吳越，范利明

(北京機械設(shè)備研究所，北京 100854)

0 引言

現(xiàn)在，很多導彈都采用彈射方式進行發(fā)射。在導彈彈射出筒后，為避免彈射裝置對發(fā)射筒產(chǎn)生過大的沖擊，需要使用緩沖制動裝置來吸收彈射裝置的動能。在本文的緩沖方案中，吸能部件采用受軸向沖擊的金屬吸能圓管，具有占用空間小、吸能量大、降低沖擊等優(yōu)點［1-4］，適合用在筒彈間隙較小的發(fā)射筒中。將吸能圓管套在導向桿上，再將導向桿插在固定的基座上，這就構(gòu)成了一個緩沖器。在彈射導彈時，彈射裝置碰撞到導向桿，沖擊力使吸能圓管屈曲并開始吸收能量。隨著行程的不斷增加，彈射裝置的動能不斷減小，速度不斷降低，直至停止，緩沖過程結(jié)束。本文用MSC.Dytran有限元仿真軟件對金屬吸能圓管在軸向沖擊作用下的非線性動力學過程進行了仿真，并進行了實驗研究。

1 變壁厚金屬吸能圓管緩沖過程的有限元仿真計算

仿真模型在MSC.Patran中建立，模型由變壁厚金屬吸能圓管、導向桿、基座3部分組成，如圖1所示。吸能圓管的材料為不銹鋼，導向桿和基座的材料為低碳鋼。吸能圓管的壁厚是由薄到厚均勻變化的，其薄壁端為受沖擊端［5］。在網(wǎng)格劃分中，所有的單元均采用方形網(wǎng)格單元。

由于吸能圓管的壁厚很薄，而導向桿和基座都可視為剛體，因此在建立幾何模型時這3個件均可用殼單元建立。材料模型采用Cowper-Symonds模型，屈服模型選用雙線性模型(Bilinear)，失效模式選擇最大塑性應(yīng)變［6-11］。不銹鋼的材料參數(shù)如下:密度ρ=7 900 kg/m3，彈性模量E=205 GPa，泊松比ν=0.3，屈服應(yīng)力 σ0=253 MPa，Cowper-Symonds本構(gòu)方程中參數(shù)C，P分別為4 332和0.85，硬化模量Ep=4 426 MPa，最大塑性應(yīng)變?nèi)?.7。

金屬吸能圓管在受到?jīng)_擊時，沖擊物塊的質(zhì)量為180 kg，初始速度為4.8 m/s。在MSC.Patran中，為簡化模型，可以將物塊的質(zhì)量及初始速度賦予導向桿，讓導向桿既充當撞擊物，又起到導向的作用。為此，需約束導向桿的運動自由度，使之只能作軸向平動。對于基座，需將其6個運動自由度全部固定。在軟件中還應(yīng)定義吸能圓管的自接觸以及吸能圓管與導向桿、吸能圓管與基座之間的互接觸。

在下文中將會涉及到對該吸能圓管的落錘沖擊實驗。由于在落錘沖擊過程中，吸能圓管所承受的力除了沖擊力以外還有落錘的重力，所以為了更加貼近實驗中的工況，本文在仿真中通過在導向桿上附加一個軸向恒力的方式，將這個重力作用在了吸能圓管上。

仿真結(jié)果如圖2～4所示。

圖1 吸能組合的有限元模型Fig.1 Finite element model of energyabsorbing assembly

從圖3中可以看到，吸能圓管的沖擊力呈有規(guī)律的周期性波動狀態(tài)，其大小隨著位移的增加而增大。對照圖2所示的壓縮過程可以看出，在圖2中，褶皺從薄壁端先開始發(fā)生，然后逐漸擴展到厚壁端;力-位移曲線中的每個波動都對應(yīng)一個新的褶皺，每個褶皺剛剛開始形成時沖擊力達到波峰。在圖3的力-位移曲線中，前幾個波的波長較短，力較小，說明薄壁端形成褶皺所需的力較小，褶皺的半波長較短;隨著壁厚的增加，形成褶皺所需的力越來越大，褶皺的半波長也越來越長。

圖2的仿真結(jié)果表明，在0.043 5 s時吸能圓管的褶皺已全部形成，此時導向桿的動能為94.64 J，位移為0.145 m。由于導向桿在壓縮吸能圓管的過程中始終有一個軸向恒力(即用來模擬落錘重力的恒力)作用于其上，吸能圓管所吸收的能量應(yīng)該包括該恒力所做的功，故其吸能量應(yīng)為2 234.74 J.

