賀向東，唐 敏，陸賀建

(中國(guó)航天科技集團(tuán)公司四院四十一所， 西安 710025)

【裝備理論與裝備技術(shù)】

固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)套管型藥柱結(jié)構(gòu)的抗沖擊研究

賀向東，唐 敏，陸賀建

(中國(guó)航天科技集團(tuán)公司四院四十一所， 西安 710025)

建立了套管型藥柱結(jié)構(gòu)的固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室有限元分析模型，采用沖擊響應(yīng)譜模擬固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)受到的外界沖擊載荷，分析了固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)在橫向沖擊載荷作用下其藥柱、支撐桿的受力、變形。計(jì)算結(jié)果表明，對(duì)于套管型藥柱結(jié)構(gòu)的固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)，藥柱和支撐桿的中部受力和變形最大；隨著沖擊響應(yīng)譜斜率增大，套管型藥柱的最大應(yīng)力值逐漸變小。

沖擊響應(yīng)譜;有限元模型;受力;變形

固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)在儲(chǔ)存、工作過(guò)程中，經(jīng)常會(huì)受到外界沖擊載荷的作用，較大的沖擊載荷會(huì)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的結(jié)構(gòu)產(chǎn)生有害影響，特別是破壞了發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱結(jié)構(gòu)的完整性[1]。為了檢驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)承受沖擊載荷的能力，需制定對(duì)應(yīng)的沖擊試驗(yàn)規(guī)范[2-3]。對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行沖擊載荷試驗(yàn)考核，目前使用的方法有沖擊波形法、沖擊設(shè)備法以及沖擊響應(yīng)譜法[4-7]。使用沖擊響應(yīng)譜分析固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)在沖擊載荷下的響應(yīng)，可以大大提高計(jì)算效率。

沖擊響應(yīng)譜描述了關(guān)于單自由度系統(tǒng)受到一系列沖擊載荷作用下其物理量(位移、速度或加速度)的最大響應(yīng)值與系統(tǒng)固有頻率之間的函數(shù)關(guān)系。沖擊響應(yīng)譜是以系統(tǒng)固有頻率為橫坐標(biāo)，以單自由度系統(tǒng)響應(yīng)峰值為縱坐標(biāo)的曲線。沖擊響應(yīng)譜是由低頻段的斜率Φ1、拐點(diǎn)處的頻率f1和高頻段的幅值Φ2三個(gè)參數(shù)描述的一系列曲線[8-9]，圖1為沖擊響應(yīng)譜試驗(yàn)規(guī)范。使用沖擊響應(yīng)譜分析固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)所承受的沖擊載荷試驗(yàn)，將固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)受到的實(shí)際時(shí)域沖擊載荷轉(zhuǎn)化為關(guān)于頻域的沖擊響應(yīng)譜，然后將沖擊響應(yīng)譜作用在產(chǎn)品上，以此考核發(fā)動(dòng)機(jī)的抗沖擊載荷能力[10-11]。使用沖擊響應(yīng)譜法模擬實(shí)際的沖擊效果，一方面考慮了沖擊的作用，另一方面考慮了結(jié)構(gòu)的響應(yīng)，同時(shí)將結(jié)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)特性與沖擊特性有機(jī)結(jié)合[12,13]。沖擊響應(yīng)譜法是一種快捷且經(jīng)濟(jì)的求解結(jié)構(gòu)響應(yīng)的方法，其舍去了求解時(shí)域下復(fù)雜的動(dòng)力學(xué)方程，通過(guò)求解系統(tǒng)模態(tài)，將模態(tài)疊加，即可得到結(jié)構(gòu)響應(yīng)的最大值。

