基于動(dòng)態(tài)設(shè)計(jì)分析方法的艦載魚(yú)雷發(fā)射裝置抗沖擊特性研究

何佳磊，周　川，周寧波，段　浩

（中國(guó)船舶重工集團(tuán) 第705研究所昆明分部，云南 昆明，650118）

基于動(dòng)態(tài)設(shè)計(jì)分析方法的艦載魚(yú)雷發(fā)射裝置抗沖擊特性研究

何佳磊，周川，周寧波，段浩

（中國(guó)船舶重工集團(tuán) 第705研究所昆明分部，云南 昆明，650118）

艦船設(shè)備和系統(tǒng)的抗沖擊能力是決定艦船戰(zhàn)時(shí)生命力強(qiáng)弱的重要因素。該文采用艦艇三聯(lián)裝魚(yú)雷發(fā)射裝置模態(tài)試驗(yàn)與有限元綜合建模技術(shù)，在Ansys Workbench中建立了發(fā)射裝置抗沖擊有限元分析模型，借鑒美國(guó)海軍用以考核艦船設(shè)備抗沖擊性能的動(dòng)態(tài)設(shè)計(jì)分析方法（DDAM），結(jié)合國(guó)軍標(biāo)GJB1060設(shè)計(jì)發(fā)射裝置沖擊輸入譜，對(duì)其進(jìn)行抗沖擊特性仿真計(jì)算，以考核發(fā)射裝置的抗沖擊性能。仿真結(jié)果表明，在發(fā)射裝置轉(zhuǎn)臺(tái)瓦板處，發(fā)射裝置橫向沖擊位移響應(yīng)及Von Mises應(yīng)力均為最大，但其最大Von Mises應(yīng)力均沒(méi)有超過(guò)材料的屈服強(qiáng)度。在材料的許用應(yīng)力范圍內(nèi)，橫向、縱向、垂向抗沖擊性能均滿足艦船甲板設(shè)備抗沖擊考核要求。

魚(yú)雷發(fā)射裝置； 動(dòng)態(tài)設(shè)計(jì)分析方法； 模態(tài)試驗(yàn)； 抗沖擊

0　引言

隨著現(xiàn)代海戰(zhàn)的日益激烈，艦艇在作戰(zhàn)中不可避免地會(huì)遭到來(lái)自空中、水面和水下的打擊。水面艦艇受到來(lái)自水下常規(guī)武器的攻擊主要有水雷、魚(yú)雷及深水炸彈等。有時(shí)，盡管艦艇殼體的水密性沒(méi)有受損，但是由于艦載設(shè)備在強(qiáng)沖擊下喪失功能，也會(huì)導(dǎo)致艦艇失去戰(zhàn)斗力［1］。因此，艦艇設(shè)備和系統(tǒng)的抗沖擊能力是決定艦艇戰(zhàn)時(shí)生命力強(qiáng)弱的重要因素之一［2］，艦艇設(shè)備抗沖擊能力已成為艦艇整體抗沖擊能力的重要指標(biāo)。因此，各海軍強(qiáng)國(guó)均制定了艦艇設(shè)備抗沖擊標(biāo)準(zhǔn)，規(guī)范艦艇設(shè)備的設(shè)計(jì)、制造和驗(yàn)收等全過(guò)程，以提高艦艇抗非接觸爆炸的能力。

為保證三聯(lián)裝魚(yú)雷發(fā)射裝置在艦艇遭受非致命攻擊時(shí)，能可靠地發(fā)射魚(yú)雷進(jìn)行反擊，魚(yú)雷發(fā)射裝置自身要具有一定的抗沖擊性能。按照我國(guó)和美國(guó)海軍標(biāo)準(zhǔn)，艦艇三聯(lián)裝魚(yú)雷發(fā)射裝置屬于A 級(jí)設(shè)備，該類設(shè)備在受沖擊前后性能應(yīng)無(wú)顯著變化，且不會(huì)對(duì)人員和其他A 級(jí)設(shè)備造成破壞。為達(dá)到以上目標(biāo)，必須對(duì)其抗沖擊特性進(jìn)行考核和評(píng)估。目前，國(guó)內(nèi)外常用的艦艇設(shè)備抗沖擊性能考核方法有靜態(tài)等效法（靜G法）、動(dòng)態(tài)設(shè)計(jì)分析法（dynamic design analysis method，DDAM）和時(shí)域模擬法［3］。DDAM是美國(guó)海軍用于考核艦艇設(shè)備抗沖擊能力的手段之一，該方法建立在大量的水下爆炸試驗(yàn)數(shù)據(jù)基礎(chǔ)之上，應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)公式確定設(shè)計(jì)譜值大小，是一種方便、實(shí)用的工程技術(shù)。

