一种优化大型浮动冲击平台输入环境的斜挡板结构设计

2019-06-21冯麟涵韩璐杨勇史少华

中国舰船研究 2019年3期

冯麟涵，韩璐，杨勇，史少华

1海军研究院，北京100161

2哈尔滨工程大学船舶工程学院，黑龙江哈尔滨150001

0 引言

舰载设备的抗冲击能力对舰船生命力至关重要。为了提高舰载设备的抗冲击能力，需要对关键设备进行冲击试验。目前，针对轻型设备或体积较小的设备，多采用冲击试验机进行试验；针对体积或重量较大的设备，则多采用中型或标准浮动冲击平台进行试验，并建立了比较成熟的设备抗冲击标准，例如美国军标MIL-S-901D［1］和德国军标 BV043/85［2］。

为了模拟实战状况，同时考虑到实船爆炸试验耗费巨大等因素，各国对浮动冲击平台的冲击环境进行了大量研究［3-4］。宋敬利等［5］给出了浮动冲击平台岸基试验的实施方法以及海上试验测量设备的安装方法；李国华等［6］测量并分析了浮动冲击平台水下爆炸的冲击谱；陈高杰等［7］基于声固耦合法对小型浮动冲击平台进行了数值仿真计算，并通过试验验证了仿真结果的可靠性；张玮［8］利用有限元法分析了舰载设备在标准浮动冲击平台和大型浮动冲击平台上的响应特征；王军［9］利用有限元法对比了几种不同结构中型浮动平台的冲击响应特征，得出中型浮动冲击平台的最佳设计结构。对于新研制的浮动冲击平台，其结构尺寸和考核能力都会与以往的浮台不同；针对不同重量的考核设备，要求其提供的冲击环境必须满足国军标中的谱值以及横向与垂向的冲击强度比例（以下简称“横垂比”）等冲击指标要求。根据以往的研究经验，冲击环境的横垂比并不能达到预期要求。此外，作为一种非标试验系统，在使用前必须进行冲击环境标定试验，以考察其所能提供的考核能力。

本文以小型及中型的浮动冲击平台为参考蓝本，拟设计并建造一种新型大型浮动冲击平台（LFSP）及增加冲击载荷的斜挡板结构。首先，采用有限元方法建立LFSP及斜挡板的三维有限元模型，在标准规定的4种工况下，利用ABAQUS软件对LFSP进行水下爆炸试验模拟。然后，开展相同工况下的水下爆炸标定试验。最后，分析处理爆炸试验得到的信号，并与仿真结果进行相似性分析，以验证计算模型的合理性及仿真结果的有效性，获取LFSP在标准工况下提供的考核能力。

1 有限元模型

1.1 LFSP及水域模型的建立

新研制的LFSP主尺度型宽、型深、船长分别为9.1，7和19 m，为一方形驳船结构，两侧及艏、艉是抗冲击围壁，相当于舰船的舱段，其最大承载量可达200 t，超过了美国浮动冲击平台所能考核设备的最大质量［1］。作为一种非标试验系统，在其使用前必须进行冲击环境的标定试验，以考察LFSP所能提供的冲击环境能力。首先，对LFSP进行有限元分析，利用ABAQUS软件建立的结构模型如图1所示，其中图1（a）为结构网格划分后的半剖面效果，图1（b）为舷侧和浮台底部的局部放大图。采用该模型研究水下爆炸载荷作用下的结构响应，因结构内各节点之间的关系对仿真结果的影响较大，故适当减小网格尺寸，增加网格数量和节点，可更准确地获得节点仿真数据。网格划分结果如下：浮台单元网格尺寸为0.05 m（包括外板、梁、舷侧肋骨等），结构总体节点共计60×104个，单元共计62×104个。

图1 LFSP有限元模型Fig.1 Finite element model of the LFSP

在数值仿真中，与结构相比，流场的尺寸较大，两端半球形流场的直径为6倍浮台型宽，即54.6 m。相关有限元分析经验表明，在水下爆炸数值仿真中，流场外部网格尺寸为流场与结构耦合处网格尺寸的4～6倍。由于本文模型的结构网格较小，在仿真过程中发现，若流场与结构耦合处网格尺寸与结构一致，则流场网格数量会因过于庞大而存在计算周期长、计算结果可能不收敛的情况。因此，设流场与结构耦合处网格尺寸为0.25 m，流场外部网格取为内部网格的4倍，即1 m，流场节点共计 12.8×104个，单元共计 71×104个。图2（a）为流场网格划分效果图，图2（b）为流场外部及流场与结构耦合处的局部放大图。

