黃 韜，馬大為，張震東

(南京理工大學(xué) 機械工程學(xué)院，江蘇 南京 210094)

基于ABAQUS的發(fā)射場坪建模與動態(tài)響應(yīng)研究

黃 韜，馬大為，張震東

(南京理工大學(xué) 機械工程學(xué)院，江蘇 南京 210094)

為了得到導(dǎo)彈無依托發(fā)射時場坪的動態(tài)響應(yīng)，基于ABAQUS大型有限元軟件，采用塑性損傷本構(gòu)建立發(fā)射場坪非線性精確數(shù)值有限元模型，分析了導(dǎo)彈發(fā)射狀態(tài)下的動態(tài)響應(yīng)。研究結(jié)果表明：在導(dǎo)彈垂直待發(fā)射階段，后支腿處的應(yīng)力和沉降較大，發(fā)射平臺將呈現(xiàn)前高后低姿態(tài)；在導(dǎo)彈垂直發(fā)射階段，發(fā)射筒底部處場坪沉降較大。研究結(jié)果可為導(dǎo)彈無依托隨機發(fā)射場坪適應(yīng)性評估提供理論支撐。

兵器發(fā)射理論與技術(shù)；無依托發(fā)射；發(fā)射場坪；有限元模型；動態(tài)響應(yīng)

為提高導(dǎo)彈武器系統(tǒng)的生存能力和快速反應(yīng)能力，無依托隨機發(fā)射已經(jīng)成為國內(nèi)外陸基機動導(dǎo)彈的重要發(fā)展方向[1]。所謂無依托發(fā)射，就是導(dǎo)彈發(fā)射不再依托預(yù)準備的發(fā)射場地，而是隨機選擇場地發(fā)射，這就要求發(fā)射陣地應(yīng)具有一定的承載力[2]。我國地域廣闊，交通事業(yè)發(fā)展迅猛，公路修建覆蓋范圍廣且交錯復(fù)雜，為導(dǎo)彈發(fā)射裝備提供了豐富的發(fā)射場坪，為實現(xiàn)導(dǎo)彈的廣地域隨機發(fā)射奠定了基礎(chǔ)。但是，大型導(dǎo)彈在公路上發(fā)射時，路面承受液壓支腿的壓力和彈射載荷的沖擊力，容易造成公路的損傷甚至破壞，進一步影響導(dǎo)彈發(fā)射的穩(wěn)定性，嚴重時將形成安全隱患。瀝青混凝土廣泛應(yīng)用于我國各級公路中，作為一種粘彈性材料，鄭建龍等[3]、李盛等[4]研究了瀝青混凝土材料的疲勞損傷；周曉和等[5]基于Cohesive 單元的雙線性內(nèi)聚力本構(gòu)，研究了場坪面基層間界面的損傷分布與演化；張震東等[6]基于 Cauchy 應(yīng)變表達的三維形式的簡化ZWT 本構(gòu)(朱-王-唐本構(gòu))以及應(yīng)變率相關(guān)的損傷演化模型，分析了彈射沖擊載荷對瀝青混凝土場坪面層的損傷。

ABAQUS是一款功能強大的有限元分析軟件，在非線性仿真分析領(lǐng)域有非常廣泛的應(yīng)用[7]，為導(dǎo)彈發(fā)射過程中場坪的動態(tài)響應(yīng)仿真分析提供了有效途徑。筆者選取公路等級較低的4級瀝青混凝土道路作為無依托懸垂發(fā)射場坪，采用塑性損傷本構(gòu)構(gòu)建發(fā)射場坪非線性精確數(shù)值模型，重點對導(dǎo)彈無依托懸垂發(fā)射過程中場坪的動態(tài)響應(yīng)分布規(guī)律進行研究與分析。

1 發(fā)射場坪非線性精確數(shù)值建模

1.1 建模前提與假設(shè)

文獻[8]驗證了采用塑性損傷本構(gòu)模型的數(shù)值模擬方法能較好地描述瀝青混凝土材料受壓、受拉時的非線性力學(xué)特性，故筆者在綜合運用發(fā)射場坪各主要功能層材料本構(gòu)模型的基礎(chǔ)上，建立了無依托懸垂發(fā)射場坪非線性精確數(shù)值模型，重點研究導(dǎo)彈懸垂發(fā)射時前、后液壓支腿以及自適應(yīng)底座處場坪的動態(tài)響應(yīng)。對發(fā)射平臺系統(tǒng)建模進行如下簡化與假設(shè)：

