典型部件对舰船管路系统抗冲击性能影响研究_冯麟涵.pdf

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been paid more and more attention． In order to understand the dynamic response characteristics of typical components in pipelines，a space pipelines for TA2 materials was designed and established． Under four identical standard checking conditions which contain different pipe clamp type and position were tested on an impact tester． The test results show that the flange has great influence on the impact response of pipelines． The vibration and shock resistance of pipelines can be reduced by using elastic pipe clamps and arranging position． The conclusion provides the basis for optimal design of the shock resistance of the pipelines． Key wordsnaval vessels;pipelines;anti- shock resistance;dynamic response 诸多战例和实船水下爆炸试验表明， 舰船在遭受 较强的水下爆炸攻击之后， 尽管有可能保持船体结构 完整， 但是其内部的许多机械、 设备和舰船武备会遭到 功能性的破坏， 导致舰船保持不沉性的情况下失去战 斗力和生命力。战斗舰船受到水下爆炸攻击时所突出 的薄弱环节是舰船设备的抗冲击性能过差， 尤其是舰 船管系对冲击载荷的抵抗力不够［1 －2 ］。所以， 在逐渐 认识到舰船设备和其他系统的抗冲击性能的必要性和 重要性之后， 与管系相关的研究得到了各国海军的 重视。 在我国早期开展的实船爆炸试验期间， 由于当时 的认识有限， 并没有对舰船管系的抗冲击成立单独的 研究部分， 而当时国外的标准和规范中已经包含了管 系的抗冲击问题。例如， 美国军标 MIL- S- 901D［3 ］中， 多 处提及到管路螺纹连接的规定以及管路与设备间布置 要求等， 做到了管系冲击试验及验收有章可循。文献 ［ 4］ 通过对舰船管系的多支撑点处不同输入冲击谱的 研究， 等效出单点冲击谱分析方法。挪威学者在文献 ［ 5］ 中， 基于有限元分析软件开发了计算程序， 并设计 了一套研究管路系统来研究内部流体与管路结构的耦 合作用。近些年， 随着管路抗冲击的重要性逐渐被认 识， 相关研究逐渐在各研究部门和高校蔓延开来。沈 中祥等 ［6 ］基于对舰船管路系统抗冲击环境及其评定标 准的研究， 设计了一种新型管路固定装置， 有效增加了 管路的横向、 垂向的抗冲击性能。王朝等 ［7 ］利用解析 法建立空间管路系统在振动载荷下的传递矩阵， 可计 算管路的频率及响应情况， 但仅考虑定常压力及流速 的影响， 未考虑非常压及流体种类等影响。冯麟涵 等 ［8 ］提出了基于能量方法的管路简化设计方法， 并利 用有限元方法对管路抗冲击性能进行了设计和评估。 ChaoXing 上述对管路系统的研究相对单一， 并没有全面掌握管 路薄弱部位在受冲击后动态响应特性， 进而无法对一 套舰船管系的抗冲击性能进行评估。 本文综合考虑舰船管系中所涉及的典型部件， 设 计并建造了一种空间管系结构， 对影响空间管系的抗 冲击能力因素进行分析。首先， 借鉴以往对舰船管路 的研究经验， 基于有限元法分析了管路的主要失效模 式。然后， 根据建立空间管系的需求， 对空间管系所涉 及模型进行分类。最后， 利用冲击试验机对空间管系 结构进行冲击试验， 通过对试验测得数据的分析， 获得 了典型部件对空间管系抗冲击安全性能的影响情况， 为舰船管系的设计提供了指导意见， 以最大限度的防 护管路系统， 提高舰船的战斗力。 1管路失效模式分析 经过长期对管路系统常见破坏形式的积累和大量 的有限元计算分析， 发现冲击载荷作用下管路的失效 和实际使用过程中管路的损坏是有一定区别的［9 ］。管 路的使用会造成局部区域的疲劳损伤等原因， 致使结 构出现裂缝导致渗漏问题 见图 1 ， 这与冲击作用下 出现相同问题的原因是不一样的。为探究管路系统在 冲击载荷作用下的失效模式， 首先对简单管路进行在 冲击载荷作用下的数值模拟， 通过对管路单元内部受 力及载荷分布的分析， 可以得到构成应力各个分量的 组成， 归纳出结构在振动过程中的受力组成， 明确管路 结构的主要运动状态。 图 1实船试验中管系法兰漏水 Fig． 1 Leakage of pipe flange in ship test 以最简单的单跨直管为研究对象， 用壳单元模拟 管路， 以定义相应的厚度的圆柱壳来代替真实管路， 将 两端管夹简化为单自由度的弹簧阻尼单元， 建立的有 限元模型如图 2 所示。