郭紹靜 徐 彬 曹 宇

1哈爾濱工程大學(xué) 船 舶工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001

2中國(guó)船級(jí)社上海審圖中心，上海 200135

3中國(guó)船舶工業(yè)集團(tuán)公司第七0八研究所，上海 200011

艦用設(shè)備與船體一體化強(qiáng)度評(píng)估方法研究

郭紹靜1徐 彬2曹 宇3

1哈爾濱工程大學(xué) 船 舶工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001

2中國(guó)船級(jí)社上海審圖中心，上海 200135

3中國(guó)船舶工業(yè)集團(tuán)公司第七0八研究所，上海 200011

艦載復(fù)雜設(shè)備與船體之間的彈性耦合效應(yīng)不可忽略，在進(jìn)行艦載大型設(shè)備抗沖擊數(shù)值實(shí)驗(yàn)時(shí)必須確定合理的技術(shù)來(lái)妥善處理外部沖擊環(huán)境、艦體結(jié)構(gòu)、局部結(jié)構(gòu)和艦用設(shè)備之間的關(guān)系?；谥鲝南到y(tǒng)耦合振動(dòng)理論，以艦用炮塔結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，設(shè)計(jì)多種沖擊輸入對(duì)非一體化與一體化艦炮結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗沖擊數(shù)值計(jì)算，并將計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，對(duì)艦用設(shè)備抗沖擊分析方法以及適用范圍進(jìn)行探討，旨在尋找一套適合我國(guó)國(guó)情的艦用設(shè)備抗沖擊的研究方法，為艦用設(shè)備抗沖擊性能設(shè)計(jì)及性能評(píng)估提供參考。

艦用設(shè)備；數(shù)值仿真；強(qiáng)度評(píng)估

1 引 言

目前國(guó)內(nèi)對(duì)于艦載大型復(fù)雜設(shè)備抗沖擊性能分析尚未形成一套成熟的計(jì)算方法以及抗沖擊要求，且缺乏相應(yīng)的沖擊試驗(yàn)以及實(shí)船試驗(yàn)數(shù)據(jù)資料，國(guó)外相關(guān)研究成果鑒于保密原因很少見(jiàn)諸公開(kāi)發(fā)表。眾多學(xué)者割裂了艦用設(shè)備與船體結(jié)構(gòu)之間的耦合效應(yīng)，應(yīng)用相關(guān)規(guī)范（如德軍標(biāo)BV0430－85，國(guó)軍標(biāo) GJB1060.1－91 等）僅對(duì)設(shè)備單獨(dú)進(jìn)行抗沖擊性能研究［1－5］，本文稱之為非一體化抗沖擊分析。

實(shí)際上，艦載大型復(fù)雜設(shè)備抗沖擊性能評(píng)估以及抗沖擊性能設(shè)計(jì)具有其自身的特殊性，其肋位跨度較大，必須考慮艦用設(shè)備所在位置的局部沖擊環(huán)境和邊界條件，因此設(shè)備與船體之間的彈性耦合效應(yīng)不可忽略，在進(jìn)行艦載大型設(shè)備抗沖擊數(shù)值試驗(yàn)時(shí)必須確定合理的技術(shù)途徑來(lái)妥善處理外部沖擊環(huán)境、艦體結(jié)構(gòu)、局部區(qū)域結(jié)構(gòu)和艦用設(shè)備之間的關(guān)系。本文基于主從系統(tǒng)耦合振動(dòng)理論，采用數(shù)值試驗(yàn)手段，慮及艦用設(shè)備與船體之間的彈性耦合效應(yīng)，將設(shè)備與船體組裝成整體進(jìn)行抗沖擊分析，稱之為艦用設(shè)備與船體一體化抗沖擊分析，簡(jiǎn)稱為一體化抗沖擊分析。以船用炮塔結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，設(shè)計(jì)多種沖擊輸入對(duì)非一體化與一體化抗沖擊分析例證進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，并將計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，對(duì)艦用設(shè)備抗沖擊分析方法以及適用范圍進(jìn)行探討，旨在尋找一套適合我國(guó)國(guó)情的艦用設(shè)備抗沖擊研究方法，為艦用設(shè)備抗沖擊性能設(shè)計(jì)及抗沖擊性能評(píng)估提供參考。

2 設(shè)備與船體一體化分析方法

2.1 一體化分析基礎(chǔ)

