基于瞬態(tài)動力學(xué)仿真分析的某艦載發(fā)控儀機(jī)柜抗沖擊設(shè)計(jì)研究?

匡 銳 周海濤 王 迪 常凱程

（1.海軍駐昆明七〇五所軍事代表室 昆明 650101）（2.第705研究所昆明分部 昆明 650101）

1 引言

現(xiàn)代海軍隨著對抗強(qiáng)度的不斷升級，艦艇的設(shè)計(jì)除了考慮進(jìn)攻能力，還需要保證艦艇有一定的抗打擊與反擊能力，因此需要艦載設(shè)備能在強(qiáng)沖擊下保證功能正常。某新型艦載發(fā)控儀與原型號相比設(shè)備重量增加且重心發(fā)生了變化，但機(jī)柜在初樣機(jī)階段仍沿用了原設(shè)計(jì)，通過試驗(yàn)證明該結(jié)構(gòu)抗沖擊性能不足，需進(jìn)行加強(qiáng)設(shè)計(jì)。針對艦載裝置的抗沖擊設(shè)計(jì)在經(jīng)歷了國內(nèi)外各類實(shí)驗(yàn)及理論計(jì)算后，目前最常用的抗沖擊評估方法有三類，分別為靜G法，動態(tài)設(shè)計(jì)分析法（DDAM）和時(shí)域分析法［1］。這三類方法各有優(yōu)缺點(diǎn)，靜G法簡單便捷，但仿真選取的加速度值沒有較準(zhǔn)確的獲得方法，設(shè)計(jì)人員大多通過工程經(jīng)驗(yàn)賦值，這就導(dǎo)致仿真結(jié)果與真實(shí)情況可能偏差較大；DDAM法是應(yīng)用美國海軍通過大量水下爆炸試驗(yàn)總結(jié)出的沖擊譜曲線進(jìn)行的譜分析方法［2］，該方法同樣計(jì)算成本低，但較靜G法有更高的仿真準(zhǔn)確度，在國內(nèi)艦載裝置的抗沖擊設(shè)計(jì)中應(yīng)用最為廣泛［3］；時(shí)域分析法的輸入較為復(fù)雜，需要占用更多的計(jì)算時(shí)間成本，但該方法考慮了非線性因素的影響，能較真實(shí)地反映系統(tǒng)的動力學(xué)特征，同樣在艦船領(lǐng)域有較多應(yīng)用［4］。

瞬態(tài)動力學(xué)分析也是一種常用于仿真物體碰撞、沖擊等瞬時(shí)受力的方法，在機(jī)械結(jié)構(gòu)的沖擊仿真分析領(lǐng)域應(yīng)用廣泛［5］。發(fā)控儀機(jī)柜的抗沖擊優(yōu)化設(shè)計(jì)因?yàn)橛谐鯓訖C(jī)抗沖擊試驗(yàn)的實(shí)際加速度參數(shù)采集，故而能夠更加精準(zhǔn)地得出機(jī)柜受沖擊時(shí)的加速度譜，以此為指導(dǎo)進(jìn)行瞬態(tài)動力學(xué)分析將能更真實(shí)地反映機(jī)柜抗沖擊時(shí)的受力情況，因此本文采用了該方法對機(jī)柜進(jìn)行仿真分析對比優(yōu)化。

2 問題分析與改進(jìn)設(shè)計(jì)

2.1 抗沖擊受力分析

發(fā)控儀在艦內(nèi)的安裝方式如圖1所示，由圖可知，發(fā)控儀機(jī)柜與艦艇并未直接連接，機(jī)柜底部通過四個(gè)角上的隔振器與艦艇甲板連接，機(jī)柜上部的背面同樣有兩個(gè)隔振器與艙壁連接，故而艦艇受沖擊時(shí)垂直沖擊載荷將通過底部隔振器傳遞至機(jī)柜上，橫向搖擺將由背部隔振器進(jìn)行緩沖。本文通過第一次試驗(yàn)采集的機(jī)柜受沖擊時(shí)加速度時(shí)域曲線可知，機(jī)柜受底部錘擊時(shí)，經(jīng)過隔振器緩沖后仍有約30%的沖擊載荷傳遞至機(jī)柜。因此，結(jié)構(gòu)強(qiáng)化的目標(biāo)是確保機(jī)柜結(jié)構(gòu)各部位在受該部分沖擊載荷作用時(shí)應(yīng)力不超過強(qiáng)度極限。

