隋九齡,熊文慧,李鵬永,羅 亮
(1. 中國船舶重工集團(tuán)公司第七一三研究所,河南 鄭州 450015;2. 河南省水下智能裝備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,河南 鄭州 450015)
在某型戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈艦載發(fā)射裝置中,選用拉斷螺栓式固彈裝置將導(dǎo)彈固定于發(fā)射裝置內(nèi)。導(dǎo)彈發(fā)射過程中,彈射動力系統(tǒng)按設(shè)計(jì)規(guī)律產(chǎn)生高溫高壓燃?xì)?,燃?xì)庠诎l(fā)射筒中膨脹做功,推動導(dǎo)彈及彈底板運(yùn)動[1]。一端與發(fā)射裝置固定一端隨彈底板運(yùn)動的拉斷螺栓承受拉力,當(dāng)拉力超過拉斷螺栓的拉斷力極限后,拉斷螺栓在預(yù)定位置斷裂,之后導(dǎo)彈彈射出筒。
為準(zhǔn)確計(jì)算導(dǎo)彈的出筒速度、最大加速度以及彈動時刻等特征參數(shù),必須確定導(dǎo)彈發(fā)射過程中拉斷螺栓實(shí)際的拉斷力。
為抵抗導(dǎo)彈在運(yùn)輸及戰(zhàn)備值班過程中面臨的振動、沖擊載荷,總體對固彈裝置承受過載的能力提出了定量要求。相比固彈銷、爆炸螺栓等形式,拉斷螺栓式固彈裝置具有結(jié)構(gòu)簡單、安全可靠、使用方便等優(yōu)點(diǎn)。
本文所涉及的拉斷螺栓式固彈裝置材料選用45號鋼,結(jié)構(gòu)及布置形式如圖1所示。實(shí)際工作中每套導(dǎo)彈發(fā)射裝置中使用2枚拉斷螺栓式固彈裝置,間隔180°對稱布置,螺栓穿過發(fā)射裝置上的限位孔后小端螺紋與彈底板擰緊固連,凸臺端受限位孔的約束與發(fā)射裝置固定。導(dǎo)彈發(fā)射過程中,燃?xì)馔苿訉?dǎo)彈及彈底板運(yùn)動,拉斷螺栓承受拉力,當(dāng)拉力超過拉斷螺栓的拉斷力極限后,拉斷螺栓在預(yù)定位置斷裂,之后導(dǎo)彈彈射出筒。
圖1 拉斷螺栓結(jié)構(gòu)簡圖及布置形式Fig. 1 Structural layout of snap-bolt
拉斷螺栓完成后,嚴(yán)格按照GB/T228.1-2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分:室溫試驗(yàn)方法》[2]進(jìn)行了拉斷螺栓在室溫下的拉斷力抽檢試驗(yàn),試驗(yàn)結(jié)果如圖2及表1所示。
圖2 拉斷螺栓拉斷力檢驗(yàn)結(jié)果分布規(guī)律Fig. 2 Distribution pattern of breaking force test results of snap-bolt
表1 拉斷螺栓拉斷力檢驗(yàn)結(jié)果Tab. 1 Breaking force test results of snap-bolt
拉斷力抽檢試驗(yàn)結(jié)果表明,該批拉斷螺栓實(shí)際的拉斷力在 31.67~34.32 kN 之間,滿足 31.5±3.15 kN的設(shè)計(jì)要求,拉斷應(yīng)力則在633.24~682.77 MPa區(qū)間內(nèi),基本呈正態(tài)分布。試驗(yàn)結(jié)果的分布呈現(xiàn)偏大的趨勢。
但是,拉斷力抽檢試驗(yàn)中的應(yīng)力加載速率為6~60 MPa·s–1,而在導(dǎo)彈發(fā)射過程中,實(shí)際的應(yīng)力加載速率為 30 000~40 000 MPa·s–1,與抽檢試驗(yàn)中的應(yīng)力加載速率差異極大。因此仍需對導(dǎo)彈發(fā)射過程中拉斷螺栓式固彈裝置的動態(tài)力學(xué)性能展開進(jìn)一步的研究。
為獲取導(dǎo)彈發(fā)射過程中拉斷螺栓式固彈裝置實(shí)際的拉斷力,基于Autodyn顯式動力學(xué)求解器對拉斷螺栓式固彈裝置展開仿真研究。Autodyn是一種通用顯示動力學(xué)有限元分析程序,特別適合于求解各種高度非線性動力學(xué)問題。
建立的拉斷螺栓幾何模型及網(wǎng)格劃分如圖3所示。45號鋼的材料本構(gòu)模型與失效模型均選用Johnson-Cook模型,Johnson-Cook模型一般用于描述大應(yīng)變、高應(yīng)變率、高溫環(huán)境下金屬材料的強(qiáng)度極限以及失效過程[3]。參考文獻(xiàn)[4],45鋼的Johnson-Cook模型中各參數(shù)的取值見表2。
