舰船在作战过程中，遭受水下爆炸时可能会引起结构破坏，虽然中远场水下爆炸时主体结构仍然可能保持生命力，但若没有有效的防护措施，安装于船体上的设备则很可能会发生损坏，严重危及舰船安全性，因此部分舰载设备及仪器大多采用隔振缓冲装置提高其抗冲击能力[1-2]．我国舰载设备抗冲击研究起步较晚，同时由于开展的实船、实艇试验较少，针对水下爆炸冲击作用下的防护研究较为薄弱[3]．舰载设备的抗冲击考核标准主要为GJB150.18—1986，虽然在2009年更新为GJB150.18A—2009，但GJB150.18A—2009标准里明确规定不适应于舰载设备，关于舰载设备抗冲击考核须按照舰船相关标准，因此GJB150.18—1986作为舰载设备抗冲击考核标准一直沿用至今．近年来，我国逐步重视舰艇设备抗冲击防护研究[4-5]，并推出了HJB542—2012《舰用设备抗冲击设计及评估方法》，为舰艇设备的抗冲击试验设计及性能研究提供了参考[6]．目前针对舰艇设备的防护大多采用单层隔振方式，将需要防护的设备通过各种缓冲隔振装置安装于船体或基座[7-8]．模块化平台(以下简称“平台”)作为某些舱室中的主要承重结构，可为安装于其两层平台之上的设备提供较强的隔振抗冲能力．国内外关于舰船模块化平台抗冲击研究文献不多，抗冲击试验研究更是凤毛麟角[9-10]．本研究以简化后的平台结构为基础，对安装隔振装置后的平台设计冲击试验，并与设计谱输入下的仿真结果作对比，验证本研究设计的模块化平台系统的缓冲能力及冲击响应预报方法的准确性．1 试验设计1.1　试验模型及装置本研究设计的简化后的模块化平台仿真模型如图1所示．该平台由上层平台、下层平台及两层平台之间的支柱和舷侧弧形梁构成，舷侧梁采用弯曲式设计，从而提高空间利用率．支柱与舷侧弧形梁的斜撑采用5 mm×50 mm×90 mm的矩形管，加强筋为T型材，腹板和面板厚度分别为8和14 mm．10.13245/j.hust.220418.F001图1平台有限元模型模块化平台材料为DH40钢，上层平台长为2 500 mm，宽为 1740 mm，下层平台长为3 000 m，宽为2 500 mm，平台模型总高度为2 200 mm，平台总质量约为2.5 t．试验所采用的浮动冲击平台(以下简称浮台)长为5.4 m，宽为4.0 m，将试验平台及减振器安装后浮台总吃水约为1.1 m．当试验时，平台通过三个BV-3500型减振器安装在小型浮动冲击平台上．BV-3500型减振器额定负载为3 500 kg，额定负载下垂向频率约为5 Hz．根据减振器总负载，对平台进行额外压载，使之达到安装频率，基于试验安全考虑，整个模型的重心与浮台重心在同一铅垂线上；因此，在考虑到浮台布置空间的条件下，上下层平台上的负载均匀分布在模型中部区域内，平台模型减振器的安装位置见图2，此时各减振器受载均匀．10.13245/j.hust.220418.F002图2减振器安装位置示意图(mm)在平台水下爆炸考核试验中，须测量浮台和模型上典型位置的加速度响应，浮台内底与平台加速度测点布置位置如图3所示，加速度测点信息如下：A1-1位于浮台迎爆面减振器基座旁，A1-2位于浮台内底中心，A1-3位于浮台背爆面减振器基座旁，A2-1位于下层平台迎爆面减振器上部，A2-2位于下层平台中心，A2-3位于下层平台背爆面减振器上部，A3-1位于上层平台迎爆面中部，A3-2位于下层平台中心，A3-3位于下层平台背爆面中部．同时采用激光位移传感器测量迎爆面左侧及背爆面减振器的垂向相对位移，根据冲击谱的概念，位移传感器测量得到的减振器垂向相对变形，即为模型安装频率处的谱位移值．10.13245/j.hust.220418.F003图3加速度测点布置图1.2　试验工况应用浮台开展水下爆炸试验，须要在最严酷工况下，使浮台内底垂向冲击环境在样机安装频率处达到GJB150.18—1986的考核环境[11]．根据以往大量标准浮台水下爆炸试验结果，当在标准浮台上考核设备质量小于30 t时，GJB150.18—1986规定的最严酷考核工况中[11]，不同负载下浮台内底10 Hz以下频段的冲击环境基本一致．本次试验中，模块化平台系统局部模型的垂向安装频率约为5 Hz，平台和压载总质量为6.7 t，结合以往试验标准浮台内底冲击谱试验数据[12]，该频率处的谱位移约为60 mm．因此当在小型浮台上进行试验时，最严酷工况下浮台内底中部的垂向谱位移须达到60 mm．