發(fā)控儀柜體為ZAlSi7MgY鋁合金鑄造形成，材料屬性如表1所示。

圖1 發(fā)控儀機(jī)柜柜體安裝示意圖

表1 柜體材料屬性

2.2 抗沖擊分析方法

機(jī)柜受沖擊的問題屬于典型瞬態(tài)動力學(xué)，沖擊時(shí)系統(tǒng)滿足以下關(guān)系：

式中，［K］為剛度矩陣，［R］為阻尼矩陣，［M］為質(zhì)量矩陣，｛u｝為各節(jié)點(diǎn)位移，{u'}即速度，{u''}為加速度，｛P｝為各節(jié)點(diǎn)外作用力，｛I｝為各節(jié)點(diǎn)內(nèi)作用力。由此可知，若不考慮阻尼的衰減作用，某節(jié)點(diǎn)受沖擊時(shí)位移變形量與結(jié)構(gòu)剛度和加速度大小直接相關(guān)，瞬態(tài)動力學(xué)可通過試驗(yàn)時(shí)所得機(jī)柜加速度變化曲線計(jì)算出速度激勵載荷進(jìn)行加載，最終得到應(yīng)力時(shí)變歷程。

機(jī)柜初樣機(jī)沖擊試驗(yàn)時(shí)的加速度變化曲線如圖2所示，經(jīng)積分運(yùn)算后得到機(jī)柜速度激勵載荷曲線如圖3所示，最大速度可達(dá)2.65m/s。

圖2 機(jī)柜加速度變化曲線圖

圖3 柜體速度載荷曲線

根據(jù)GJB1060.1-1991設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，根據(jù)發(fā)控儀機(jī)柜使用環(huán)境、設(shè)備類型及抗沖擊等級，有以下設(shè)計(jì)輸入關(guān)系：

式中，A0為基準(zhǔn)加速度，單位為m/s2；V0為基準(zhǔn)速度，單位為m/s，此基準(zhǔn)是參照各類試驗(yàn)和考慮安全余量后得出的，常作為時(shí)域模擬法仿真計(jì)算的設(shè)計(jì)輸入。ma為設(shè)備參與沖擊響應(yīng)的模態(tài)質(zhì)量。標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定參與分析的設(shè)備模態(tài)質(zhì)量不低于設(shè)備質(zhì)量的80%，包含模態(tài)質(zhì)量大于10%的模態(tài)，故而機(jī)柜模態(tài)總質(zhì)量取為ma=0.3×0.8=0.24（t）。

根據(jù)BV043/85聯(lián)邦德國國防軍艦建造規(guī)范在時(shí)域沖擊模擬分析時(shí)定義的三角波沖擊載荷歷程可求得機(jī)柜基準(zhǔn)速度，通過計(jì)算得A0=2.91（m/s），對比實(shí)測數(shù)據(jù)后證明本文作為仿真輸入?yún)?shù)的速度激勵載荷是合理可信的，通過該參數(shù)計(jì)算得到的機(jī)柜應(yīng)力更接近實(shí)際。

3 仿真模型建立

3.1 機(jī)柜建模與邊界條件

本文瞬態(tài)沖擊的分析模型將考慮機(jī)柜抽屜端面對柜體剛度的影響以及各層質(zhì)量對柜體慣性的影響，將柜體各層內(nèi)部設(shè)備質(zhì)量以質(zhì)點(diǎn)的形式加載到兩側(cè)滑道上，在隔振器支撐位置施加對應(yīng)固定約束，垂直方向施加速度激勵載荷。材料屬性按表1賦值，采用四面體+六面體的網(wǎng)格劃分形式，底部基座附近區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，模型如圖4。

圖4 機(jī)柜建模與參數(shù)設(shè)定

3.2 模態(tài)分析與改進(jìn)設(shè)計(jì)措施

模型建立完成后先進(jìn)行了1～14階的模態(tài)分析，通過研究模態(tài)振形，確定機(jī)柜底部與側(cè)板對隔振器支撐部位傳遞的垂直方向的沖擊載荷較敏感，在柜體底部受到垂直方向較寬頻帶的沖擊載荷時(shí)，柜體底部振動和動應(yīng)力會較大。而初樣機(jī)試驗(yàn)時(shí)產(chǎn)生的裂紋也確實(shí)分布在兩側(cè)接近底面處（如圖5）。因此判定，對該區(qū)域進(jìn)行局部結(jié)構(gòu)加強(qiáng)可有效提高機(jī)柜抗沖擊性能。