張燕琦[14]使用沖擊動(dòng)力學(xué)方法模擬了固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)沖擊載荷下的響應(yīng)，由于其求解的是一系列動(dòng)力學(xué)方程，所以計(jì)算過(guò)程較復(fù)雜。李鋒等[15]使用沖擊響應(yīng)譜法分析了液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的沖擊響應(yīng)。董龍雷等[16]使用沖擊響應(yīng)譜法分析了高速火箭橇滑軌的沖擊響應(yīng)。對(duì)于套管型藥柱結(jié)構(gòu)的固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)在沖擊載荷作用下的響應(yīng)尚未見(jiàn)到有關(guān)文獻(xiàn)。套管型藥柱結(jié)構(gòu)的固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)在沖擊載荷作用下藥柱的受力、變形比常規(guī)藥型固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)應(yīng)該更嚴(yán)重。精確計(jì)算藥柱的沖擊響應(yīng)，可以有效評(píng)估藥柱的抗沖擊性能以及安全裕度。

文中通過(guò)建立套管型固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室的三維有限元分析模型，使用沖擊響應(yīng)譜方法模擬實(shí)際沖擊環(huán)境，計(jì)算結(jié)構(gòu)的最大響應(yīng)值，為套管型固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)基于沖擊載荷下的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供理論支持。

1 計(jì)算模型

1.1 物理模型

面對(duì)稱的固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室如圖2所示。燃燒室模型主要由藥柱(包擴(kuò)內(nèi)藥柱和外藥柱)、殼體、絕熱層、支撐桿以及前堵蓋組成。固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)通過(guò)上支耳和下支耳與飛行器連接在一起工作，飛行器產(chǎn)生的沖擊載荷通過(guò)支耳傳遞到固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒室，燃燒室內(nèi)部的推進(jìn)劑由于受到?jīng)_擊載荷產(chǎn)生應(yīng)力和變形。

由于沖擊載荷的復(fù)雜性，對(duì)物理模型引入以下簡(jiǎn)化假設(shè)：

1) 由于固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)和所受載荷面對(duì)稱，為簡(jiǎn)化計(jì)算量，將模型沿對(duì)稱面分開(kāi)，只取實(shí)際模型的一半計(jì)算。

2) 認(rèn)為藥柱、絕熱層、殼體、支撐桿之間的界面在沖擊載荷作用下不脫粘。

3) 將兩個(gè)支耳與飛行器通過(guò)螺栓連接簡(jiǎn)化為支耳中心孔的固支約束條件。

4) 由于沖擊載荷作用時(shí)間短，將藥柱看做線彈性材料。

1.2 沖擊響應(yīng)譜的計(jì)算方法

沖擊響應(yīng)譜是指一系列單自由度質(zhì)量阻尼系統(tǒng)，當(dāng)其公共基礎(chǔ)受到?jīng)_擊激勵(lì)時(shí)各單自由度系統(tǒng)產(chǎn)生的響應(yīng)峰值作為單自由度系統(tǒng)固有頻率的函數(shù)曲線。

對(duì)于一個(gè)實(shí)際的多自由度物理系統(tǒng)，可以將其分解為多個(gè)不同的單自由度系統(tǒng)，然后對(duì)每個(gè)單自由度進(jìn)行沖擊響應(yīng)分析，得到每個(gè)單自由度響應(yīng)的最大值和與其對(duì)應(yīng)的固有頻率，將表示這些值的數(shù)據(jù)點(diǎn)用光滑曲線連接即可得整個(gè)系統(tǒng)在特定沖擊激勵(lì)下的的沖擊響應(yīng)譜。

x(t)將物理系統(tǒng)分解成包含有n個(gè)不同固有頻率的單自由度系統(tǒng)，而每個(gè)子系統(tǒng)都可以簡(jiǎn)化成質(zhì)量—彈簧—阻尼模型。單自由度質(zhì)量—彈簧—阻尼系統(tǒng)受基礎(chǔ)激勵(lì)沖擊的物理模型圖3所示。計(jì)算得到其相應(yīng)x(t)為：

(1)

1.3 控制方程

三維線彈性動(dòng)力學(xué)的控制方程為：

平衡方程為

σij, j+fi=ρui,tt+μui,t(在V域內(nèi))

(2)

幾何方程為

(3)

物理方程為

ui,tui,ttσij=Dijklεkl(在V域內(nèi))

(4)