圖3 拉斷螺栓式固彈裝置的幾何模型及網(wǎng)格劃分情況Fig. 3 Geometric model and mesh generation of snap-bolt fixed device
施加的邊界條件共兩項(xiàng)(見圖4):A為0.03 s內(nèi)加載于彈底板下表面的壓力載荷,B為拉斷螺栓凸臺處的固定支撐。施加的壓力載荷根據(jù)試驗(yàn)中實(shí)測的0~0.03 s內(nèi)的壓力數(shù)據(jù)進(jìn)行線性擬合而得。擬合結(jié)果為分段曲線:
表2 Johnson-Cook本構(gòu)及失效模型中的參數(shù)選取Tab. 2 Parameters and values of Johnson-Cook constitution and failure model
圖4 拉斷螺栓式固彈裝置的邊界條件Fig. 4 Boundary conditions of snap-bolt fixed device
擬合結(jié)果與壓力試驗(yàn)曲線的對比如圖5所示。
圖5 壓力邊界條件及擬合曲線Fig. 5 Pressure boundary condition and fitting curve
仿真結(jié)果如圖6及圖7所示。結(jié)果表明,整個過程中拉斷螺栓的最大Von-Mises等效應(yīng)力為920.2 MPa,出現(xiàn)于0.018 s,約為拉斷力設(shè)計(jì)值626.7 MPa的1.47倍。根據(jù)最大Von-Mises等效應(yīng)力以及云圖可確定拉斷螺栓的拉斷時間約為0.018 s。
通過對燃?xì)庹羝桨l(fā)射內(nèi)彈道計(jì)算模型[5 – 6]進(jìn)行適當(dāng)簡化,并根據(jù)設(shè)計(jì)情況加入2×31500 N的拉斷力后,初步建立了考慮拉斷力的導(dǎo)彈發(fā)射內(nèi)彈道計(jì)算模型。
圖6 拉斷螺栓式固彈裝置的Von-Mises等效應(yīng)力云圖Fig. 6 Von-Mises equivalent stress results of snap-bolt fixed device
通過與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比,該模型的計(jì)算精度較差,導(dǎo)彈的出筒速度、最大加速度、彈動時刻等發(fā)射內(nèi)彈道特征值的計(jì)算/實(shí)測偏差較大,發(fā)射過程曲線的一致性不好。具體的特征值及曲線對比如表3及圖8所示。
表3 發(fā)射內(nèi)彈道特征值預(yù)示/實(shí)測對比Tab. 3 Comparison table of interior ballistics parameters between calculate and test results
圖8 發(fā)射內(nèi)彈道過程曲線計(jì)算/實(shí)測對比Fig. 8 Curve contrast between original calculate and test results
經(jīng)分析,導(dǎo)致此種現(xiàn)象的原因?yàn)椋簩?dǎo)彈發(fā)射過程中拉斷螺栓式固彈裝置實(shí)際的拉斷力異于拉斷力抽檢試驗(yàn)的測試結(jié)果,因此根據(jù)仿真結(jié)果,將導(dǎo)彈發(fā)射內(nèi)彈道模型中的拉斷力由2×31 500N修正為1.47×(2×31 500N)。根據(jù)修正后的發(fā)射內(nèi)彈道模型重新進(jìn)行計(jì)算,曲線的一致性大幅改善,導(dǎo)彈的出筒速度、最大加速度以及彈動時刻等特征值的計(jì)算/實(shí)測偏差顯著降低至≤1.5%。具體的特征值及曲線對比如表3及圖9所示。
導(dǎo)彈發(fā)射過程中,由于應(yīng)力加載速率(或應(yīng)變率)差異,導(dǎo)致拉斷螺栓式固彈裝置呈現(xiàn)出異于靜態(tài)或準(zhǔn)靜態(tài)下的動態(tài)力學(xué)性能。根據(jù)仿真結(jié)果,導(dǎo)彈發(fā)射過程中拉斷螺栓式固彈裝置實(shí)際的斷裂應(yīng)力約為準(zhǔn)靜態(tài)下的1.47倍。用該數(shù)據(jù)對發(fā)射內(nèi)彈道模型中的拉斷力進(jìn)行修正,修正后的計(jì)算曲線與實(shí)測曲線吻合度較好,出筒速度、最大加速度以及彈動時刻的特征值計(jì)算/實(shí)測偏差≤1.5%。發(fā)射內(nèi)彈道模型的計(jì)算精度顯著提高,對導(dǎo)彈發(fā)射過程的精確控制具有重要意義。同時該方法對于其他類似問題的分析與解決具有一定借鑒意義。