趙象潤，嚴(yán) 楠，郭崇星，代五四，閆利偉，金世鑫

（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. 遼寧北方華豐特種化工有限公司火工品技術(shù)研究所，遼寧撫順 113003）

1 引言

火工裝置內(nèi)的含能材料作用時(shí)產(chǎn)生的高頻瞬態(tài)力學(xué)環(huán)境導(dǎo)致結(jié)構(gòu)上的高加速度響應(yīng)被稱為爆炸分離沖擊或火工沖擊（Pyroshock）［1］。過高的火工沖擊能夠造成航天器上的高靈敏度設(shè)備、光學(xué)及電子產(chǎn)品等對沖擊敏感的元器件的損傷或失效［2］。美國航空航天局（NASA）統(tǒng)計(jì)分析了從1963～1985 年的88 次飛行故障事件，其中有63 次直接與火工沖擊相關(guān)，且大多為致命故障［3-4］。1983～1998 年，美國22 次發(fā)射失敗記錄中有5 次與火工沖擊相關(guān)［5］。近年來，國內(nèi)多個(gè)航天任務(wù)也遇到嚴(yán)重的火工沖擊問題［6］。由于航天器對沖擊環(huán)境要求越來越苛刻，降低分離裝置作用過程中附加的沖擊響應(yīng)水平，可以有效提高精密儀器使用壽命和可靠性，對飛行器整體技術(shù)發(fā)展具有重要的戰(zhàn)略意義［7-8］。

分離螺母由于其需要的解鎖壓力小，產(chǎn)生的分離沖擊相對較小，非常適合于級間分離、載荷釋放等對低沖擊分離有要求的場合［9］。因此分離螺母沖擊抑制的研究越來越受到關(guān)注。陳文龍等［10］設(shè)計(jì)的低沖擊火工驅(qū)動(dòng)裝置考慮了節(jié)流效應(yīng)并采用液體阻尼的方式抑制沖擊響應(yīng)，有較好的降沖擊效果，但未能開展液體阻尼對于高低溫環(huán)境的敏感性分析。水龍等［11］研究了小孔節(jié)流對火工作動(dòng)裝置燃?xì)鈮毫Φ淖兓?guī)律，結(jié)果表明經(jīng)過節(jié)流孔后的動(dòng)力腔內(nèi)的壓力上升速率降低，但未展開節(jié)流孔和沖擊響應(yīng)的相關(guān)分析。這是因?yàn)闆_擊響應(yīng)譜（SRS）是對設(shè)備實(shí)施抗沖擊設(shè)計(jì)的分析基礎(chǔ)，也是控制產(chǎn)品沖擊環(huán)境的基本參數(shù)［12-13］。本文通過在燃?xì)馔ǖ涝O(shè)置不同孔徑的節(jié)流孔的方法研究節(jié)流對沖擊響應(yīng)的影響。建立多參量測試平臺(tái)，同步測試分離過程的壓力、加速度和預(yù)緊力，對沖擊源進(jìn)行解耦分析，計(jì)算各沖擊源的貢獻(xiàn)，并獲得不同節(jié)流孔對沖擊響應(yīng)的影響規(guī)律和降沖擊效果。

2 試驗(yàn)部分

2.1 設(shè)備與儀器

試驗(yàn)中使用壓力傳感器測試燃燒室壓力，加速度傳感器測試分離時(shí)的沖擊加速度，力傳感器測試預(yù)緊力變化。由于500 Hz 以下的沖擊響應(yīng)基本都是噪聲引起的，已經(jīng)不能真實(shí)反映火工沖擊的響應(yīng)值［14］，國內(nèi)外分析火工沖擊響應(yīng)的頻率上限一般為10000 Hz［15-16］，因此本研究只分析500～10000 Hz 范圍內(nèi)的沖擊響應(yīng)。信號(hào)采集系統(tǒng)采用DEWE-PACK-16 信號(hào)調(diào)理器，DEWE-5001-TR動(dòng)態(tài)分析儀，12 bit A/D，采樣率300 kHz（最高截止頻率的30 倍）。 加速度測試使用CA-YD-111A 型壓電式加速度傳感器，量程30000 g，響應(yīng)頻率5～15000 Hz。電爆管的輸出壓力測試使用KISTLER601A 型壓電式壓力傳感器，量程25 MPa，過載50 MPa。螺栓預(yù)緊力使用CL-YD-305M 型壓電式環(huán)形力傳感器，量程為50000 N。