式中，ρ是質(zhì)量密度；μ是阻尼系數(shù)；ui,tt和ui,t分別是ui對(duì)t的二階導(dǎo)數(shù)和一階導(dǎo)數(shù)，即分別表示i方向的加速度和速度。

1.4 邊界條件和沖擊載荷條件

1) 上、下支耳固定條件：上、下支耳平動(dòng)位移，轉(zhuǎn)動(dòng)位移均被約束為零；

2) 面對(duì)稱條件：垂直對(duì)稱面方向的平動(dòng)位移為零，對(duì)稱面內(nèi)的轉(zhuǎn)動(dòng)位移為零；

3) 基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)條件：基礎(chǔ)的運(yùn)動(dòng)激勵(lì)通過(guò)上、下支耳傳遞到固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室，由加速度響應(yīng)譜給出，品質(zhì)因數(shù)Q=10，見(jiàn)表1所示。

表1 沖擊試驗(yàn)條件

2 計(jì)算方法

沖擊響應(yīng)譜方法經(jīng)濟(jì)方便，可以快捷的求解出結(jié)構(gòu)在外界載荷激勵(lì)下的峰值響應(yīng)值，如位移、應(yīng)力等物理量。首先計(jì)算結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的各階模態(tài)，然后通過(guò)模態(tài)振型疊加計(jì)算結(jié)構(gòu)在沖擊載荷作用下的響應(yīng)值。

本文使用有限元計(jì)算結(jié)構(gòu)響應(yīng)，對(duì)模型離散化后，結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的自由振動(dòng)方程為：

[M]{u″}+[C]{u′}+[K]{u}=0

(5)

求解上式可以得到第任意α階模態(tài)以及此階模態(tài)下的系統(tǒng)固有頻率wα。

在相應(yīng)譜分析中，首先計(jì)算在某一方向(設(shè)為k方向)的沖擊響應(yīng)譜作用下，第α階模態(tài)產(chǎn)生的響應(yīng)峰值：

(6)

本文的計(jì)算中，k方向?yàn)樽鴺?biāo)系的y方向，所以式(6)即為：

(7)

(8)

對(duì)于本文的計(jì)算工況而言，因?yàn)闆_擊響應(yīng)譜只在y方向上作用，所以式(7)即為：

(9)

(10)

3 算例驗(yàn)證

根據(jù)文獻(xiàn)[17]中對(duì)簡(jiǎn)支梁的計(jì)算，圖4中簡(jiǎn)支梁的橫截面積為355.6 mm×37 mm，梁的材料密度為1.047 3 × 105kg/m3，梁基礎(chǔ)的加速度載荷(圖4中ys)沿垂直方向施加在梁的兩個(gè)簡(jiǎn)支點(diǎn)。

梁所受到的載荷為動(dòng)載荷，梁基礎(chǔ)的加速度載荷曲線如圖5。通過(guò)上一節(jié)求沖擊響應(yīng)譜的計(jì)算方法，可以得到其對(duì)應(yīng)的加速度響應(yīng)譜值，見(jiàn)表2。

頻率/Hz加速度值/(m·s-2)539.258632.7166.09832.190728.042828.521

根據(jù)文獻(xiàn)計(jì)算的結(jié)果與使用加速度響應(yīng)譜計(jì)算的結(jié)果見(jiàn)表3，從表3可以看出使用加速度響應(yīng)譜計(jì)算結(jié)果得到的中部位移、中部應(yīng)力、中部彎矩值均相互接近，誤差最大僅為3.6%，本算例驗(yàn)證了使用加速度響應(yīng)譜模擬計(jì)算結(jié)構(gòu)受沖擊載荷的有效性。

表3 計(jì)算結(jié)果對(duì)比

4 計(jì)算結(jié)果及分析

4.1 計(jì)算參數(shù)選取

燃燒室的示意圖見(jiàn)圖2。據(jù)此構(gòu)建有限元分析模型，模型離散為三維實(shí)體單元，單元總數(shù)大約8萬(wàn)個(gè)。本計(jì)算模型中，各部件的材料參數(shù)值如表4。沖擊載荷條件和邊界條件見(jiàn)1.4節(jié)。計(jì)算時(shí)，先進(jìn)行模態(tài)分析，計(jì)算出系統(tǒng)的前1 000階模態(tài)，特征值的求解使用Lanczos方法。

