0 引　言

火箭发射的初速度受地球自转及地理纬度的影响，越靠近赤道，火箭拥有的初速度越大，从而可以消耗更少的燃料达到第一宇宙速度，因此可以运载更大质量的卫星，对火箭的设计研发具有积极影响。我国离赤道最近的文昌发射场位于北纬19.6°，而海上发射平台可在海上自由移动选择发射点，且火箭脱离的多级发动机可以落在海洋之中。山九与三菱重工^[1]在1988年提出了海上发射复合体的概念，将运输船、收藏火箭平台、维修组装平台以及发射平台四者整合实现海上发射目的。美俄等国组建了“Sea Launch”公司，建造了奥德赛海上发射平台，并成功发射了“天顶”3SL运载火箭，发射成功率将近95%^[2-3]。在海上发射平台研究方面，我国在2019年首次进行了海上发射试验，试验在长111 m、宽79 m的驳船上进行，填补了国内海上发射领域的空白^[4]。受风浪影响，海上发射平台在发射过程中处于不断的晃动状态，殷金龙^[5]设计了并联稳定平台，并进行了运动学和动力学分析，验证了稳定平台的可行性。俞俊等^[6]研究了偏心、海况以及发射相位等因素对海上发射平台运动响应的影响，发现发射过程中的平台响应受吃水影响较小，且在合适的波浪相位下发射会获得最小的运动响应。

火箭发射时，会给予导流槽以较高的温度载荷与冲击载荷，对结构强度影响极大。郑浩^[7]建立了网格模型，考虑了尾焰冲击、温度分布以及引射系数等因素，对比研究了3种导流槽设计方案，给出了温度变化，其研究发现双侧楔形导流槽的排导效果相较最好，适合海上发射平台使用。高温与冲击载荷双重作用下的海上发射平台强度研究相对较少，而这又是海上发射平台研究中的重要内容。

本文以某海上发射平台为基础，研究自航工况、自存工况下的海上平台结构强度，并重点研究发射瞬间温度载荷与冲击载荷双重作用下的平台结构强度响应。本文的工作可以为海上发射平台的导流槽设计提供参考与建议。

1 模型介绍

平台主要可分为上层建筑、上平台、六立柱以及下浮体4部分。整个平台由6个立柱连接上平台与下浮体，左右立柱之间有横撑以增强其横向强度，平台左右基本对称。根据CCS规范^[8]规定，粗网格整体有限元模型的网格一般取一个骨材间距为基本单位，本模型网格划分的尺寸为650 mm×650 mm左右。海上发射平台有限元整体模型如图1所示，局部导流槽模型如图2所示。

1.1 计算状态与工况

点火瞬间，尾焰冲击导流槽使得导流面及其附近区域温度快速上升，而在火箭升空之后，导流面温度有下降趋势，但同时甲板温度有所上升，均可能给结构带来风险。因此，研究发射工况时，将其细分为点火瞬间工况、升空10 m工况以及升空30 m工况，并根据实际情况施加载荷。点火瞬间冲击载荷与温度载荷主要集中在导流面，而升空之后，甲板也将受到温度载荷与冲击载荷作用。

除此之外，发射工况下还将考虑结构受到的水动力载荷与静水压力。根据CCS规范，利用设计波法进行强度计算时，需要控制以下7个参数并考虑中拱中垂：浮箱间分离力F_S与纵向剪力F_L、平台纵摇扭矩M_T与垂向弯矩M_B，以及甲板中心纵向加速度a_L、横向加速度a_T、垂向加速度a_V，如图3所示。为了对工况进行区分，分别标号为LC 1～7，以尾号1、2分别代表水动力载荷使得平台结构处于中拱与中垂的状态。

计算中还考虑了自航工况与自存工况，计算中仅考虑水动力载荷与静水压力。海上发射平台强度计算工况见表1。

1.2 计算载荷

平台水动力载荷利用Compass计算得到，与静水压力一并施加在结构外表面，如图4所示。导流面与甲板受到的温度场、冲击力通过密度基采用有限体积法计算得到，并以场的形式施加在导流面的对应位置，如图5所示。需要注意的是，导流面之上有绝热层，故施加温度为经过绝热层降温后的温度。

发射工况中，导流槽下表面将受到火箭尾焰的冲击。在点火瞬间，将尾焰冲击力以场的形式施加，如图6所示。当火箭升空时，尾焰将冲击甲板平面，其冲击压力将均匀施加在甲板对应区域，如图7所示。

1.3 材料特性及校核衡准

本平台采用的材料以AH36为主，其屈服应力为355 MPa。CCS规范^[9]3.4.2.2节规定，安全系数取1.11，故按照319.8 MPa进行校核板材与梁的应力。需要注意的是，发射工况下导流槽区域的温度较高，最高处温度为407.3 K（134.15℃），此时的钢材强度会发生一定程度的折减。