对该模型施加一定的冲击载 荷， 得到管路三个方向上的应力曲线如图 3 所示。由 图 3 可知， S22 曲线代表管路在长度方向上的正应力曲 线， S11 为与 S22 垂直方向的应力分量， S12 即剪应力。 可以看出， 管路单元的正应力在受冲击初期很快出现 波峰， 然后以一定的周期波动， 逐渐衰减。显然， S22 的 增减表示管路随着时间变化管路单元处于拉压交替的 状态。单纯无阻尼梁的自由振动， 单元也是应力处于 拉压交替的状态， 应力值是在 0 附近上下波动， 而图示 的曲线 “平衡位置” 在 0 轴偏上， 表示管路是弯曲振动 和轴向拉力共同作用下的结果， 但轴向拉力和弯曲正 应力相比很小， 而且主要是在后期响应衰减部分。所 以管路在冲击载荷作用下的主要运动方式是弯曲 振动。 图 2 Shell 单元直管模型 Fig． 2 Visual model of Shell element 图 3管路单元应力分量曲线 Fig． 3 Stress component curve of pipeline element 通过管路在冲击载荷作用下主要运动形式分析及 前期实船试验积累的大量经验得出， 管路的失效模式 主要为以下两个方面 ①管路的弯曲振动， 尤其是细长 管路， 可能导致管路在支撑中部出现过大的挠度， 引起 较大的拉伸和压缩应力， 也可能使得支撑处 支吊架或 者管夹 应力过大， 或是管路与设备连接处应力过大， 容易出现渗漏等现象; ②在管路的弯头及异径管交处 本身存在一定的应力集中， 在冲击载荷作用下， 这种部 位可能会出现较大的应力， 达到材料的屈服极限， 从而 导致出现塑性变形， 某些塑性变形虽不足以使管路发 生断裂失效， 但其对管路整体的水密性会造成不可忽 略的影响。 2管系模型分类 舰船管路的冲击问题， 归根结底就是多自由度系 统在支座冲击激励作用下运动的力学问题。冲击问 题是一个比较复杂的问题， 包括冲击载荷的波形、 脉 宽、 幅值; 而结构的响应又取决于结构的固有频率、 振 型和激励载荷的频率［10］。为了对管路系统的冲击运 动进行探究， 对管路系统进行了适当的分类， 以便于 观察和总结其中的规律， 为建立空间管路系统奠定 262振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 基础。 2． 1管路力学模型 为验证管路力学简化模型的有效性， 按照舰船管 路系统的复杂程度， 建立了最简单的力学模型， 包括 单跨直管和多跨直管力学模型。由单自由度系统在 支座激励下的运动可知， 激励可以转化为结构上的加 速度载荷。单跨直管的力学模型如图 4 所示。该力 学模型可作为一种参考， 考虑管夹、 工装件等参数对 管路系统冲击响应的影响。相同载荷作用下结构的 响应与边界条件的确定有关， 因此对多跨管需要设置 多种边界条件进行数值仿真计算， 为选取合适的边界 条件提供依据。经前期大量数值模拟工作并综合考 虑管路尺寸、 冲击台大小、 加载能力等实验条件， 设计 出两支撑点的 3 跨管路模型冲击试验。简化后的三 跨直管的力学模型， 如图 5 所示［11］。简化后三跨试 验模型与原模型的计算结果对比数据显示， 保证弯矩 相等的简化方法的计算精度在10 以内， 可以满足工 程应用需求。 图 4单跨直管力学模型 Fig． 4 Mechanical model of single span straight pipe 图 5多跨直管力学模型 Fig． 5 Mechanical model of multi span straight pipe 2． 2管路危险截面模型 大量的实船和仿真结果都显示， 管路的三通和 弯头区域为管路结构的危险截面， 受到载荷作用会 出现较大的应力集中现象， 认为是容易出现破坏管 路危险区域［12］。因此， 设计出两种管路危险截面模 型。由于冲击台的尺寸限制了模型的整体大小， 长 度为 3L 的三通管模型无法实现加载。需要对模型 进行受力分析， 得到结构内部的受力分布， 进而完成 对模型的简化处理。通过前期的大量计算分析， 最 终得到等效的三通管路模型如图 6 所示。在安装舰 船管路过程中， 通常会根据实际布置需求， 改变弯管 的走向、 弯曲程度等， 导致弯管的模型难以建立， 故 本次将综合考虑加工能力、 试验条件等多因素安排 弯管位置。 图 6三通管等效模型示意图 Fig． 6 The equivalent model of tee branch 3空间管系试验 3． 1试验条件介绍 为更好地了解管路系统的抗冲击性能， 展开管路 系统的抗冲击性能试验研究是一种较为可靠、 直接的 方法。目前， 国内舰船上管路系统大多采用铜镍合金 B10 ， 近几年来， 出现一种新兴管系材料 钛合金 TA2 。此种材料具有优异的耐腐性和抗高速海水冲 刷性能， 较大的屈服强度和较低的密度， 具有良好的力 学性能及生物相容性， 特别适于制造工作介质为高压、 高流速海水的管路 ［13 ］。用 TA2 材料制造的船舶的管 路及配件， 不但可以减少管路壁厚的腐蚀设计裕量， 在 流速保持不变的情况下可通过增大流速来降低管路直 径， 减轻管路质量 ［14 ］。