任何一個(gè)復(fù)雜的多自由度系統(tǒng)總可以分解成兩個(gè)或若干個(gè)子系統(tǒng)。通常，將所關(guān)心的、要進(jìn)行仔細(xì)分析的子系統(tǒng)稱為主系統(tǒng)，而另一個(gè)或若干個(gè)對(duì)主系統(tǒng)振動(dòng)性質(zhì)有影響的子系統(tǒng)稱為從系統(tǒng)［6］。一般而言，主從系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)性能互相耦合。艦用設(shè)備與整船船體結(jié)構(gòu)是復(fù)雜的多自由度系統(tǒng)，如圖1所示。在研究設(shè)備沖擊動(dòng)力學(xué)性能時(shí)可將設(shè)備視為主系統(tǒng)，將船體結(jié)構(gòu)視為從系統(tǒng)，主從系統(tǒng)之間通過(guò)基座、減振器、支架等元件引起耦合。本文將設(shè)備與船體結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化為如圖2所示的主從系統(tǒng)。 圖 2 中稱 m1－k1－c1為主系統(tǒng)，m2－k2－c2為從系統(tǒng)。其中：m1為艦用設(shè)備等效質(zhì)量；k1為基座、減振器、支架等元件提供的等效剛度；c1為基座、減振器、支架等元件提供的等效阻尼。對(duì)于整船船體結(jié)構(gòu)而言：m2為與設(shè)備相耦合的船體結(jié)構(gòu)等效質(zhì)量；k2為彈性船體結(jié)構(gòu)等效剛度與流體彈性等效剛度的總成；c2為船體結(jié)構(gòu)等效阻尼與流體等效阻尼的總成。本文將探討整船船體結(jié)構(gòu)與設(shè)備構(gòu)成的主從系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)性能，且由于考慮的是系統(tǒng)沖擊動(dòng)力學(xué)問(wèn)題，故不計(jì)系統(tǒng)等效阻尼的影響［7］。

根據(jù)主從系統(tǒng)耦合振動(dòng)理論，對(duì)于諸如增壓鍋爐、齒輪箱、汽輪機(jī)、艦炮等艦載大型設(shè)備而言，其動(dòng)力學(xué)行為與船體結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)行為互相耦合，故而在進(jìn)行設(shè)備動(dòng)力學(xué)分析時(shí)須考慮二者之間耦合效應(yīng)。

2.2 水下爆炸沖擊輸入

在實(shí)際的海戰(zhàn)中，艦船所遭受的武器攻擊可能來(lái)自水下不同部位和不同角度，為了全面了解艦船在遭受水下非接觸爆炸情況下的船體結(jié)構(gòu)和設(shè)備構(gòu)件的響應(yīng)，需要設(shè)置大量的計(jì)算工況。本文為了對(duì)比分析非一體化和一體化設(shè)備構(gòu)件強(qiáng)度評(píng)估結(jié)果，取艏、舯、艉三種典型工況進(jìn)行對(duì)比分析。

通過(guò)加載水下爆炸沖擊波以更真實(shí)地模擬水下爆炸過(guò)程，使得艦用設(shè)備沖擊環(huán)境更接近實(shí)際情況。本文選取殼板沖擊因子為0.53進(jìn)行一體化抗沖擊分析數(shù)值試驗(yàn)。并設(shè)定水下爆炸的位置分別為船艏、舯、艉正下方。其中沖擊因子定義為［8］：

式中，W為T(mén)NT炸藥當(dāng)量；R為爆距。

3 數(shù)值沖擊試驗(yàn)

3.1 計(jì)算模型

本文以艦載炮塔為計(jì)算模型，采用設(shè)備構(gòu)件與船體結(jié)構(gòu)一體化強(qiáng)度評(píng)估方法對(duì)炮塔結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)估。圖3、圖4分別給出了艦體和艦炮一體化放大視圖及艦體和艦炮及其周?chē)鲌?chǎng)有限元模型圖。

對(duì)船體、流場(chǎng)、艦炮裝配在一起后的整體有限元模型，基于聲固耦合法模擬艦船水下爆炸。艦炮位于船艏主甲板上，其與船體之間通過(guò)炮架剛性連接。