文中采用魚(yú)雷發(fā)射裝置模態(tài)試驗(yàn)與有限元綜合建模技術(shù)，在Ansys Workbench中精確建立發(fā)射裝置抗沖擊有限元分析模型； 使用DDAM方法，并結(jié)合國(guó)軍標(biāo)GJB1060考核了發(fā)射裝置橫向、縱向以及垂向的抗沖擊性能。

1　DDAM的基本原理

DDAM理論起源于地震工程的沖擊響應(yīng)譜方法。該理論發(fā)展于上世紀(jì)60年代，是一種正則模態(tài)響應(yīng)分析法，用于分析艦船設(shè)備線性結(jié)構(gòu)的最大動(dòng)態(tài)響應(yīng)。DDAM將設(shè)備沖擊輸入以設(shè)計(jì)沖擊譜來(lái)表示，并對(duì)模型進(jìn)行模態(tài)分析，對(duì)模態(tài)結(jié)果使用美國(guó)海軍實(shí)驗(yàn)室組合（Naval research laboratory sum，NRL）方法進(jìn)行合成，求得所分析系統(tǒng)的沖擊響應(yīng)。此外，DDAM考慮了艦船設(shè)備的彈性基礎(chǔ)對(duì)沖擊譜的譜跌效應(yīng)，并且將譜跌體現(xiàn)在設(shè)計(jì)譜值中。目前，DDAM是很多國(guó)家艦船設(shè)備抗沖擊性能考核的主要方法。DDAM基本原理與應(yīng)用反應(yīng)譜方法計(jì)算結(jié)構(gòu)的峰值反應(yīng)相同，只是其設(shè)計(jì)譜值是依據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式，考慮了設(shè)備載體、設(shè)備的安裝位置、模態(tài)質(zhì)量、沖擊考核方向等因素而選取輸入譜值。在應(yīng)用DDAM時(shí)，模態(tài)質(zhì)量是其核心概念之一。

通過(guò)模態(tài)疊加原理，可以推導(dǎo)出模態(tài)質(zhì)量的概念及物理意義［4］。

式中:nΓ為振型參與系數(shù)，表示第n階振型對(duì)系統(tǒng)反應(yīng)參與的程度；Mn*為基底剪力有效振型質(zhì)量，簡(jiǎn)稱為有效質(zhì)量，是與基底剪力相關(guān)的物理概念?；准袅τ行д裥唾|(zhì)量的定義與DDAM中模態(tài)質(zhì)量的定義相同，因此模態(tài)質(zhì)量的概念是表征基底剪力的物理概念。

第n階振型引起的反應(yīng)

在DDAM計(jì)算中，利用式（2）計(jì)算各階振型峰值，再選取振型組合方法（square root of the sum of the squares，SRSS）、完全二次項(xiàng)組合（complete quadratic combination，CQC）和NRL等振型組合規(guī)則，一般情況下，選取CQC組合來(lái)估算結(jié)構(gòu)總反應(yīng)的峰值。

2　魚(yú)雷發(fā)射裝置抗沖擊有限元分析模型

有限元分析理論及其工程應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)表明，結(jié)構(gòu)有限元分析結(jié)果很大程度上取決于所建立結(jié)構(gòu)模型的準(zhǔn)確性。為了保證魚(yú)雷發(fā)射裝置抗沖擊有限元分析達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)要求的精度，所建立的發(fā)射裝置沖擊有限元模型首先要有足夠的力學(xué)準(zhǔn)確性，其次計(jì)算模型應(yīng)有較高的仿真計(jì)算效率。

