舰艇抗冲击试验自由场压力传感器布放机构设计分析

高浩鹏

中国人民解放军91439部队，辽宁大连116041

0 引 言

舰艇及设备抗冲击性能［1-2］作为舰艇自身抗损能力的重要体现，越来越受到各国的重视，特别是通过实船抗爆抗冲击试验［3］对舰艇及设备性能进行考核，已成为各国海军武器装备定型的一个重要环节。美国等西方国家已经完成了多型实船海上爆炸试验，建立了全面的系统试验方法及评估标准［4-5］等。在实船抗爆抗冲击试验中，对船体及船上设备的位移、速度、加速度、应变等参数进行测量，是其性能考核的一个重要方面［6-7］；同时，测量船体在水中所处位置的自由场压力，可以直观反映水中爆炸作用于船体的能量大小，可为评估船体及设备的毁伤程度奠定基础［8-9］，因此，该测量也是爆炸测量中必不可少的环节。

在实船水中抗爆抗冲击试验中，在对自由场压力进行测量时［10］，要求传感器悬布于水中一定深度，被试验舰艇处于静止或运动状态，同时还要保护传感器线缆。目前，我国针对自由场压力传感器的布放与回收的研究较少，且主要局限于舰艇静态抗冲击试验。本文拟重点针对舰艇在运动状态时的抗冲击试验，同时兼顾舰艇静态抗冲击试验，基于计算多体动力学理论，结合计算流体力学及有限元法，提出一种结构简单、性能可靠且实用的自由场压力传感器布放机构设计方法，该布放机构能提高传感器布放效率与测量精度，降低操作人员在舷侧布放传感器时出现跌落的风险，可为实船在抗爆抗冲击试验中自由场压力的测量奠定一定基础。

1 设计依据及方法

在舰艇抗爆抗冲击试验测量中，测量舰船周围自由场压力可为毁伤评估提供依据。同时，船体舷侧多个测点都需要进行自由场压力的测量，可通过时差法确定爆源与船体的相对位置。试验时，主要测量船体迎爆面和背爆面的若干个点，这些测点应在两舷均匀分布。在布放自由场压力传感器时，要求传感器敏感面的法线方向垂直于冲击波运动方向，传感器应保持固定，且需要保护与之连接的电缆。本文在设计布放机构时，主要是依据传感器的布放要求来确定其性能，整个设计过程是基于虚拟样机技术，特点是以工程设计和科学问题为背景建立计算模型，并进行计算机仿真分析，以使复杂的设计过程简单化和层次化。其主要过程为三维几何实体建模、有限元分析和多体动力学分析等。在样机结构设计的基础上，重点对布放杆件的水动力学进行计算。

2 布放机构的多体动力学建模

计算多体系统动力学［11］主要是指用计算机数值手段来研究机械系统的静力学分析、运动学分析、动力学分析以及控制系统分析的理论和方法。

2.1 几何实体建模

建立布放机构的几何模型是通过参数化的三维建模软件来实现的，即将模型的所有尺寸定义为参数形式，当修改参数的数值时，在系统模型拓扑关系保持不变的情况下，几何大小和相对比例将随着参数的修改而变化。布放机构主要由安装基座、布放杆件、杆件推放与回收架、杆件固定架等部件组成，其中，安装基座主要用于支撑整个布放机构，布放杆件用于固定和保护传感器及连接电缆，杆件推放与回收架用于布放杆件的布设与回收，杆件固定架用于固定及保护布放杆件，配重用于平衡布放杆件。主要零部件及装配体的几何模型图如图1所示。

图1 布放机构主要零部件及装配体的几何模型图Fig.1 Laying mechanism geometric model of main parts and assembly

2.2 多体动力学建模及分析

多体动力学建模选取全局坐标作为装配的基准参考，在装配过程中，需注意装配顺序，以便于模型的修改和优化。根据研究对象，在建立多刚体模型时将所研究的对象分别单独作为刚体，其余的整体作为一个刚体来研究。将整个布放机构简化为由安装基座、杆件推放与回收架、杆件固定架、布放杆件等刚体组成。布放机构的多体系统动力学模型如图2所示。

在该模型中，主要涉及到固定副、旋转副、滑移副、运动驱动等边界条件，布放杆件与图1（c）之间通过旋转卡扣固定，图1（c）与图1（b）之间通过旋转副连接，图1（b）与图1（a）之间通过滑移副连接。传感器布放过程为：传感器及线缆穿过布放杆件并将传感器固定在布放杆件的一端，布放杆件通过旋转卡扣固定在杆件固定架上；将杆件推放与回收架推出舷外，旋转杆件固定架至适当位置并固定在杆件推放与回收架上；旋转杆件推放与回收架使传感器入水，并将旋转杆件推放与回收架固定在安装基座上。传感器回收过程的步骤与布放过程相反。通过多体动力学分析，发现整个布放机构设计合理，在船舷边上便于操作，不存在干涉等问题。在此基础上，影响整个布放机构性能的主要因素是布放杆件入水后的阻力与布放杆件的强度问题。

