增压锅炉冲击响应计算研究

丁建军 宋经远高 山张 成

（1.上海船用柴油机研究所 上海200090；2.哈尔滨工程大学 机电工程学院 哈尔滨150001；3.中国舰船研究设计中心 武汉430064）

0 引 言

众多的海上战例及实船水下爆炸冲击试验结果表明，舰艇在水下爆炸环境中所显示出的突出薄弱环节，是舰艇上许多重要设备及装置的抗冲击性能过差［1］，研究舰船设备的抗冲击能力的意义不言而喻。美国海军针对舰船抗冲击性能做了大量的相关研究和实船试验。我国也展开了数次实船水下爆炸试验，获得不少宝贵的实验资料。但是，鉴于实船试验的高额费用，我们不能像发达国家那样广泛开展试验。数值试验方法随着近些年计算机技术的发展浪潮成为我们进行相关研究的重要手段。设备的抗冲击设计经历了三个阶段：静态等效法、动态设计分析法（DDAM）和时域模拟法［2］。静态等效法没有考虑设备的高频响应，因此应用于舰船水下爆炸冲击性能研究是不合适的。DDAM能分析高阶的破坏模式，但是其有四大限制［3］：只能分析线弹性安装的设备；只能分析设备的线弹性破坏；安装基础的弹性变形的影响。设备重量的影响等必须由试验数据得出；不能考虑临近设备和结构对冲击输入的影响。相比之下，时域分析方法没有DDAM那么多局限，还考虑了非线性因素，而且较为真实地反映设备的工作状态，是当前最有力的分析途径。

本文基于商业计算软件的DYNAMIC/EXPLICIT模块对增压锅炉进行了抗冲击时域计算分析，研究增压锅炉的动响应，并给出增压锅炉的抗冲击计算指导意见。

1 冲击响应分析方法

常用的冲击响应分析方法有两种，一是时历分析，二是谱分析方法［4］。冲击问题由于结构和载荷的存在较强的非线性，现在一般是通过时历分析来研究结构的动力响应。

1.1 时间历程

简单的变量随时间变化的曲线，常用的有速度、加速度、应力及应变等曲线，直观地表达结构在某一时刻的状态。此方法需要从大量的结果曲线中归纳其计算结果的规律，增加了后期数据处理的工作量。

图1 加速度时历曲线

1.2 冲击响应谱

谱分析方法着重于设备的响应，从响应角度来描述冲击激励。由于易操作且便于分析等特点，广泛用于舰船冲击响应的分析、舰载设备的考核等。

图2 船体结构与设备主从系统

设圆频率为ω的某个振子绝对位移为y，相对位移为 δ，在基础运动u¨（t）的作用下，振子的绝对运动方程可写成：

相对运动方程为（δ=y-u）：

假设初始速度和位移都为0，则容易得到：

δ（t）的绝对值得最大值即为圆频率为振子的ω位移谱值，将式（3）进行一次求导就得到：

其速度绝对值的最大值即为速度谱值。从式（2）可以看出，绝对加速度与相对位移之间存在圆频率平方的关系。位移谱值、速度谱值和加速度谱值三者之间只有一个是独立量，它们的关系为：V=ωD，A=ω2D。式中：D表示位移谱，V表示速度谱，A表示加速度谱。

2 数值算例分析

本文以舰船增压锅炉为研究对象，分别采用舰船-设备一体化分析方法和BV加载非一体化分析方法，在ABAQUS有限元软件中进行数值模拟，分析其在水下爆炸载荷作用下的动态响应，评估结构的抗冲击性能。一体化方法即将设备安装到舰船相应的位置进行抗冲击分析，非一体化即单独对设备进行加载计算。

图3为舰用设备增压锅炉的有限元模型。增压锅炉的不同构件的材料不同，具体材料参数如表1所示。

图3 增压锅炉有限元模型

表1 材料参数

2.1 舰船-设备一体化抗冲击分析

舰船-设备一体化抗冲击是将船用设备安置在船体，直接在水下爆炸冲击载荷作用下对船舶设备进行抗冲击能力评估。水下爆炸舰船考虑到水下爆炸作用下舰船冲击响应以垂向为主，沿垂向的冲击对舰载设备的破坏最为严重［5］，而且，增压锅炉安装在舰船中后部，本文的爆点设置在舰船中后部，主要考虑舰船的垂向响应。

将设备模型加装到舰船相应位置上，如图2和图3所示，基于声固耦合法［6］进行水下爆炸舰船-设备一体化分析。图4为通过半经验公式［7］算得的冲击波载荷时历曲线。

图4 舰船-设备一体化分析

图5 增压锅炉一体化分析

图6 冲击波载荷

设炸药药量为1 000 kg（TNT），不同爆距时，研究中远场爆炸冲击波载荷作用下，舰船设备的冲击响应规律。表2为不同工况下的冲击因子。其中，冲击因子定义为（W为药量，R为爆距）。

