結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)攔阻鉤碰撞反彈動(dòng)力學(xué)影響分析

彭一明，張釗，魏小輝,*，聶宏，謝朋朋

1.南京航空航天大學(xué) 機(jī)械結(jié)構(gòu)力學(xué)及控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210016 2.南京航空航天大學(xué) 飛行器先進(jìn)設(shè)計(jì)技術(shù)國(guó)防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，南京 210016 3.上海衛(wèi)星裝備研究所，上海 200240

艦載機(jī)的著艦與陸基飛機(jī)的著陸存在很多不同點(diǎn)，最為顯著的區(qū)別就是艦載機(jī)安裝有攔阻鉤，其功能是在飛機(jī)進(jìn)入著艦區(qū)域后能夠順利地與甲板上的攔阻懸索嚙合，將攔阻力傳遞到機(jī)身上，以使飛機(jī)快速攔停[1]。

艦載機(jī)在攔阻鉤掛索之前，一般情況是攔阻鉤先與甲板碰撞，并在攔阻鉤縱向阻尼器的作用下發(fā)生有限高度的彈跳。由于艦載機(jī)著艦時(shí)下沉速度較大，這就導(dǎo)致攔阻鉤與甲板碰撞將會(huì)以較大的初始角速度上轉(zhuǎn)回彈，若無(wú)法迅速有效地實(shí)施控制，攔阻鉤可能會(huì)上轉(zhuǎn)過(guò)高超過(guò)攔阻索，更為嚴(yán)重時(shí)會(huì)與飛機(jī)尾部碰撞，造成著艦事故[2]。攔阻鉤成功套索的必要條件是第1次反彈高度不超過(guò)100 mm、長(zhǎng)度不超過(guò)6.1 m[3]。因此，為提高攔阻鉤掛索成功率，研究如何抑制攔阻鉤反彈并對(duì)攔阻鉤碰撞反彈動(dòng)力學(xué)進(jìn)行深入的分析尤為重要。

國(guó)外對(duì)于攔阻鉤動(dòng)力學(xué)的研究已經(jīng)較為成熟，由于保密的原因，公布的文獻(xiàn)較少且陳舊。例如，Thomlinson[4]對(duì)飛機(jī)在對(duì)稱面內(nèi)對(duì)攔阻鉤與甲板的碰撞和反彈進(jìn)行了詳細(xì)描述，通過(guò)分析構(gòu)建幾何連接關(guān)系建立起機(jī)身與攔阻鉤之間的運(yùn)動(dòng)學(xué)方程；Jones[5]分析了攔阻過(guò)程中攔阻鉤鉤載峰值的主要影響因素，并基于攔阻系統(tǒng)的數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)得到了攔阻力擬合公式和曲線；全美工程公司公布的一份報(bào)告[6]對(duì)攔阻鉤碰撞懸索支撐物的情況進(jìn)行了分析。

國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)攔阻鉤碰撞動(dòng)力學(xué)進(jìn)行了大量理論研究[7-11]，系統(tǒng)分析了攔阻鉤初次碰撞甲板后反彈的成因，在著艦對(duì)稱面內(nèi)建立了攔阻鉤碰撞反彈模型，考慮甲板突起物[9]、摩擦力[7]、縱向緩沖器[8,11]等因素對(duì)碰撞反彈動(dòng)力學(xué)的影響。國(guó)內(nèi)學(xué)者還進(jìn)行了攔阻鉤碰撞反彈相關(guān)的試驗(yàn)研究，楊全偉[12]提出了攔阻鉤載荷實(shí)測(cè)方法，實(shí)測(cè)了攔阻鉤碰撞時(shí)的載荷；彭一明和聶宏[1]通過(guò)碰撞反彈試驗(yàn)修正了含涂層甲板的恢復(fù)系數(shù)；豆清波等[13]提出了攔阻鉤系統(tǒng)沖擊性能試驗(yàn)方法，進(jìn)行了攔阻鉤系統(tǒng)垂向沖擊試驗(yàn)。這些研究的對(duì)象都是某一具體型號(hào)的攔阻鉤，主要分析或測(cè)試攔阻鉤碰撞反彈的相關(guān)性能，而針對(duì)新型艦載機(jī)攔阻鉤設(shè)計(jì)初期技術(shù)人員關(guān)心的攔阻鉤尺寸、質(zhì)量、緩沖器安裝尺寸、緩沖器結(jié)構(gòu)參數(shù)的研究鮮有公開。