3.2 載荷和邊界條件

除了考慮設(shè)備構(gòu)件受水下爆炸沖擊載荷作用外，本文還考慮了設(shè)備構(gòu)件自身的工作載荷。對(duì)于艦載炮塔結(jié)構(gòu)，炮塔結(jié)構(gòu)自身的工作載荷為炮彈發(fā)射時(shí)的后座沖擊力。本文對(duì)艦炮炮管后座沖擊力進(jìn)行簡(jiǎn)化，沖擊輸入作用在炮管軸水平方向和耳軸處垂直于炮塔底盤(pán)的方向，通過(guò)剛性連接傳遞至底座，再由底座傳遞至炮塔外殼。沖擊加速度為25 g，沖擊頻率為130次／min，每次沖擊作用時(shí)間為25 ms。沖擊輸入轉(zhuǎn)換成三角波后的歷程曲線如下圖所示：

3.3 復(fù)合材料板強(qiáng)度校核準(zhǔn)則

由于炮塔結(jié)構(gòu)采用的是玻璃鋼復(fù)合材料，根據(jù)復(fù)合材料的力學(xué)特性及其力學(xué)分析方法，針對(duì)炮塔外殼的結(jié)構(gòu)形式和具體玻璃鋼材料的選擇，在對(duì)炮塔結(jié)構(gòu)受后座沖擊力作用下進(jìn)行強(qiáng)度計(jì)算中時(shí)，根據(jù)計(jì)算結(jié)果并參照《復(fù)合材料結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)基礎(chǔ)》和《復(fù)合材料結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)手冊(cè)》中對(duì)復(fù)合材料板結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求，進(jìn)行強(qiáng)度校核。

對(duì)單層玻璃鋼板的強(qiáng)度校核準(zhǔn)則應(yīng)用蔡—胡失效準(zhǔn)則（Tsai－Wu）［9］，即：

上式中，Xt為縱向拉伸強(qiáng)度；Xc為縱向壓縮強(qiáng)度；Yt為橫向拉伸強(qiáng)度；Yc為橫向壓縮強(qiáng)度；S為面內(nèi)剪切強(qiáng)度。

對(duì)于炮塔結(jié)構(gòu)，本文將定義c＝1／n為應(yīng)力強(qiáng)度安全儲(chǔ)備系數(shù)。

4 數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 一體化炮塔抗沖擊強(qiáng)度評(píng)估

4.1.1 一體化炮塔沖擊響應(yīng)

對(duì)玻璃鋼炮塔結(jié)構(gòu)在水下爆炸和后座沖擊同時(shí)作用下的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行了計(jì)算分析。并重點(diǎn)考核了炮塔外殼結(jié)構(gòu)的應(yīng)力和加速度響應(yīng)。得出了炮塔外殼結(jié)構(gòu)的最大主應(yīng)力響應(yīng)和加速度響應(yīng)等，圖6所示為結(jié)構(gòu)的應(yīng)力、加速度和位移響應(yīng)。

由上圖可知，玻璃鋼炮塔外殼結(jié)構(gòu)在后座沖擊作用下整體的應(yīng)力響應(yīng)較大的區(qū)域主要集中在炮塔外殼前斜面靠近炮管側(cè)沿、炮塔底盤(pán)正面下沿、炮塔外殼頂面正部區(qū)域。應(yīng)力范圍從幾兆帕到幾十兆帕。整體結(jié)構(gòu)的應(yīng)力響應(yīng)比較緩和，僅在結(jié)構(gòu)各個(gè)拐角處局部應(yīng)力集中。圖7所示為炮塔外殼結(jié)構(gòu)上考核點(diǎn)A、B處的應(yīng)力以及加速度時(shí)歷曲線。

由圖7可知，除了Y方向的加速度響應(yīng)基本相同以外，炮塔底部考核點(diǎn)A處的應(yīng)力和加速度響應(yīng)比炮塔頂部考核點(diǎn)B處的響應(yīng)要?jiǎng)×乙恍?，而且，?yīng)力和加速度的響應(yīng)峰值也是底部考核點(diǎn)A處的相對(duì)較大一些。這符合后座沖擊載荷由底盤(pán)傳至炮塔外殼的傳遞規(guī)律。