表4 計(jì)算材料參數(shù)

4.2藥柱在縱向沖擊載荷作用下的計(jì)算結(jié)果分析

外部環(huán)境的沖擊載荷通過(guò)燃燒室殼體的兩個(gè)支耳傳遞至推進(jìn)劑，推進(jìn)劑產(chǎn)生應(yīng)力、變形。本文采用沖擊響應(yīng)譜首先求解燃燒室結(jié)構(gòu)的各階模態(tài)，然后求解各階模態(tài)對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的貢獻(xiàn)值，并將各模態(tài)疊加起來(lái)，從而得到燃燒室結(jié)構(gòu)的響應(yīng)值。

圖6為在縱向沖擊載荷作用下，燃燒室內(nèi)藥柱的橫向位移分布云紋圖?？梢钥闯觯诳v向沖擊載荷作用下，燃燒室內(nèi)藥柱可以近似看做是兩端固定的橫梁，在慣性力作用下產(chǎn)生橫向彎曲，藥柱中部撓度最大，中部縱向最大撓度2.16 mm。由于內(nèi)藥柱中部彎曲程度最大，造成藥柱中部Mises應(yīng)力最大，內(nèi)藥柱Mises應(yīng)力分布云紋圖見(jiàn)圖7。由圖7可見(jiàn)，藥柱中部Mises應(yīng)力最大值為0.123 MPa，位于藥柱中部?jī)?nèi)孔處。

內(nèi)藥柱Mises應(yīng)力沿藥柱內(nèi)孔軸向變化曲線見(jiàn)圖8，由曲線可見(jiàn)，內(nèi)藥柱Mises應(yīng)力分布基本上呈左右對(duì)稱。

一是進(jìn)一步加強(qiáng)市場(chǎng)和疫情預(yù)警信息，引導(dǎo)養(yǎng)殖戶加強(qiáng)生產(chǎn)管理，防控疫??；二是加強(qiáng)市場(chǎng)監(jiān)管，打擊屠宰企業(yè)壓價(jià)行為，減少養(yǎng)殖戶損失；三是推廣疫病保險(xiǎn)，減少養(yǎng)殖戶的損失，如安華保險(xiǎn)推出非洲豬瘟保險(xiǎn)（育肥豬和母豬分別支付保費(fèi)5元和10元/頭，賠付500元和1000元）；四是強(qiáng)化疫區(qū)尤其是主產(chǎn)區(qū)屠宰能力，減緩疫情發(fā)生時(shí)出欄壓力；五是完善調(diào)運(yùn)監(jiān)管方案，通過(guò)大區(qū)域劃分等形式實(shí)現(xiàn)種豬和仔豬的點(diǎn)對(duì)點(diǎn)調(diào)運(yùn)，保障生豬生產(chǎn)的穩(wěn)定性。

圖9為沖擊載荷作用下，外藥柱Mises應(yīng)力云紋圖。由圖9可以發(fā)現(xiàn)，外藥柱最大應(yīng)力位于靠近支耳部位，但是外藥柱最大應(yīng)力值較小，僅為0.001 5 MPa，可以認(rèn)為外界沖擊載荷對(duì)外藥柱的影響較小。由于外藥柱與殼體之間存在絕熱層，當(dāng)外載荷通過(guò)殼體傳遞到藥柱時(shí)，絕熱層對(duì)藥柱有緩沖作用。同時(shí)，外藥柱在縱向與絕熱層粘接，縱向位移受到限制，而內(nèi)藥柱縱向沒(méi)有約束，所以內(nèi)藥柱縱向剛度比外藥柱低。在縱向沖擊載荷作用下，內(nèi)藥柱會(huì)外藥柱變形更大，應(yīng)力更大。