2.2 火工沖擊測試方法

為模擬級間艙段的分離裝置軸向的無重力自由狀態(tài)，減少外界環(huán)境給傳感器帶來的干擾，使用四根柔性繩將鋁測試板（600 mm×60 mm×10 mm）吊起懸空，連接板與測試板相當(dāng)于兩個(gè)分離目標(biāo)。測試板下方的螺栓上安裝有環(huán)形力傳感器測試預(yù)緊力變化。在測試板上離沖擊源軸線15 cm 處，使用一個(gè)立方轉(zhuǎn)接塊安裝加速度傳感器，測量分離時(shí)的加速度時(shí)間歷程［14-15］。本次試驗(yàn)所搭建的沖擊響應(yīng)多參量測試裝置如圖1 所示，試驗(yàn)所用的分離螺母結(jié)構(gòu)如圖2 所示。圖2 中左側(cè)兩個(gè)螺紋孔為電爆管安裝孔，箭頭表示燃?xì)饨?jīng)節(jié)流孔的流動(dòng)方向。測試所采用的工況為：分離螺母單側(cè)發(fā)火（圖2 中箭頭示意圖為雙側(cè)發(fā)火），另一安裝孔裝壓力傳感器采集燃燒室壓力信號(hào)。預(yù)緊力：12000 N。裝藥條件：羧甲基纖維素斯蒂芬酸鋇（40 mg）+炭黑/硝酸鉀（標(biāo)稱藥量60 mg，大藥量120 mg）。發(fā)火電流：5 A（DC）。

圖1 沖擊響應(yīng)多參量測試裝置1—力傳感器，2—加速度傳感器，3—測試板，4—壓力傳感器，5—連接板，6—分離螺母，7—電爆管Fig.1 Pyroshock response multi-parameters testing device1—force sensor，2—accelerometer，3—test plate，4—pressure sensor，5—connecting plate，6—separation nut，7—electric squib

圖2 分離螺母結(jié)構(gòu)示意圖1—密封圈Ⅰ，2—密封圈Ⅱ，3—螺母瓣，4—支撐環(huán)，5—連接板，6—測試板，7—螺栓，8—底座，9—活塞，10—頂蓋，11—剪切銷（2 個(gè)），12—隔振器，13—?dú)んwFig.2 Schematic diagram of the separation nut1—sealing ring Ⅰ，2—sealing ring Ⅱ，3—threaded segment，4—support ring，5—connecting plate，6—test plate，7—bolt，8—pedestal，9—piston，10—upper cover，11—shear pin（×2），12—vibration isolator，13—case

3 結(jié)果與討論

3.1 節(jié)流過程的數(shù)學(xué)模型

節(jié)流（Orifice）是指流體在流動(dòng)時(shí)由于通道截面突然縮小而使壓力降低的熱力過程。設(shè)置節(jié)流孔的目的是形成壓差，對燃?xì)膺M(jìn)行先導(dǎo)控制，起到緩沖作用，減小高溫高壓燃?xì)獾臎_擊。節(jié)流過程可視為流體既不對外輸出作功，又與外界沒有熱量交換的絕熱過程，根據(jù)能量守恒定律，節(jié)流前后的流體內(nèi)部的總能量（焓）應(yīng)保持不變［17］。當(dāng)氣體經(jīng)過節(jié)流后，壓力降低、溫度降低、流速增大、密度減小［18］。節(jié)流孔前后的壓差與流量之間的關(guān)系可由伯努利方程和流動(dòng)連續(xù)性方程得出［19］。分離螺母工作時(shí)，燃?xì)馐紫瘸錆M高壓室（電爆管安裝孔內(nèi)的自由容積），再通過較小截面積的燃?xì)夤?jié)流孔充滿低壓室（活塞和頂蓋內(nèi)腔組成的容積），低壓室的燃?xì)怛?qū)動(dòng)活塞運(yùn)動(dòng)。由于節(jié)流孔較小橫截面積的限制作用也使得進(jìn)入低壓室的燃?xì)饬髁繙p小，一定程度上降低了低壓室的升壓速率，使低壓室的升壓更加緩慢和平穩(wěn)，將作用于活塞和負(fù)載的初始沖擊以及加速度引起的沖擊都控制在較低的水平，實(shí)現(xiàn)沖擊抑制的目的。