1.2 斜挡板结构的建立

为了激发LFSP多阶模态的响应，需要为其提供更大的冲击能量。根据已有经验，增加TNT药量不足以为LFSP提供横向冲击能量，并且TNT药量过大还会导致垂向冲击能量超过允许值，无法满足标准中冲击环境的横垂比要求。为此，设计了一种斜挡板结构来解决此问题。斜挡板模型剖面左视图为三角形，斜面与长边和短边封闭，沿LFSP方向的长度为19 m。但在工艺处理过程中发现，由于结构的特殊性，对结构进行焊接及安放支撑结构时该斜挡板长度无法满足浮台实现对接安装的条件，因此对斜挡板结构进行调整，沿长度方向缩减了3 m，即结构两端各减少1.5 m，修改后全长为16 m。斜挡板结构安装在浮台正下方居中位置，斜挡板三角形的短边端面与浮台舷侧平齐。在三角形斜面与两直角边接触处，为了满足焊接施工要求，将接触处分别向左和向下垂直延伸了0.3 m再安装斜面，如图3所示。

图2 流场网格划分Fig.2 Mesh division of flow field

图3 斜挡板侧面更改示意图Fig.3 Schematic diagram for the modification of oblique baffle side

LFSP舷侧与底部交界处为圆弧过渡，而斜挡板为直角结构，为此，建立了如图4（a）所示的细长板，将两者连接起来；而在数值模拟过程中，LFSP模型外形为长方体，因此斜挡板与LFSP采用如图4（b）所示的直角连接方式。

1.3 模型耦合

耦合作用主要体现在不同属性物质的交界面上，以保证耦合面上单元节点在载荷作用下力及位移等传递的一致性。针对本文的水下爆炸仿真，模型耦合分为结构耦合（即LFSP与斜挡板）和流固耦合（即总体结构与流域）2种。

斜挡板结构直角边的长度为5.6 m，在实际建造过程中，直角边被LFSP底部外底板代替。而在模型中，为了更准确地描述斜挡板与LFSP之间的连接作用，可对长为5.6 m的直角边赋予较小的厚度值，将其与LFSP外底板耦合，实现2种结构的相互连接，这样不会对结构响应等造成影响，同时也给建模带来了极大的便利。图5所示为LFSP与斜挡板的耦合效果图。耦合时，采用ABAQUS软件的tie连接浮台和斜挡板耦合单元。

图4 斜挡板与LFSP的连接情况Fig.4 The connection between oblique baffle and LFSP

图5 LFSP与斜挡板的耦合Fig.5 Coupling of LFSP and oblique baffle

通过耦合，在外载荷作用下，保证了力在结构中的传递。然后，施加一定的爆炸激励载荷，使结构和流场进一步耦合，便可达到载荷传递的效果。耦合过程中，需分别定义结构与流场的耦合单元，如图6（a）和图6（b）所示。图6（c）为流固耦合模型。

图6 总体与流场的耦合Fig.6 Coupling of ensemble and flow field

2 数值模拟及爆炸试验

2.1 测点及仿真工况的设置

为了获取仿真过程中LFSP的冲击环境，在其内底板均匀布置8个测点，测量垂向、横向及纵向的冲击响应信号，即每种工况测得24个数据，测点分布如图7所示。图中，圆圈代表测点位置，数字代表传感器标号，依次为横向、纵向及垂向。参考GJB150.18-1986标准规定的考核工况［10］，对图8所示的4种工况进行数值模拟。图中，H为爆源深度，L为爆源距离，工况括号内数值为配重质量。对仿真数据进行滤波处理，滤掉过大的高频响应和过小的低频响应。进一步分析试验数据发现，LFSP内底板的迎爆面与背爆面数据差异不大，为便于统计分析，将各工况测点的均值作为其试验值，结果如表1所示。表中，D为谱位移，V为谱速度，A为谱加速度。

图7 测点位置示意图Fig.7 Schematic diagram of testing points

图8 LFSP工况设置Fig.8 Conditions of the LFSP

表1 仿真计算谱均值Table 1 Mean of simulated spectrum

通过分析表1中数据可知：在H及配重质量一定时，对比工况1与工况2的冲击谱值，得到垂向谱位移值增加最大约为21%，这是因为爆源距离L的减小相当于增大了冲击因子；在爆源距离L及配重质量一定时，对比工况3和工况4的冲击谱值，得到纵向谱位移下降最大约为37%，同样，爆源深度H的减小相当于增大了冲击因子；在爆源深度H及爆源距离L一定时，对比工况2和工况3的冲击谱值，得到横向加速度增加最大约为74%，这是因为随着配重质量的增加，LFSP的吃水量增大，而由于药包深度不变，故相当于减小了爆距，增大了冲击因子。同时，配重质量的增加使整个系统的质量也加大了，总体上，越重的配重在LFSP中的冲击响应越小，产生的冲击环境较重量轻的配重也有所衰减。

2.2 LFSP水下爆炸试验

为了更好地说明LFSP所能提供的冲击环境，对新型LFSP进行加工，并进行水下爆炸试验，采集了与上述仿真相同的8个测点的信号。加速度是标定试验需要测量的重要物理量，既可分析、衡量冲击强度，又可用于生成冲击环境，因此，试验中采用加速度传感器采集信号，采集频率为40 kHz。工况中某一传感器的安装情况如图9所示。图10为LFSP水下爆炸试验实况。