1)不考慮溫度因素，忽略發(fā)射場坪由于在通車使用過程中產(chǎn)生的初始變形。

2)發(fā)射平臺的支撐方式采用純支腿支撐，只考慮前、后支腿剛性支撐盤和自適應(yīng)底座與發(fā)射場坪間的接觸關(guān)系，以及自適應(yīng)底座與初容室金屬段間的接觸關(guān)系，忽略對發(fā)射系統(tǒng)其他功能部件的建模。

3)導(dǎo)彈無依托懸垂發(fā)射過程中，只考慮發(fā)射場坪面層的非線性力學(xué)關(guān)系，面基層、基層、底基層和土基采用線彈性模型模擬。

4)只考慮面層與面基層間的非連續(xù)層間力學(xué)特性，基層、底基層和土基間采用層間連續(xù)形式進行模擬。

1.2 結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)

圖1為某導(dǎo)彈無依托懸垂發(fā)射場坪各結(jié)構(gòu)尺寸示意圖。其中，H1～H5分別為發(fā)射場坪面層、面基層、基層、底基層和土基厚度；L為發(fā)射場坪長度，W為發(fā)射場坪寬度；R1為自適應(yīng)底座對地載荷范圍直徑；R2為前、后支腿剛性支撐盤對地載荷范圍直徑。

導(dǎo)彈的無依托懸垂發(fā)射要求能夠在等級較低的4級瀝青公路上實現(xiàn)安全發(fā)射，因此本文依據(jù)《公路瀝青路面設(shè)計規(guī)范》(JTG D50—2006)和《公路工程技術(shù)標準》(JTJ 001—1997)中對4級公路結(jié)構(gòu)尺寸的界定，取路基寬度為4.5 m；并依據(jù)某導(dǎo)彈無依托發(fā)射平臺的總體設(shè)計尺寸要求，取路基長度為23.0 m。導(dǎo)彈無依托懸垂發(fā)射場坪其余結(jié)構(gòu)尺寸取值如表1所示。

表1 無依托懸垂發(fā)射場坪結(jié)構(gòu)尺寸 m

導(dǎo)彈無依托懸垂發(fā)射場坪數(shù)值模型坐標系原點建立在場坪面層表面結(jié)構(gòu)中心點處，后支腿指向前支腿方向為x軸，z軸垂直面層表面向上，y軸按照右手螺旋法則確定。其中，將x軸方向稱為發(fā)射場坪縱向，y軸方向稱為發(fā)射場坪橫向，z軸方向稱為發(fā)射場坪垂向；以發(fā)射場坪縱向?qū)ΨQ面為界限，y軸正方向稱為發(fā)射場坪左側(cè)，負方向稱為發(fā)射場坪右側(cè)，具體如圖1所示。圖中Q代表前支腿，H代表后支腿，D代表自適應(yīng)底座；Z代表場坪左側(cè)，Y代表場坪右側(cè)；M代表載荷作用中心。

由圖1可知，后支腿處場坪與自適應(yīng)底座處場坪相距較近，在無依托懸垂發(fā)射載荷作用下，該兩處場坪的動態(tài)響應(yīng)將受到不同發(fā)射裝備對地載荷作用的影響，因此筆者將后支腿和自適應(yīng)底座處場坪統(tǒng)稱為發(fā)射區(qū)場坪，并分別對無依托懸垂發(fā)射載荷作用下前支腿和發(fā)射區(qū)場坪的動態(tài)響應(yīng)進行研究與分析。

1.3 各功能層材料本構(gòu)力學(xué)特性參數(shù)

瀝青混凝土面層采用塑性損傷本構(gòu)模型，對其進行有限元分析，其材料參數(shù)及結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示[9]。

表2 發(fā)射場坪面層材料參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)

為了著重考慮瀝青混凝土面層在導(dǎo)彈發(fā)射時的動態(tài)響應(yīng)，面基層、基層、底基層以及土基均設(shè)置為線彈性材料，各層結(jié)構(gòu)和材料參數(shù)如表3[10-11]所示。