国外已经有采用全钛海水管系 的先例， 我国也正在积极尝试制备全钛海水管路。 本次研究中， 以 TA2 管路为研究对象， 根据不同管 路材料的使用标准［15 ］， 采用公称直径为 28 mm， 壁厚为 2 mm 的管路制作空间管系。在确定试验模型后， 在 500 kg 冲 击 试 验 台 上 进 行 冲 击 试 验，分 别 利 用 BK4384V 加速度传感器、 3/350LE11S － 6 应变片测量 模型典型部位的加速度试验数据和应变， 整个空间管 系受到冲击烈度为谱加速度80g， 谱速度4． 0 m/s， 谱位 移 6． 0 cm， 按照德国舰船建造规范的转换准则 BV0430 －85［16 ］， 将冲击谱简化成时域的载荷曲线如图 7 所示。 3． 2试验模型及测点分布 在舰船管系特点的基础上， 考虑冲击试验台的加 载能力、 模型加工工艺要求和试验费用等问题， 确定试 验模型， 主要设计管路结构类型、 管路的走向， 管路系 统元器件布置、 管路配重、 连接形式、 管夹布置等。最 终设计空间管系的三维模型如图 8 所示。模型中的工 装件均采用 Q235 材质钢， 试验过程中共布置 12 个应 362第 4 期冯麟涵等典型部件对舰船管路系统抗冲击性能影响研究 ChaoXing 变通道 三通管及弯管处采用应变花 ， 4 个加速度通 道 三个测点布置在模型上， 一个测台面的冲击加速 度 ， 具体信息如表 1、 表 2 所示。 图 7冲击载荷时域曲线 Fig． 7 The time domain curve of impact lood 图 8空间管系模型 Fig． 8 The model of space pipelines 表 1空间管系应变测点位置 Tab． 1 Strain measuring point position of space pipelines 编号位置 3 －1阀门左侧管路上表面 3 －2阀门右侧管路上表面 3 －3管路中点 3 －4法兰附近管路上表面 3 －5 3 －6 3 －7 弯头侧翼 应变花 3 －8 3 －9 3 －10 三通上表面 应变花 3 －11刚性固定端管路上表面 3 －12弯头外侧 表 2空间管系加速度测点位置 Tab． 2 Acceleration point position of space pipelines 编号部位 3 － a自由端头 3 － b冲击台面 3 － c支管弯头附近 3 － d法兰附近 为充分利用所建立的空间管系模型， 在试验过程 中， 同时考虑管夹类型和管夹位置对空间管系冲击响 应的影响， 主要使用了弹性管夹和刚性管夹， 并设计了 两种管夹位置的方式， 如图 9 所示。共进行四次冲击 试验， 具体试验安排如表 3 所示。 图 9空间管系管夹位置示意图 Fig． 9 Pipe clamps location of space pipelines 表 3空间管系试验工况 Tab． 3 The test condition of space pipelines 工况编号管夹类型管夹位置 1刚性管夹位置二 2刚性管夹位置一 3弹性管夹位置二 4弹性管夹位置一 3． 3试验结果分析 针对舰船上的管路系统， 一般情况下以管路系统 的塑性变形情况作为其是否失效的判据。由于试验过 程中应变测点较多， 获得数据量较大， 限于文章篇幅， 不针对应变片的响应情况进行一一描述， 对各工况下 的应变片测得的塑性变形值统计， 如表 4 所示。从表 4 可知， 无论管夹位置如何变换， 使用弹性管夹均可减小 空间管系薄弱部位的塑性应变值。分别对比工况 1 和 工况 2、 工况 3 和工况 4 塑性变形值可以看出， 对于使 用刚性管夹夹持的空间管系， 管夹夹持位置远离弯头、 三通管时， 可有效地减小该部位的塑性变形情况， 这与 使用弹性管夹夹持的空间管路塑性变形情况恰恰相 反。总体来看， 4 次试验过程中测得的塑性变形值均较 小， 可认为 TA2 材料的管路满足冲击要求。为分析薄 弱部位的应力情况， 忽略其微小的塑性变形， 以工况 1 为例， 将 5 ～7、 8 ～ 10两组应变花测得的应变值通 过相关计算公式转换得到弯头处、 三通处的 Mises 应力 曲线如图 10 所示。从应力曲线可以看出， 三通处的应 力响应比弯头侧翼处的要大得多， 但是试验模型应变 片所贴区域范围比较大， 而三通和弯头又都是管路应 力集中的地方， 区域的响应梯度比较明显， 为进一步分 析此处现象， 将工况 2 ～ 工况 4 相同部位也做相同处 理， 都出现上述现象。 462振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 表 4空间管系试验工况 Tab． 4 The plastic deation condition of space pipelines 测点 编号 工况编号 1234 3- 10000 3- 20000 3- 30000 3- 400． 060． 150 3- 50． 0800． 04－0． 06 3- 60． 0700． 040． 06 3- 70． 130． 0300 3- 80000 3- 9－0． 040． 080． 020 3- 100． 30． 1500 3- 110． 