李燕華， 溫玉全 ， 李 元， 熊詩輝， 侯會(huì)民， 李志良,

(1. 北京理工大學(xué)爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100081； 2. 北方特種能源集團(tuán)西安慶華公司， 陜西 西安 710025)

1 引 言

爆炸螺栓是一類結(jié)構(gòu)簡單、可靠度高的點(diǎn)式火工分離裝置，廣泛應(yīng)用于航空航天、導(dǎo)彈武器以及水下運(yùn)載系統(tǒng)，如助推器分離、級(jí)間分離、整流罩分離和太陽帆板展開等[1]。國內(nèi)外設(shè)計(jì)了多種類型的爆炸螺栓，按分離機(jī)制可分為爆炸型和壓力型。爆炸型的爆炸螺栓主要利用炸藥爆炸產(chǎn)生的沖擊波將螺栓本體薄弱環(huán)節(jié)炸斷，從而實(shí)現(xiàn)分離，如脊斷式爆炸螺栓[2]，炸斷削弱槽式爆炸螺栓[3]。壓力型爆炸螺栓主要靠火藥產(chǎn)物在螺栓腔內(nèi)形成高壓推動(dòng)活塞，并且利用活塞沖擊剪切實(shí)現(xiàn)分離，如推斷削弱槽式爆炸螺栓[4]、剪切式爆炸螺栓[5]和剪切銷式爆炸螺栓[6]。壓力型爆炸螺栓因其對(duì)連接結(jié)構(gòu)沖擊擾動(dòng)小、無多余碎片和無產(chǎn)物泄露等優(yōu)點(diǎn)，得到廣泛使用[7]。

與眾多火工裝置一樣，爆炸螺栓工作時(shí)會(huì)產(chǎn)生高頻率和高強(qiáng)度的瞬時(shí)沖擊，通常稱之為火工沖擊。盡管火工沖擊很少對(duì)航天器結(jié)構(gòu)本身造成損傷，但是會(huì)引起安裝在航天結(jié)構(gòu)上的精密光學(xué)和電子等儀器失效，繼而給整個(gè)航天任務(wù)造成災(zāi)難性的后果[8-9]。為減緩火工沖擊引起的損傷，許多研究者在火工沖擊傳播和損傷評(píng)估上進(jìn)行了大量研究，并出臺(tái)了多項(xiàng)試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)[8, 10-12]、試驗(yàn)?zāi)M技術(shù)[13]，而關(guān)于火工沖擊產(chǎn)生機(jī)理的研究較少。以往的沖擊防護(hù)措施也大多集中在沖擊傳播路徑隔離和儀器安裝隔離[14-15]。隨著微小型衛(wèi)星、深空探測(cè)器等輕質(zhì)結(jié)構(gòu)的大量使用，以上兩種方式都受到限制，而從源頭(分離裝置本身)上來降低沖擊的措施越來越得到青睞。

韓國Jae-Hung Han團(tuán)隊(duì)[2, 16-18]自2004年以來利用AUTODYN程序?qū)Α皉idge-cut”(“脊斷”)型爆炸螺栓火工沖擊機(jī)理開展了深入分析和研究，分析了諸如裝藥量、螺栓本體與夾具配合間隙、脊角度和脊位置等對(duì)分離沖擊特性的影響，提出了三種降沖擊方案，均是從阻斷或消散高能炸藥爆轟沖擊波傳播的角度來達(dá)到降低輸出沖擊的目的，但是他們的研究沒有考慮預(yù)緊力引起的沖擊響應(yīng)。2015年，黃含軍等[19]通過LS-DYNA數(shù)值模擬，分析了爆炸型螺栓預(yù)緊力對(duì)沖擊響應(yīng)影響，表明爆炸螺栓預(yù)緊力在一定范圍內(nèi)變化對(duì)中遠(yuǎn)場(chǎng)的沖擊響應(yīng)影響較小。較之以上爆炸型爆炸螺栓，壓力型爆炸螺栓由于涉及內(nèi)部部件運(yùn)動(dòng)，產(chǎn)生沖擊的機(jī)制更為復(fù)雜，目前公開的研究更少。2011年，葉耀坤等[20]通過結(jié)構(gòu)尺寸優(yōu)化和減少裝藥量兩種技術(shù)途徑，使某型火工解鎖螺栓的分離沖量從1.667 N·s降低到了0.4 N·s，分離沖擊得到大幅度降低。2015年，劉懷亮等[21]通過LS-DYNA仿真提取螺栓體、推桿的速度和加速度曲線計(jì)算得到了爆炸螺栓的爆炸沖擊力與沖量，但是這并不是爆炸螺栓對(duì)外全部的響應(yīng)輸出。