從圖 7（a）、（c）、（d）、（g）、（h）可以看出，兩次后座沖擊對(duì)炮塔結(jié)構(gòu)作用的時(shí)候出現(xiàn)了兩個(gè)峰值，但其脈寬很小。這說(shuō)明對(duì)水下爆炸和后座沖擊載荷同時(shí)作用下的炮塔結(jié)構(gòu)，如果后座沖擊作用下炮塔結(jié)構(gòu)應(yīng)力響應(yīng)沒(méi)有使結(jié)構(gòu)破壞，炮塔結(jié)構(gòu)的響應(yīng)主要是水下爆炸載荷作用的結(jié)果。因此，在對(duì)炮塔結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)估時(shí)，不能忽略水下爆炸沖擊載荷對(duì)結(jié)構(gòu)的影響。

4.1.2 一體化炮塔強(qiáng)度評(píng)估

為了更加準(zhǔn)確、客觀地評(píng)價(jià)炮塔外殼玻璃鋼結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度，下面分別提取了結(jié)構(gòu)中部分考核點(diǎn)的各項(xiàng)應(yīng)力，然后根據(jù)式（2），采用蔡—胡失效準(zhǔn)則來(lái)判斷結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度。

由于結(jié)構(gòu)以及載荷、邊界條件的對(duì)稱性，主要在結(jié)構(gòu)的一側(cè)均勻布置120個(gè)考核點(diǎn)，提取各考核點(diǎn)的各項(xiàng)應(yīng)力，采用蔡—胡失效準(zhǔn)則對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行校核，得到各點(diǎn)的應(yīng)力強(qiáng)度安全儲(chǔ)備系數(shù)。由于篇幅有限，只取了應(yīng)力強(qiáng)度安全儲(chǔ)備系數(shù)最小的前10個(gè)點(diǎn)，如表1所示。

由表1可以看出，采用蔡—胡失效準(zhǔn)則對(duì)玻璃鋼炮塔外殼結(jié)構(gòu)各考核點(diǎn)的應(yīng)力進(jìn)行校核時(shí)，得到各失效系數(shù)都小于1，可以判斷玻璃鋼炮塔結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足要求，結(jié)構(gòu)安全。

表1 玻璃鋼炮塔外殼強(qiáng)度失效系數(shù)

對(duì)于動(dòng)載荷作用下的結(jié)構(gòu)，如果取安全儲(chǔ)備系數(shù)為1.5，則由表1可知，玻璃鋼炮塔結(jié)構(gòu)在局部區(qū)域的應(yīng)力強(qiáng)度安全儲(chǔ)備系數(shù)已小于1.5，最小值為1.186，出現(xiàn)在圖8所示的3個(gè)區(qū)域：炮塔前部底盤(pán)炮管軸正對(duì)處、炮塔前斜面靠近炮管側(cè)沿以及側(cè)壁和后壁相交處的中部尖角處。這些部位是炮塔結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)和危險(xiǎn)區(qū)域。

4.1.3 一體化炮塔強(qiáng)度統(tǒng)計(jì)分析

僅對(duì)設(shè)備結(jié)構(gòu)某些典型部位處加速度、應(yīng)力響應(yīng)進(jìn)行分析無(wú)法表征結(jié)構(gòu)整體沖擊響應(yīng)。為描述沖擊作用下設(shè)備整體沖擊響應(yīng)，將不同時(shí)刻設(shè)備加速度、應(yīng)力響應(yīng)視為場(chǎng)（加速度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)），采用統(tǒng)計(jì)方法進(jìn)行分析。

本文將炮塔結(jié)構(gòu)有限元模型所有節(jié)點(diǎn)加速度及應(yīng)力強(qiáng)度安全儲(chǔ)備系數(shù)看作母體，對(duì)其隨機(jī)抽樣，得到一個(gè)樣本，其中樣本容量N≥100，具體考核點(diǎn)的分布與上節(jié)相同。

根據(jù)蔡—胡失效準(zhǔn)則，可得各點(diǎn)應(yīng)力強(qiáng)度安全儲(chǔ)備系數(shù)c值。由大數(shù)定律中頻率近似概率原理，通過(guò)做出樣本直方圖對(duì)總體分布進(jìn)行非參數(shù)推斷。本文給出0.01 s和0.2 s樣本加速度和應(yīng)力強(qiáng)度安全儲(chǔ)備系數(shù)直方圖以及概率密度擬合曲線，如圖9、圖10所示。