170． 0500 3- 120． 02－0． 030－0． 06 注 无量纲级为 mε。 图 10弯管及三通管 Mises 应力曲线 Fig． 10 The Mises stress curve of elbow and tee branch 进一步分析空间管系结构的加速响应， 4 次工况的 加速度响应峰值如表 5 所示。从表中冲击台面的加速 度响应峰值 3- b 可知， 4 次试验冲击台面所提供的冲 击环境误差在0． 014 ～5． 5， 小于20， 满足试验要 求。此外， 由于工装件加工问题， 固定支管弯头处的工 装件未安装上， 导致支管弯头处测点 3- c 试验值普遍偏 小。对比工况 1 和工况 3 可知， 使用弹性管夹有效地 减小了管路结构加速度响应， 法兰附近降低了 71． 1， 支管弯头附近降低了56． 1， 自由端头降低了13． 4， 自由端头降低的较小， 可能是因为传感器位置靠近质 量较大的阀体， 而阀体对空间管系的冲击响应影响较 大。对比工况 1 和工况 2、 工况 3 和工况 4 可探究空间 管系支撑位置对管路冲击响应的影响， 由对比结果可 知， 无论是弹性管夹或是刚性管夹夹持的空间管系， 改 变支撑位置在一定程度上可以降低管路的加速度响 应。弹性管夹夹持下， 法兰附近加速度响应降低最多， 可达 76; 刚性管夹夹持下， 支管弯头附近降低最多， 为 21。故在舰船上实际安装管路时， 要根据管夹类 型充分考虑管夹夹持位置， 以便减小冲击载荷对管路 系统的影响。 表 5空间管系加速度峰值对比 Tab． 5 The acceleration peak comparison of pipelinesm/s2 工况 编号 测点编号 3- a3- b3- c3- d 1192． 1673． 580． 2112． 2 2226． 8738． 7179． 4479． 4 3217． 8707． 1178． 2389． 5 4203． 7700． 1225． 2425． 4 4结论 本文基于对舰船管系失效模式和典型部件模型的 分析归纳， 设计并建造了一种空间管系结构。为有效 获得典型部件冲击动态响应对空间管系的影响情况， 在标准规定的考核工况下， 展开了空间管系的冲击试 验， 通过对试验数据的分析， 得到以下结论 1 在管路系统中， 弯头、 三通及带有集中质量处 容易出现较大的塑性变形， 在管路设计阶段， 应尽量避 免部位出现在与其他设备相连接的位置。 2 管夹类型对管路系统在冲击载荷作用下的响 应有较大影响， 使用弹性管夹可有效减小管路的塑性 变形， 降低管路的加速度响应。 3 使用不同管夹类型的空间管系， 为达到减振缓 冲效果的管夹位置也有所不同。使用刚性管夹时， 管 夹位置应尽量远离薄弱部位; 使用弹性管夹时， 可适当 靠近薄弱部位。 参 考 文 献 ［1］ 陈刚， 汪玉， 李兆俊． 国内外舰船管路系统抗冲击技术工 作述评［ J］ ． 振动与冲击， 2007， 26 4 58 －63． CHEN Gang，WANG Yu，LI Zhaojun． Commentary on anti- shock technology of naval vessl piping system at home and abroad［ J］ ． Journal of Vibration and Shock，2007，26 4 58 －63． ［2］ GABERSON H A． Classification of violent environments that cause equipment failure［ J］ ． Sound and Vibration， 2000， 34 5 16 －23． ［3］ Shock test， H． I． high impact shipboard machinery equipment and systems，requirement for MIL- S- 901D ［S］ ． ［ S． l． ］ United States Department of Defense， 1989． ［4］ Dennis Harold Peters． Shock loads on piping systems［D］ ． MontereyNaval postgraduate School， 1972． ［5］ Sbingen bjomar fluid structure interaction in piping systems ［ D ］ ．Trond- heimNorgesTeknisk- Naturviten Universite， 1996． ［6］ 沈中祥，刘寅东，郑婷婷． 舰船管路系统抗冲击设计及性 能分析［ J］ ． 舰船科学技术， 2017， 39 5 109 －115． SHEN Zhongxiang，LIU Yindong，ZHENG Tingting． Design for shock resistance of piping system of naval and perance analysis［ J］ ． Ship Science and Technology，2017，39 5 109 －115． 