表3 發(fā)射場坪各層材料參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)

1.4 網(wǎng)格劃分

發(fā)射場坪面層采用孤立網(wǎng)格的形式進行網(wǎng)格劃分，面基層、基層、底基層和土基均采用網(wǎng)格偏移的方法生成，以保證各功能層間網(wǎng)格的連續(xù)性，網(wǎng)格類型為C3D8R，無依托懸垂發(fā)射場坪共計劃分108 400個網(wǎng)格。

1.5 連接關(guān)系與邊界條件

在無依托懸垂發(fā)射過程中，剛性支撐盤底面與發(fā)射場坪間采用Coulomb摩擦模型，摩擦系數(shù)按Q235與干燥瀝青混凝土路面間的摩擦系數(shù)進行定義，接觸采用罰函數(shù)法進行計算；自適應(yīng)底座下端面與發(fā)射場坪間的初始高度為50 mm，自適應(yīng)底座的外表面與發(fā)射場坪間采用Coulomb摩擦模型，摩擦系數(shù)按橡膠與干燥的瀝青混凝土路面間的摩擦系數(shù)進行定義，接觸采用罰函數(shù)法進行計算。

考慮無依托懸垂發(fā)射時不同發(fā)射裝備對場坪的瞬時沖擊影響以及真實道路情況，發(fā)射場坪數(shù)值模型縱向邊界處各功能層采用沿y軸對稱的邊界條件；橫向邊界處土基采用沿x軸對稱的邊界條件；下表面均采用固端約束，其余功能層不進行約束。

1.6 載荷施加與分析步

將某導(dǎo)彈懸垂發(fā)射過程中，前、后支腿剛性支撐盤及自適應(yīng)底座內(nèi)表面受載時程曲線作為輸入條件，并以壓強的形式均布于相應(yīng)的發(fā)射裝備表面處。其中，前、后液壓支腿剛性支撐盤受載壓力曲線如圖2所示，自適應(yīng)底座內(nèi)表面受載壓力曲線如圖3所示。

為使導(dǎo)彈無依托懸垂發(fā)射場坪動力學(xué)數(shù)值仿真更為準確，將導(dǎo)彈無依托懸垂發(fā)射過程數(shù)值仿真分為3部分。

1)發(fā)射場坪自重應(yīng)力場數(shù)值計算。在該分析步中，對發(fā)射場坪只加載重力載荷，計算后獲得與給定邊界條件和載荷相平衡的狀態(tài)。將數(shù)值計算導(dǎo)入后續(xù)分析步中，作為后續(xù)分析步的初始應(yīng)力場。

2)導(dǎo)彈無依托懸垂待發(fā)射階段準靜態(tài)數(shù)值計算。將自重應(yīng)力場數(shù)值計算結(jié)果導(dǎo)入，并對前、后液壓支腿剛性支撐盤施加前、后支腿對地初始載荷，計算后獲得與給定邊界條件和載荷相平衡的狀態(tài)，并將其作為初始條件代入動態(tài)分析步中。

3)導(dǎo)彈無依托懸垂發(fā)射階段動態(tài)數(shù)值計算。將待發(fā)射階段準靜態(tài)數(shù)值計算結(jié)果導(dǎo)入，對前、后液壓支腿剛性支撐盤施加動態(tài)壓強載荷，并對自適應(yīng)底座內(nèi)表面施加初容室氣體動態(tài)壓強載荷，數(shù)值計算導(dǎo)彈無依托懸垂發(fā)射過程中場坪各主要功能層的應(yīng)力及沉降動態(tài)響應(yīng)。動態(tài)數(shù)值計算采用二階中心差分法，計算響應(yīng)時間長度取為1 s。