由圖9可知，沖擊載荷作用下炮塔結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)概率密度函數(shù)不隨時(shí)間變化而變化，不同時(shí)刻加速度響應(yīng)均服從t分布。由圖10可知，應(yīng)力響應(yīng)概率密度函數(shù)也不隨時(shí)間變化而變化，不同時(shí)刻應(yīng)力響應(yīng)均服從對(duì)數(shù)正態(tài)分布。對(duì)不同沖擊輸入條件下的分析結(jié)果均作統(tǒng)計(jì)分析發(fā)現(xiàn)，沖擊作用下不同時(shí)刻炮塔結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)服從t分布，應(yīng)力響應(yīng)服從對(duì)數(shù)正態(tài)分布。

4.2 非一體化炮塔抗沖擊分析

4.2.1 非一體化抗沖擊數(shù)值模擬

水下爆炸作用下艦船沖擊響應(yīng)以垂向?yàn)橹鳎卮瓜虻臎_擊對(duì)艦用設(shè)備的破壞最為嚴(yán)重，本文采用傳統(tǒng)的非一體化抗沖擊分析方法對(duì)炮塔結(jié)構(gòu)進(jìn)行垂向沖擊計(jì)算。

基于BV0430－85艦艇建造規(guī)范，將沖擊譜轉(zhuǎn)換為等效時(shí)域加速度歷程曲線，采用時(shí)域分析方法對(duì)艦用設(shè)備進(jìn)行非一體化抗沖擊分析。本文采用雙三角形加速度時(shí)歷曲線加載，沖擊載荷加載如圖11所示。

表2 炮塔結(jié)構(gòu)非一體化抗沖擊輸入?yún)?shù)

4.2.2 非一體化炮塔強(qiáng)度評(píng)估

本文以工況4與一體化沖擊時(shí)沖擊因子為0.53相對(duì)應(yīng)的工況對(duì)非一體化抗沖擊分析時(shí)炮塔典型位置處響應(yīng)進(jìn)行分析。采用與前文相同的強(qiáng)度校核方法對(duì)非一體化炮塔強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)估，同樣選取120點(diǎn)進(jìn)行比較，下表列出了應(yīng)力強(qiáng)度安全儲(chǔ)備系數(shù)最小的前10個(gè)點(diǎn)。

表3 玻璃鋼炮塔強(qiáng)度失效系數(shù)

由上表可知，失效系數(shù)都小于1，所以炮塔結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足蔡—胡失效準(zhǔn)則，結(jié)構(gòu)安全。同樣取安全儲(chǔ)備系數(shù)為1.5，可知玻璃鋼炮塔結(jié)構(gòu)在局部區(qū)域的應(yīng)力強(qiáng)度安全儲(chǔ)備系數(shù)已小于1.5，最小值為1.247，位于炮塔前部底盤(pán)炮管軸正對(duì)處。

4.2.3 非一體化炮塔強(qiáng)度統(tǒng)計(jì)分析

對(duì)非一體化炮塔結(jié)構(gòu)抗沖擊的加速度、應(yīng)力響應(yīng)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析。同樣取工況4的0.01 s和0.2 s樣本加速度、應(yīng)力直方圖以及概率密度擬合曲線，如圖12、圖13所示。

由圖12可知，沖擊作用下炮塔加速度響應(yīng)概率密度函數(shù)不隨時(shí)間變化而變化，不同時(shí)刻加速度響應(yīng)均服從t分布。由圖13可知，應(yīng)力響應(yīng)概率密度函數(shù)也不隨時(shí)間變化而變化，不同時(shí)刻應(yīng)力響應(yīng)均服從對(duì)數(shù)正態(tài)分布。對(duì)不同沖擊輸入條件下非一體化抗沖擊分析結(jié)果均作統(tǒng)計(jì)分析發(fā)現(xiàn)，沖擊作用下不同時(shí)刻加速度響應(yīng)服從t分布，應(yīng)力響應(yīng)服從對(duì)數(shù)正態(tài)分布。