針對該薄弱區(qū)域進(jìn)行以下加強(qiáng)：

1）增大加強(qiáng)筋的寬度，提高各板面的固有頻率，尤其要加強(qiáng)柜體底面加強(qiáng)筋尺寸。

2）增大底部四個(gè)隔振器安裝面的厚度。

3）由于柜體頂部和底部面板垂直方向的剛度較小，因此板上增設(shè)加強(qiáng)筋。

4）兩側(cè)板底部應(yīng)力水平明顯高于其余區(qū)域，因此增設(shè)加強(qiáng)筋。

圖5 機(jī)柜模態(tài)甄型分析

4 仿真分析及結(jié)果對比

4.1 原結(jié)構(gòu)瞬態(tài)動力學(xué)仿真結(jié)果

按圖3所示時(shí)間-速度曲線對機(jī)柜進(jìn)行瞬態(tài)動力學(xué)計(jì)算獲得0.13s內(nèi)柜體受沖擊載荷作用下的動應(yīng)力變化如圖6所示，可知柜體在沖擊載荷作用下，最大應(yīng)力間歇性的出現(xiàn)極值。

圖6 最大應(yīng)力時(shí)變歷程

由圖可知第三個(gè)最大應(yīng)力波峰是柜體受力最大的時(shí)刻，此時(shí)的應(yīng)力分布及應(yīng)力最大位置如圖7所示。第一個(gè)波峰在2.5ms，最大應(yīng)力為377MPa，出現(xiàn)在底層抽屜板與柜體之間的連接處。排除應(yīng)力集中的影響，該區(qū)域受力水平已達(dá)到材料屈服極限，說明原設(shè)計(jì)確實(shí)抗沖擊性能裕度不足。

4.2 新設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)瞬態(tài)動力學(xué)仿真結(jié)果

新設(shè)計(jì)機(jī)柜按3.2節(jié)所述進(jìn)行加強(qiáng)設(shè)計(jì)后，機(jī)柜總重量由原來的300kg增加到345kg，由于原機(jī)柜在仿真分析后發(fā)現(xiàn)應(yīng)力多集中于螺栓附近，故而在新機(jī)柜仿真模型建立時(shí)將抽屜面板與柜體通過安裝螺釘以非滑移和非分離的接觸形式進(jìn)行耦合。

圖7 原機(jī)柜仿真結(jié)果

按相同的時(shí)間-速度激勵譜進(jìn)行仿真計(jì)算后得到圖8所示結(jié)果。應(yīng)力云圖顯示，機(jī)柜在0.0027s時(shí)應(yīng)力達(dá)到峰值，最大應(yīng)力出現(xiàn)在底層抽屜與柜體連接螺釘處，最大應(yīng)力僅131MPa，相鄰區(qū)域應(yīng)力水平也在100MPa以下，按最大應(yīng)力值計(jì)算，與機(jī)柜材料的屈服極限σ0.2=245MPa比較后得出，新設(shè)計(jì)機(jī)柜安全系數(shù)α=1.87，說明加強(qiáng)設(shè)計(jì)后發(fā)控儀機(jī)柜抗沖擊性能完全滿足國軍標(biāo)相關(guān)要求。

5 結(jié)語

本文就某艦載發(fā)控儀抗沖擊強(qiáng)度不足的問題進(jìn)行了抗沖擊性能研究，通過瞬態(tài)動力學(xué)仿真分析確認(rèn)了原結(jié)構(gòu)強(qiáng)度裕度不足的部位進(jìn)行了針對性的加強(qiáng)，而后對強(qiáng)化后結(jié)構(gòu)再次進(jìn)行仿真分析對比，確認(rèn)了結(jié)構(gòu)優(yōu)化的有效性，最終新機(jī)柜成功通過了抗沖擊試驗(yàn)，證明了本文的設(shè)計(jì)方法的有效性。通過本文的研究，得出以下結(jié)論：

1）通過實(shí)測加速度數(shù)據(jù)所得的時(shí)間-速度譜加載的機(jī)柜瞬態(tài)動力學(xué)分析可以較真實(shí)地反映機(jī)柜受沖擊時(shí)的瞬態(tài)受力情況。

2）柜體改進(jìn)前后，應(yīng)力較大部位均為柜體前端兩側(cè)底部位置，主要原因?yàn)楣耋w重心位置靠近前端，因此承受的慣性力更大，仿真結(jié)果與實(shí)際受力情況相符，證明仿真計(jì)算時(shí)將機(jī)柜內(nèi)部重量以質(zhì)點(diǎn)的方式進(jìn)行處理的方法可用于抗沖擊仿真分析。

圖8 改進(jìn)后的新機(jī)柜仿真結(jié)果

3）發(fā)控儀柜體整體應(yīng)力水平經(jīng)過結(jié)構(gòu)改進(jìn)后均有加大幅度降低，最終的抗沖擊試驗(yàn)結(jié)果成功證明了應(yīng)用本文方法改進(jìn)的樣機(jī)滿足國軍標(biāo)GJB1060.1-91規(guī)定之抗沖擊設(shè)計(jì)要求，結(jié)構(gòu)安全。