2 仿真結(jié)果與分析

由圖2可得在導(dǎo)彈懸垂發(fā)射t= 0 s時刻，由于發(fā)射平臺自身質(zhì)量的原因，前支腿對地載荷存在初始值，因此將該時刻視為導(dǎo)彈懸垂待發(fā)射階段前液壓支腿處場坪的動態(tài)響應(yīng)結(jié)果；在導(dǎo)彈懸垂發(fā)射過程中，t= 0.2 s時刻前支腿對地載荷達到最大值，因此該時刻下前支腿處場坪各主要功能層的動態(tài)響應(yīng)，對導(dǎo)彈無依托懸垂發(fā)射平臺整體穩(wěn)定性具有較大影響；t= 1 s時導(dǎo)彈懸垂發(fā)射過程結(jié)束。綜上所述，在導(dǎo)彈懸垂發(fā)射過程中，重點研究t= 0，0.2，1 s這3個時刻下前支腿處場坪面層的動態(tài)響應(yīng)。

導(dǎo)彈在懸垂待發(fā)射階段時，發(fā)射平臺自身質(zhì)量由前、后支腿共同承擔(dān)，故在t= 0 s時刻，后支腿對地載荷也存在初始值；在t= 0.01 s左右，后支腿處對地載荷已達到最大值；由圖3可知,在t=0.02 s左右時，自適應(yīng)底座處場坪開始產(chǎn)生載荷作用，表明在初容室高壓氣體作用下，膨脹的自適應(yīng)底座和相應(yīng)處場坪產(chǎn)生碰撞接觸。在自適應(yīng)底座膨脹觸地的過程中，發(fā)射場坪將對懸垂發(fā)射系統(tǒng)產(chǎn)生反作用力，該反作用力平衡因?qū)椷\動產(chǎn)生的彈重釋放和摩擦力，同時使得后支腿對地載荷減小，因此后支腿處場坪受載曲線在達到峰值之后開始下降，此后受載曲線進入振蕩階段。因此，重點對導(dǎo)彈懸垂發(fā)射t= 0，0.01，0.02，0.28，1 s這5個時刻下發(fā)射區(qū)場坪面層的動態(tài)響應(yīng)進行研究。

2.1 應(yīng)力動態(tài)響應(yīng)結(jié)果與分析

2.1.1 前液壓支腿處場坪

圖4為導(dǎo)彈無依托懸垂發(fā)射t= 0，0.2，1 s這3個時刻下前支腿處場坪面層表面應(yīng)力分布云圖。由圖4可知，前支腿對地載荷邊界處應(yīng)力較大，這是因為液壓支腿剛性支撐盤剛度比瀝青混凝土大，在前支腿對地載荷作用下，兩種材料所產(chǎn)生的變形量不同，導(dǎo)致前液壓支腿剛性支撐盤與發(fā)射場坪在接觸面內(nèi)產(chǎn)生位移的不連續(xù)現(xiàn)象，從而使得前支腿剛性支撐盤與發(fā)射場坪間應(yīng)力傳遞不連續(xù)，此時前液壓支腿對地載荷作用范圍內(nèi)的發(fā)射場坪呈現(xiàn)中間小、邊界大的應(yīng)力分布形式。

圖5為導(dǎo)彈無依托懸垂發(fā)射t= 0，0.2，1 s這3個時刻下前支腿處場坪面層底面應(yīng)力分布云圖。由圖5可知，在導(dǎo)彈懸垂發(fā)射不同時刻下，前支腿對地載荷作用范圍內(nèi)的場坪面層底面應(yīng)力大于面層表面應(yīng)力，這是因為對于無依托懸垂發(fā)射場坪而言，由于各功能層材料特性的不同，因此在發(fā)射載荷作用下各功能層的變形程度有所不同，導(dǎo)致發(fā)射場坪層間界面處產(chǎn)生位移的不協(xié)調(diào)現(xiàn)象，從而使得發(fā)射場坪面層底面處介質(zhì)變形加劇，故該處場坪介質(zhì)所受應(yīng)力較大。

2.1.2 發(fā)射區(qū)場坪

圖6為導(dǎo)彈無依托懸垂發(fā)射t=0,0.01,0.02,0.28,1 s這5個時刻下發(fā)射區(qū)場坪面層表面應(yīng)力分布云圖。

由圖6(a)可知，在t=0 s時刻后支腿處場坪面層表面應(yīng)力整體大于前支腿處場坪面層表面，這是因為在導(dǎo)彈無依托懸垂發(fā)射起豎階段，發(fā)射平臺質(zhì)心后移，故在導(dǎo)彈懸垂待發(fā)射階段后支腿處場坪承載大于前支腿處場坪。