4.3 一體化和非一體化對(duì)比分析

由統(tǒng)計(jì)分析方法可知，一體化抗沖擊分析與非一體化抗沖擊分析得到的設(shè)備加速度場(chǎng)在不同時(shí)刻均服從t分布，應(yīng)力場(chǎng)在不同時(shí)刻均服從對(duì)數(shù)正態(tài)分布，故從加速度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)概率密度函數(shù)角度來(lái)說(shuō)，一體化分析與非一體化分析具有相同的形式。對(duì)比表1和表3，兩種分析方法得到的炮塔結(jié)構(gòu)強(qiáng)度都能滿足蔡—胡失效準(zhǔn)則，兩者應(yīng)力響應(yīng)強(qiáng)度分布區(qū)域基本一致；但一體化分析得到的炮塔結(jié)構(gòu)響應(yīng)峰值要比非一體化的大，其應(yīng)力強(qiáng)度安全儲(chǔ)備系數(shù)要比非一體化情況下的小?？梢?jiàn)，一體化抗沖擊分析方法與非一體化抗沖擊分析方法得到的加速度響應(yīng)幅值以及應(yīng)力響應(yīng)幅值均有差別。

本文從加速度幅值和應(yīng)力幅值角度出發(fā)，以一體化抗沖擊分析中沖擊因子為c＝0.53工況下的加速度響應(yīng)峰值和應(yīng)力峰值為基準(zhǔn)，對(duì)比一體化抗沖擊分析與非一體化抗沖擊分析結(jié)果。為表征設(shè)備整體沖擊響應(yīng)，采用統(tǒng)計(jì)分析方法，將設(shè)備有限元模型所有節(jié)點(diǎn)沖擊響應(yīng)值看作母體，進(jìn)行抽樣分析。并將一體化抗沖擊分析與非一體化抗沖擊分析所得某一物理量數(shù)值的比值視為以沖擊因子為參變量的隨機(jī)函數(shù)。

4.3.1 加速度響應(yīng)對(duì)比

對(duì)一體化和非一體化抗沖擊分析樣本中個(gè)體加速度響應(yīng)峰值A(chǔ)與基準(zhǔn)加速度的比值進(jìn)行對(duì)比分析，將相對(duì)加速度視為以沖擊因子為參變量的隨機(jī)函數(shù)，即

一體化和非一體化分析中相對(duì)加速度隨沖擊因子變化的曲線如圖14所示。

由圖14可以看出，c≤0.6時(shí)非一體化抗沖擊分析結(jié)果較一體化抗沖擊分析結(jié)果要大，c>0.6時(shí)非一體化抗沖擊分析結(jié)果較一體化抗沖擊分析結(jié)果要小。當(dāng)c＜1.25時(shí)非一體化抗沖擊分析加速度響應(yīng)結(jié)果與一體化抗沖擊分析都較為接近，相對(duì)誤差在10%以內(nèi)。

4.3.2 應(yīng)力響應(yīng)對(duì)比

對(duì)一體化和非一體化抗沖擊分析樣本中個(gè)體應(yīng)力響應(yīng)峰值S與基準(zhǔn)應(yīng)力的比值進(jìn)行對(duì)比分析，將相對(duì)應(yīng)力響應(yīng)視為以沖擊因子為參變量的隨機(jī)函數(shù)，即：

一體化和非一體化分析中相對(duì)應(yīng)力隨沖擊因子c變化的曲線如圖15所示。

由圖15可以看出，c＜0.6時(shí)，非一體化抗沖擊分析得到的應(yīng)力響應(yīng)結(jié)果較一體化抗沖擊分析結(jié)果大，c≥0.6時(shí)，非一體化抗沖擊分析得到的應(yīng)力響應(yīng)結(jié)果較一體化抗沖擊分析結(jié)果小。當(dāng)c＜1.25時(shí)非一體化抗沖擊分析與一體化抗沖擊分析得到的應(yīng)力響應(yīng)結(jié)果較為接近，誤差在10%以內(nèi)。

對(duì)比分析結(jié)果表明：沖擊因子c＜0.6時(shí)（中遠(yuǎn)場(chǎng)水下爆炸），非一體化抗沖擊分析所得加速度響應(yīng)、應(yīng)力響應(yīng)值偏大，但誤差在10%以內(nèi)。即中遠(yuǎn)場(chǎng)水下爆炸時(shí)，工程上可用非一體化抗沖擊分析方法進(jìn)行設(shè)備抗沖擊性能評(píng)估。但沖擊因子c≥0.6時(shí)（中近場(chǎng)水下爆炸），采用非一體化抗沖擊分析方法進(jìn)行設(shè)備沖擊分析時(shí)結(jié)果將偏小，故可能會(huì)導(dǎo)致設(shè)備雖在進(jìn)行沖擊試驗(yàn)時(shí)合格但安裝到實(shí)船上后由于實(shí)船局部惡劣沖擊環(huán)境致使其破壞的情況。因此，本文認(rèn)為中近場(chǎng)水下爆炸時(shí)應(yīng)采用一體化抗沖擊分析方法對(duì)設(shè)備進(jìn)行抗沖擊性能評(píng)估，若條件所限尚無(wú)法開(kāi)展一體化抗沖擊分析，則應(yīng)對(duì)非一體化抗沖擊分析結(jié)果進(jìn)行一定的修正。