在活塞運(yùn)動(dòng)之前，相當(dāng)于定容過程。不同之處在于，燃?xì)庖虻蛪菏伊鲃?dòng)，因此要增加一個(gè)燃?xì)庥筛邏菏伊魅氲蛪菏业膲毫?。因此，可將?nèi)彈道方程中的壓力變化率方程改寫為高壓室的燃?xì)鉅顟B(tài)方程［20］：

式中，p 為高壓室壓力，Pa；f 為主裝藥火藥力，J·kg-1；mp為發(fā)火藥質(zhì)量，kg；ρ 為主裝藥密度，kg·m-3；b 為主裝藥余容，m3·kg-1；ψ 為主裝藥燃燒的百分比；V1為高壓室自由容積，m3；V0為高壓室初容，m3；G 為高壓室流入低壓室的燃?xì)赓|(zhì)量，kg；m0為發(fā)火藥質(zhì)量，kg；b0為發(fā)火藥余容，m3·kg-1。

設(shè)計(jì)的分離螺母是密封無污染的，即作用過程中及作用后的燃?xì)馐冀K密閉在藥室。但低壓室的壓力要考慮活塞運(yùn)動(dòng)過程導(dǎo)致的壓力降。綜上，低壓室的壓力包括由高壓室流入燃?xì)?，活塞運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致體積增大帶來的壓力降和負(fù)載能量消耗引起的壓力降。則低壓室的燃?xì)鉅顟B(tài)方程可寫為：

式中，p2為低壓室壓力，Pa；V2為低壓室自由容積，m3；V 為低壓室初容，m3；k 為燃?xì)饨^熱指數(shù)；M 為活塞及負(fù)載質(zhì)量，kg；S 為燃?xì)庠诨钊系淖饔妹娣e，m2；ν 為活塞及負(fù)載的速度，m·s-1；x 為活塞及負(fù)載的位移，m；ΣF 為活塞及負(fù)載的總阻力，N。

氣體由高壓室向低壓室流動(dòng)，根據(jù)節(jié)流效應(yīng)，給出燃?xì)馔ㄟ^節(jié)流孔的節(jié)流方程為［11］：

式中，Sm為節(jié)流孔橫截面積，m2。式5a 對應(yīng)于亞音速流動(dòng)，5b 對應(yīng)于超音速流動(dòng)。本研究中分離螺母電爆管裝藥作用為火藥爆燃，屬亞音速流動(dòng)，炭黑/硝酸鉀的絕熱指數(shù)取1.09［21］，可得：

進(jìn)行節(jié)流孔孔徑設(shè)計(jì)時(shí)，假設(shè)主裝藥全部轉(zhuǎn)化為燃?xì)?，同一時(shí)刻燃燒室內(nèi)各處的燃?xì)獾拿芏染嗤?。由電爆管結(jié)構(gòu)尺寸和安裝孔尺寸及高壓室尺寸，計(jì)算得高壓室的容積約為總?cè)紵胰莘e的47%，因此通過節(jié)流孔的燃?xì)赓|(zhì)量按照大藥量的47%進(jìn)行設(shè)計(jì)，即平均流量56.7 mg·ms-1。按照最大壓力差1.7 計(jì)算臨界直徑。 由式5a 可計(jì)算出節(jié)流孔最小截面積為2.86 mm2，即節(jié)流孔直徑為1.91 mm。由于主裝藥藥室直徑為Φ6 mm，因此節(jié)流孔的直徑范圍為1.91～6 mm。理論上來說，孔徑越小時(shí)節(jié)流效果越好，但是孔徑過小時(shí)，也會(huì)帶來如下問題：1）殼體內(nèi)細(xì)長節(jié)流孔和兩個(gè)電爆管輸出孔三孔相貫，加工時(shí)在相貫位置易產(chǎn)生飛邊毛刺且不易清理；2）電爆管作用時(shí)不可避免產(chǎn)生固體殘?jiān)?，?dāng)節(jié)流孔孔徑過小時(shí)可能會(huì)堵塞節(jié)流孔導(dǎo)致產(chǎn)品失效；3）孔徑過小時(shí)流經(jīng)節(jié)流孔的氣體流量過小會(huì)導(dǎo)致分離螺母作用時(shí)間過長。綜合計(jì)算結(jié)果及上述分析，在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)最小節(jié)流孔取Φ2 mm。為對比驗(yàn)證，再增加Φ4 mm 和Φ6 mm（相當(dāng)于無節(jié)流效應(yīng)）兩個(gè)節(jié)流孔直徑。通過試驗(yàn)結(jié)果得到不同節(jié)流孔徑下的沖擊響應(yīng)變化規(guī)律，為確定最佳節(jié)流孔直徑提供依據(jù)。本研究中加工的三種節(jié)流孔的殼體零件如圖3 所示。

