基于瞬態動力學仿真分析的某艦載發控儀機柜抗沖擊設計研究?

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

現代海軍隨著對抗強度的不斷升級，艦艇的設計除了考慮進攻能力，還需要保證艦艇有一定的抗打擊與反擊能力，因此需要艦載設備能在強沖擊下保證功能正常。某新型艦載發控儀與原型號相比設備重量增加且重心發生了變化，但機柜在初樣機階段仍沿用了原設計，通過試驗證明該結構抗沖擊性能不足，需進行加強設計。針對艦載裝置的抗沖擊設計在經歷了國內外各類實驗及理論計算后，目前最常用的抗沖擊評估方法有三類，分別為靜G法，動態設計分析法（DDAM）和時域分析法［1］。這三類方法各有優缺點，靜G法簡單便捷，但仿真選取的加速度值沒有較準確的獲得方法，設計人員大多通過工程經驗賦值，這就導致仿真結果與真實情況可能偏差較大；DDAM法是應用美國海軍通過大量水下爆炸試驗總結出的沖擊譜曲線進行的譜分析方法［2］，該方法同樣計算成本低，但較靜G法有更高的仿真準確度，在國內艦載裝置的抗沖擊設計中應用最為廣泛［3］；時域分析法的輸入較為復雜，需要占用更多的計算時間成本，但該方法考慮了非線性因素的影響，能較真實地反映系統的動力學特征，同樣在艦船領域有較多應用［4］。

瞬態動力學分析也是一種常用于仿真物體碰撞、沖擊等瞬時受力的方法，在機械結構的沖擊仿真分析領域應用廣泛［5］。發控儀機柜的抗沖擊優化設計因為有初樣機抗沖擊試驗的實際加速度參數采集，故而能夠更加精準地得出機柜受沖擊時的加速度譜，以此為指導進行瞬態動力學分析將能更真實地反映機柜抗沖擊時的受力情況，因此本文采用了該方法對機柜進行仿真分析對比優化。

2 問題分析與改進設計

2.1 抗沖擊受力分析

發控儀在艦內的安裝方式如圖1所示，由圖可知，發控儀機柜與艦艇并未直接連接，機柜底部通過四個角上的隔振器與艦艇甲板連接，機柜上部的背面同樣有兩個隔振器與艙壁連接，故而艦艇受沖擊時垂直沖擊載荷將通過底部隔振器傳遞至機柜上，橫向搖擺將由背部隔振器進行緩沖。本文通過第一次試驗采集的機柜受沖擊時加速度時域曲線可知，機柜受底部錘擊時，經過隔振器緩沖后仍有約30%的沖擊載荷傳遞至機柜。因此，結構強化的目標是確保機柜結構各部位在受該部分沖擊載荷作用時應力不超過強度極限。

發控儀柜體為ZAlSi7MgY鋁合金鑄造形成，材料屬性如表1所示。

圖1 發控儀機柜柜體安裝示意圖

表1 柜體材料屬性

2.2 抗沖擊分析方法

機柜受沖擊的問題屬于典型瞬態動力學，沖擊時系統滿足以下關系：

式中，［K］為剛度矩陣，［R］為阻尼矩陣，［M］為質量矩陣，｛u｝為各節點位移，{u'}即速度，{u''}為加速度，｛P｝為各節點外作用力，｛I｝為各節點內作用力。由此可知，若不考慮阻尼的衰減作用，某節點受沖擊時位移變形量與結構剛度和加速度大小直接相關，瞬態動力學可通過試驗時所得機柜加速度變化曲線計算出速度激勵載荷進行加載，最終得到應力時變歷程。

機柜初樣機沖擊試驗時的加速度變化曲線如圖2所示，經積分運算后得到機柜速度激勵載荷曲線如圖3所示，最大速度可達2.65m/s。

圖2 機柜加速度變化曲線圖

圖3 柜體速度載荷曲線

根據GJB1060.1-1991設計標準，根據發控儀機柜使用環境、設備類型及抗沖擊等級，有以下設計輸入關系：

式中，A0為基準加速度，單位為m/s2；V0為基準速度，單位為m/s，此基準是參照各類試驗和考慮安全余量后得出的，常作為時域模擬法仿真計算的設計輸入。ma為設備參與沖擊響應的模態質量。標準中規定參與分析的設備模態質量不低于設備質量的80%，包含模態質量大于10%的模態，故而機柜模態總質量取為ma=0.3×0.8=0.24（t）。