表2 不同工况下冲击因子

2.2 设备非一体化响应分析

与一体化方法不同的是，水下爆炸计算船体的响应，得到船体内部设备区域的冲击环境，然后将冲击环境转换成BV规范对应的非一体化计算方法的冲击载荷。

提取一体化分析基座上的加速度响应作冲击谱，作为非一体化响应的冲击输入，采用传统BV加载的方法对增压锅炉进行垂向冲击计算。典型的冲击谱曲线示意图，如图7所示，由等位移、等速度和等加速度三段曲线组成。基于BV0430-85舰艇建造规范，将冲击谱转换为等效的时域加速度历程曲线，采用时域分析方法对舰载设备进行非一体化抗冲击分析。

图7 典型设计冲击谱

设计冲击谱等效加速度曲线，如图8所示，由正负两个脉冲组成。正三角波的加速度峰值大，持续时间短；负三角波加速度峰值小，持续时间长。两个三角形的面积相等，从而使受冲击的基础最终速度为零。a2和t3为正脉冲的加速度峰值和脉宽；a4为负脉冲的峰值；t5-t3为负脉冲的脉宽。具体公式见文献［8］。

图8 设计冲击谱等效加速度时历曲线

同时，对于质量大于5 t，初始冲击加速度和速度要进行相应的折减，折减公式为：

其中：M0为标准设备质量，5 t；Mi为冲击对象设备质量，t；aa0、av0为载荷折减系数。

增压锅炉的非一体化分析载荷来自于一体化分析的设备基座上冲击环境的提取。非一体化分析对应的一体化分析各个工况计算得到冲击载荷如表3所示。冲击载荷以加速度的形式加载到增压锅炉的底部单元。

表3 非一体化分析对应冲击载荷

3 结果分析及讨论

分析结果显示，增压锅炉的构件连接处出现了较大的应力集中，甚至在高强度冲击作用下发生较大的塑性变形。一体化分析方法的设备应力应变等都比非一体化分析的结果大。设备一体化分析时受到船体结构传递的各个方向上的载荷，还存在设备与船板架的耦合运动，因此响应较大。

分别提取舰船-设备一体化分析方法和BV加载非一体化分析方法的增压锅炉MISES应力峰值。对增压锅炉上54个考核点的垂向加速度进行数据处理，整理得到锅炉节点的计算时间内平均加速度值。两种分析方法的各个工况加速度和MISES响应对比曲线如图9、图10所示。

图9 MISES应力峰值随冲击因子变化曲线

图10 垂向加速度随冲击因子变化曲线

由图9、图10可以看出，两种分析方法中，冲击载荷的增大对设备MISES响应的最大值不存在明显的规律关系。如图9、图10所示设备的平均加速度响应随着冲击因子的增大而逐渐增大。对于非一体化冲击，设备的MISES应力峰值仅为一体化分析时的60%左右；而平均加速度响应却是对应的一体化分析时的15%左右。设备的等效塑性应PEEQ变对比见表4。在冲击载荷较大时，两种分析方法的结果比较接近，误差不到10%，随着爆距的增大，非一体化分析的PEEQ减小，而一体化分析的基本不变。

表4 增压锅炉PEEQ对比

BV加载的冲击输入取自一体化分析基座处的响应，因此会引起较大误差。船体-设备一体化冲击设备有三个方向上的载荷，可能是导致响应偏大的原因。非一体化分析时，设备没有加边界约束可能是导致响应快速衰减的原因。BV加载的非一体化分析比船体-设备一体化分析得到的设备响应更小，可能是两者算法间对载荷和边界条件确定存在不一致，导致两种算法计算得到的结果差距较大。BV加载的非一体化方法计算得到的载荷形式与实际作用于设备基座的载荷存在差别，建议一体化计算方法进行抗冲击分析，避免非一体化计算方法输入转换引入的误差。

4 结 论

本文基于设备与船体实体建模仿，通过非一体化和一体化两种时域的算法分析增压锅炉的冲击响应，对比其响应结果得出以下主要结论：

（1）中远场水下爆炸，随着冲击因子的增大，舰船和设备的响应增大；但是，结构材料特性决定了设备MISES响应峰值不会有太大变化，所以需要统计设备结构多考核点的MISES应力峰值才能准确描述结构的响应；

（2）BV加载的非一体化分析比船体-设备一体化分析得到的设备响应更小，用于设备抗冲击性能的评估比较危险，建议采用船体-设备一体化计算方法。

［1］姚熊亮，陈建平.水下爆炸二次脉动压力下舰船抗爆性能研究［J］.中国造船，2001，42（2）：48-55.

［2］汪玉，华宏星.舰船现代冲击理论及应用［M］.北京：科学出版社，2005.

［3］LIANG Cho-Chung，YANG Min-Fang，TAI Yuh-Shiou.Prediction of shock response for a quadruped mast using response spectrum analysis method［J］.Ocean Engineering，2002，29：887-914.

［4］姚熊亮.舰船结构振动冲击与噪声［M］.北京：国防工业出版社，2007.

［5］郭镇明，唐嘉亨，丛望.非接触爆炸下舰船电力系统生命力的研究方法［J］.船舶工程，1996，2：31-35.

［6］姚熊亮，张阿漫，许维军.声固耦合法在舰船水下爆炸中的应用［J］.哈尔滨工程大学学报，2005，26（6）：707-712.

［7］COLE R H.Underwater explosions［M］.Princeton：Princeton University Press，1948.

［8］BV0430-85，德国国防军舰建造规范-冲击安全性［S］.科布伦茨：联邦德国国防装备技术和采购局，1987.