圖3 不同節(jié)流孔的殼體Fig.3 The cases with different orifices

3.2 不同孔徑節(jié)流孔對沖擊響應(yīng)的影響

火工沖擊響應(yīng)研究時(shí)，選擇最大絕對加速度SRS為分離螺母沖擊響應(yīng)的基本表示方法，采用Smallwood 提出的改進(jìn)的遞歸數(shù)字濾波法進(jìn)行SRS 數(shù)值計(jì)算［22-23］。計(jì)算時(shí)的頻率間隔取1/12 倍頻程，放大因子Q=10（對應(yīng)5%阻尼比）［24］。由于結(jié)構(gòu)和測試手段的限制，在壓力測試時(shí)，獲得的實(shí)際上是高壓室的壓力，而推動(dòng)活塞的則是低壓室的壓力。測試Φ2 mm 節(jié)流孔分離螺母的多參量時(shí)域曲線如圖4 所示。實(shí)際測試的信號(hào)采集時(shí)長為150 ms，圖中只列出了30 ms 時(shí)長的信號(hào)。

圖4 Φ2 mm 節(jié)流孔分離螺母分離過程多參量時(shí)域曲線Fig.4 Time domain curves of multi-parameters in separation process of separation nut with Φ2 mm orifice

研究表明，航天器火工裝置動(dòng)作時(shí)產(chǎn)生的沖擊響應(yīng)是由以下三種類型的沖擊源構(gòu)成：1）工藥劑作用引起沖擊波和應(yīng)力波在剛體結(jié)構(gòu)中的傳播；2）火工裝置內(nèi)運(yùn)動(dòng)部件以一定速度撞擊剛性結(jié)構(gòu)表面，形成應(yīng)力波和結(jié)構(gòu)諧振響應(yīng)；3）火工裝置上的預(yù)緊力突然卸載產(chǎn)生的應(yīng)變能突然釋放，形成應(yīng)力波傳播和結(jié)構(gòu)諧振響應(yīng)［25-26］。因此，為分析節(jié)流孔對沖擊響應(yīng)的影響，需要對分離螺母沖擊響應(yīng)進(jìn)行解耦分析，以區(qū)分三類沖擊源所占的比例以及節(jié)流孔對每種沖擊源的影響。

通過圖4 的多參量時(shí)域曲線可以進(jìn)行不同沖擊源在時(shí)序上的區(qū)分。藥劑開始作用后高壓室壓力開始迅速上升，在0.51 ms 時(shí)壓力為8.47 MPa，達(dá)到分離螺母的臨界啟動(dòng)壓力，此時(shí)剪切銷被剪斷，活塞開始運(yùn)動(dòng)，燃燒室容積相應(yīng)增大，壓力隨之下降。當(dāng)活塞繼續(xù)運(yùn)動(dòng)到4.63 ms 時(shí)，預(yù)緊力開始突降，說明此時(shí)活塞脫離螺母瓣，解除約束后的螺母瓣徑向張開，預(yù)緊力開始釋放。因此，從0～4.63 ms 的區(qū)間（圖4 中區(qū)域Ⅰ）即為火工藥劑爆燃作用激起的沖擊響應(yīng)。這個(gè)階段所對應(yīng)的a-t 曲線也顯著區(qū)別于其它時(shí)段，因?yàn)樵摃r(shí)段的沖擊源只有火藥爆燃作用一種，沒有與其它沖擊源耦合。由此可見多參量時(shí)域曲線的測試可互相印證。預(yù)緊力開始卸載后活塞繼續(xù)運(yùn)動(dòng)，壓力持續(xù)下降。在5.71 ms 時(shí)預(yù)緊力釋放完畢，螺栓脫出，但釋放過程中激起的沖擊響應(yīng)仍然在結(jié)構(gòu)中持續(xù)傳播。在6.97 ms時(shí)壓力到達(dá)底部并出現(xiàn)波動(dòng)。此時(shí)對應(yīng)于活塞撞擊到隔振器后出現(xiàn)反彈導(dǎo)致燃燒室容積變化，壓力出現(xiàn)波動(dòng)。因此6.97 ms 的時(shí)刻對應(yīng)著撞擊行為開始。由此可見從4.63～6.97 ms 的區(qū)間（圖4.5 中區(qū)域Ⅱ）為預(yù)緊力釋放激起的響應(yīng)?；钊c隔振器撞擊并經(jīng)過數(shù)個(gè)回彈后壓力趨穩(wěn)，加速度穩(wěn)定而緩慢衰減。故6.97 ms后的所有時(shí)段（圖4.5 中區(qū)域Ⅲ）是活塞撞擊激起的沖擊響應(yīng)。基于此，對沖擊源進(jìn)行解耦分析時(shí)，分別將整個(gè)分離過程全時(shí)域的a-t 曲線和三個(gè)不同時(shí)段的a-t 曲線分別進(jìn)行濾波分析轉(zhuǎn)換為頻域上的響應(yīng)，獲得Φ2 mm 節(jié)流孔分離螺母分離過程和三個(gè)沖擊源的SRS，如圖5 所示。