為此，本研究對(duì)沖擊輸出響應(yīng)試驗(yàn)和加速度譜進(jìn)行分析，研究典型剪切式爆炸螺栓的沖擊響應(yīng)機(jī)理。通過設(shè)計(jì)有預(yù)緊力、無預(yù)緊力、無活塞剪切和僅火藥燃燒等四種狀態(tài)的爆炸螺栓沖擊響應(yīng)試驗(yàn)，解耦出火藥燃燒、活塞剪切薄弱面、預(yù)緊力釋放和活塞行程末端撞擊四種沖擊源的沖擊響應(yīng)譜，并與整體輸出響應(yīng)譜進(jìn)行對(duì)比分析，以獲得各沖擊源的響應(yīng)特征和占比。

2 結(jié)構(gòu)及工作原理

剪切式爆炸螺栓結(jié)構(gòu)如圖1a所示，主要由點(diǎn)火器、火工組件(含主裝藥: 2/1樟槍藥)、活塞、密封圈和本體組件(螺栓體和鎖緊螺母等)組成，本體材料為1Cr11Ni2W2MoV耐熱鋼，活塞材料為60Si2MnA彈簧鋼。螺栓本體上預(yù)制一個(gè)薄弱面，它能夠承載一定載荷。在連接狀態(tài)時(shí)，螺栓本體通過螺紋安裝(圖1b)，螺桿穿過兩連接體，并在連接體一側(cè)通過鎖緊螺母施加一定的預(yù)緊力，將上下兩級(jí)可靠連接。

a. structure composition

b. installation diagram

圖1剪切式爆炸螺栓結(jié)構(gòu)示意圖

Fig.1Structural schematic diagrams of shear type explosive bolt

剪切式爆炸螺栓的分離過程如圖2所示。當(dāng)目標(biāo)體需要分離時(shí)，點(diǎn)火器被通電起爆，點(diǎn)燃主裝藥產(chǎn)生高溫高壓氣體(圖2a)，推動(dòng)活塞向前運(yùn)動(dòng)，螺栓本體從薄弱面處斷裂，并釋放預(yù)緊力(圖2b)。當(dāng)薄弱面完全被剪斷，活塞帶著螺桿加速向前運(yùn)動(dòng)，至行程末端撞擊本體臺(tái)肩而停止運(yùn)動(dòng)(圖2c)，隨后螺桿完全脫離活塞向前飛出，實(shí)現(xiàn)完全分離(圖2d)。兩個(gè)密封圈被放置在活塞的周向，將燃燒產(chǎn)物封閉在本體腔中，以實(shí)現(xiàn)無污染分離。

a. step 1

b. step 2

c. step 3

d. step 4

圖2剪切式爆炸螺栓分離機(jī)制示意圖

Fig.2Schematic diagrams of separation mechanism for shear type explosive bolt

根據(jù)剪切式爆炸螺栓的分離火工沖擊機(jī)制(圖2)，分析其沖擊產(chǎn)生的來源主要包括: (1)火藥燃燒壓力沖擊；(2)活塞剪切薄弱面；(3)螺栓預(yù)緊力釋放；(4)活塞行程末端撞擊。由于剪切式爆炸螺栓沖擊產(chǎn)生的來源比較復(fù)雜，需設(shè)計(jì)專門的試驗(yàn)對(duì)它們的沖擊響應(yīng)特性進(jìn)行解耦分析。