根据以往水下爆炸试验数据推算，当小型浮台龙骨冲击因子达到0.195时，浮台中部谱位移约为60 mm，该工况为预估的最严酷试验工况．平台水下爆炸冲击考核试验的工况见表1，表中：L为舷侧距离；H为爆深．每个工况开展一次有效试验．10.13245/j.hust.220418.T001表1平台模型水下爆炸试验工况表序号TNT药量/kgL/mH/m爆炸方位龙骨冲击因子1514.005.00舷侧中部0.0842511.005.00舷侧中部0.106359.005.00舷侧中部0.128457.005.00舷侧中部0.159555.455.00舷侧中部0.195试验根据前一个工况得到的浮台中心5 Hz处的谱位移结果，对下一个试验工况的谱位移结果进行预测，通过预测及修正，使得最后一个试验工况的谱位移值达到60 mm的试验要求．在浮动冲击平台舷侧水下爆炸试验考核中，浮台与药包的相对位置见图4．10.13245/j.hust.220418.F004图4爆炸试验时浮台与药包相对位置示意图2 平台抗冲击性能分析2.1　试验工况下平台加速度响应分析在试验中，在模型迎爆面和背爆面减振器旁安装了激光位移传感器，以测量减振器的相对变形．根据冲击谱的概念可知，减振器相对变形值最大值即是模型安装频率处的谱位移值．工况5迎爆面及背爆面减振器的相对变形时程曲线见图5，图中：t为时间；D为位移．从减振器相对位移时程曲线可以看出：减振器的变形响应周期约为200 ms，频率约为5 Hz，迎爆面减振器变形最大值出现在响应开始后的530 ms左右，背爆面减振器变形最大值则出现在响应开始后的730 ms左右，二者相差减振器的一个响应周期．根据压力监测结果可知：一次气泡脉动周期约为350 ms，二次气泡脉动周期约为650 ms．对比减振器变形和气泡脉动周期可知：迎爆面减振器变形最大值出现在第一次、第二次气泡脉动之间，背爆面减振器变形最大值则出现在第二次气泡脉动之后．10.13245/j.hust.220418.F005图5工况5减振器相对变形时历曲线在工况5中，迎爆面减振器的最大变形达到54.8 mm，背爆面减振器的最大变形值达到100 mm，取平均值为77.4 mm，达到了安装频率处谱位移值60 mm的考核要求，同时根据浮台内底加速度响应，计算浮台内底中部测点的设计谱，如图6所示，图中：f为频率；V为速度；Ar为谱加速度．该测点谱位移为74.6 mm，与减振器相对变形测量结果基本一致，说明了所设计工况的合理性．10.13245/j.hust.220418.F006图6工况5浮台内底中部测点设计谱经过放大器2 000 Hz低通滤波后，浮台内底典型响应如图7所示，图中A为加速度．从加速度响应曲线可以看出：基座加速度响应以高频为主，最大值为冲击波引起的高频加速度响应，在冲击波响应过后，由于气泡脉动载荷引起的平台振动响应相较于冲击波大大减小，且由曲线可以明显看出第一次气泡脉动出现时间约为出现冲击波峰值之后380 ms，第二次气泡脉动出现时间为出现冲击波峰值之后640 ms，与压力监测结果较为一致．10.13245/j.hust.220418.F007图7浮台内底典型加速度响应下层平台典型加速度响应曲线如图8所示，由图可见：加速度信号经由减振器衰减后其高频加速度响应被滤除，且加速度响应峰值大大减小，最严酷的工况5下各测点加速度响应减小幅度均在浮台内底平均加速度响应峰值的98.5%以上，如表2所示．由统计结果可以看出：下层平台与上层平台垂向加速度响应峰值相当，而上层平台横向加速度响应约为下层平台的3.5倍，这是因为在冲击作用下上层平台较下层平台有更剧烈的横向运动．10.13245/j.hust.220418.F008图8下层平台典型加速度响应10.13245/j.hust.220418.T002表2最严酷工况加速度峰值统计测点位置测点方向测点编号峰值/(m•s-2)相对浮台内底减小幅度/%浮台内底横向A1-1-Y11 241.0A1-2-Y8 652.0A1-3-Y10 366.0垂向A1-1-Z11 628.0A1-2-Z6 196.0A1-3-Z6 581.0下层平台横向A2-1-Y22.399.8A2-2-Y21.699.8A2-3-Y21.599.8垂向A2-1-Z37.899.7A2-2-Z47.799.2A2-3-Z84.698.7上层平台横向A3-1-Y70.099.4A3-2-Y73.099.2A3-3-Y72.499.3垂向A3-1-Z37.999.7A3-2-Z49.399.2A3-3-Z78.998.82.2　等效载荷输入下平台加速度仿真分析对平台系统在最严酷试验工况下的冲击响应进行仿真分析，参照HJB 542—2012舰用设备抗冲击设计及评估方法中关于设备冲击载荷的输入方法，借助于ABAQUS进行分析计算．