因此，文中采用魚(yú)雷發(fā)射裝置原型結(jié)構(gòu)模態(tài)試驗(yàn)分析與有限元綜合建模技術(shù)，精確建立發(fā)射裝置抗沖擊有限元分析模型。首先，基于比利時(shí)LMS Test.Lab錘擊法模態(tài)試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)的振動(dòng)實(shí)驗(yàn)?zāi)B(tài)分析，獲取發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)的振動(dòng)固有模態(tài)信息（固有頻率、固有振型、模態(tài)質(zhì)量和阻尼比）； 然后在ANSYS Workbench多物理場(chǎng)協(xié)同CAE仿真平臺(tái)中建立發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)的抗沖擊分析的有限元模型； 最后通過(guò)對(duì)有限元模型進(jìn)行模態(tài)分析，并與實(shí)驗(yàn)?zāi)B(tài)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，不斷修正有限元模型，比如有限元模型裝配結(jié)合部動(dòng)力學(xué)接觸類型、零部件簡(jiǎn)化程度等。

2.1魚(yú)雷發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)的有限元分析模型

魚(yú)雷發(fā)射裝置抗沖擊有限元分析模型采用Solid Edge軟件進(jìn)行結(jié)構(gòu)幾何3D建模，并導(dǎo)入ANSYS Workbench完成有限元前處理及仿真分析。發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)有限元模型中的主要結(jié)構(gòu)尺寸與產(chǎn)品尺寸精確一致； 分析模型僅對(duì)工藝孔、螺栓孔及其工藝臺(tái)等非主要?jiǎng)恿W(xué)局部結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力學(xué)等效簡(jiǎn)化處理。幾何模型動(dòng)力學(xué)等效簡(jiǎn)化遵循2條基本原則: 1） 不改變模型的基本力學(xué)特征； 2）簡(jiǎn)化后模型質(zhì)量及網(wǎng)格劃分質(zhì)量應(yīng)有明顯改善。

發(fā)射裝置抗沖擊分析3D幾何模型如圖1（a）所示，有限元分析網(wǎng)格模型如圖1（b）所示。發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)有限元網(wǎng)格主要采用六面體為主和自動(dòng)劃分的網(wǎng)格劃分方式，并對(duì)復(fù)雜局部進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，如轉(zhuǎn)臺(tái)、瓦板以及軸承等零部件及結(jié)合區(qū)域。

圖1　魚(yú)雷發(fā)射裝置抗沖擊分析3D幾何模型和有限元網(wǎng)格模型Fig. 1　Three-dimensional geometric model and finite element mesh model of a torpedo launcher used for anti-shock analysis

為了降低發(fā)射裝置有限元分析時(shí)間和計(jì)算的復(fù)雜程度，在保證分析精度的前提下，對(duì)發(fā)射裝置轉(zhuǎn)臺(tái)回轉(zhuǎn)軸承的滾動(dòng)體進(jìn)行了等效簡(jiǎn)化。轉(zhuǎn)臺(tái)回轉(zhuǎn)軸承及滾動(dòng)體簡(jiǎn)化模型如圖2所示。滾動(dòng)體采用等直徑圓環(huán)（滾動(dòng)體簡(jiǎn)化模型見(jiàn)圖2箭頭所示）力學(xué)等效簡(jiǎn)化處理。

最后，發(fā)射裝置整體結(jié)構(gòu)總質(zhì)量為1 447.6 kg，有限元模型總質(zhì)量為1 450 kg，模型質(zhì)量誤差為0.17%，有限元單元數(shù)為258 763，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為604 512。

圖2　轉(zhuǎn)臺(tái)回轉(zhuǎn)軸承及有限元簡(jiǎn)化模型Fig. 2　Turntable rotary bearing and its simplified finite element model

圖3　發(fā)射裝置主要零部件裝配面接觸面設(shè)置示意圖Fig. 3　Schematic of assembly surface for major parts of a torpedo launcher

2.2魚(yú)雷發(fā)射裝置有限元模型裝配接觸面設(shè)置

魚(yú)雷發(fā)射裝置有限元模型為一復(fù)雜裝配體，在其有限元?jiǎng)恿W(xué)建模中發(fā)現(xiàn)該模型零部件間的裝配接觸面接觸關(guān)系對(duì)其分析精度有較大影響。因此，文中基于原型結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)?zāi)B(tài)分析結(jié)果，對(duì)有限元模型進(jìn)行裝配結(jié)合部接觸特性調(diào)整修改，不斷提高有限元分析精度。發(fā)射裝置主要零部件裝配面接觸采用完全綁定和不分離2類線性接觸特征設(shè)置（見(jiàn)圖3（a）和（b）），以模擬焊接和螺栓連接面等裝配結(jié)合部的力學(xué)約束狀況。其中，轉(zhuǎn)臺(tái)瓦板與管體裝配接觸面、回轉(zhuǎn)軸承滾動(dòng)體與內(nèi)、外圈等接觸面采用不分離接觸設(shè)置，其余裝配結(jié)合面均為綁定接觸設(shè)置。建模時(shí)，三聯(lián)裝發(fā)射管之間的實(shí)際連接方法與實(shí)際產(chǎn)品中發(fā)射管間的連接方法相同； 同時(shí)，有限元模型與艦艇甲板間的約束方式與實(shí)際產(chǎn)品安裝方式一致。