图9 传感器安装位置Fig.9 The installation of the sensor

图10 爆炸试验实况Fig.10 The explosion experiment

3 试验数据处理

3.1 测量信号分析

试验获得的数据并非完全可用，因此需要对数据进行初步筛选，通过绘制原始试验数据的时历曲线图，剔除数据中典型的野点数据。进一步分析测量信号，发现其中含有大量的低频成分，对其进行简单分析归类，主要分为以下3种：第1种是传感器测量数据时产生的零漂信号，它通常是一种规律不明的低频信号；第2种是LFSP平台横摇和升沉运动、总弯曲振动及总扭转振动等产生的低频信号；第3种是冲击载荷作用引发的结构低频振动，振动理论中称之为伴随振动和强迫振动，但因输入载荷周期与系统固有周期相比很小，所以可以认为系统只存在固有振动，可忽略此低频信号。通过前期分析，LFSP一阶扭转振动固有频率为9 Hz，一阶弯曲固有频率为25 Hz，摇摆和升沉运动的固有频率范围为0.2～0.9 Hz。根据经验，零漂信号主要在摇摆和升沉频率上产生混叠，可以采用如下方法剔除这2种低频信号：完全从试验信号中剔除9 Hz以下的低频信号，然后再将刚体运动频率信号补偿到试验信号中。

已有研究证明，在近距爆炸条件下，水下爆炸可以认为是球面冲击波作用于船体底部，然后向四周扩展的过程。由于有限元数值仿真过程中没有考虑重力对计算结果的影响，因而LFSP刚体运动引起的振动响应未被充分考虑。而LFSP底部完全符合平板理论要求，为考虑其影响，本文采用tailor平板理论对其进行研究。以某一测点的加速度经过滤除低频信号及再增加刚体运动信号作用为例，比较改变前、后的冲击谱，结果如图11所示。由图可知，其与原始LFSP仿真数据的区别在于，仅对极低频率冲击环境产生影响，对于设计谱曲线基本无影响，可忽略不计。因此，在后续数据处理中不再考虑刚体运动的低频信号。

图11 冲击谱对比Fig.11 Shock spectrum comparison

3.2 试验与仿真相似性分析

通过第3.1节的分析可知，试验数据中需要剔除的低频信号主要是虚假的零漂信号。本文将基于EMD算法对试验数据进行处理。EMD算法基于数据时域局部特征，其基本思想是：对一给定信号，先获得信号的极值点，通过样条插值拟合获得信号包络，然后再求得包络均值［11-12］。在样条插值过程中，若数据在2个端点处存在极值点，则在此过程中就会产生拟合误差，为减少这种端点效应，对信号序列进行数据镜像延拓。

在处理过程中，本着先延拓后修剪的原则，将原始试验信号在端点位置处进行对称，获得延拓后的信号序列，然后再对每组信号做EMD分解并去掉延拓部分，重新组合数据序列得到加速度时历数据。基于以上数据处理步骤，对截取及筛选预处理后的数据进行冲击环境计算，共计算了原始冲击谱、镜像EMD降噪、传统EMD降噪、镜像EMD降噪与高通滤波及仿真的冲击谱，并分别将工况1的10号和14号传感器的仿真冲击谱与EMD等处理方法的冲击谱进行对比，结果如图12和图13所示。

由图12和图13可知：原始数据冲击谱在中频和高频段与标准三折线谱有相同的趋势，而在低频段则出现了明显的失真现象；经传统EMD降噪的冲击谱，滤除成分过多，且将水下爆炸产生的气泡脉动频率成分也去除掉了，失去了原始数据的真实性；经镜像EMD降噪的冲击谱，中频和高频段的修正性较好，但低频段的修正效果不显著，没有出现明显的位移谱趋势。为此，对数据做高通滤波处理，处理后的数据与标准三折线谱及仿真谱贴合性较好。将4种工况的试验数据进行处理，利用横向和垂向谱速度简单分析试验与仿真的相似性，结果如表2所示。

图12 工况1的10号传感器的冲击谱Fig.12 Shock spectrum of the 10th sensor in case 1

图13 工况1的14号传感器的冲击谱Fig.13 Shock spectrum of the 14th sensor in case 1

表2 试验与仿真谱速度对比Table 2 The contrast between test and simulation spectrum velocity

由表2可知，无论是仿真还是试验，斜挡板使得LFSP提供的冲击环境满足规范中的冲击横垂比要求，且其提供的横垂比大于德军标BV中要求的横垂比，拓宽了LFSP所能提供的冲击环境。从表中还可以看出，仿真结果中横向谱速度均大于试验值，垂向谱速度部分小于试验值，这可能由仿真模型不准确及试验过程中爆源定位不准确等因素导致。此外，垂向谱速度的试验与仿真比值中，最大为1.04，最小为0.61；横向谱速度的试验与仿真比值中，最大为0.91，最小为0.75，无论是垂向或是横向，比值均大于0.6，满足工程要求，可进一步求比值的均值，并将其作为判断仿真结果偏差的依据。横向谱速度平均比值为0.81，垂向谱速度平均比值为0.85，即横向谱速度误差均值为19%，垂向谱速度误差均值为15%，两者均小于20%，说明仿真具有一定的准确度，可以对LFSP提供的冲击环境进行预测。