需要指出，這種通過時(shí)序來區(qū)分沖擊源只是一種近似的方法。從理論上來說，在極短時(shí)間內(nèi)激起的火工沖擊響應(yīng)是復(fù)雜的多沖擊源耦合過程，每個(gè)過程激起的響應(yīng)都不會(huì)在某個(gè)瞬間突然結(jié)束［27］。因此，三類沖擊源事實(shí)上無法完全區(qū)分開來。這就導(dǎo)致圖4 所示的時(shí)域范圍內(nèi)，預(yù)緊力開始下降時(shí)，藥劑沖擊激起的后效作用仍然存在。同樣地，活塞與隔振器接觸時(shí)，仍然有預(yù)緊力釋放后激起的低頻成分的響應(yīng)。由于每個(gè)沖擊源在對應(yīng)時(shí)段內(nèi)已完成絕大部分能量的釋放，因此其結(jié)果仍然具有較高的準(zhǔn)確性。

由于不同節(jié)流孔分離螺母的作用過程近似，按照同樣的方法對Φ4 mm 節(jié)流孔分離螺母和Φ6 mm 節(jié)流孔分離螺母在整個(gè)作用時(shí)間歷程上按照時(shí)序?qū)鹚幾饔眠^程、預(yù)緊力釋放過程和活塞碰撞過程三類沖擊源進(jìn)行解耦分析。試驗(yàn)所得多參量時(shí)域曲線如圖6 所示，分離過程的SRS 如圖7 所示。

由于測試時(shí)壓力傳感器安裝在電爆管安裝孔上，多參量時(shí)域曲線中的p-t 曲線實(shí)際上是另一個(gè)電爆管孔內(nèi)的壓力，也就是高壓室的壓力。圖4、圖6 的結(jié)果表明，節(jié)流孔的大小對燃燒室內(nèi)升壓速率有明顯的影響。三種節(jié)流孔時(shí)，到達(dá)峰值壓力的時(shí)間分別為0.51 ms（Φ2 mm 節(jié)流孔）、0.42 ms（Φ4 mm 節(jié)流孔）和0.38 ms（Φ6 mm 節(jié)流孔）。可見直徑與升壓速率呈正相關(guān)的關(guān)系。由于Φ6 mm 節(jié)流孔時(shí)燃?xì)馔ǖ琅c電爆管輸出端直徑相同，沒有燃?xì)饬髁肯蘖餍?yīng)，形不成壓差，因此沒有高壓室與低壓室的區(qū)別，此時(shí)燃?xì)庖宰羁斓乃俣鹊竭_(dá)活塞因而解鎖時(shí)間最短。反之，Φ2 mm 節(jié)流孔時(shí)，通往低壓室的流量有限，燃?xì)庠谝欢〞r(shí)長內(nèi)集聚在高壓室，導(dǎo)致低壓室升壓最為緩慢，解鎖時(shí)間最長，因此沖擊抑制效果最好。圖6、圖7 的結(jié)果表明，采用節(jié)流孔后，在500～10000 Hz 頻段內(nèi)，最大沖擊響應(yīng)從1416 g（Φ6 mm）降低到852 g（Φ2 mm），降低幅度達(dá)到40%。因此，節(jié)流措施對于分離螺母的沖擊抑制有較好的效果。

圖5 Φ2 mm 節(jié)流孔分離螺母各沖擊源的沖擊響應(yīng)譜Fig.5 SRS obtained by decoupling the shock source with Φ2 mm orifice separation nut