由圖6(b)可知，在無依托懸垂發(fā)射瞬時沖擊載荷作用下，后支腿處場坪受力變大，故在t= 0.01 s時刻，發(fā)射區(qū)場坪面層表面應(yīng)力整體變大。

由圖6(c)可知，在t=0.02 s左右時，由于自適應(yīng)底座與場坪產(chǎn)生接觸，使得發(fā)射區(qū)場坪面層表面應(yīng)力發(fā)生重分布，此時自適應(yīng)底座處場坪面層表面應(yīng)力增大，而后支腿處場坪面層表面應(yīng)力減小，發(fā)射區(qū)場坪面層表面整體應(yīng)力分布趨于平衡。

由圖6(d)可知，在t= 0.28 s時，自適應(yīng)底座對地載荷達到最大值，自適應(yīng)底座處場坪受載大于后支腿處場坪，故此時發(fā)射區(qū)場坪面層表面整體應(yīng)力分布為：自適應(yīng)底座處場坪面層表面應(yīng)力大于后支腿處場坪面層表面應(yīng)力。

由圖6(e)可知，在t= 1 s時導(dǎo)彈懸垂發(fā)射過程結(jié)束，自適應(yīng)底座回縮并與發(fā)射場坪分離，故此時發(fā)射區(qū)場坪面層表面應(yīng)力分布為：后支腿處場坪面層表面應(yīng)力大于自適應(yīng)底座處場坪面層表面應(yīng)力。

由圖6(a)和圖6(e)可知，由于導(dǎo)彈發(fā)射出筒，懸垂發(fā)射系統(tǒng)整體質(zhì)量減小，因此t=1 s時刻發(fā)射區(qū)場坪面層表面的整體應(yīng)力小于t=0 s時刻發(fā)射區(qū)場坪面層表面的整體應(yīng)力。

導(dǎo)彈在懸垂發(fā)射過程中，發(fā)射區(qū)場坪面層底面應(yīng)力變化規(guī)律與表面應(yīng)力變化規(guī)律基本一致；發(fā)射區(qū)場坪面層底面應(yīng)力大于表面應(yīng)力，這與前支腿處場坪面層應(yīng)力分布規(guī)律一致,不再贅述。

2.2 場坪沉降響應(yīng)結(jié)果與分析

對于導(dǎo)彈無依托懸垂發(fā)射，發(fā)射裝備處場坪的垂向位移大小一方面將影響導(dǎo)彈發(fā)射平臺的初始姿態(tài)，進一步影響到發(fā)射筒的初始角度，因此關(guān)系到導(dǎo)彈發(fā)射的精確性與穩(wěn)定性；另一方面，不同發(fā)射裝備處場坪的不同垂向位移量，將使發(fā)射車大梁產(chǎn)生彎曲變形，從而在導(dǎo)彈發(fā)射時影響到發(fā)射平臺的整體穩(wěn)定性及導(dǎo)彈無依托懸垂發(fā)射品質(zhì)。因此重點對發(fā)射場坪U3方向的位移大小進行研究分析。

2.2.1 前液壓支腿處場坪

圖7為導(dǎo)彈發(fā)射階段前液壓支腿處場坪加載中心點垂向位移曲線。由圖7可知，在導(dǎo)彈懸垂發(fā)射t=0時刻，由于發(fā)射平臺自身質(zhì)量的原因，前支腿處場坪位移存在初始值，此后位移曲線進入振蕩階段。