為完善攔阻鉤裝置設(shè)計(jì)體系，本文基于剛體碰撞動(dòng)力學(xué)理論建立了攔阻鉤撞擊甲板反彈動(dòng)力學(xué)模型，通過(guò)攔阻鉤碰撞反彈試驗(yàn)對(duì)碰撞模型的參數(shù)進(jìn)行了修正，并基于該模型分析了緩沖器安裝形式、攔阻鉤重心位置、緩沖器結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)碰撞反彈的影響，并基于雙結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)彈跳性能的影響進(jìn)行了設(shè)計(jì)優(yōu)化。

1 攔阻鉤碰撞反彈動(dòng)力學(xué)模型

1.1 模型基本假設(shè)

在艦載飛機(jī)著艦過(guò)程中，攔阻鉤鉤頭與甲板會(huì)在短時(shí)間內(nèi)發(fā)生極為復(fù)雜的碰撞并反彈[14]。碰撞期間系統(tǒng)受到約束限制，在碰撞結(jié)束后約束消失，屬于非持久碰撞[15]。根據(jù)艦載飛機(jī)著艦的基本特點(diǎn)，作出如下合理假設(shè)：① 將攔阻鉤視為一根剛性桿，可在飛機(jī)對(duì)稱面內(nèi)繞機(jī)身鉸接點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)；② 鉤頭與甲板的剛度可視作極大；③ 鉤頭與甲板的接觸面平整，無(wú)凸起物；④ 碰撞過(guò)程中摩擦力遠(yuǎn)比碰撞力小，可以忽略。

1.2 攔阻鉤與甲板碰撞模型

圖1為攔阻鉤與甲板碰撞示意圖，XgOYg為地面坐標(biāo)系;B點(diǎn)為攔阻鉤與機(jī)身鉸接點(diǎn);A點(diǎn)為攔阻鉤與甲板接觸點(diǎn)，攔阻鉤可繞點(diǎn)B在地面坐標(biāo)系XgOYg內(nèi)轉(zhuǎn)動(dòng)；攔阻鉤簡(jiǎn)化為桿AB;C為攔阻鉤的質(zhì)心位置，BC段長(zhǎng)l1,AC段長(zhǎng)d2,總長(zhǎng)為l;v為飛機(jī)的下滑速度;αl為飛機(jī)下滑軌跡角;β為甲板角;θ為攔阻鉤軸線與豎直方向的夾角;ω為碰撞時(shí)刻反彈角速度[8],IBy為B點(diǎn)y方向的沖量分量;IBx為B點(diǎn)x方向的沖量分量;IA為A點(diǎn)沖量。

圖1 攔阻鉤與甲板碰撞示意圖

在不考慮航母甲板運(yùn)動(dòng)時(shí)，碰撞恢復(fù)系數(shù)與鉤頭點(diǎn)A碰撞前后速度有關(guān)[16-18]。設(shè)碰撞恢復(fù)系數(shù)為e，則有

(1)

式中:v、u表示碰撞前后的速度，下標(biāo)A表示A點(diǎn)，下標(biāo)y表示在y方向上分量，下同。

在地面慣性系下攔阻鉤碰撞動(dòng)力學(xué)方程為

(2)

式中:m為攔阻鉤質(zhì)量;JC為攔阻鉤繞質(zhì)心的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量;I為攔阻鉤所受到的沖量。

根據(jù)運(yùn)動(dòng)學(xué)關(guān)系有

(3)

根據(jù)速度分量關(guān)系以及式(1)、式(3)可得

(4)

由式(2)～式(4)聯(lián)合可得

(5)

