鈦合金導流罩結構抗沖擊計算

查友其 劉世明 金武雷 彭 溢

1 海軍駐上海江南（造船）集團有限責任公司軍事代表室，上海 200015 2 中國艦船研究設計中心，湖北武漢 430064

0 引 言

作為艦艇結構重要的船體首部結構形式，導流罩被廣泛應用于現(xiàn)代艦艇。目前，我國普遍采用玻璃鋼導流罩［1］，這類導流罩雖然具有很好的透聲性能，但其機械強度較差［2］。與玻璃鋼導流罩相比，鈦合金導流罩因其材料強度高，對聲吶聲場的畸變小，達到聲學穩(wěn)定所需的時間較短，聲學總體性能良好；而且在結構抗沖擊性能及耐腐蝕性能方面有大幅提升，能為聲吶設備創(chuàng)造良好的工作環(huán)境。

國內(nèi)學者對鈦合金材料及艦艇導流罩的結構形式、強度開展了研究。田非等［3］對艦艇用鈦合金技術進行了應用分析；金武雷等［4］提出了錯層式鈦合金球鼻首導流罩結構形式；李源源、汪禮思等［5-7］分別對球鼻首導流罩的材料選型、結構性能和聲學性能進行了分析；陳汪等［8］對玻璃鋼夾芯板復合材料的新型導流罩結構性能進行了分析。但在水下爆炸沖擊環(huán)境中，針對導流罩結構的水下爆炸動態(tài)響應的研究尚未開展，本文將對水下爆炸沖擊載荷作用下的鈦合金導流罩結構的沖擊響應進行研究。

1 模型及計算理論

1.1 模 型

本研究中的鈦合金導流罩由導流罩外板、加強筋、法蘭及支柱結構組成，除連接結構鋼法蘭、部分底部結構及支柱為鋼質(zhì)外，其余結構均由鈦合金材料制成。導流罩各構件材料及其屈服強度如表1所示。

應用有限元分析軟件ABAQUS建立鈦合金導流罩有限元模型和半圓柱形流場有限元模型，采用聲固耦合法進行有限元數(shù)值仿真計算。采用ABAQUS以聲固耦合法進行有限元數(shù)值仿真計算時，流體以聲學介質(zhì)來描述，水下爆炸沖擊波則在聲學單元中傳播并作用到結構上。文獻［9］應用聲固耦合算法對艦船幾種典型的水下爆炸模型進行了計算和分析，研究了網(wǎng)格劃分對有限元分析的影響。其研究結果是，如果分析結果與實驗比較吻合，結構以及結構周圍的流場通常在1個沖擊波波長內(nèi)有10～25個網(wǎng)格，而外部流場在1個沖擊波波長內(nèi)約有1～5個網(wǎng)格即可。算例結果表明，使用聲固耦合算法分析艦船水下爆炸時，船體的沖擊響應與實船爆炸測試數(shù)據(jù)比較接近，聲固耦合算法模擬水下爆炸時具有一定可信度，滿足工程使用要求。本文參照文獻［9］中的經(jīng)驗劃分網(wǎng)格，采用殼單元模擬導流罩外板，采用梁單元模擬水平、縱向加強筋、桁架加強筋以及螺栓結構，流場則采用四面體網(wǎng)格劃分。在劃分流場網(wǎng)格時，流場和結構交界面處的網(wǎng)格劃分較為精細，以保證計算精度，其余流場的網(wǎng)格較為粗略，以節(jié)省計算的時間。導流罩結構模型及整體計算有限元模型如圖1和圖2所示。

圖1 導流罩結構有限元模型Fig.1 Finite element model of fairwater dome

圖2 導流罩抗沖擊計算整體有限元模型Fig.2 The whole fairwater dome finite element model for anti-shock calculation

1.2 計算理論

水下爆炸產(chǎn)生的沖擊波由炸藥爆轟生成的高溫、高壓氣體產(chǎn)物向外擴散并壓縮周圍水介質(zhì)而使得相鄰水介質(zhì)壓力呈現(xiàn)突躍式升高所形成。目前，對于遠場水下爆炸沖擊波載荷仍采用經(jīng)典的庫爾經(jīng)驗公式計算沖擊波波陣面上的壓力峰值［10］：

沖擊波波陣面過后，流場中某加載面上的沖擊波載荷經(jīng)驗公式為［3］：

式中，Pm為沖擊波峰值壓力，Pa；W 為裝藥量，kg；R為球面距爆炸中心距離，m；P為沖擊波壓力，Pa。

ABAQUS的聲固耦合法在分析水下爆炸時采用散射波公式。分析中，由于認為流體是線性的，因此忽略流體的氣穴現(xiàn)象和流體靜壓的影響。該方法基于沖擊波在大于10倍藥包半徑以外的傳播符合聲學傳播規(guī)律，流體用聲學介質(zhì)來描述，水下爆炸沖擊波則在聲學單元中傳播并作用到結構上，此時的流固耦合問題可視為聲固耦合問題。ABAQUS的聲固耦合法在處理水下爆炸沖擊載荷時，經(jīng)由理論公式計算得到的流場中某一點的壓力時歷曲線，并自動計算流場中的壓力分布。