下转第 290 页 562第 4 期冯麟涵等典型部件对舰船管路系统抗冲击性能影响研究 ChaoXing QIN Xianrong，PAN Jie，XU Jian， et al． Response surface for the structural finite element model updating of tower cranes［ J］ ． Journal of Vibration and Shock，2018，37 6 244 －250． ［4］ 袁昭旭，于开平． 高温环境下结构动力学模型修正方法 研究［ J］ ． 振动与冲击， 2017， 36 15 171 －180． YUAN Zhaoxu， YU Kaiping．Structural dynamic model updating under high temperature environment［ J］ ． Journal of Vibration and Shock， 2017， 36 15 171 －180． ［5］ 王毅， 朱礼文， 王明宇， 等． 大型运载火箭动力学关键技术 及其进展综述［ J］ ． 导弹与航天运载技术， 2000 1 29 －37． WANG Yi，ZHU Liwen，WANG Mingyu， et al． Summary of some key technologies on dynamics of large launch vehicle ［ J］ ． Missiles and Space Vehicles， 2000 1 29 －37． ［6］ 崔逊学． 多目标进化算法及其应用［ M］ ． 北京 国防工业出 版社， 2006． ［7］ 杨帆， 邓斌， 王国志， 等． 基于 Pareto 排序遗传算法的改进 型扩张室压力脉动衰减器多目标优化［J］ ． 振动与冲击， 2018， 37 12 1 －8． YANG Fan，DENGBin，WANGGuozhi，etal．Mult- optimizationonimprovedexpansionchamberhydraulic pulsation attenuators using a NSGA［ J］ ． Journal of Vibration and Shock， 2018， 37 12 1 －8． ［8］ 贾洁， 万一品， 刘洪海． 基于多目标遗传算法的振动熨平 板压实系统参数优化 ［J］ ． 振动与冲击， 2017， 36 12 230 －235． JIA Jie ， WAN Yipin，LIU Honghai． Parameter optimization for compaction system of vibration screed of asphalt payer based on multi- objective genetic algorithm［J］ ．Journal of Vibration and Shock， 2017， 36 12 230 －235． ［9］ HE Z N，YEN G G． Many- objective evolutionary algorithms based on coordinated selection strategy［ J］ ． IEEE Transactions on Evolutionary Computation， 2017， 21 2 220 －233． ［ 10］ LI Z H，ZHANG Q F．A simple yet efficient evolution strategy for large- scale black- box optimization［J］ ．IEEE Transactions on Evolutionary Computation，2018，22 5 637 －646． ［ 11］ JIANG S Y，YANG S X．A strength pareto evolutionary algorithm based on reference direction for multi- objective and many- objective optimization ［J］ ．IEEETransactionson Evolutionary Computation， 2017， 21 3 329 －346． ［ 12］ 王乐， 冷德新． 基于 Pareto 最优的 Timoshenko 梁模型修正 方法［ J］ ． 导弹与航天运载技术， 2015 5 73 －76． WANG Le，LENG Dexin． A of model correction of Timoshenko beam based on Pareto front［J］ ． Missiles and Space Vehicles， 2015 5 73 －76． ［ 13］ 郝武伟， 李俊吉． 粒子群算法对高维问题的优化研究［ J］ ． 控制工程， 2018 5 870 －877． HAO Wuwei，LI Junji．