3　魚(yú)雷發(fā)射裝置抗沖擊有限元分析

3.1抗沖擊分析輸入譜設(shè)計(jì)

依據(jù)國(guó)軍標(biāo)GJB 1060.1-91《艦船環(huán)境條件要求-機(jī)械環(huán)境》5.7節(jié)中“動(dòng)力學(xué)分析”規(guī)定，魚(yú)雷發(fā)射裝置屬于水面艦艇甲板安裝的甲類設(shè)備，其設(shè)計(jì)沖擊加速度和沖擊速度值的計(jì)算公式分別為

式中: ma為發(fā)射裝置整體結(jié)構(gòu)的模態(tài)質(zhì)量，A0為設(shè)計(jì)沖擊標(biāo)稱加速度，V0為設(shè)計(jì)沖擊標(biāo)稱速度。根據(jù)國(guó)軍標(biāo)GJB 1060.1-91規(guī)定的甲板部位彈性設(shè)計(jì)規(guī)范，ma取發(fā)射裝置總質(zhì)量（1.45 t）的80%，垂向、橫向、縱向抗沖擊分析的設(shè)計(jì)加速度、速度值如表1所示。

表1　魚(yú)雷發(fā)射裝置抗沖擊分析輸入譜設(shè)計(jì)值Table 1　Design values of input spectrum for anti-shock analysis of a torpedo launcher

另外，根據(jù)國(guó)軍標(biāo)GJB 1060.1-91 中5.7.4危險(xiǎn)區(qū)域的確定”一節(jié)所規(guī)定: 若采用頻率計(jì)算確定危險(xiǎn)區(qū)域（即在沖擊載荷作用下可能破壞的區(qū)域或部件）時(shí)，水面艦艇甲類及丙類設(shè)備彈性設(shè)計(jì)動(dòng)力學(xué)分析系統(tǒng)的截止頻率fc為

其中，z?a為分析系統(tǒng)最高振動(dòng)模態(tài)的模態(tài)質(zhì)量，一般取分析系統(tǒng)總質(zhì)量的10%。針對(duì)發(fā)射裝置分析系統(tǒng)，按其總質(zhì)量1.45 t的10%計(jì)算得到的動(dòng)力學(xué)系統(tǒng)分析截止頻率fc為122.75 Hz。通過(guò)發(fā)射裝置模態(tài)分析得知，其前3階模態(tài)頻率最高為106.94 Hz。因此，發(fā)射裝置抗沖擊分析截止頻率fc覆蓋了前3階振動(dòng)模態(tài)垂向、橫向和縱向動(dòng)力學(xué)沖擊疊加響應(yīng)。根據(jù)國(guó)軍標(biāo)GJB1060.1-91規(guī)定的一維DDAM，結(jié)合表1的輸入譜設(shè)計(jì)值，魚(yú)雷發(fā)射裝置垂向沖擊設(shè)計(jì)輸入譜如圖4所示，橫向、縱向的沖擊設(shè)計(jì)輸入譜類似。

圖4　發(fā)射裝置垂向沖擊設(shè)計(jì)輸入譜Fig. 4　Design input spectrum of a torpedo launcher in vertical direction shock

3.2抗沖擊仿真分析及評(píng)價(jià)