分離前、后的剪切式爆炸螺栓實(shí)物圖如圖3所示。由圖3可見，螺栓本體沒有明顯變形，分離面非常整齊，沒有多余的碎片，實(shí)現(xiàn)了完美清潔分離。

a. before separation

b. after separation

圖3剪切式爆炸螺栓分離前后的圖片

Fig.3Pictures of shear type explosive bolts before and after separation

3 沖擊響應(yīng)測(cè)量方法

火工沖擊理論上可以用瞬態(tài)力、應(yīng)變、速度和加速度來表征，測(cè)量方法從傳統(tǒng)接觸式點(diǎn)測(cè)量發(fā)展到了現(xiàn)代的非接觸式全區(qū)域測(cè)量，如應(yīng)變計(jì)、加速度計(jì)、激光多普勒振動(dòng)計(jì)(LDVs)、激光多普勒加速度計(jì)(LDAc)和超高速度掃描攝像機(jī)等方法[13]。從方便性和成本考慮，利用加速度計(jì)來測(cè)量剪切式爆炸螺栓分離時(shí)在結(jié)構(gòu)上引起的沖擊振動(dòng)加速度，然后計(jì)算出相應(yīng)的沖擊響應(yīng)譜。

3.1 試驗(yàn)平臺(tái)與設(shè)置

爆炸螺栓的輸出沖擊特性利用一塊60 cm×60 cm×1 cm的鋁板(利用四根松緊繩懸掛)來測(cè)試。爆炸螺栓先通過螺紋孔安裝在一塊4 cm×4 cm×1 cm鋁安裝塊上，而鋁安裝塊通過4個(gè)M8的螺栓連接到?jīng)_擊測(cè)試鋁板上。鎖緊螺母在測(cè)試板的另一側(cè)給爆炸螺栓施加預(yù)緊力。為了準(zhǔn)確施加載荷以及記錄預(yù)緊力釋放過程，在測(cè)試板和鎖緊螺母之間放置一個(gè)環(huán)形力傳感器。壓阻加速度計(jì)(型號(hào)PCB 3501B260KG)被安裝在離爆炸螺栓軸中心的15cm處，用以記錄爆炸螺栓的近場(chǎng)輸出沖擊響應(yīng)。沖擊測(cè)試安裝示意圖如圖4所示，測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)見圖5。

圖4爆炸螺栓輸出沖擊測(cè)量試驗(yàn)平臺(tái)安裝結(jié)構(gòu)示意圖

Fig.4Schematic diagram of output shock measurement test platform installation structure for explosive bolts

圖5爆炸螺栓輸出沖擊測(cè)量實(shí)物圖

Fig.5Output shock measurement scene of explosive bolts

3.2 加速度傳感器

GJB 150.27-2009對(duì)爆炸分離沖擊響應(yīng)測(cè)量所用加速度計(jì)作了規(guī)定: (a) 橫向靈敏度小于或等于5%；(b)在試驗(yàn)要求的峰值加速幅值的5%～100%范圍內(nèi)，幅值線性度在10%以內(nèi)；(c)在10 Hz～20 kHz頻率范圍內(nèi)，頻率響應(yīng)的平直度在±10%以內(nèi)；(d)電氣絕緣，如無則應(yīng)通過絕緣螺釘或絕緣膠固定到結(jié)構(gòu)上。所用PCB 3501B260KG的基本性能參數(shù)見表1。從表1可以看出，所用傳感器滿足被測(cè)爆炸螺栓沖擊響應(yīng)試驗(yàn)要求。

表1加速度傳感器性能參數(shù)

Table1Performance parameters of acceleration sensor

modelnumbertransversesensitivityamplitude(linearity±10%)frequencyrange(flatness±10%)resonantfrequencyelectricinsulationmountingPCB3501B260KG≤3%±60kg0-20kHz>120kHzYes1/4?28Stud

3.3 數(shù)據(jù)采樣

在火工沖擊試驗(yàn)中，經(jīng)常存在高頻噪聲信號(hào)混疊低頻導(dǎo)致數(shù)據(jù)異常的情況，常表現(xiàn)為沖擊響應(yīng)譜低頻段上偏，目前避免數(shù)據(jù)混疊的兩種常用方法: (1)采用模擬抗混濾波器，其排除混疊效果好，但也存在體積大、價(jià)格昂貴等缺點(diǎn)；(2)過采樣，即使用大于奈奎斯特采樣頻率的頻率對(duì)輸入信號(hào)進(jìn)行采樣，使得量化噪聲大部分分布在關(guān)心頻率之外的高頻部分。為了減少試驗(yàn)成本，本研究采用第二種方法，信號(hào)采集儀上每個(gè)通道均設(shè)置過采樣率1 MHz。

