基于正交試驗法的舵板緩沖吸能結構仿真與優化

李曉暉

(1.中國船舶集團有限公司第七一三研究所，河南鄭州450015；2.河南省水下智能裝備重點實驗室，河南鄭州450015)

0 前言

舵板是水下航行體的重要組成部分，由舵板本體、銷軸、緩沖裝置等組成。舵板安裝在航行體尾部，當水下航行體以一定速度從發射筒進入水中時，舵板在水流沖擊作用下迅速張開，實現對航行體水中彈道的控制[1–2]，如圖1所示。舵板張開過程中的張開速度和所受的沖擊載荷受水下航行體的入水速度、彈尾流場的影響，而舵板周圍的流場是高速粘性有旋流動并伴隨著液體的氣化過程，同時存在著氣液兩相摻混的兩相流動，力學環境十分復雜[3–5]。

為確保舵板可靠張開且在復雜流場載荷下的強度及安全性，一般通過緩沖吸能結構，延長沖擊時間和削弱沖擊峰值。緩沖裝置的設計和優化工作，需要通過對不同結構、不同材料緩沖裝置的吸能效果進行仿真和優化。為此需要比較不同結構、不同材料、不同壁厚緩沖管的相對吸能性，便于根據流體載荷的大小及舵板實際動能選擇合適的緩沖管，并通過材料、結構、尺寸的合理匹配，獲得最佳吸能效果，保護舵板和水下航行體水彈道的安全性。

圖 1水下航行體舵板結構及張開過程示意圖Fig.1 The structure of underwater vehicle helm and unfolding process

由于該系統結構特征復雜、網格數目多、流固耦合計算量大，本文采用正交試驗法對27種備選方案進行比較、選擇。正交試驗法的理論基礎是拉丁方理論和群論，是一種工程界廣泛使用的試驗設計方法，通過合理安排多因素的有限次試驗，獲取各因素、各水平的全排列組合，用比全面試驗法少得多的試驗，獲得能基本反映全面情況的試驗資料[6–7]。

1 正交試驗方案

選擇性能差別較大的紫銅、不銹鋼和合金結構鋼等3種材料加工緩沖管，材料特性見表1。

表1 三種緩沖管材料參數表Tab.1 Material parameters of three kindsof buffer tubes

受蜂窩吸能結構啟發，并考慮結構穩定性，緩沖管結構形式初步設計為具有三內管、四內管和七內管。為便于結構CAD及CAE有限元網格的頻繁改動，減少前處理工作量，吸能管采用參數化建模技術，如圖2所示。根據前期試驗結果，內管壁厚初步定為4mm，5mm，6mm三種，每一種結構的外管壁厚均為11mm。

本次仿真試驗有3個因子（內管數N、內管壁厚t、材料類型M），每個因子有3個水平（1，2，3），所有搭配均進行試驗需要27次（見表2），使用正交試驗法則只需9次（見表3）。

圖2 三種結構緩沖管的參數化網格Fig.2 Parameterized grids of three kindsof buffer tubes

表2 因子水平與實際參數對應關系Tab.2 Corresponding relationship between factor lever and actual parameters

表3 正交試驗方案Tab.3 Orthogonal test plan

建立仿真分析模型時，對舵板根部局部區域做合理簡化，不考慮凹槽及轉動機構，簡單地認為彈體表面為平整表面，如圖3所示。

從計算結果中提取舵板的應力、應變及內能和動能隨時間的歷程曲線，將舵板內能盡可能小以及緩沖管絕對吸能量的多少作為評估緩沖器吸能效果的依據，同時危險點應力應未發生塑性變形。

2 仿真結果

先對不同仿真結果中舵板的動能和內能進行對比分析。3內管、4內管和7內管各方案中舵板內能、動能時間歷程計算結果，如圖4所示。其中曲線A為內能、B為動能；橫坐標為時間，s，縱坐標為動能或內能，kJ。

圖 3舵板仿真分析模型簡化示意圖Fig.3 Simplified model of helm simulation analysis

對不同內管緩沖結構的舵板內能和動能歷程對比，可以看出：

1）3內管緩沖結構動能在0.03 s左右達到最大，此時舵板觸頭開始與緩沖管接觸、碰撞，緩沖管開始變形、吸能，系統零件（舵板、銷軸和緩沖管）開始產生應變能。隨著系統應變能的增加，舵板動能逐漸降低，通過有限次波動而降為0。

2）4內管緩沖結構方案6舵板內能峰值最大，為13.7 k J，明顯高于方案4和5；方案5舵板內能峰值7.59 kJ；方案4舵板內能峰值只有6.07 kJ。相同材料緩沖管的動能變化有著和3內管相同的趨勢。