圖6 兩種節(jié)流孔分離螺母分離過程多參量時(shí)域曲線Fig.6 Multi-parameters time domain curves of in separation process of two diameter orifice separation nuts

為了綜合評價(jià)各沖擊源的影響，并量化得到各沖擊源對總的沖擊響應(yīng)的貢獻(xiàn)，應(yīng)用式（7）計(jì)算各沖擊源在整個(gè)頻域中的平均相對值［27］：

圖7 兩種節(jié)流孔分離螺母分離過程的沖擊響應(yīng)譜Fig. 7 SRS in separation process of two diameter orifice separation nuts

式中，EM，S是每一個(gè)沖擊源在整個(gè)頻率范圍內(nèi)的相對平均值，g；ES（f）是在不同頻率上特定沖擊源的相對貢獻(xiàn)值，g；fl和fh分別是最低和最高分析頻率，Hz；N 表示頻率向量的樣本數(shù)。根據(jù)式6，可將不同節(jié)流孔分離螺母的沖擊響應(yīng)進(jìn)行解耦計(jì)算。為描述節(jié)流孔對活塞撞擊和預(yù)緊力釋放的影響，還需計(jì)算活塞運(yùn)動(dòng)速度和預(yù)緊力釋放時(shí)長。此處主要關(guān)心四個(gè)時(shí)刻：1）由于低壓室壓力達(dá)到臨界解鎖壓力后活塞就開始運(yùn)動(dòng)，此時(shí)的標(biāo)志事件就是壓力到達(dá)峰值；2）活塞運(yùn)動(dòng)到與螺母瓣脫離，此時(shí)的標(biāo)志事件就是預(yù)緊力開始下降；3）螺母瓣與螺栓螺紋解除嚙合，預(yù)緊力完全釋放，此時(shí)的標(biāo)志事件就是預(yù)緊力下降為0；4）活塞與隔振器首次接觸，此時(shí)的標(biāo)志事件是壓力下降到底開始反彈。由圖4、圖6 中的時(shí)域曲線可以讀取活塞在接觸隔振器前運(yùn)動(dòng)時(shí)長（圖4、圖6 中區(qū)域Ⅱ、Ⅲ的分界時(shí)間減去峰值壓力對應(yīng)的時(shí)間）、預(yù)緊力釋放時(shí)長（圖4、圖6 中預(yù)緊力下降到0 對應(yīng)的時(shí)間減去預(yù)緊力開始下降對應(yīng)的時(shí)間）。結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，活塞運(yùn)動(dòng)行程為6 mm，由此可以計(jì)算出活塞平均速度和預(yù)緊力釋放時(shí)長。不同節(jié)流孔時(shí)的沖擊源解耦結(jié)果及活塞運(yùn)動(dòng)狀態(tài)計(jì)算結(jié)果見表1。

由表1 中的沖擊源解耦結(jié)果可見，分離螺母作用過程中預(yù)緊力釋放和活塞撞擊激起的沖擊響應(yīng)接近，且二者對沖擊響應(yīng)的貢獻(xiàn)之和約為90%；火藥沖擊激起的沖擊響應(yīng)占比最小，約為10%。由此表明，改進(jìn)預(yù)緊力釋放和增加對活塞的緩沖是抑制沖擊響應(yīng)最有效的手段。對分離螺母的沖擊解耦結(jié)果表明，隨著節(jié)流孔孔徑的增大，各沖擊源對總沖擊響應(yīng)的貢獻(xiàn)的變化較小，這說明節(jié)流效應(yīng)整體上較為均衡地抑制了各沖擊源的沖擊響應(yīng)，對于整個(gè)分離過程都有影響。但也呈現(xiàn)出火藥和活塞撞擊的沖擊響應(yīng)的貢獻(xiàn)隨孔徑增大而增大，預(yù)緊力的沖擊響應(yīng)的貢獻(xiàn)隨孔徑增大而減小的規(guī)律。在Φ2 mm 和Φ4 mm 節(jié)流孔時(shí)，預(yù)緊力對沖擊響應(yīng)的貢獻(xiàn)最大，分別為51.5% 和46%。在Φ6 mm 節(jié)流孔時(shí)，活塞碰撞對沖擊響應(yīng)的貢獻(xiàn)最大，預(yù)緊力次之。