4.3支撐桿在縱向沖擊載荷作用下的計(jì)算結(jié)果分析

圖10為在縱向沖擊載荷作用下，支撐桿沿Y方向的位移分布云紋圖?？梢钥闯?，支撐桿在Y方向上的變形規(guī)律與內(nèi)藥柱變形規(guī)律相似，都是中部沿Y方向產(chǎn)生彎曲變形，支撐桿中部位移最大，為1.08 mm。

圖11為支撐桿Mises應(yīng)力分布云紋圖?？梢钥闯?，在Y向沖擊載荷作用下，支撐桿應(yīng)力最大值的位置在圖中A處，Mises應(yīng)力值為240 MPa。支撐桿中部應(yīng)力值也較大，為178 MPa。所以在支撐桿結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，需要考慮增加A處的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，適當(dāng)降低應(yīng)力值，防止在沖擊過(guò)程中發(fā)生斷裂，造成藥柱失穩(wěn)，影響發(fā)動(dòng)機(jī)正常工作。

4.4沖擊響應(yīng)譜斜率大小對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響

圖12是斜率為9 dB/oct下內(nèi)藥柱Mises應(yīng)力分布云紋圖?？梢钥闯?，改變沖擊響應(yīng)譜的斜率，其藥柱的應(yīng)力分布規(guī)律基本一致，但是應(yīng)力的大小值發(fā)生變化。這說(shuō)明沖擊響應(yīng)譜的斜率只是反映了沖擊載荷傳遞到發(fā)動(dòng)機(jī)后的強(qiáng)度大小，沖擊模式?jīng)]有發(fā)生變化。

圖13為不同斜率的沖擊響應(yīng)譜下的藥柱最大Mises應(yīng)力曲線?？梢钥闯?，隨著沖擊響應(yīng)譜斜率增大，藥柱的最大Mises應(yīng)力值逐漸變小。一般與固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)連接的飛行器的阻尼直接影響沖擊響應(yīng)譜的上升斜率，阻尼越大，上升斜率越大，對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)響應(yīng)值變小。所以，在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)過(guò)程中，適當(dāng)增大結(jié)構(gòu)阻尼值，可以降低沖擊載荷對(duì)固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱的影響。

5 結(jié)論

通過(guò)建立套管型藥柱結(jié)構(gòu)的固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)承受沖擊載荷的有限元模型，采用沖擊響應(yīng)譜分析了發(fā)動(dòng)機(jī)的力學(xué)性能，得到如下結(jié)論：

2) 套管型藥柱結(jié)構(gòu)的固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)在縱向沖擊載荷作用下，內(nèi)藥柱產(chǎn)生的應(yīng)力、位移均比外藥柱大，外藥柱產(chǎn)生的應(yīng)力、位移非常小。

3) 套管型藥柱結(jié)構(gòu)的固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)在縱向沖擊載荷作用下，應(yīng)力集中在支撐桿靠近車(chē)輪處的A處，在支撐桿設(shè)計(jì)過(guò)程中需重點(diǎn)考慮增加此處的強(qiáng)度。

4) 隨著沖擊響應(yīng)譜斜率增大，藥柱Mises應(yīng)力值逐漸變小，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中適當(dāng)增加結(jié)構(gòu)阻尼，可以減少套管型藥柱結(jié)構(gòu)的固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)沖擊響應(yīng)值的大小。

[1] 張建華.航天產(chǎn)品的爆炸沖擊環(huán)境技術(shù)綜述[J].導(dǎo)彈與航天運(yùn)載技術(shù),2005(3):30-36.

[2] 盧來(lái)潔,馬愛(ài)軍.沖擊響應(yīng)譜試驗(yàn)規(guī)范述評(píng)[J].振動(dòng)與沖擊,2002,21(1):18-31.

[3] 朱子宏.大型航天產(chǎn)品沖擊響應(yīng)譜試驗(yàn)方法探討[J].航天器環(huán)境工程,2001,68(3):49-54.