1.3 攔阻鉤反彈模型

攔阻鉤反彈示意圖如圖2所示，AB為攔阻鉤桿;PQ為攔阻鉤緩沖器，P為兩者鉸接點(diǎn)，B、Q分別為鉤桿與機(jī)身的連接點(diǎn)。各段長(zhǎng)度以及角度如圖所示,θ1為鉤桿機(jī)身連接線與豎直方向的夾角;BQ段長(zhǎng)a,BP段長(zhǎng)b,PQ段長(zhǎng)s;l1為質(zhì)心距上鉸接點(diǎn)距離;Fs為緩沖器作用力，作用于P點(diǎn);mg為攔阻鉤重力，作用于質(zhì)心C點(diǎn)。

由圖2中幾何關(guān)系可得：

圖2 攔阻鉤反彈示意圖

(6)

由動(dòng)量矩定理可得

(7)

攔阻鉤緩沖器與起落架緩沖器原理類似，其作用力Fs包括空氣彈簧力Fa、油液阻尼力Fh和結(jié)構(gòu)限制力Fl組成[1]，即

Fs=Fa+Fh+F1

(8)

不考慮油液的可壓性和緩沖器腔體的體積變化時(shí)，空氣彈簧力為

(9)

式中：Aa為壓氣面積；P0為緩沖器初始填充壓強(qiáng)；V0為緩沖器初始沖壓容積；n為氣體多變指數(shù)；Patm為當(dāng)?shù)卮髿鈮簭?qiáng)；sH為緩沖器行程。

本文中攔阻鉤緩沖器阻尼器為單腔-常油孔-油氣式，沒(méi)有側(cè)油孔，則油液阻尼力為

(10)

式中：ρoil為油液密度；Cd為主油腔油孔縮流系數(shù)；AZh為攔阻鉤阻尼器有效壓油面積；AZd為阻尼器油孔面積。

緩沖器結(jié)構(gòu)限制力F1可表示為

(11)

式中：k1為結(jié)構(gòu)限制力剛度系數(shù)；sH max為緩沖器最大行程。

最終可得鉤頭彈跳高度為

hA=lsinβ-lcosθ-vtsinαl

(12)

鉤頭航向位移為

xA=lcosβ-lsinθ+vtcosαl

(13)

式中:t為時(shí)間。

2 基于碰撞反彈試驗(yàn)的模型校驗(yàn)

攔阻鉤與甲板撞擊屬于非線性動(dòng)力學(xué)[19]問(wèn)題，甲板涂層由于其特殊性[20]，僅靠計(jì)算分析不能保證力學(xué)特性參數(shù)的準(zhǔn)確性。因此借助試驗(yàn)測(cè)試手段對(duì)攔阻鉤與甲板撞擊反彈的力學(xué)特性進(jìn)行研究，修正仿真模型中的恢復(fù)系數(shù)等參數(shù)，以便得到準(zhǔn)確可靠的仿真模型，進(jìn)而對(duì)攔阻鉤的碰撞反彈性進(jìn)行深入的研究。

2.1 試驗(yàn)方法

攔阻鉤與甲板撞擊反彈的試驗(yàn)方案如圖3所示。攔阻鉤安裝在吊籃側(cè)面，通過(guò)提升機(jī)構(gòu)將吊籃裝置提升至指定高度投放，以模擬設(shè)定的撞擊時(shí)的下沉速度；鉤頭正下方是旋轉(zhuǎn)盤系統(tǒng)，通過(guò)鉤頭在旋轉(zhuǎn)盤上垂向投影位置與旋轉(zhuǎn)盤中心軸線的相對(duì)線速度來(lái)模擬航向速度；下方的旋轉(zhuǎn)盤可以調(diào)整一側(cè)高度，用于抬高或降低以模擬撞擊時(shí)不同的甲板角。為了更準(zhǔn)確地模擬碰撞工況，在轉(zhuǎn)盤上涂上甲板涂層，以便碰撞點(diǎn)的材料屬性、力學(xué)性能均與甲板上的相同，便于研究不同參數(shù)對(duì)于攔阻鉤撞擊甲板反彈的力學(xué)特性影響。

圖3 臺(tái)架結(jié)構(gòu)裝配圖

試驗(yàn)系統(tǒng)模擬的下沉速度與吊籃提升高度間關(guān)系為

(14)