3.4 典型試驗(yàn)數(shù)據(jù)

力傳感器信號(hào)、發(fā)火電壓信號(hào)和加速度計(jì)信號(hào)同步記錄。典型的數(shù)據(jù)曲線如圖6所示。從圖6中可以看出，點(diǎn)火器通電后被起爆，引燃主裝藥推動(dòng)活塞剪切薄弱面，在0.34 ms時(shí)預(yù)緊力開始釋放，大約0.4 ms后活塞完全將薄弱面剪斷，預(yù)緊力完全釋放。加速度第一個(gè)峰值加速度約為1.1×104G，峰值時(shí)間約為0.52 ms，發(fā)生在預(yù)緊力釋放過程中。由于爆炸螺栓整個(gè)作用時(shí)間非常短，小于1 ms，故從加速度時(shí)間歷程上很難區(qū)分出每個(gè)事件引起的沖擊響應(yīng)，尤其是預(yù)緊力釋放和活塞剪切斷裂應(yīng)力釋放，兩者相伴而生。

圖6爆炸螺栓測(cè)量輸出時(shí)間歷程

Fig.6Measurement output time history of explosive bolts

3.5 沖擊響應(yīng)譜

為了評(píng)估沖擊損傷的潛能，常用沖擊加速度的響應(yīng)譜(SRS)來描述[22]。采用1981年由司摩伍德[11]提出的改進(jìn)遞歸數(shù)字濾波方法進(jìn)行計(jì)算，編寫了相應(yīng)的MATLAB計(jì)算程序。為了消除高頻數(shù)據(jù)噪聲、混疊以及低頻數(shù)據(jù)漂移，在將沖擊加速度歷程轉(zhuǎn)換為響應(yīng)譜之前，先對(duì)其進(jìn)行帶通濾波，濾波器為8階巴通沃斯，上下截至頻率分別為70 Hz和30 kHz。沖擊響應(yīng)響應(yīng)譜分析頻率范圍為100 Hz～15 kHz，以1/12倍頻程的頻率間距和阻尼比ξ=0.05(即Q=10)進(jìn)行分析計(jì)算。

對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行SRS處理，得到的典型沖擊響應(yīng)譜如圖7所示。從圖7中可以看出，爆炸螺栓的最大頻域沖擊響應(yīng)加速度大于3.0×104G，拐點(diǎn)頻率大于8000 Hz，為典型的高頻、高幅值響應(yīng)。

圖7剪切式爆炸螺栓的典型沖擊響應(yīng)譜

Fig.7Typical shock response spectrum of shear type explosive bolt

4 沖擊來源解耦分析

4.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為了辨識(shí)出四個(gè)沖擊源的各自響應(yīng)，設(shè)計(jì)了四個(gè)狀態(tài)不同的爆炸螺栓進(jìn)行沖擊輸出試驗(yàn)，每個(gè)狀態(tài)試驗(yàn)三發(fā)樣品，如表2所示。第一種螺栓狀態(tài)是預(yù)緊力10 kN，用以捕獲來自火藥燃燒、活塞剪切薄弱面、預(yù)緊力釋放和活塞末端碰撞的沖擊響應(yīng)。第二種螺栓狀態(tài)是不施加預(yù)緊力，此時(shí)預(yù)緊力對(duì)沖擊的貢獻(xiàn)被剔除。第三種螺栓狀態(tài)是先將螺桿與本體分離，此時(shí)沖擊的主要來源是火藥燃燒和活塞末端碰撞。最后一個(gè)螺栓本體不僅螺桿與本體已經(jīng)分離，而且將活塞放置行程末端，即活塞不再撞擊本體臺(tái)肩，故輸出沖擊只來自火藥燃燒。

表2四種沖擊源解耦試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案

Table2Design scheme for decoupling test of four kinds of shock source

statenumberschematiccontainsource1propellantcombustion，pistonshear，pistonimpact，preloadrelease2propellantcombustion，pistonshear，pistonimpact3propellantcombustion，pistonimpact4propellantcombustion