由表1 中活塞運(yùn)動(dòng)參數(shù)計(jì)算結(jié)果表明，活塞運(yùn)動(dòng)的平均速度隨節(jié)流孔孔徑的減小而降低，同時(shí)預(yù)緊力釋放時(shí)間增長，因此這兩項(xiàng)沖擊源的響應(yīng)值也相應(yīng)下降。三種節(jié)流孔時(shí)的沖擊源解耦結(jié)果反映出各沖擊源的平均加速度響應(yīng)均隨孔徑增大增加。火藥沖擊增大的原因是由于小孔徑節(jié)流孔時(shí)火藥首先被節(jié)流孔阻礙限流，藥劑能量有一部分作用到殼體節(jié)流孔上部，再逐級往下傳導(dǎo)最終激起測試板的響應(yīng)，因此小節(jié)流孔時(shí)一定程度上拉長了火藥沖擊傳導(dǎo)距離，因而響應(yīng)值降低。Φ2 mm 節(jié)流孔時(shí)活塞運(yùn)動(dòng)速度最?。?.93 m·s-1），Φ6 mm 節(jié)流孔時(shí)活塞運(yùn)動(dòng)速度最大為1.04 m·s-1。因此碰撞激起的響應(yīng)的平均加速度從461.2 g（Φ6 mm）下降到305.1 g（Φ2 mm）。同樣地，節(jié)流孔越小時(shí)預(yù)緊力釋放被延緩，因此預(yù)緊力釋放激起的響應(yīng)的平均加速度從452 g（Φ6 mm）下降到332.1 g（Φ2 mm）。通過三種節(jié)流孔時(shí)的作用時(shí)間來看，呈現(xiàn)出作用時(shí)間隨著節(jié)流孔孔徑的減小而增大的趨勢，這與理論分析是一致的。其原因是節(jié)流孔孔徑較小時(shí)，通過節(jié)流孔的燃?xì)饬髁枯^小，延緩了低壓室的升壓過程。而活塞脫離螺母瓣和接觸隔振器都是受低壓室壓力的直接影響。

表1 不同節(jié)流孔的分離螺母沖擊源解耦分析及活塞運(yùn)動(dòng)參數(shù)Table 1 Decoupling analysis of pyroshock sources and piston motion parameters of separation nut with different orifices

采用節(jié)流孔抑制分離螺母的沖擊響應(yīng)，使分離螺母的沖擊響應(yīng)有了顯著降低。這種方法還具有成本低、容易實(shí)現(xiàn)、不增加零部件，且可根據(jù)具體的裝藥量和解鎖結(jié)構(gòu)自行調(diào)整等優(yōu)點(diǎn)。可為同類裝置的降沖擊設(shè)計(jì)提供參考。

4 結(jié)論

通過對分離螺母的燃?xì)馔ǖ涝O(shè)置Φ2 mm、Φ4 mm 和Φ6 mm 三種節(jié)流孔來測試分離螺母的沖擊響應(yīng)，并進(jìn)行沖擊源解耦分析，結(jié)果表明：

（1）在500～10000 Hz 的頻域內(nèi)，分離螺母的最大沖擊響應(yīng)分別為：1416 g（Φ6 mm）、1251 g（Φ4 mm）和852 g（Φ2 mm）。Φ2 mm 節(jié)流孔時(shí)比Φ6 mm 節(jié)流孔在的最大沖擊響應(yīng)降幅達(dá)40%。

（2）分離螺母作用時(shí)藥劑作用激起的沖擊響應(yīng)的貢獻(xiàn)為8.3%～11.0%；預(yù)緊力釋放激起的沖擊響應(yīng)的貢獻(xiàn)為44.0%～51.5%；活塞撞擊激起的沖擊響應(yīng)的貢獻(xiàn)為40.2%～45.0%。其中，火藥和活塞撞擊的沖擊響應(yīng)的貢獻(xiàn)隨孔徑增大而增大，預(yù)緊力的沖擊響應(yīng)的貢獻(xiàn)隨孔徑增大而減小。

（3）節(jié)流孔越小時(shí)活塞運(yùn)動(dòng)速度越來越小，預(yù)緊力釋放被延緩，碰撞激起的響應(yīng)的平均加速度從461.2 g（Φ6 mm）下降到305.1 g（Φ2 mm），預(yù)緊力釋放激起的響應(yīng)的平均加速度從452 g（Φ6 mm）下降到332.1 g（Φ2 mm）。