5 結(jié) 語(yǔ)

本文從主從系統(tǒng)耦合振動(dòng)理論出發(fā)，基于數(shù)值試驗(yàn)手段，采用設(shè)備與船體一體化抗沖擊分析方法對(duì)艦用炮塔結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗沖擊分析，將計(jì)算結(jié)果與非一體化抗沖擊分析結(jié)果對(duì)比，給出了非一體化與一體化抗沖擊分析方法適用范圍。得到主要結(jié)論如下：

1）由統(tǒng)計(jì)分析方法可知，一體化抗沖擊分析與非一體化抗沖擊分析得到的設(shè)備加速度場(chǎng)服從t分布，應(yīng)力場(chǎng)服從對(duì)數(shù)正態(tài)分布，故從加速度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)概率密度函數(shù)角度而言，一體化分析與非一體化分析具有相同的形式；

2）兩種分析方法得到的炮塔結(jié)構(gòu)強(qiáng)度都能滿足蔡—胡失效準(zhǔn)則，兩者應(yīng)力響應(yīng)強(qiáng)度分布區(qū)域基本一致。但一體化分析得到的炮塔結(jié)構(gòu)響應(yīng)峰值要比非一體化的大，其應(yīng)力強(qiáng)度安全儲(chǔ)備系數(shù)要比非一體化的小。可見(jiàn)，一體化抗沖擊分析方法與非一體化抗沖擊分析方法得到的加速度響應(yīng)幅值以及應(yīng)力響應(yīng)幅值均有差別；

3）通過(guò)對(duì)不同沖擊因子作用下的炮塔響應(yīng)進(jìn)行分析，得出對(duì)中遠(yuǎn)場(chǎng)水下爆炸，非一體化抗沖擊分析得到的設(shè)備響應(yīng)結(jié)果偏大，中近場(chǎng)時(shí)非一體化抗沖擊分析結(jié)果偏??；

4）對(duì)于中近場(chǎng)水下爆炸艦用設(shè)備抗沖擊性能分析，本文建議采用船體與設(shè)備一體化抗沖擊分析方法，若條件所限尚無(wú)法進(jìn)行一體化抗沖擊分析，則應(yīng)對(duì)非一體化抗沖擊分析結(jié)果進(jìn)行一定的修正。

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Method of Integrated Strength Evaluation for the Naval Equipment and Ship Hull

Guo Shao－jing1 Xu Bin2 Cao Yu3
1 College of Shipbuilding Engineering， Harbin Engineering University， Harbin 150001， China
2 The Plan Approval Center of CCS，Shanghai 200135，China
3 Marine Design and Research Institute of China，Shanghai 200011 China

The elastic coupling effect of complex naval equipment and ship hull is fairly important， so during the shock－resistance numerical simulation of large naval equipment， a rational technique must be defined to properly deal with the relationships between exterior shock environment， ship hull， local structure and naval equipment.Based on coupling vibration theory for master－slave system， naval turret structure was chosen as an example and several shock inputs were designed for the shock－resistance numerical calculation of non－integration and integration of turret structure.Comparison was also made between these two cases.The shock－resistance analysis method and applicability of the naval equipment were discussed in order to find out a shock－resistance analysis method of naval equipment suitable for domestic product so as to provide references for shock－resistance performance design and evaluation of naval equipment.

naval equipment； numerical simulation； strength evaluation

U674.7

A

1673－3185（2010）02－29－08

2009－05－18

哈爾濱市科技創(chuàng)新專(zhuān)項(xiàng)基金（RC2008QN013001）

郭紹靜（1984－），女，碩士研究生。研究方向：船舶與海洋結(jié)構(gòu)物結(jié)構(gòu)性能與安全性。E-mail：guoshaojing1984@163.com

徐 彬（1983－），男，助理工程師。研究方向：船舶總體及安全性