国标^[10]5.1.2节规定，高温下普通钢材的屈服强度折减系数按下式计算:

$\eta_{sT} = \left\{\begin{array}{l} 1.0 ，\; 20^{\circ}\mathrm{C}\leqslant T_s < 300^{\circ}{\mathrm{C}} ，\\ 1.24 \times 10^{-8}T_s^3-2.096\times10^{-5}T_s^2 + 9.228\times \\ 10^{- 3}T_s - 0.2\ 168，\; 300^{\circ}\mathrm{C} < T_s < 800^{\circ}{\mathrm{C}} ，\\ 0.5-T_s/2000 ，\; 800^{\circ}\mathrm{C}< T_s\leqslant1000^{\circ}{\mathrm{C}}。\end{array} \right.$

(1)

对于高强度钢，王永卫等^[11]收集整理了大量高强度钢高温屈服强度数据，得出的折减系数计算式：

$\frac{{{f}}_{{y},{T}}}{{{f}}_{{y}}}=\left\{\begin{array}{ll}-8.95\times {10}^{-9}{{T}}^{3}+5.63\times {10}^{-6}{{T}}^{2}- 1.29\times \\{10}^{-3}{T}+1.02，20{\text °}{{\mathrm{C}}}\leqslant {T}< 500{\text °}{{\mathrm{C}}}，\\ 4.2\times {10}^{-9}{{T}}^{3}-4.27\times {10}^{-6}{{T}}^{2}- 1.94\times\\ {10}^{-3}{T}+2.18，500{\text °}{{\mathrm{C}}}<{T}\leqslant900{\text °}{{\mathrm{C}}}。\end{array} \right.$

(2)

由式(1)~式(2)可得，普通钢折减系数取1，高强度钢折减系数取0.92666，实际校核中偏保守考虑，取0.9，即发射区域按照287.82 MPa校核。

2 海上发射平台结构强度计算评估 2.1 发射工况下海上发射平台强度计算结果

发射过程中，3个时间节点海上发射平台最大应力如表2及图8所示。点火后未升空的工况结构应力最大，发射区最大应力为252 MPa，如图9与图10所示，位于导流槽出口角隅处。非发射区最大应力为308 MPa，来自上平台底板处的梁单元，基本不受发射的高温影响。随着火箭升空，发射区温度下降且温度分布更均匀，使得发射区的应力较点火初期更小，升空10 m与升空30 m时结构的应力水平相近。

导流槽角隅应力较高的原因在于尾焰与导流面直接接触的部分温度高，变化快，而导流槽外壳传热需要时间。由图11可知，导流槽角隅由导流面、导流侧面、导流槽下外壳以及导流槽前外壳4块板相交，与尾焰直接接触导流面、导流侧面升温快，变形大，而导流槽的外壳升温相对慢，变形相对小，使得结构角隅出现高应力现象。在今后的设计中，应重点考虑多块板交错相交且温度变化剧烈的角隅区域，并进行相应的优化设计。

2.2 自航与自存工况下海上发射平台强度计算结果

自航与自存工况下，海上发射平台应力云图与位移云图如图12所示。自航工况下板单元与梁单元最大应力为231 MPa与305 MPa，自存工况下板单元与梁单元最大应力为291 MPa与299 MPa，均位于上平台底板处的非发射区，均未超过许用应力，满足规范要求。

对比图13和表3结果可知，平台最大板单元应力在自存工况下较自航工况大，而最大梁单元应力在自航工况下较自存工况大。实际上，自航工况下平台结构较自存工况更安全，其梁单元应力较大的原因是两者压载水分布不同，在局部区域有梁单元较大的现象，整体上自存工况下应力水平较自航工况更大。

3 结　语

本文对某型海上发射平台进行了有限元仿真，考虑了7种水动力状态及平台结构的中拱中垂，重点研究了高温与冲击载荷下导流槽区域的结构强度。研究表明当前的设计满足规范要求，并得出了结论：

1）对比7种水动力状态下平台结构的中拱中垂最大应力，整体上自航工况下平台结构较自存工况更安全，其梁单元应力较大的原因是两者压载水分布不同，局部区域有梁单元较大的现象。

2）在发射工况的不同时刻，点火后的1.3 s内结构应力最大，而随着火箭升空，发射区温度下降且温度分布更均匀，使得发射区的应力较点火初期更小，升空10 m与升空30 m时结构的应力水平相近。

3）发射区最大应力位于导流槽出口角隅处，该区域多块板交错相交且温度变化剧烈，在设计中应重点考虑。

本文工作可以为海上发射平台以及类似的高温冲击结构物设计提供参考与建议。