式中:Md為吊籃裝置和攔阻鉤系統(tǒng)的總質(zhì)量;g為重力加速度;h為投放高度;f(t)為投放過(guò)程中吊籃受到的摩擦力。

試驗(yàn)系統(tǒng)模擬的航向速度與旋轉(zhuǎn)盤系統(tǒng)轉(zhuǎn)速間關(guān)系為

vr=2πNrr

(15)

式中:Nr為旋轉(zhuǎn)盤轉(zhuǎn)速;r為鉤頭與旋轉(zhuǎn)盤接觸的旋轉(zhuǎn)半徑。

2.2 模型校驗(yàn)

利用攔阻鉤撞擊甲板試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，修正仿真模型中一些難以直接測(cè)量的關(guān)鍵力學(xué)參數(shù)，比如甲板(含涂層)時(shí)的恢復(fù)系數(shù)，從而得到更為準(zhǔn)確的動(dòng)力學(xué)模型。本文研究的攔阻鉤參數(shù)如下：攔阻鉤關(guān)于質(zhì)心轉(zhuǎn)動(dòng)慣量JC=65 kg·m2，攔阻鉤質(zhì)量m=89 kg，攔阻鉤總長(zhǎng)l=2.2 m，質(zhì)心距上鉸接點(diǎn)距離l1=0.96 m，緩沖器初始?jí)簭?qiáng)P0=2 MPa，恢復(fù)系數(shù)e=0.43。

對(duì)模型進(jìn)行參數(shù)修正后，將仿真與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，工況對(duì)比如表1所示。結(jié)果如表2所示。

表1 仿真與試驗(yàn)的工況對(duì)比

表2 仿真與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

由對(duì)比結(jié)果可知，誤差均在5%以內(nèi)，證明建立的動(dòng)力學(xué)模型比較準(zhǔn)確，可用于攔阻鉤碰撞反彈動(dòng)力學(xué)仿真分析。

3 緩沖器安裝形式對(duì)彈跳影響

主要仿真參數(shù)初始取值如下：JC=65 kg·m2,m=89 kg,l=2.2 m,l1=0.96 m,P0=2 MPa,e=0.43,vt=3.6 m/s,vr=55 m/s,β=31°。

由于緩沖器的安裝形式在一定程度上影響攔阻鉤的碰撞反彈特性，為研究不同安裝形式的緩沖器對(duì)碰撞反彈的影響，本文選取3種安裝形式進(jìn)行對(duì)比研究。前文已經(jīng)對(duì)其中一種安裝形式的緩沖器進(jìn)行了描述和分析，稱其為Ⅰ型緩沖器。如圖4所示緩沖器安裝形式的攔阻鉤，稱其為Ⅱ型緩沖器。Ⅱ型緩沖器與Ⅰ型緩沖器結(jié)構(gòu)形式相近，僅機(jī)身的安裝點(diǎn)不同。

由圖4中幾何關(guān)系可得

圖4 Ⅱ型攔阻鉤緩沖器

(16)

由動(dòng)量矩定理可得

(17)

第3種攔阻鉤緩沖器形式如圖5所示，稱為Ⅲ型緩沖器。圖中:φ為攔阻鉤與垂直甲板方向夾角;γ為攔阻鉤緩沖器與攔阻鉤軸向延長(zhǎng)線的夾角。Ⅲ型緩沖器區(qū)別于Ⅰ型、Ⅱ型緩沖器主要在其作用力臂BP分別與機(jī)身、緩沖器軸向連接。上述3種緩沖器形式的最大區(qū)別在于緩沖器與攔阻鉤以及機(jī)身連接點(diǎn)布局完全不同。

圖5 Ⅲ型攔阻鉤緩沖器形式

由圖5中幾何關(guān)系可得

(18)

式中:δ為緩沖器與其作用力臂之間夾角。

由動(dòng)量矩定理可得

(19)

分別對(duì)上述3種緩沖器取相同的著艦工況進(jìn)行仿真計(jì)算，緩沖器形式對(duì)彈跳高度和緩沖器作用力的影響如圖6和圖7所示?？梢钥闯?，Ⅲ型緩沖器的彈跳高度在三者中最低，但緩沖器作用力峰值最大，其主要原因是由于Ⅲ型緩沖器的安裝形式使得緩沖器對(duì)攔阻鉤的抑制效果更為明顯；Ⅱ型的彈跳高度與Ⅲ型相近，緩沖器作用力峰值在三者中最低；Ⅰ型彈跳高度最大，緩沖器作用力介于三者之間。