[4] 任昌,潘宏俠.基于沖擊信號(hào)的沖擊響應(yīng)譜研究[J].火炮發(fā)射與控制學(xué)報(bào),2010,21(3):21-24.

[5] 王翠榮,施廣富,郭軍.固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)沖擊信號(hào)響應(yīng)譜分析[J].固體火箭技術(shù),2003,26(2):57-60.

[6] 穆瑞忠,張建華,皮本樓.航天器的沖擊譜模擬試驗(yàn)方法[J].強(qiáng)度與環(huán)境,2008,35(5):32-37.

[7] 都軍民,戴宗妙.沖擊響應(yīng)譜在沖擊試驗(yàn)中的應(yīng)用研究 [J].艦船科學(xué)技術(shù),2007,29(1):19-21.

[8] 華師韓,田恒春.沖擊響應(yīng)譜計(jì)算相關(guān)參數(shù)選擇的研究[J].遙測(cè)遙控,2005,26(6):52-57.

[9] 劉繼承,黃光萍.沖擊響應(yīng)譜試驗(yàn)參數(shù)的設(shè)置[J].現(xiàn)代雷達(dá),2010,32(2):91-94.

[10] 郭勤濤,張令彌.以沖擊響應(yīng)譜為響應(yīng)特征的有限元模型確認(rèn)[J].振動(dòng)與沖擊,2005,24(6):32-36.

[11] 王冰,田振強(qiáng),張巧壽.擺錘式?jīng)_擊響應(yīng)譜試驗(yàn)臺(tái)的仿真研究[J].強(qiáng)度與環(huán)境,2012,39(3):26-31.

[12] YANG Zhengwen.Finite element simulation of response of buried shelters to blas loadings[J].Finite Elements in Analysis and Design,1997(24):113-132.

[13] LIANG Chochung,YANG Minfang.Prediction of shock response for a quadrupod-mast using response spectrum analysis method[J].Ocean Engineering,2002,29:87-914.

[14] 張燕琦,徐秉恒.固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)軸向沖擊響應(yīng)有限元分析[J].固體火箭技術(shù),2006,29(6):400-403.

[15] 李鋒,鄧長(zhǎng)華,鮑福廷.液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)沖擊響應(yīng)譜分析計(jì)算方法[J].西安工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào),2009,29(1):28-31.

[16] 董龍雷,張靜靜,趙建平.基于沖擊響應(yīng)譜的高速火箭橇滑軌路譜分析[J].西南交通大學(xué)學(xué)報(bào),2015，50(6):1170-1174.

[17] BIGGS J M.Introduction to Structural Dynamics[M].McGraw-Hill,1964:256-263.

(責(zé)任編輯周江川)

ResearchonShockResistanceofSolidRocketMotor’sCanularSolidPropellantGrains

HE Xiangdong, TANG Min, LU Hejian

(The 41st Institute of the Fourth Academy of CASC, Xi’an 710025, China)

The finite element model of solid rocket motor’s (SRM) combustion chamber with canular solid propellant grains is constructed. The SRM under shock load is simulated by shock response spectrum. The stress and deformation of solid propellant grains and supporting bar are researched with transverse shock load, and results show that the maximum stress and deformation are in the middle of solid propellant grains and supporting bar for canular solid propellant grains solid rocket motor, and the canular solid propellant grain’s maximum stress decreases with the increase of shock response spectrum’s slope.

shock response spectrum; finite element model; stress; deformation

2017-04-11；

：2017-04-30

賀向東(1986—)，男，碩士研究生，主要從事固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)研究。

10.11809/scbgxb2017.09.005

format:HE Xiangdong, TANG Min, LU Hejian.Research on Shock Resistance of Solid Rocket Motor’s Canular Solid Propellant Grains[J].Journal of Ordnance Equipment Engineering,2017(9):21-25.

V435

：A

2096-2304(2017)09-0021-05

本文引用格式：賀向東，唐敏，陸賀建.固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)套管型藥柱結(jié)構(gòu)的抗沖擊研究[J].兵器裝備工程學(xué)報(bào)，2017(9):21-25.