模型中板单元采用S4R及S3R类型，流场为AC3D4单元，水下爆炸仿真分析时流场半径取为平台模型半宽的6倍．上下层平台的负载简化为质量点，减振器简化为等效刚度弹簧，由减振器简化而成的弹簧横向刚度设置为1 339 kN/m、垂向刚度设置为2 211 kN/m．有限元计算模型如图9所示．10.13245/j.hust.220418.F009图9有限元计算模型依据浮动冲击平台最严酷考核工况下浮台提供给设备的冲击环境，对仿真模型减振器加载以正弦变化为历程的垂向加速度信号输入作为水下爆炸载荷的输入，如图10所示，具体计算方式为a2=0.5As;V1=V2=2Vs/3;t1=πV1 /(2a2); t2=2Ds/V1-t1;a4=πV1/(2t2),式中：Ds，Vs，As分别为设计谱位移、设计谱速度和设计谱加速度．按照图6中设计谱计算得到的各参数为：a2=352.3 m/s2；a4=44.3 m/s2；t1=8.6 ms；t2=68.6 ms．10.13245/j.hust.220418.F010图10载荷输入示意图分别提取上层平台与下层平台中部测点垂向加速度响应时历曲线，并与实测相应测点位置的加速度响应作对比，如图11所示．利用此方法时由于输入载荷以0时刻为起始，因此得到的加速度响应也从0时刻起始，而试验值并不是从载荷作用于平台时开始测量，因此仿真值和试验值存在一定的时间响应差值．由图中可以观察得到仿真与实测加速度响应周期基本一致，同时响应峰值也较为接近，利用仿真方法对有限元模型求解结果可以看出此方法得到的加速度响应与实测结果较为符合，可以与冲击试验相结合从而考核设备的抗冲击性能．10.13245/j.hust.220418.F011图11测点仿真与实测加速度对比2.3　试验与仿真垂向冲击环境对比以浮台内底、下层平台、上层平台中心测点垂向冲击环境作为研究对象，分别计算最严酷工况下浮台内底中心测点垂向冲击谱、下层平台中心测点试验与仿真垂向冲击谱和下层平台中心测点试验与仿真垂向冲击谱[13]，如图12所示．10.13245/j.hust.220418.F012图12平台仿真与实测冲击谱对比表3为浮台与平台垂向冲击环境对比，由表3冲击谱计算结果可知：试验与仿真谱位移与谱加速度值较为接近，谱位移平均误差为2.7%，试验与仿真谱加速度平均误差为13.5%，而谱速度相对误差加大，平均误差为23.9%．同时由冲击环境计算结果可以看出：在平台通过减振器连接基础后，在爆炸冲击作用下，平台主体较基础的谱速度相差不大，而谱加速度大幅减小，下层平台较浮台内底减小95.9%，上层平台较浮台内底减小95.7%，减小幅度均在95%以上．平台的谱位移相较于浮台有所增大，平均增大幅度为81.6%．由此可见：对于安装频率较低的模块化平台系统，对中高频段的谱加速度缓冲效果明显，而谱速度和谱位移缓冲效果较差．10.13245/j.hust.220418.T003表3浮台与平台垂向冲击环境对比谱参数测点位置试验值仿真值谱位移/mm浮台内底74.6下层平台133.8136.7上层平台137.1141.6谱速度/(m•s-1)浮台内底2.9下层平台3.74.5上层平台3.84.8谱加速度/g浮台内底71.9下层平台2.93.4上层平台3.13.43 结论a. 本试验设计的最严酷试验工况中，迎爆面减振器和背爆面减振器的最大变形平均值达到77.4 mm，达到了安装频率处谱位移值60 mm的考核要求，试验设计合理．b. 在所有工况试验后，浮动冲击平台、减振器、平台外观均完好无损，说明在达到标准考核要求冲击环境的前提下，本试验平台结构设计及减振器选型合理．c. 经过BV-3500型减振器衰减后，平台上的加速度峰值较浮台内底减小了98.5%以上，说明平台具有良好的隔振抗冲击性能．也即针对安装频率较低的模块化平台系统，对中高频段的谱加速度缓冲效果明显，而中低频段的谱速度和谱位移缓冲效果较差，这与低频单自由度振子在冲击载荷下的响应规律一致．d. 通过数值仿真与试验的垂向冲击环境对比可知平台谱加速度相较内底减小95%以上．两种方法得到的平台谱位移与谱加速度基本符合，其结果均可作为抗冲击性能分析的依据．