根據BV043/85聯邦德國國防軍艦建造規范在時域沖擊模擬分析時定義的三角波沖擊載荷歷程可求得機柜基準速度，通過計算得A0=2.91（m/s），對比實測數據后證明本文作為仿真輸入參數的速度激勵載荷是合理可信的，通過該參數計算得到的機柜應力更接近實際。

3 仿真模型建立

3.1 機柜建模與邊界條件

本文瞬態沖擊的分析模型將考慮機柜抽屜端面對柜體剛度的影響以及各層質量對柜體慣性的影響，將柜體各層內部設備質量以質點的形式加載到兩側滑道上，在隔振器支撐位置施加對應固定約束，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+六面體的網格劃分形式，底部基座附近區域進行網格細化，模型如圖4。

圖4 機柜建模與參數設定

3.2 模態分析與改進設計措施

模型建立完成后先進行了1～14階的模態分析，通過研究模態振形，確定機柜底部與側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，柜體底部振動和動應力會較大。而初樣機試驗時產生的裂紋也確實分布在兩側接近底面處（如圖5）。因此判定，對該區域進行局部結構加強可有效提高機柜抗沖擊性能。

針對該薄弱區域進行以下加強：

1）增大加強筋的寬度，提高各板面的固有頻率，尤其要加強柜體底面加強筋尺寸。

2）增大底部四個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，因此板上增設加強筋。

4）兩側板底部應力水平明顯高于其余區域，因此增設加強筋。

圖5 機柜模態甄型分析

4 仿真分析及結果對比

4.1 原結構瞬態動力學仿真結果

按圖3所示時間-速度曲線對機柜進行瞬態動力學計算獲得0.13s內柜體受沖擊載荷作用下的動應力變化如圖6所示，可知柜體在沖擊載荷作用下，最大應力間歇性的出現極值。

圖6 最大應力時變歷程

由圖可知第三個最大應力波峰是柜體受力最大的時刻，此時的應力分布及應力最大位置如圖7所示。第一個波峰在2.5ms，最大應力為377MPa，出現在底層抽屜板與柜體之間的連接處。排除應力集中的影響，該區域受力水平已達到材料屈服極限，說明原設計確實抗沖擊性能裕度不足。

4.2 新設計結構瞬態動力學仿真結果

新設計機柜按3.2節所述進行加強設計后，機柜總重量由原來的300kg增加到345kg，由于原機柜在仿真分析后發現應力多集中于螺栓附近，故而在新機柜仿真模型建立時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行耦合。

圖7 原機柜仿真結果

按相同的時間-速度激勵譜進行仿真計算后得到圖8所示結果。應力云圖顯示，機柜在0.0027s時應力達到峰值，最大應力出現在底層抽屜與柜體連接螺釘處，最大應力僅131MPa，相鄰區域應力水平也在100MPa以下，按最大應力值計算，與機柜材料的屈服極限σ0.2=245MPa比較后得出，新設計機柜安全系數α=1.87，說明加強設計后發控儀機柜抗沖擊性能完全滿足國軍標相關要求。

5 結語

本文就某艦載發控儀抗沖擊強度不足的問題進行了抗沖擊性能研究，通過瞬態動力學仿真分析確認了原結構強度裕度不足的部位進行了針對性的加強，而后對強化后結構再次進行仿真分析對比，確認了結構優化的有效性，最終新機柜成功通過了抗沖擊試驗，證明了本文的設計方法的有效性。通過本文的研究，得出以下結論：

1）通過實測加速度數據所得的時間-速度譜加載的機柜瞬態動力學分析可以較真實地反映機柜受沖擊時的瞬態受力情況。

2）柜體改進前后，應力較大部位均為柜體前端兩側底部位置，主要原因為柜體重心位置靠近前端，因此承受的慣性力更大，仿真結果與實際受力情況相符，證明仿真計算時將機柜內部重量以質點的方式進行處理的方法可用于抗沖擊仿真分析。

圖8 改進后的新機柜仿真結果

3）發控儀柜體整體應力水平經過結構改進后均有加大幅度降低，最終的抗沖擊試驗結果成功證明了應用本文方法改進的樣機滿足國軍標GJB1060.1-91規定之抗沖擊設計要求，結構安全。