图2 布放机构多体动力学模型Fig.2 Multi-body dynamics model of laying mechanism

3 布放杆件的水动力学计算

布放杆件的水动力学计算主要是分析布放杆件的截面形状与尺寸、入水深度等影响因素。

3.1 计算流体动力学基本理论

在常温下，圆柱绕流存在不可压缩、无传热过程等流动问题，其控制方程主要为连续性方程和动量守恒方程，张量形式的表达式分别如下［12］：

式（1）和式（2）为通用的瞬态 Navier-Stokes（N-S）方程。式中：ρ为流体密度；x为流体的位移；u为流体速度；p为流体压力；μ0为流体运动粘性；f为流体的体积力；下标i，j，k表示方向（i，j，k=1，2，3）；δij为单位张量，其表达式为

N-S方程的非线性使得要采用解析法精确描写与时间、空间相关的湍流细节非常困难，本文将主要通过数值方法进行建模求解。

3.2 流体动力学建模

计算对象为位于船体舷侧并垂直于水中的柱体，其总长为4～6 m，入水长度为2～4 m，位于空气中的长度为2 m，直径为20～60 mm，上端面与舰体固定，距离舷侧约0.5 m，舰船的航行速度为6～10 kn。其示意图如图3所示。

图3 计算对象示意图Fig.3 The diagram of analysis objects

由于立柱的直径相对较小，故忽略船体干扰的影响。计算水动力时，将其简化为在敞水中航行，计算区域为长方体，如图4所示，区域总长12 m，高度10 m，宽度1 m，立柱位于区域中部靠前处，距离入口3.0 m，距离左、右侧面0.5 m。水面设置为距离流域顶部2.0 m。

图4 计算流域Fig.4 The computational fluid domain

边界条件设置：入口速度沿边界法向进入流域，大小等于航速；出口压力在水线以下按静水压力变化；立柱表面设置为无滑移的光滑物面；其余表面设置为光滑对称面。

流体区域的离散采用剪切型网格，主要为六面体单元。流动区域的网格离散如图5（a）所示，网格总数为182万。在立柱表面、水面等位置处进行网格加密，在水线处沿垂向进行网格加密，网格尺寸为4 mm。立柱表面上的网格尺寸为4 mm，如图5（b）所示，沿法线方向设置边界层。

图5 流体计算网格图Fig.5 The computational grid of fluid

3.3 计算结果分析

3.3.1 截面形状的影响

计算4种立柱截面形状对阻力的影响。为便于对比，在计算过程中，立柱长度均取单位长度，且忽略自由液面的影响。截面形状及尺寸如图6所示。

其中，圆柱形截面的直径为30 mm；椭圆截面的长轴为60 mm，短轴为30 mm，长轴方向为流动方向；简化翼形厚度为30 mm，长度为60 mm，其中最大厚度前部分为圆弧形，直径为30 mm，最大厚度后部分沿流动方向光顺过渡；参照机翼理论，NACA 0020标准翼形弦长为150 mm，最大厚度为30 mm。

图6 不同截面形状及尺寸Fig.6 Different section shapes and sizes

计算不同截面形状在静水航速为6，8和10 kn下的阻力，所得单位长度的立柱阻力如表1所示。

表1 不同截面形状对阻力的影响Table 1 Effect of different section shapes on fluid resistance

从表1中可以看出，在截面厚度相同的情况下，NACA 0020标准翼形截面的阻力最低，简化翼形的阻力次之，圆形截面的阻力最大。相对于圆形截面，在3种静水航速下，NACA 0020翼形的阻力可降低48.8%，简化翼形的阻力可降低35.1%～38.2%，椭圆截面的阻力可降低21.6%～23.4%。

图7和图8所示为10 kn航速时不同截面附近的速度场和压力场云图。由速度场云图可以看出，由于圆柱截面在流动方向上的突变性，在其后方形成了速度大幅降低的流动滞留区，在该区域内发生了流动分离现象，而采用简化翼形或NACA 0020标准翼形剖面则可使流动变得光顺，可减少流动分离的发生。由压力云图同样可以看出，采用简化翼形或NACA 0020标准翼形可使压力沿流动方向变得平缓，从而减少了因流动分离而导致的压差阻力，这也是采用翼形降低阻力的主要原因。

尽管椭圆、简化翼形和NACA 0020标准翼形截面都可使阻力较大幅度地降低，但此时是假设流动方向与截面长轴（弦长）方向绝对一致，但在实际使用过程中，受安装误差、船体表面曲度及船体摇荡运动的影响，难以做到来流方向与截面长轴（弦长）方向完全一致，此时，就会导致一定攻角发生，从而使流动性不对称。