圖6 緩沖器形式對(duì)彈跳高度的影響

圖7 緩沖器形式對(duì)緩沖器作用力的影響

綜上所述，在相同參數(shù)設(shè)置下，Ⅱ型安裝形式的緩沖器彈跳高度介于Ⅰ型和Ⅲ型之間，為54.3 mm，緩沖器作用力峰值最低，為16.1 kN。綜合考慮彈跳高度、彈跳位移和緩沖器作用力時(shí)認(rèn)為Ⅱ型緩沖器為最優(yōu)解。

4 重心位置對(duì)Ⅱ型攔阻鉤撞擊反彈影響

根據(jù)前文分析，選?、蛐桶惭b形式的攔阻鉤為研究對(duì)象，分析不同的重心位置下的彈跳響應(yīng)情況。取重心位置距上鉸接點(diǎn)距離分別為0.8 m、0.96 m、1.2 m，此時(shí)初始?jí)簭?qiáng)為2 MPa，油孔半徑為4 mm。

重心位置對(duì)彈跳高度和緩沖器作用力的影響見(jiàn)圖8和圖9?？梢钥闯觯S著重心距上鉸接點(diǎn)長(zhǎng)度的增大，攔阻鉤與甲板撞擊后的初次反彈高度變大，彈跳距離也明顯變大，且過(guò)程中緩沖器作用力隨該距離的增大而減小。重心距上鉸接點(diǎn)長(zhǎng)度l1對(duì)彈跳高度和緩沖器作用力的影響均較大，在攔阻鉤總長(zhǎng)一定的條件下，重心位置距上鉸接點(diǎn)長(zhǎng)度較短時(shí)撞擊反彈性能較好。

圖8 重心位置對(duì)彈跳高度的影響

圖9 重心位置對(duì)緩沖器作用力的影響

5 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)反彈高度的影響分析

5.1 油孔半徑對(duì)攔阻鉤撞擊反彈影響

為了分析縱向緩沖器油孔半徑對(duì)攔阻鉤彈跳反彈性能的影響，選取不同的縱向緩沖器油孔半徑進(jìn)行分析，分別為3 mm、4 mm、5 mm，此時(shí)初始?jí)簭?qiáng)為2 MPa。

由圖10和圖11可以看出，油孔半徑對(duì)兩者的影響幅度都較大。隨著油孔半徑的增大，攔阻鉤與甲板撞擊后的初次反彈高度變大，緩沖器作用力急劇變小，當(dāng)油孔半徑為5 mm時(shí)，彈跳高度達(dá)到了55.4 mm，緩沖器作用力為12.9 kN。其原因是油孔半徑變大，阻尼力相應(yīng)變小，對(duì)于攔阻鉤垂向彈跳的限制減小，從而使得反彈高度急劇變大。

圖10 油孔半徑對(duì)彈跳高度的影響

圖11 油孔半徑對(duì)緩沖器作用力的影響

5.2 初始?jí)簭?qiáng)對(duì)攔阻鉤撞擊反彈影響

取油孔半徑4 mm，分析縱向緩沖器初始?jí)簭?qiáng)分別為0.5 MPa、1 MPa、2 MPa、4 MPa時(shí)撞擊反彈性能的變化趨勢(shì)。

初始?jí)簭?qiáng)對(duì)彈跳高度和緩沖器作用力的影響如圖12和圖13所示?？梢钥闯?，隨著初始?jí)簭?qiáng)的增大，攔阻鉤與甲板撞擊后的初次反彈高度變小，且彈跳距離也明顯減小，在初始?jí)簭?qiáng)為0.5 MPa時(shí)第1次彈跳距離超過(guò)規(guī)定的6.1 m，極有可能造成掛索失敗。其原因是隨著初始?jí)簭?qiáng)的增大，緩沖器作用力急劇增大。