Study on the high dimensional problem optimization by particle swarm algorithm［ J］ ． Control Engineering of China， 2018 5 870 －877． ［ 14］ CANO A，GARCA- MARTNEZ C，VENTURA S． Extremely high- dimensionaloptimizationwithMapReduce Scaling functions and algorithm［J］ ．Ination Sciences，2017， 415/416 110 －127． ［ 15］ QIAN H，YU Y．Solving high- dimensional multi- objective optimization problems with low effective dimensions［ C］ ∥The 31stAAAIConferenceonArtificialIntelligence．San Francisco， CA AAAI， 2017． ［ 16］ XUH， CARAMANISC， MANNORS．Statistical optimization in high dimensions［J］ ． Operations Research， 2014， 64 958 －979． ［ 17］ REN Y，WU Y． An efficient algorithm for high- dimensional function optimization［J］ ． Soft Computing，2013，17 6 995 －1004． ［ 18］ 汤波， 范瑞祥， 潘忠文， 等． 悬挂工装对运载火箭模态试验 影响分析［ J］ ． 宇航学报， 2017， 38 12 1354 －1360． TANG Bo，FAN Ruixiang，PAN Zhongwen， et al． Effects of suspension rope on modal experiment of rockets［J］ ． Journal of Astronautics， 2017， 38 12 欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁欁 1354 －1360． 上接第 265 页 ［7］ 王朝． 典型管路系统抗冲击性能分析方法新型抗冲击元 器件设计研究［ D］ ． 镇江江苏科技大学， 2013． ［8］ 冯麟涵，王路，计晨． 舰船管路抗冲击设计与评估方法 ［ J］ ． 兵工学报， 2015， 36 1 54 －60． FENG Linhan，WANG Lu，JI Chen． for shock resistance design and assessment of shipboard pipelines［J］ ． Acta Armamentaria， 2015， 36 1 54 －60． ［9］ 杜鑫，杜俭业，汪玉． 船舶管道抗冲减振优化［ J］ ． 哈尔滨 工程大学学报， 2011， 32 6 697 －701． DU Xin，DU Jianye，WANG Yu． A study of anti- shock waves and decreasing vibration on the pipes of a ship［ J］ ． Journal of Harbin Engineering University， 2011， 32 6 697 －701． ［ 10］ 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． ［ 11］ 郭君，郭俊辰，赵勋，等． 舰船大规模管系抗冲击评估方 法研究［ C］ ． 第十二届全国振动理论及应用学术会议． 南 宁 中国振动工程学会， 2017． ［ 12］ 宋敬利，焦安龙，沈晓乐． 浮动冲击平台海上爆炸试验实 施方法［ J］ ． 爆破， 2014， 31 4 103 －106． SONG Jingli， JIAO Anlong， SHEN Xiaole． Implementation of floating plat explosion test［J］ ． Blasting，2014， 31 4 103 －106． ［ 13］ Okeil Ayman Mohamed． Nonlinear inelastic seismic behavior of pipingsystems ［D］ ． RaleighNorthCarolinaState University， 1995． ［ 14］ 张海丽． TA2 工业纯钛在海水管系中的应用研究［ D］ ． 南 京南京航空航天大学， 2010． ［ 15］ 舰船 管 路 抗 冲 击 设 计 及 评 估 方 法 ［S］ ． ［S． l． ］ ［ s． n． ］ ， 2013． ［ 16］ Shock Resistance Specification for Bundeswehr Ships BV043 ［ S］ ． ［ S． l． ］ German Federal Office For Military Technology and Procurement， 1985． 092振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing