嚴(yán) 旭, 雷 豹, 楊東生, 張瑾瑜, 范新中

(中國(guó)運(yùn)載火箭技術(shù)研究院, 北京 100076)

0 引言

戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈通常用于毀傷戰(zhàn)術(shù)或戰(zhàn)役目標(biāo)，具有精度高、響應(yīng)速度快、生存能力強(qiáng)和毀傷性能好等特點(diǎn)，一般具有較大的批量。戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈武器在使用及維護(hù)過(guò)程中，其艙段面臨重復(fù)拆卸和多次安裝等問(wèn)題。目前艙段連接形式眾多，其中楔環(huán)連接方式在魚雷等應(yīng)用較多、空空導(dǎo)彈應(yīng)用較多的為偏心銷連接方式，水下航行器則多采用盤式連接。其中地地戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈，其艙段連接常用的結(jié)構(gòu)形式主要有以下兩種，圖1(a)為插接式，用以實(shí)現(xiàn)徑向?qū)?；圖1(b)為對(duì)接式，用以實(shí)現(xiàn)軸向?qū)印Ｒ?.2 m直徑艙段選用插接式為例，其上下端框在側(cè)壁環(huán)向加工2圈，共需約96個(gè)均布的通孔，通過(guò)安裝對(duì)接螺栓實(shí)現(xiàn)徑向?qū)?。?duì)接式則是在上端框平面均布多個(gè)通孔，并在相應(yīng)位置側(cè)壁均布相應(yīng)的螺栓盒安裝開口，通過(guò)安裝對(duì)接螺栓以實(shí)現(xiàn)艙段連接。

(a)插接式連接結(jié)構(gòu)(徑向?qū)?

對(duì)于大多數(shù)艙段，由于裝配要求較高，因此常采用人工對(duì)接裝配，插接式及對(duì)接式連接結(jié)構(gòu)由于安裝緊固件較多，存在結(jié)構(gòu)復(fù)雜，操作時(shí)間長(zhǎng)等問(wèn)題。針對(duì)該問(wèn)題本文設(shè)計(jì)出了一種新型的連接裝置，該連接裝置由卡箍、鉸鏈、連接螺栓3部分組成，結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，操作時(shí)間短，具有較高的連接效率。

本文主要對(duì)該連接結(jié)構(gòu)的原理進(jìn)行了介紹，分析了其在軸向力載荷作用下的受力情況，以相對(duì)滑動(dòng)作為失效判據(jù)給出了預(yù)緊力的計(jì)算方法，分析了影響其承載能力的因素，最后采用有限元計(jì)算方法，計(jì)算了該連接裝置在1 000 kN軸向載荷作用下的強(qiáng)度和塑性應(yīng)變分布，對(duì)艙段的連接方式的擴(kuò)充和連接效率的提高具有一定的借鑒意義。

1 結(jié)構(gòu)原理及連接形式

圖2為該連接裝置的結(jié)構(gòu)示意圖，卡箍之間一端采用鉸鏈連接，另一端采用螺栓連接。上下殼體完成對(duì)接后，便可直接用卡箍連接，通過(guò)力矩扳手對(duì)連接螺栓施加預(yù)緊力便可完成連接。

圖2 連接裝置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of the connecting device

表1為該連接結(jié)構(gòu)的兩種樣式，對(duì)于直徑小于1 m的艙段其連接結(jié)構(gòu)可采用2個(gè)卡箍、1個(gè)連接螺栓、1個(gè)鉸鏈；對(duì)于直徑大于1 m的艙段則采用4個(gè)卡箍、2個(gè)連接螺栓、2個(gè)鉸鏈。