圖12 初始?jí)簭?qiáng)對(duì)彈跳高度的影響

圖13 初始?jí)簭?qiáng)對(duì)緩沖器作用力的影響

影響參數(shù)及影響幅度對(duì)比如表3所示。

表3 結(jié)構(gòu)參數(shù)影響

5.3 基于雙結(jié)構(gòu)參數(shù)影響的設(shè)計(jì)優(yōu)化

根據(jù)前文所述可以得出攔阻鉤縱向緩沖器油孔半徑、初始?jí)簭?qiáng)以及重心位置等單參數(shù)對(duì)彈跳距離、彈跳高度和緩沖器作用力的影響，結(jié)合表3可以看出，油孔半徑和初始?jí)簭?qiáng)對(duì)彈跳高度和緩沖器作用力的影響趨勢(shì)相反。針對(duì)此現(xiàn)象進(jìn)行基于雙結(jié)構(gòu)參數(shù)影響的尋優(yōu)設(shè)計(jì)，目的是為了減小攔阻鉤的反彈高度和緩沖器作用力，使之在給定邊界條件下得出最佳參數(shù)組合。

取油孔半徑為3～5 mm，以0.1 mm為步長(zhǎng)，取初始?jí)簭?qiáng)為0.5～4 MPa，以0.1 MPa為步長(zhǎng)，共計(jì)756個(gè)工況。對(duì)756個(gè)工況下彈跳距離、彈跳高度和緩沖器作用力進(jìn)行仿真計(jì)算，結(jié)果如圖14～圖19所示。

圖14 彈跳位移分布三維視圖

圖15 彈跳位移分布二維視圖

圖16 彈跳高度分布三維視圖

圖17 彈跳高度分布二維視圖

圖18 緩沖器作用力分布三維視圖

圖19 緩沖器作用力分布二維視圖

設(shè)置彈跳位移大于6.1 m、彈跳高度大于100 mm、緩沖器作用力大于30 kN為紅色點(diǎn)，表示該結(jié)果參數(shù)超出限制范圍的工況，即為不滿足彈跳限制條件，判定為掛索失敗。

圖14、圖16和圖18中三維視圖為油孔半徑、壓強(qiáng)對(duì)于彈跳位移、彈跳高度以及緩沖器作用力的關(guān)系。從圖中可以明顯看出，各結(jié)果參數(shù)與自變量并不是線性關(guān)系，彈跳位移與彈跳高度的空間分布較類似，呈馬鞍形，緩沖器作用力的空間分布呈管狀，且緩沖器作用力分布中的點(diǎn)型趨勢(shì)也與另外兩者不一致。

圖15、圖17和圖19中二維視圖分別為彈跳位移、彈跳高度和緩沖器作用力分布下的初始?jí)簭?qiáng)-油孔半徑視圖。在二維視圖中，可以明顯地看出彈跳位移與彈跳高度的紅點(diǎn)分布在油孔半徑大、初始?jí)簭?qiáng)小處，相比較下彈跳位移的紅點(diǎn)分布更廣，緩沖器作用力的紅點(diǎn)分布在油孔半徑小、初始?jí)簭?qiáng)大處。

由此可以得出在油孔半徑大、初始?jí)簭?qiáng)小時(shí)，對(duì)應(yīng)的緩沖器作用力必然小，緩沖器作用力小必然引起彈跳位移和彈跳高度增加，也就是所謂的緩沖作用有限、壓不住彈跳。

在滿足緩沖器作用力不超過(guò)30 kN條件下，以彈跳位移和彈跳高度最小作為優(yōu)化目標(biāo)，對(duì)油孔半徑(3～5 mm范圍內(nèi))和初始?jí)簭?qiáng)(0.5～4 MPa范圍內(nèi))進(jìn)行尋優(yōu)。以ISIGHT和MATLAB聯(lián)合仿真方式，采用多島遺傳算法(MIGA)對(duì)油孔半徑和初始?jí)簭?qiáng)進(jìn)行尋優(yōu)設(shè)計(jì)，搭建的模型如圖20所示。其中，MATLAB調(diào)用的Simulink模型設(shè)置步長(zhǎng)為定步長(zhǎng)0.000 1 s，求解器采用ode3(Bogacki-Shampine)算法，該步長(zhǎng)經(jīng)檢驗(yàn)滿足收斂要求。