图7 当速度为10 kn时截面附近速度场云图Fig.7 The velocity field contours near section at 10 kn

图8 当速度为10 kn时截面附近压力场云图Fig.8 The pressure field contours near section at 10 kn

3.3.2 截面直径的影响

针对圆形截面对来流方向不敏感，以及在工程应用中更易于实现的特性，在基于假设为圆形截面的基础上，开展截面直径变化对阻力的影响研究。截面直径的变化范围为25～45 mm，阻力随截面直径变化的曲线如图9所示。从图9中可以发现，在相同速度下，随着截面直径的增加，阻力也随之增大。当截面直径小于35 mm时，阻力随直径的变化相对平缓，而当直径大于35 mm时，阻力随着直径的增加迅速增大，尤其是当静水航速为10 kn时，该规律更为显著。因此，从阻力的角度考虑，建议尽量采用直径小于或等于35 mm的圆管。

图9 阻力随截面直径的变化Fig.9 The variation of fluid resistance with diameter

3.3.3 入水深度的影响

针对外径为30 mm的直管，考虑存在自由液面的影响，计算阻力在不同静水航速下随入水深度的变化情况。阻力随入水深度变化的曲线如图10所示。由图10可以看出，阻力随入水深度的变化基本上呈线性变化，即阻力随入水深度的增加而线性增大。因此，在估算其他入水深度下的阻力值时，可采用线性插值法进行计算。

图10 阻力随入水深度的变化Fig.10 The variation of fluid resistance with water depth

4 布放杆件的强度分析

4.1 布放杆件材料及尺寸分析

在相同结构设计的基础上，不同材料的布放杆件在同种工况下会有不同的动态力学响应。本文在研究过程中对普通钢管、白钢管、钛合金管、铝合金管、碳纤维管及玻璃钢管等材料予以了分析，综合考虑材料性能、加工工艺、成品型材尺寸与结构，以及价格等因素，主要选取白钢和碳纤维这2种材料进行分析计算。白钢和碳纤维材料的参数如表2所示。

表2 白钢和碳纤维材料参数Table 2 The material parameters of high speed steel and carbon fiber tube

4.2 布放杆件强度分析

4.2.1 模态分析

由模态分析，可以得到结构的固有属性，图11所示为布放杆件长度为4 m时自由模态振型图。从图11中可以发现，白钢管和碳纤维管的前三阶低频模态振型都是弯曲振型，即布放杆件在受水流作用后主要是弯曲变形。对比同阶弯曲振型的白钢管和碳纤维管，发现碳纤维管的固有频率约为白钢管的2.3倍，由于船体与水的相对速度较低，因此，白钢管较碳纤维管更容易产生共振。另外，还分析了在不同长度和约束条件下2种材料管件的模态，结果与自由模态的基本一致。

图11 布放杆件自由模态振型Fig.11 The mode shape of laying truss

4.2.2 响应分析

针对外径为30 mm、管壁厚度均为4 mm的白钢管和碳纤维管，计算了入水深度为2 m时不同静水航速下的最大应力及位移值，结果如表3所示。图12列出了在10 kn静水航速下碳纤维管入水深度为2 m时的应力云图及位移峰值云图。由表3和图12中可以看出，在相同工况下，碳纤维管的应力及位移最大值均小于白钢管的最大值，虽然应力峰值差异不大，但因碳纤维管的强度较高，故在相同工况下，碳纤维管的响应较小；静水航速对应力及位移峰值的影响较大，随着静水航速的增大，应力和位移的峰值增大较快。

表3 最大应力及位移峰值对比表Table 3 Comparison of maximum stress and displacement peak values

图12 碳纤维管应力及位移峰值云图Fig.12 The stress and displacement peak values contours of carbon fiber tube

5 结 论

根据上述建模、计算及分析，得出以下主要结论：

1）通过多体动力学分析，整个布放机构设计合理，在考虑安全的情况下可操作性强。

2）对于布放杆件，在相同截面厚度的情况下，采用翼形截面可大幅降低阻力，但若计入偏航，则不宜采用升/阻比较大的NACA 0020翼形，因为此时升力在小角度偏航的情况下沿垂直流动方向会大幅增加。

3）考虑到实际航行过程中舰船摇荡、洋流及船体的干扰，布放杆件建议采用方向性不强的圆形截面或具备一定流动改善能力的简化翼形截面。

4）当布放杆件截面直径增大时，阻力也随之增大，当直径大于35 mm时，阻力随直径的增加迅速增大。因此在设计方案时建议选择直径小于等于35 mm的圆管，同时还需考虑结构强度。

5）布放杆件阻力随入水深度的增加基本呈线性增大的趋势，若需要估算其他深度下的阻力，可采用线性插值法。

6）在尺寸相同的情况下，碳纤维的结构强度性能优于白钢，同时碳纤维管的质量小于白钢管，在海上易于操作，但碳纤维管的可塑性、规格多样性不如白钢管，且价格也高于白钢管。