4.2 結(jié)果及分析

為了提高數(shù)據(jù)的可信度，每種狀態(tài)進(jìn)行了三發(fā)試驗(yàn)。圖8是第二種狀態(tài)下三發(fā)試驗(yàn)的輸出沖擊加速度歷程和相應(yīng)的沖擊響應(yīng)譜。由于火工事件本身的不可重復(fù)特性，三次試驗(yàn)結(jié)果存在一定差異，但這種差異非常小，說明所研究產(chǎn)品在此狀態(tài)下的一致性較好。其它狀態(tài)下，有相似的結(jié)果，不再贅述。每種狀態(tài)下三發(fā)試驗(yàn)的沖擊響應(yīng)譜的平均值用于下文的沖擊源解耦分析中。

a. acceleration time histor

b. shock response spectrum

圖8第二種狀態(tài)爆炸螺栓的三發(fā)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

Fig.8Comparison of three test results of explosive bolt in state 2

將四種狀態(tài)爆炸螺栓的沖擊響應(yīng)譜進(jìn)行對(duì)比分析，如圖9所示。從圖9中可以看出，在同頻率下SRS (State 1)>SRS (State 2)>SRS (State 3)>SRS (State 4)，這由于各狀態(tài)試驗(yàn)包含的沖擊源多少不同導(dǎo)致的。

圖9不同狀態(tài)下爆炸螺栓輸出沖擊響應(yīng)譜對(duì)比

Fig.9SRS comparison of explosive bolts under different states

根據(jù)表2中展示了每個(gè)試驗(yàn)各自包含的沖擊源，由此可計(jì)算出各沖擊源引起的沖擊響應(yīng)，如下:

SRS (PC) = SRS (State 4)

(1)

SRS (PI) = SRS (State 3)-SRS (State 4)

(2)

SRS (PS) = SRS (State 2)-SRS (State 3)

(3)

SRS (F1) = SRS (State 1)-SRS (State 2)

(4)

其中,SRS (State 1), SRS (State 2), SRS (State 3), SRS (State 4)分別是四個(gè)狀態(tài)試驗(yàn)輸出的沖擊響應(yīng)譜; SRS (PC), SRS (PI), SRS (PS), SRS (F1)分別是計(jì)算得到的火藥燃燒、活塞行程末端撞擊、活塞剪切薄弱面和預(yù)緊力釋放引起的沖擊響應(yīng)譜。

計(jì)算得到的不同沖擊源的沖擊響應(yīng)譜(SRS)如圖10。

圖10估算的不同沖擊來源的輸出沖擊響應(yīng)譜

Fig.10Calculated SRS spectra of different shock source

為了更加清晰地表現(xiàn)各沖擊源的沖擊響應(yīng)特征，以第一種狀態(tài)試驗(yàn)的沖擊響應(yīng)譜為基準(zhǔn)，計(jì)算各沖擊源輸出響應(yīng)的占比，如圖11所示。從圖10和圖11均可以看出，預(yù)緊力釋放引起的沖擊在整個(gè)頻域內(nèi)占主導(dǎo)作用?；钊羟幸鸬臎_擊主要集中在5000 Hz以內(nèi)，這是由于剪切薄弱面實(shí)際上是一個(gè)材料塑性變形失效過程。在中低頻內(nèi)，除預(yù)緊力以外，活塞撞擊占主導(dǎo)，這是由于活塞撞擊不僅具有金屬-金屬高速撞擊的特點(diǎn)，而且還伴有材料的塑性變形。在中低頻，火藥燃燒沖擊貢獻(xiàn)不明顯，但是在高頻(高于7000 Hz)內(nèi)，卻高于活塞剪切和活塞撞擊。此外，可以發(fā)現(xiàn)火藥燃燒誘導(dǎo)沖擊主要在高頻區(qū)域，這也符合燃燒沖擊波高頻率的特點(diǎn)。

圖11不同沖擊來源的沖擊響應(yīng)譜相對(duì)值

Fig.11Relative value of SRS spectra of different shock source

為了在整個(gè)頻域內(nèi)綜合評(píng)估各沖擊源的貢獻(xiàn)，將圖11中各曲線值在整個(gè)頻域進(jìn)行平均，結(jié)果見表3。從表3中可以看出，剪切式爆炸螺栓的預(yù)緊力釋放是主要的沖擊來源，約占57.51%，其它沖擊源的貢獻(xiàn)相當(dāng)。