3）7內管緩沖結構中方案7、方案8、方案9舵板內能峰值分別為10.32 kJ，8.44 kJ，8.66 kJ。方案7、方案9動能從第1個波峰下降到波谷后都有2個較大的波峰；方案8動能從第1個波峰下降到波谷后只有1個較大波峰，且顯現出和3內管、4內管結構不一樣的趨勢，使用紫銅緩沖管的方案8使舵板內能峰值不再最大，而且是其中最小的，動能變化趨勢圖也趨平緩。這與緩沖結構內管數增加導致剛性相對增大有關。在吸收相同動能情況下，勢必要降低材料屈服極限以利于通過塑性變形吸能。

對上述計算的舵板、銷軸及緩沖管內能峰值，依照材料、內管數及壁厚做了一個統計，如表4～表6所示。

圖4 不同內管緩沖結構的舵板內能、動能歷程Fig.4 Internal energy and kinetic energy history of helm w ith different inner tubebuffer structures

表4 舵板內能峰值統計Tab.4 Statistics of peak energy in the helm

表5 銷軸內能峰值統計Tab.5 Statistics of peak energy in pin shaft

表6 緩沖管內能峰值統計Tab.6 Statisticsof peak energy in buffer tubes

對比后可以發現：3內管、4內管、7內管3種不同的吸能結構，使用不銹鋼緩沖管，銷軸內能均低于使用其他2種材料緩沖管。使用7內管結構時，紫銅緩沖管吸能性有了很大提高，對銷軸起到了較前更好的保護作用；不銹鋼緩沖管的吸能性不是很好，比前面結構有所降低；較硬的合金結構鋼吸能性降低很多。綜上分析，選用不銹鋼材料（1Cr18Ni9Ti）、內管壁厚5 mm的3內管結構對于保護舵板與銷軸效果最好。

為更好對緩沖管吸能效果進行對比，以方案1和方案2為例，從計算結果中提取舵板內側厚度變化處最大等效應力處Von M ises應力隨時間的變化曲線，如圖5所示。

3 試驗對比

為了驗證仿真優化結果的合理性，開展緩沖管落錘沖擊試驗，用重錘下落實現緩沖管的大變形壓潰，通過試驗研究不同沖擊載荷下緩沖管變形吸能規律，并以此為基礎，校核舵板受沖擊載荷的有限元仿真模型，如圖7所示。

圖5 舵板內側點應力隨時間變化曲線Fig.5 Stress curvesof inner point of the helm w ith time

圖6 舵板內側Von M ises應力云圖（t=0.038 s）Fig.6 Von M ises Stress nephogram inside helm

圖 7落錘式沖擊試驗系統示意圖Fig.7 Schematic diagram of drop hammer impact test system

加速度測試采用比利時LM S國際公司生產的CADA_X系統。該系統有4路控制通道，48路采樣通道，采樣精度16位。

通過調整落錘質量M和高度H，模擬水下航行體不同速度時舵板壓潰緩沖管的沖擊能量，并使撞擊時刻的撞頭速度與仿真計算所得的速度一致。

表7 為變形結果試驗和仿真數值對比表，實測值為前后端平均值，攝影為前端值。可以看到，變形量的仿真結果與試驗誤差保持在10%以下。

表7 緩沖管沖擊試驗與仿真變形結果數值對比Tab.7 Comparison of shock test and simulation results of buffer tube

圖8 力錘的位移時間歷程對比（高速攝影獲得）Fig.8 Comparision of displacement time history of the helm

圖9 壓潰試驗與仿真情況對比Fig.9 Comparison between crushing test and simulation

考慮到試驗誤差（可見錘頭輕微轉動可能導致因非對稱加載使變形減少，以及測量誤差）及撞后回彈等因素，可以認為仿真與試驗變形結果比較一致。

考慮到試驗誤差（可見錘頭輕微轉動可能導致因非對稱加載使變形減少，以及測量誤差）及撞后回彈等因素，可以認為仿真與試驗變形結果比較一致。

4 結語

通過以上分析，可以得出結論：

1）在一定變化范圍內，內管數（N）不成為影響緩沖管吸能特性的主要因數。

2）緩沖管材料（M）是影響吸能性的最主要因素，內管壁厚（t）也是影響吸能性的一個重要因素（見表5）。分析材料的各種屬性，其中屈服應力、strain rate-c、strain rate-p對緩沖管的吸能性能影響很大。

3）根據本次試驗結果，最優方案為2號方案，材料應選取Ⅱ號材料1Cr18Ni9Ti或性能相近材料。根據對同壁厚的統計結果可以得出，中間壁厚5mm對于降低舵板內能、提高緩沖管吸能性最好。