2 變壁厚金屬吸能圓管的落錘沖擊實驗

2.1 實驗方案與實驗步驟

本實驗在長春科新JSL-3000落錘沖擊實驗系統(tǒng)上完成。實驗系統(tǒng)由落錘、實驗機底座、控制計算機等部分組成。實驗中，將實驗件裝配在落錘下方的實驗機底座上，當落錘下落并沖擊實驗件時，安裝在落錘上的傳感器將測得的力、位移等數(shù)據(jù)傳送給實驗機的計算機控制系統(tǒng)，完成數(shù)據(jù)采集工作［12］。

實驗步驟如下:

(1)如圖5所示，將基座、導向桿和吸能圓管安裝在落錘沖擊實驗機的金屬底座上。

(2)將錘頭升至指定高度，然后落錘，等候?qū)嶒瀮x器自動記錄沖擊過程中的各項數(shù)據(jù)。

(3)重復上述步驟，測出每根吸能圓管的力-位移曲線。

圖5 落錘沖擊實驗示意圖Fig.5 Diagram of the falling weight impact test

實驗中，落錘質(zhì)量為179.75 kg，落錘升起高度(即錘頭距導向桿沖擊面的距離)為1 172 mm，可計算出沖擊速度為 4.793m/s，沖擊能量為2 064.58 J。吸能圓管的尺寸和材料選用與上文仿真中的相一致。

2.2 實驗結(jié)果分析

實驗結(jié)果如圖6所示。

圖6 各吸能圓管在落錘沖擊實驗中的力－位移曲線Fig.6 Force-displacement curve of each energyabsorbing tube in the falling weight impact test

從力-位移曲線圖中可看出，曲線可分為3段，分別為波動段、壓實段、硬碰段。波動段是褶皺形成的階段，在此過程中力呈周期性波動并緩慢上升;壓實段是在吸能圓管褶皺全部形成后，落錘將這些褶皺壓緊、壓實的階段，在此過程中落錘的行程很短但力會顯著上升，有時會伴有力的波動;硬碰段是在吸能圓管的褶皺被完全壓緊后落錘與吸能圓管-基座產(chǎn)生硬撞擊的階段，在此過程中落錘的行程非常小但力的上升速度極快，在力-位移圖中表現(xiàn)為近乎豎直的曲線。由于在實際應(yīng)用中要求沖擊盡量平穩(wěn)，吸能盡量均勻，因此應(yīng)取波動段作為吸能段。

實驗中3根吸能圓管的壓縮量均在0.125 m左右，由于落錘的重力在壓縮吸能圓管的過程中依然在不斷做功，因此實驗中落錘的實際能量應(yīng)為2 284.78 J.

通過對力-位移曲線進行積分，可得到各吸能圓管的吸能量如表1所示。

表1 各吸能圓管吸能量統(tǒng)計表Table 1 Statistics of all energy-absorbing tubes

從表1中可以看出，各吸能圓管的工作狀況較為接近，尤其是在褶皺形成的階段，力-位移曲線呈規(guī)律的周期性波動并穩(wěn)步上升，各個吸能圓管的吸能量較為接近工作狀態(tài)。

3 結(jié)束語

通過仿真結(jié)果與實驗結(jié)果的對比不難發(fā)現(xiàn)，仿真所得的吸能圓管的吸能量要比實驗中的吸能量大10%左右。對于這個誤差，本文認為主要由以下原因造成:

落錘沖擊實驗中的吸能圓管在受沖擊屈曲時，疊縮在一起的褶皺有著可觀的軸向長度，該長度是吸能圓管的壁厚累積所致。在仿真中，吸能圓管屬于薄壁結(jié)構(gòu)，其有限元模型是用面單元(殼單元)建立的。而在Patran中，無論是給面單元賦予厚度，還是在定義吸能圓管的自接觸時設(shè)定接觸厚度或接觸間隙，最終都無法避免面單元之間無間隙貼合的情況出現(xiàn)，其宏觀表現(xiàn)就是吸能圓管的諸多褶皺都被擠壓在一個很小的軸向長度內(nèi)。這就使得仿真中每個褶皺吸收的能量大于實驗中每個褶皺吸收的能量，因此導致仿真中吸能圓管的總吸能量要比實驗中的大。

盡管有上述誤差，但仿真所得的沖擊力與實驗相近，力-位移曲線的趨勢一致，褶皺數(shù)量基本相等，這表明仿真結(jié)果是能夠反映出實際中金屬吸能圓管屈曲吸能的規(guī)律的，仿真結(jié)果與實驗結(jié)果基本吻合，其誤差在可接受的范圍之內(nèi)。因此，本仿真對金屬吸能圓管的設(shè)計與工程應(yīng)用具有指導意義。

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