2.2.2 發(fā)射區(qū)場坪

圖8為導(dǎo)彈發(fā)射階段后液壓支腿和發(fā)射筒底部處場坪加載中心點垂向位移曲線。

由圖8可知，在懸垂發(fā)射t=0 s時刻，自適應(yīng)底座未觸地，彈重主要由后支腿支撐，此時后支腿處場坪的沉降大于前支腿處場坪；在后支腿對地瞬時沖擊載荷作用下，后支腿處場坪沉降增大，并在t=0.01 s時達到最大值；由于自適應(yīng)底座膨脹后與場坪發(fā)生接觸碰撞，使得發(fā)射區(qū)場坪發(fā)生整體的下沉，因此后支腿處場坪沉降值繼續(xù)增大；隨著自適應(yīng)底座對地載荷的不斷加大，發(fā)射區(qū)場坪整體沉降分布發(fā)生變化，在t=0.28 s時發(fā)射區(qū)場坪在自適應(yīng)底座處的沉降最大；在t=0.68 s左右時，自適應(yīng)底座對地載荷開始減小，此時底座處場坪在土基回彈應(yīng)力的作用下，最大沉降值開始減??；在t=1 s時，導(dǎo)彈懸垂發(fā)射過程結(jié)束，自適應(yīng)底座回縮并與發(fā)射場坪分離，此時發(fā)射區(qū)場坪在后支腿處的沉降值最大且后支腿處場坪在t=0 s時刻的最大沉降值大于t=1 s時刻的最大沉降值，這是由于導(dǎo)彈發(fā)射離筒，使得懸垂發(fā)射系統(tǒng)的整體質(zhì)量減小，使得后支腿對地的載荷變小。

3 結(jié)論

筆者基于有限元軟件ABAQUS，采用塑性損傷本構(gòu)構(gòu)建發(fā)射場坪非線性精確數(shù)值有限元模型，對導(dǎo)彈無依托懸垂發(fā)射時前、后液壓支腿以及自適應(yīng)底座處場坪的應(yīng)力和沉降進行研究，得到以下結(jié)論：

1)導(dǎo)彈在懸垂待發(fā)射階段時，發(fā)射平臺自身質(zhì)量由前、后支腿共同承擔(dān)，故在t=0 s時刻，后支腿對地載荷存在初始值，發(fā)射場坪整體沉降大小、各主要功能層的應(yīng)力排序均為：發(fā)射區(qū)場坪大于前液壓支腿處場坪；應(yīng)力最大區(qū)域位于發(fā)射區(qū)面基層間界面區(qū)域；沉降最大區(qū)域位于發(fā)射區(qū)后支腿對地載荷作用中心點處。因此，在導(dǎo)彈懸垂待發(fā)射階段，發(fā)射平臺整體呈現(xiàn)前高后低。

2)導(dǎo)彈在無依托垂直發(fā)射階段，發(fā)射場坪整體沉降大小、各主要功能層的應(yīng)力排序均為：發(fā)射區(qū)場坪大于前液壓支腿處場坪；發(fā)射場坪整體的應(yīng)力峰值發(fā)生在某導(dǎo)彈無依托垂直發(fā)射t=0.27 s時刻，應(yīng)力峰值位于發(fā)射區(qū)基層表面處，應(yīng)力峰值大小為σ=2.056 MPa；發(fā)射場坪整體沉降峰值發(fā)生在某導(dǎo)彈無依托垂直發(fā)射t=0.29 s時刻，沉降峰值位于發(fā)射區(qū)自適應(yīng)底座對地載荷作用中心點處，沉降峰值大小U3=16.37 mm。

References)

[1]程洪杰,趙媛.導(dǎo)彈無依托發(fā)射場坪極限承載力影響因素敏感性分析[J].兵工自動化,2014,33(5):7-10. CHENG Hongjie, ZHAO Yuan. Sensitivity analysis on factor of ultimate bearing capacity of unsupported random launching site[J]. Ordnance Industry Automation, 2014, 33(5): 7-10. (in Chinese)

[2]程洪杰, 錢志博, 趙媛, 等. 導(dǎo)彈無依托發(fā)射場坪承載能力分析[J]. 起重運輸機械，2011(12): 48-52. CHENG Hongjie, QIAN Zhibo,ZHAO Yuan,et al.Analy-sis of launching site load-carrying ability for missile unsupported random launch[J]. Hoisting and Conveying Machinery, 2011(12)：48-52. (in Chinese)

[3]鄭建龍,馬健,呂松濤,等.老化瀝青混合料粘彈性疲勞損傷模型研究[J].工程力學(xué),2010,27(3):116-131. ZHENG Jianlong,MA Jian,LYU Songtao,et al.Research on viscoelastic the fatigue damage model of aging asphalt mixtures[J].Engineering Mechanics,2010,27(3):116-131.(in Chinese)[4]李盛, 李宇峙, 劉朝暉. 剛?cè)釓?fù)合式路面瀝青層溫度疲勞損傷及開裂研究[J]. 工程力學(xué), 2013, 30(10): 122-127. LI Sheng, LI Yuzhi, LIU Zhaohui. Research on temperature fatigue damage and cracking in asphalt layer of rigid-flexible composite pavement[J]. Engineering Mechanics, 2013, 30(10): 122-127. (in Chinese)