表1 艙段間連結(jié)構(gòu)形式及適用范圍

圖3(a)為艙段殼體結(jié)構(gòu)形式，殼體沿周向均布相應(yīng)的凹槽，用于接螺栓及鉸鏈留出安裝空間。殼體下端有若干個(gè)凹凸相間的鍵槽相匹配，用于限制艙段扭轉(zhuǎn)，上殼體與下殼體的結(jié)構(gòu)形式完全一致。其截面示意如圖3(b)所示，其連接原理是將兩艙段外表面配合處加工成斜面，艙段上下殼體對(duì)接時(shí)由卡箍卡住并對(duì)連接螺栓施加力矩，使卡箍的斜面和艙段法蘭斜面緊密貼合，從而把兩艙段連接起來(lái)，整個(gè)殼體的受力主要分布在連接卡箍上，因此提高整體的連接強(qiáng)度，此外在卡箍上開有減重槽，后續(xù)艙段對(duì)接時(shí)可通過(guò)填充硅橡膠等低密度防熱材料以達(dá)到減重效果。

(a) 艙段殼體結(jié)構(gòu)示意圖

在裝配過(guò)程中只有卡箍斜面與殼體的斜面是裝配面，極限公差情況兩種配合面存在較小的間隙，后續(xù)通過(guò)施加預(yù)緊力使卡箍與其配合面貼合。

圖4為該連接結(jié)構(gòu)在預(yù)緊力和軸向拉力的共同作用下，卡箍和對(duì)接框徑向截面內(nèi)的受力分析示意圖。

圖4 卡箍和對(duì)接框徑向截面內(nèi)的受力分析Fig.4 Force analysis in radial section of clamp and butt frame

圖4中，和分別為單位弧長(zhǎng)上卡箍與對(duì)接框之間的壓力和摩擦力，為單位弧長(zhǎng)上對(duì)接框之間的正壓力，為單位弧長(zhǎng)上對(duì)接框所受軸向拉力，為預(yù)緊力，艙段對(duì)接處理論外徑，為摩擦系數(shù)，為卡箍與上下殼體的配合面傾角。

卡箍形塊水平方向力平衡方程為

2(sin-cos)=

(1)

對(duì)接框豎直方向力平衡方程為

cos+sin=+

(2)

在軸拉過(guò)程中預(yù)緊力所產(chǎn)生的壓力提供摩擦力，因此依據(jù)滑移判據(jù)，即卡箍與上下殼體端面產(chǎn)生相對(duì)位移，可得預(yù)緊力公式為

(3)

2 結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析

2.1 有限元模型

本文采用的有限元模型分為軸對(duì)稱模型和實(shí)體模型。其中軸對(duì)稱模型將實(shí)體模型簡(jiǎn)化，卡箍與上下殼體及上下殼體之間均定義接觸，下殼體下端固支，在上殼體上端參考點(diǎn)施加載荷。

實(shí)體模型如圖5所示，艙段直徑為1 200 mm，殼體厚度為2 mm，卡箍與上下殼體及上下殼體之間均定義接觸，預(yù)緊力及軸向載荷分別在相應(yīng)參考點(diǎn)施加軸向力載荷。上下殼體及卡箍所選用材料均為2A14鋁合金，材料參數(shù)如表2所示。計(jì)算過(guò)程分為兩個(gè)分析步，第一個(gè)分析步為在卡箍的兩對(duì)接面上分別施加預(yù)緊力，第二個(gè)分析步為施加軸向力載荷。

圖5 有限元模型示意圖Fig.5 Finite element analysis model

表2 材料參數(shù)

2.2 配合面傾角對(duì)承載能力的影響

卡箍及上下殼體配合面的傾角是該連接結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵參數(shù)，本節(jié)通過(guò)建立軸對(duì)稱模型，研究了其對(duì)整體結(jié)構(gòu)連接特性的影響，在保持其他結(jié)構(gòu)參數(shù)不變的情況下，通過(guò)改變配合面傾角，計(jì)算其極限承載能力即殼體發(fā)生破壞時(shí)的承載能力，仿真計(jì)算結(jié)果如圖6所示。隨著配合面傾角的增大，連接結(jié)構(gòu)的軸向極限承載能力隨之有一定程度的降低，且基本呈線性變化?？ü?jī)A角從9°到19°，該連接結(jié)構(gòu)的受軸向拉力載荷作用下，其極限承載能力降低約41%。