2 工況設置及邊界條件

2.1 工況設置

本研究中設定的船體水下爆炸沖擊環(huán)境為：以1 000 kg的TNT當量為爆源，攻角30°，舷側爆距為55 m。水下爆炸示意圖如圖3所示，沖擊波載荷壓力曲線如圖4所示。

圖3 水下爆炸示意圖Fig.3 Schematic of underwater explosion

圖4 沖擊波壓力曲線Fig 4 Pressure curve of shock wave

2.2 邊界條件設置

根據(jù)導流罩在船上的安裝情況，計算中設定與導流罩連接結構鋼法蘭處連接的船體結構邊界為剛性固定，支柱結構及導流罩末端與船體結構連接處為簡支邊界條件。

3 導流罩結構抗沖擊計算分析

進行導流罩結構抗沖擊計算分析時，首先給出導流罩結構整體應力云圖。圖5所示為t=0.03 s時的導流罩結構應力云圖，沖擊波由導流罩底部外板向四周均勻傳播，在導流罩底部外板處產(chǎn)生了較明顯的響應，其余外板處及加強筋結構等構件處響應較小，可見底部外板較其他結構處危險。

在導流罩結構上選取兩個考核點A，B，其中A點位于導流罩底部加強結構處，B點位于導流罩底部外板上，如圖5所示。

圖5 導流罩結構Mises應力云圖Fig 5 Mises stress result

3.1 等效塑性應變響應分析

t=0.03 s時導流罩結構等效塑性應變?nèi)鐖D6所示。

圖6 等效塑性應變云圖Fig 6 PEEQ result

等效塑性應變PEEQ是材料塑性變形的一個度量，描述的是整個變形過程中塑性應變的累積結果。從等效塑性應變響應云圖可見，與應力云圖相似，結構的等效塑性應變最大位置出現(xiàn)在導流罩底部外板處，等效塑性應變值為0.153。圖7所示為應變最大位置處等效塑性應變的時歷曲線。

3.2 位移響應分析

t=0.03 s時位移響應如圖8所示。

圖7 等效塑性應變時歷曲線Fig 7 Time history of PEEQ

圖8 位移響應云圖Fig 8 Displacement result

從位移響應云圖可見，導流罩結構出現(xiàn)最大位移的位置在導流罩底部外板處。圖9所示為A，B考核點相對位移變化時歷曲線。

圖9 位移變化時歷曲線Fig 9 Time history of displacement

由圖9可見，導流罩底部外板處的最大位移約為11.8 cm，出現(xiàn)最大位移的位置位于導流罩縱、橫向加強材形成的板格處。究其原因，導流罩底部在橫向和縱向僅布置有3道加強材，其間距約為導流罩其他部位外板的水平、徑向加強筋間距的1.5倍，且鈦合金材料的彈性模量小、剛性差、易變形，因此在沖擊波的作用下，此處產(chǎn)生了相對較大的變形。

3.3 沖擊響應譜分析

導流罩基陣安裝位置的響應對于基陣的安裝具有很大的影響。水下爆炸載荷作用下結構的響應以垂向響應為主，有必要以垂向加速度響應為對象，分析基陣安裝位置的結構響應，將加速度時歷曲線轉化為功率譜密度，基陣安裝位置處功率譜密度曲線如圖10所示。

圖10 功率譜密度曲線Fig 10 Curve of power spectral density

從圖10中的功率譜密度曲線可見，中低頻段的譜密度值較大，說明基陣安裝位置處響應集中在中低頻段。因此，在安裝基陣時應考慮安裝位置處的頻率特性，避開安裝位置處的響應頻段，以避免對基陣的工作性能產(chǎn)生不良影響。圖11所示為安裝位置處的垂向計算沖擊譜，給出了基陣安裝位置處的沖擊環(huán)境。

圖11 垂向計算沖擊譜Fig 11 Vertical shock spectrum

4 結 論

本文對鈦合金導流罩結構在水下爆炸沖擊載荷作用下的響應特性進行了計算分析，結果表明：在沖擊載荷作用下，導流罩結構的等效塑性應變和最大位移位置為導流罩底部外板處，此處為導流罩結構的危險區(qū)域；導流罩基陣安裝位置處的響應以中低頻段為主，基陣的安裝頻率宜避開此頻段。

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