魚(yú)雷發(fā)射裝置一維DDAM抗沖擊仿真分析主要基于Ansys Workbench的響應(yīng)譜分析技術(shù)，發(fā)射裝置轉(zhuǎn)臺(tái)底部采用模擬裝艦工況的固定約束。根據(jù)3.1節(jié)中抗沖擊分析輸入譜，分別對(duì)發(fā)射裝置進(jìn)行垂向、橫向、縱向加載，沖擊輸入譜通過(guò)約束邊界施加于發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)； 沖擊響應(yīng)譜采用CQC算法，計(jì)算得到發(fā)射裝置垂向、橫向、縱向3個(gè)方向上的沖擊響應(yīng)。經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)，發(fā)射裝置分別在垂向、橫向、縱向沖擊作用下，在發(fā)射管后蓋處出現(xiàn)了Von Mises應(yīng)力奇異點(diǎn)，最大值為330.54 MPa。分析原因是由于沖擊輸入均勻化處理及單元網(wǎng)格自身應(yīng)力集中等問(wèn)題，該點(diǎn)單元應(yīng)力與周圍單元應(yīng)力有非線性突變，因而在抗沖擊分析中應(yīng)依據(jù)力學(xué)漸變?cè)瓌t忽略此類單元的應(yīng)力。因此，剔除應(yīng)力奇異點(diǎn)后，發(fā)射裝置最大Von Mises應(yīng)力均出現(xiàn)在轉(zhuǎn)臺(tái)瓦板面上，具體應(yīng)力值和位置如表2所示。

圖5（a）、（b）、（c）分別為發(fā)射裝置在垂向、橫向、縱向沖擊作用下，整體Von Mises應(yīng)力分布云圖。圖5（d）、（e）、（f）分別為發(fā)射裝置在垂向、橫向、縱向沖擊作用下，轉(zhuǎn)臺(tái)瓦板面局部Von Mises應(yīng)力云圖及最大應(yīng)力發(fā)生位置。一維DDAM發(fā)射裝置抗沖擊有限元仿真分析結(jié)果表明: 1） 三向一維沖擊譜加載工況下發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)沖擊響應(yīng)應(yīng)力主要集中于轉(zhuǎn)臺(tái)、發(fā)射管體、上管托架以及管體瓦板連接螺栓。2） 在垂向沖擊譜加載工況下，發(fā)射裝置轉(zhuǎn)臺(tái)瓦板支撐弧面最大Von Mises應(yīng)力為191.9 MPa； 轉(zhuǎn)臺(tái)底部支撐筋最大應(yīng)力接近100 MPa； 下管Von Mises應(yīng)力<55 MPa； 管體與瓦板連接螺栓Von Mises應(yīng)力<83.9 MPa。

表2　魚(yú)雷發(fā)射裝置三向一維DDAM法沖擊響應(yīng)最大Von Mises應(yīng)力值及位置Table 2　Maximum von Mises stress of shock response and its position in a torpedo launcher in three directions by using dynamic design analysis method（DDAM）

圖5　發(fā)射裝置在3個(gè)方向沖擊作用下的整體應(yīng)力及最大應(yīng)力分布圖Fig. 5　Overall stress and maximum stress distribution in a torpedo launcher under the shock in three directions

3） 在橫向沖擊譜加載工況下，發(fā)射裝置轉(zhuǎn)臺(tái)瓦板支承弧面外側(cè)邊緣最大Von Mises應(yīng)力為224.2 MPa； 下管體Von Mises應(yīng)力＜65 MPa； 管體與瓦板連接螺栓Von Mises應(yīng)力＜51.3 MPa； 上管托架應(yīng)力＜77.4 MPa。

4） 在縱向沖擊譜加載工況下，發(fā)射裝置轉(zhuǎn)臺(tái)瓦板面最大Von Mises應(yīng)力為91.5 MPa（與垂向沖擊最大應(yīng)力位置相同）； 下管體Von Mises應(yīng)力<40 MPa； 管體瓦板連接螺栓Von Mises應(yīng)力<30 MPa； 上管托架應(yīng)力<10 MPa。

5） 從沖擊響應(yīng)Von Mises應(yīng)力分析結(jié)果來(lái)看，發(fā)射裝置整體結(jié)構(gòu)沖擊應(yīng)力以垂向和橫向?yàn)橹?，縱向沖擊應(yīng)力次之。

由于轉(zhuǎn)臺(tái)及瓦板的材料屈服強(qiáng)度為300 MPa，發(fā)射管、管體連接架、腹條、腹板的材料屈服強(qiáng)度為315 MPa，管體瓦板連接螺栓的材料屈服強(qiáng)度為1 080 MPa。因此，發(fā)射裝置在垂向、橫向、縱向沖擊作用下，各零部件結(jié)構(gòu)的最大Von Mises應(yīng)力均沒(méi)有超過(guò)材料的屈服強(qiáng)度，滿足國(guó)軍標(biāo)GJB1060.1-91規(guī)定的抗沖擊設(shè)計(jì)要求，發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)安全。