表3爆炸螺栓沖擊源解耦分析結(jié)果

Table3Decoupling analysis results of shock source for explosive bolts

shocksourceproportion/%propellantcombustion14．43pistonshear13．05pistonimpact15．01preloadrelease57．51

5 結(jié) 論

(1) 通過對(duì)剪切式爆炸螺栓的分離過程分析，得到了剪切式爆炸螺栓沖擊產(chǎn)生的來源包括: (a)火藥燃燒；(b)活塞剪切薄弱面；(c)螺栓預(yù)緊力釋放；(d)活塞行程末端撞擊。設(shè)計(jì)了有預(yù)緊力、無預(yù)緊力、無活塞剪切和僅火藥燃燒四種不同工況的爆炸螺栓進(jìn)行試驗(yàn)，解耦出了來自火藥燃燒、活塞剪切薄弱面、活塞行程末端碰撞和螺栓預(yù)緊釋放的沖擊，并計(jì)算出了各自的沖擊響應(yīng)譜。

(2) 不同沖擊源的沖擊特性不同，火藥燃燒誘導(dǎo)的沖擊主要表現(xiàn)為高頻，而活塞剪切薄弱面和活塞行程末端碰撞引起的沖擊集中在中低頻，預(yù)緊力釋放引起的沖擊在整個(gè)頻域內(nèi)占主導(dǎo)作用。

(3) 預(yù)緊力釋放是整個(gè)沖擊響應(yīng)輸出的主要來源，大約占57.51%，其它三個(gè)沖擊源的貢獻(xiàn)相當(dāng)。在進(jìn)行爆炸螺栓降沖擊設(shè)計(jì)時(shí)，在不降低連接分離可靠性的基礎(chǔ)上，應(yīng)首先從預(yù)緊力上采取措施，如在連接處添加多層墊片以消散釋放的預(yù)應(yīng)變能等；其次可在在活塞前端添加緩沖裝置用以吸收活塞撞擊能。

參考文獻(xiàn):

[1]劉竹生, 王小軍, 朱學(xué)昌, 等. 航天火工裝置[M]. 北京: 中國宇航出版社, 2012: 36-44.

LIU Zhu-sheng, WAN Xiao-jun, ZHU Xue-chang, et al. Aerospace pyrotechnic devices [M]. Beijing: Chinese Astronautics Press, 2012: 36-44.

[2]Lee Y J. The interpretation of separation mechanism of ridge-cut explosive bolt using simulation programs [J].JournaloftheSocietyofMagneticResonanceinMedicine, 2006, 56(2): 395-410.

[3]李宇. 削弱槽式爆炸螺栓的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及作用過程的數(shù)值分析[D]. 南京: 南京理工大學(xué), 2010.

LI Yu. The structual design and numerical analysis of explosive bolt with impair slot [D]. Nanjing: Nanjing University of Science & Technology, 2010.

[4]LI Yan-hua, LI Xiao-gang, WEN Yu-quan, et al. Optimal design of an explosive separation device based on LS-DYNA[J].JournalofBeijingInstituteofTechnology, 2016(V25): 24-28.

[5]葉天源, 王毅, 汪錫發(fā), 等. 水下爆炸螺栓設(shè)計(jì)探討[J]. 水雷戰(zhàn)與艦船防護(hù), 2007,15(4): 11-14.

YE Tian-Yuan, WAN Yi, WANG Xi-fa, et al. Discussion on the design of underwater explosive bolt [J].MineWarfare&ShipSelf-Defense, 2007, 25(4): 11-14.

[6]侯傳濤, 尹偉, 唐陶, 等. 典型爆炸螺栓承載能力研究[J]. 強(qiáng)度與環(huán)境, 2011,38(4): 32-37.

HOU Chuan-tao, YI Wei, TANG Tao, et al. Strength study on a typical explosive bolt [J].Structure&EnvironmentEngineering, 2011, 38(4): 32-37.

[7]劉懷亮, 閻紹澤. 星箭連接結(jié)構(gòu)中爆炸螺栓的發(fā)展現(xiàn)狀與應(yīng)用分析[J]. 機(jī)械設(shè)計(jì),2012,29(增刊): 143-151.

LIU Huai-liang, YAN Shao-ze,[J].JournalofMachineDesign, 2012, 29(Suppl): 143-151.

