表3和圖12中可以看出，在相同工況下，碳纖維管的應力及位移最大值均小于白鋼管的最大值，雖然應力峰值差異不大，但因碳纖維管的強度較高，故在相同工況下，碳纖維管的響應較小；靜水航速對應力及位移峰值的影響較大，隨著靜水航速的增大，應力和位移的峰值增大較快。

表3 最大應力及位移峰值對比表Table 3 Comparison of maximum stress and displacement peak values

圖12 碳纖維管應力及位移峰值云圖Fig.12 The stress and displacement peak values contours of carbon fiber tube

5 結 論

根據上述建模、計算及分析，得出以下主要結論：

1）通過多體動力學分析，整個布放機構設計合理，在考慮安全的情況下可操作性強。

2）對于布放桿件，在相同截面厚度的情況下，采用翼形截面可大幅降低阻力，但若計入偏航，則不宜采用升/阻比較大的NACA 0020翼形，因為此時升力在小角度偏航的情況下沿垂直流動方向會大幅增加。

3）考慮到實際航行過程中艦船搖蕩、洋流及船體的干擾，布放桿件建議采用方向性不強的圓形截面或具備一定流動改善能力的簡化翼形截面。

4）當布放桿件截面直徑增大時，阻力也隨之增大，當直徑大于35 mm時，阻力隨直徑的增加迅速增大。因此在設計方案時建議選擇直徑小于等于35 mm的圓管，同時還需考慮結構強度。

5）布放桿件阻力隨入水深度的增加基本呈線性增大的趨勢，若需要估算其他深度下的阻力，可采用線性插值法。

6）在尺寸相同的情況下，碳纖維的結構強度性能優于白鋼，同時碳纖維管的質量小于白鋼管，在海上易于操作，但碳纖維管的可塑性、規格多樣性不如白鋼管，且價格也高于白鋼管。