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)

0 引 言

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。

1 拉斷螺栓結(jié)構(gòu)

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。

2 拉斷螺栓的非穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)仿真

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。

3 發(fā)射內(nèi)彈道模型及計(jì)算結(jié)果

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。

4 結(jié) 語

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。