圖20 ISIGHT調(diào)用MATLAB的優(yōu)化模型

優(yōu)化的整體框架包括ISIGHT優(yōu)化模塊以及Simulink計(jì)算模塊。首先根據(jù)初始值優(yōu)化操作，此后每一次迭代都是有ISIGHT通過(guò)遺傳操作生成新的參數(shù)值傳遞至Simulink進(jìn)行迭代計(jì)算，求解得到的油孔半徑和初始?jí)簭?qiáng)再回傳至ISIGHT，檢測(cè)前后2次迭代是否收斂，并進(jìn)入下一次迭代，如此循環(huán)直至滿足收斂要求。

最終尋優(yōu)得到結(jié)果如表4所示。由仿真結(jié)果可知，當(dāng)縱向緩沖器油孔半徑為3.7 mm，初始?jí)簭?qiáng)為3.7 MPa時(shí)，攔阻鉤彈跳位移為3.2 m，彈跳高度為33.4 mm，緩沖器作用力為29.6 kN，攔阻鉤反彈現(xiàn)象得到了較好的抑制，緩沖器作用力也在限制范圍之內(nèi)，本文認(rèn)為這是一個(gè)較為理想的參數(shù)組合。

表4 結(jié)構(gòu)參數(shù)尋優(yōu)結(jié)果

6 結(jié) 論

針對(duì)艦載機(jī)著艦時(shí)攔阻鉤與甲板撞擊反彈的問(wèn)題，建立了攔阻鉤碰撞反彈動(dòng)力學(xué)模型，通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)模型進(jìn)行了修正，研究了緩沖器安裝形式、攔阻鉤重心位置和緩沖器結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)碰撞反彈性能的影響，并且提出了一種基于緩沖器雙結(jié)構(gòu)參數(shù)影響的設(shè)計(jì)優(yōu)化方法，通過(guò)綜合分析得到了以下結(jié)論:

1)選取3種緩沖器安裝形式進(jìn)行對(duì)比研究，在相同參數(shù)設(shè)置下，Ⅱ型安裝形式的緩沖器彈跳高度約為54.3 mm，介于Ⅰ型和Ⅲ型之間，緩沖器作用力峰值最低為16.1 kN，本文認(rèn)為Ⅱ型緩沖器安裝形式最好。

2)攔阻鉤重心位置對(duì)攔阻鉤碰撞反彈高度影響較大，對(duì)緩沖器作用力影響極小。重心距上鉸接點(diǎn)長(zhǎng)度從0.8 m增大至1.2 m時(shí)，初次彈跳高度從34.9 mm增大至54.7 mm，增長(zhǎng)了56.6%。因此在攔阻鉤總長(zhǎng)一定的條件下，重心位置距上鉸接點(diǎn)長(zhǎng)度較短時(shí)撞擊反彈性能良好，在設(shè)計(jì)攔阻鉤時(shí)應(yīng)使攔阻鉤重心位置盡可能接近鉸接點(diǎn)。

3)縱向緩沖器的油孔半徑對(duì)攔阻鉤彈跳高度影響較大，隨著油孔半徑的增大，初次彈跳高度和彈跳距離明顯增大，緩沖器作用力急劇減小；初始?jí)簭?qiáng)與初次反彈高度和彈跳距離呈負(fù)相關(guān)，和緩沖器作用力呈正相關(guān)。綜合考慮油孔半徑和初始?jí)簭?qiáng)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，得出了一組最佳參數(shù)組合，即油孔半徑和初始?jí)簭?qiáng)分別為3.7 mm和3.7 MPa時(shí)攔阻鉤的反彈可以很好地被抑制，有利于提高攔阻著艦的安全性。

4)本文分析了攔阻鉤緩沖器安裝形式、重心位置以及結(jié)構(gòu)參數(shù)等對(duì)碰撞反彈性能的影響，通過(guò)雙參數(shù)結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)給出了一組最佳參數(shù)組合，研究結(jié)果在很大程度上反映了攔阻鉤的碰撞反彈性能，對(duì)新型攔阻鉤設(shè)計(jì)具有一定的指導(dǎo)作用。