[5]周曉和, 馬大為, 朱忠領(lǐng), 等. 面基層間不同結(jié)合狀態(tài)下發(fā)射場坪動態(tài)響應(yīng)研究[J]. 兵工學(xué)報, 2015, 36(12): 2269-2277. ZHOU Xiaohe, MA Dawei, ZHU Zhongling, et al. Research on dynamic response of launching site based on different interlayer binding states[J]. Acta Armamentarii, 2015, 36(12): 2269-2277. (in Chinese)

[6]張震東, 馬大為, 胡建國, 等. 彈射沖擊載荷作用下瀝青混凝土路面面層的損傷[J]. 工程力學(xué), 2015, 32(10): 161-168. ZHANG Zhendong,MA Dawei, HU Jianguo,et al.Damage of surface layer of asphalt concrete pavement under laun-ching impact load[J].Engineering Mechanics,2015,32(10):161-168. (in Chinese)

[7]石亦平, 周玉蓉. ABAQUS有限元分析實例詳解[M]. 北京: 機械工業(yè)出版社, 2006. SHI Yiping, ZHOU Yurong. Finite element analysis of examples based on ABAQUS[M]. Beijing: China Machine Press, 2006. (in Chinese)

[8]周曉和,馬大為,胡建國,等.某導(dǎo)彈無依托發(fā)射場坪動態(tài)響應(yīng)研究[J].兵工學(xué)報,2014,35(10):1595-1603. ZHOU Xiaohe, MA Dawei, HU Jianguo, et al. Research on dynamic response of launching site for missile unsupported random launch[J]. Acta Armamentarii, 2014, 35(10): 1595-1603. (in Chinese)

[9]江見鯨, 陸新征, 葉列平. 混凝土結(jié)構(gòu)有限元分析[M]. 北京: 清華大學(xué)出版社, 2004． JIANG Jianjing, LU Xinzheng, YE Lieping. Finite element analysis of concrete structures[M]． Beijing: Tsinghua University Press, 2004. (in Chinese)

[10]王金昌, 朱向榮. 軟土地基上瀝青混凝土路面動力分析[J]. 公路, 2004(3): 6-11. WANG Jinchang, ZHU Xiangrong. Dynamic analysis of asphalt concrete pavement on soft clay ground[J]. Highway, 2004(3): 6-11. (in Chinese)

[11]柳志軍,劉春榮,胡朋,等.土基回彈模量合理取值試驗研究[J]. 重慶交通學(xué)院學(xué)報,2006,25(3):62-64． LIU Zhijun, LIU Chunrong, HU Peng, et al. Experiment study on reasonable evaluation of rebound modulus of subgrade[J]. Journal of Chongqing Jiaotong College, 2006, 25(3): 62-64. (in Chinese)

Research on Modeling and Dynamic Response of Launching Site Based on ABAQUS

HUANG Tao, MA Dawei, ZHANG Zhendong

(School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094,Jiangsu, China)

To obtain the dynamic response of launching site, the plastic damage dynamic constitutive model was used to establish of the nonlinear finite element model of unsupported launching site based on ABAUS. The dynamic response of the site during launching was analyzed based on the model. The results show that the stress and settlement of back outrigger site is bigger than front supports site during missile standby phase, which leads to the launch platform to be lower in the front and higher behind. The settlement of site below launch canister is more than somewhere else during launching. The research results could provide theoretical support for the adaptation assessment of the launching site.

armament launch theory and technology ;unsupported random launching; launching site; finite element model; dynamic response

10.19323/j.issn.1673-6524.2017.01.005

2016-05-05

裝備預(yù)先研究項目(NO.51328020106)

黃韜(1991—)，男，碩士研究生，主要從事兵器發(fā)射理論與技術(shù)研究。E-mail：masterhuangtao@163.com

TJ768.1

A

1673-6524(2017)01-0022-06