4　結(jié)束語(yǔ)

文中使用魚(yú)雷發(fā)射裝置模態(tài)試驗(yàn)與有限元綜合建模技術(shù)，建立了發(fā)射裝置抗沖擊有限元分析模型； 以Ansys Workbench的響應(yīng)譜分析技術(shù)為基礎(chǔ)，使用DDAM方法對(duì)艦艇魚(yú)雷發(fā)射裝置進(jìn)行了抗沖擊仿真分析。仿真結(jié)果表明: 在三向一維設(shè)計(jì)沖擊載荷作用下，發(fā)射裝置重點(diǎn)考核對(duì)象（即轉(zhuǎn)臺(tái)、瓦板、發(fā)射管體和管體瓦板連接螺栓）滿足國(guó)軍標(biāo)GJB1060.1-91規(guī)定的抗沖擊設(shè)計(jì)要求，發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)安全； 發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)最大沖擊應(yīng)力均集中于轉(zhuǎn)臺(tái)零件； 其中，轉(zhuǎn)臺(tái)瓦板支承面四角邊緣以及轉(zhuǎn)臺(tái)局部支承筋沖擊響應(yīng)應(yīng)力數(shù)值較大，可考慮對(duì)轉(zhuǎn)臺(tái)進(jìn)行抗沖擊結(jié)構(gòu)改進(jìn)優(yōu)化設(shè)計(jì)； 從沖擊響應(yīng)Von Mises應(yīng)力分析結(jié)果來(lái)看，發(fā)射裝置整體結(jié)構(gòu)沖擊應(yīng)力以垂向和橫向?yàn)橹鳎v向沖擊應(yīng)力次之。因此，今后對(duì)發(fā)射裝置進(jìn)行結(jié)構(gòu)抗沖擊設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)重點(diǎn)考慮三向均衡抗沖擊設(shè)計(jì)。

［1］汪玉，華宏星.艦船現(xiàn)代沖擊理論及應(yīng)用［M］. 北京: 科學(xué)出版社，2005.

［2］劉建湖. 艦船非接觸水下爆炸動(dòng)力學(xué)的理論與應(yīng)用［D］.無(wú)錫: 中國(guó)船舶科學(xué)研究中心，2002.

［3］國(guó)防科學(xué)技術(shù)工業(yè)委. GJB106011291艦船環(huán)境條件要求機(jī)械環(huán)境［S］. 北京: 國(guó)防科學(xué)技術(shù)工業(yè)委會(huì)，1991.

［4］喬普拉. 結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)理論及其在地震工程中的應(yīng)用［M］.第2版. 謝禮立，呂大剛，譯. 北京: 高等教育出版社，2007.

（責(zé)任編輯: 許妍）

Research on Anti-Shock Capability of Shipborne Torpedo Launcher Based on Dynamic Design Analysis Method

HE Jia-lei，ZHOU Chuan，ZHOU Ning-bo，Duan Hao
（Kunming Branch of the 705 Research Institute，China Shipbuilding Industry Corporation，Kunming 650118，China）

The anti-shock capability of marine equipment and system is an important factor in determining the vitality of a ship in wartime. Based on the modal test for shipborne torpedo triple launcher and the finite element modeling technology，we establish a finite element analysis model of the launcher to investigate its anti-shock capability. In terms of the dynamic design analysis method（DDAM），with which American navy assess the anti-shock capability of marine equipment，we design launcher shock input spectrum according to the GJB1060 Standard to simulate and assess the anti-shock capability of the triple torpedo launcher. Simulation results demonstrate that on the turntable tile plate the maximum shock response displacement and the maximum Von-Mises stress appear in transverse direction，but the max transverse Von-Mises stress is less than the yield strength of material. The transverse，longitudinal and vertical anti-shock capabilities meet the requirements of the ship anti-shock assessment.

torpedo launcher； dynamic design analysis method（DDAM）； modal test； anti-shock capability

TJ635

A

1673-1948（2015）02-0139-06

2014-07-28；

2014-09-20.

何佳磊（1990-），男，在讀碩士，主要研究方向?yàn)轸~(yú)雷發(fā)射技術(shù).