[8]NASA-STD-7003A. Pyroshock test criteria [S].USA, 2011.

[9]Moening C J. Pyrotechnic shock flight failures[C]∥Institute of environmental sciences pyrotechnic shock tutorial program, 31st Annual Technical Meeting, Washington D, C, NASA, 1985: 1-7.

[10]MIL-STD-810G. Environmental engineering considerations and laboratory[S]. USA, 2008.

[11]IEST RP-DTE032.2-2009 Pyroshock Testing Techniques[S]. USA, 2009.

[12]GJB 150.27-2009. 軍用裝備實(shí)驗(yàn)室環(huán)境試驗(yàn)方法 第27部分: 爆炸分離沖擊試驗(yàn)[S].北京: 中國人民解放軍總裝備部, 2009.

GJB 150.27-2009.Laboratory environmental test methods for military materiel—Part 27: Pyroshock test [S].Beijing: The Chinese people′s liberation army (PLA) in the equipment department, 2009.

[13]Lee J R, Chia C C, Kong C W. Review of pyroshock wave measurement and simulation for space systems [J].Measurement, 2012,45(4): 631-642.

[14]張歡, 李長江, 劉天雄, 等. 航天器火工沖擊緩沖技術(shù)綜述[C]∥全國機(jī)械行業(yè)可靠性技術(shù)學(xué)術(shù)交流會(huì)暨可靠性工程分會(huì)第五次全體委員大會(huì), 2013: 220-229.

ZHANG Huan, LI Chang-jiang, LIU Tian-xiong, et al. Review of spacecraft pyroshock reduction technique[C]∥The Academic Seminar on Reliability Technology of Machinery Industry. 2013: 220-229.

[15]張歡, 劉天雄, 李長江, 等. 航天器火工沖擊環(huán)境防護(hù)技術(shù)現(xiàn)狀與應(yīng)用[J]. 航天器工程, 2014,23(2): 104-113.ZHANG Huan, LIU Tian-xiong, LI Chang-jiang, et al. Status and application analysis of spacecraft pyroshock protection techniques [J].SpacecraftEngineering, 2014, 23(2): 104-113.

[16]Lee J, Han J H, Lee Y J, et al. Separation characteristics study of ridge-cut explosive bolts [J].AerospaceScienceandTechnology, 2014(39): 153-168.

[17]Lee J, Han J H, Lee Y J, et al. A Parametric Study of Ridge-cut Explosive Bolts using Hydrocodes [J].InternationalJournalofAeronauticalandSpaceSciences, 2015, 16(1): 50-63.

[18]Lee J, Han J H, Lee Y J, et al. Design of Low-Shock Ridge-Cut Explosive Bolts Based on Separation Behavior Analysis[C]∥Proceeding of The 40th International Pyrotechnic Seminar, Colorado Springs, USA, 2014: 44-56.

[19]黃含軍, 王軍評(píng), 毛勇建, 等. 爆炸螺栓預(yù)緊力對(duì)沖擊響應(yīng)影響分析[J]. 振動(dòng)與沖擊, 2015,34(16): 166-169.

HUAN Han-jun, WANG Jun-ping, MAO Yong-jiang, et al. Influence of pretightening force of explosive bolts on impulse response [J].JournalofVibrationandShock, 2015, 34(16): 166-169.

[20]葉耀坤, 嚴(yán)楠. 降低火工解鎖螺栓分離沖擊的技術(shù)研究[J]. 火工品, 2011(1): 13-16.YE Yao-kun, YAN Nan. Study on technology to low separation impact of pyrotechnic separator [J].Initators&Pyrotechnics, 2011(1): 13-16.

[21]劉懷亮, 崔德林, 閻紹澤. 無污染爆炸螺栓動(dòng)態(tài)斷裂特性的數(shù)值模擬[J]. 清華大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2015,55(3): 292-297.

LIU Huai-liang, CUI Dei-lin, YAN Shao-ze. Numerical simulation of the dynamic fracture of non-contamination explosive bolts [J].JournalofTsinghuaUniversity(ScienceandTechnology), 2015, 55(3): 292-297.

[22]Pierol A G, Paez T L, Harris C M. Harris′ shock and vibration handbook, 6th edition[M]. New York: McGraw-Hill, 2010.