圖6 配合面傾角對(duì)連接結(jié)構(gòu)極限承載能力的影響Fig.6 The influence of the clamp angle on the bearing capacity of the structure

2.3 摩擦系數(shù)對(duì)承載能力的影響

當(dāng)配合面傾角為15°時(shí)，建立軸對(duì)稱模型，選取兩種不同摩擦系數(shù)0.1，0.3，施加載荷按照位移控制，計(jì)算得到該連接結(jié)構(gòu)的極限承載，在摩擦系數(shù)為0.1時(shí)其極限承載能力約為1 881 kN，當(dāng)摩擦系數(shù)增大至0.3時(shí)其極限承載能力增大至2 664 kN，增大約40%。

圖7(a)(b)所示分別為摩擦系數(shù)0.1及0.3條件下卡箍的應(yīng)力分布。由圖可知，摩擦系數(shù)越大卡箍的應(yīng)力越小，結(jié)合其極限承載能力分析結(jié)果，摩擦力的增加能夠提高該連接裝置的承載能力。

(a) 摩擦系數(shù)為0.1條件下卡箍應(yīng)力分布

但是在實(shí)際工程應(yīng)用中，一方面增大摩擦系數(shù)會(huì)增大卡箍?jī)?nèi)力不均勻的程度，此外，摩擦系數(shù)增大會(huì)導(dǎo)致卡箍的安裝困難，因此不建議采用增大摩擦系數(shù)的方式來(lái)提高該連接裝置的承載能力。

2.4 預(yù)緊力對(duì)承載能力的影響

為保證上下殼體之間的牢固連接，在初始安裝時(shí)需要對(duì)卡箍對(duì)接面施加一定的預(yù)緊力。圖8為在施加預(yù)緊力0 kN及50 kN作用下，該連接裝置在100 kN軸向力載荷作用下殼體位移分布，從圖中可知，其上殼體產(chǎn)生的變形分別為1.98 mm及1.48 mm，即在相同載荷作用下，預(yù)緊力增大，其上殼體產(chǎn)生的變形減小。

(a) 預(yù)緊力為0 kN在1 000 kN軸拉工況下位移分布

在該連接結(jié)構(gòu)中，預(yù)緊力的影響主要表現(xiàn)為隨著預(yù)緊力增大，導(dǎo)致卡箍與上下殼體對(duì)接面的壓力增大，從而產(chǎn)生的摩擦力增大，因此其軸向承載能力隨之增大。

2.5 1 000 kN軸向力載荷作用下連接結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布

由前文計(jì)算結(jié)果可知，在軸對(duì)稱模型下計(jì)算得到直徑1 200 mm艙段，采用該連接結(jié)構(gòu)，其極限承載能力約為1 881 kN，但該模型在計(jì)算時(shí)未考慮鉸鏈連接處以及螺栓連接處殼體開槽的影響。1 000 kN目前已經(jīng)能覆蓋絕大多數(shù)戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈艙段間的連接工況，因此本節(jié)采用1 000 kN的載荷條件，采用實(shí)體模型對(duì)其進(jìn)行計(jì)算。

施加預(yù)緊力后計(jì)算結(jié)果如圖9所示，上殼體應(yīng)力最大處位于鉸鏈連接處，最大應(yīng)力為112 MPa，卡箍的最大應(yīng)力區(qū)也位于鉸鏈連接處，最大應(yīng)力約為290 MPa，施加預(yù)緊力端卡箍的位移約為1 mm。

圖9 施加預(yù)緊力后上殼體應(yīng)力分布Fig.9 Stress distribution of cabin structure after preload

施加1 000 kN載荷后上殼體的應(yīng)變分布如圖10所示，其最大應(yīng)力分布區(qū)域?yàn)檫B接卡箍處，該處平均應(yīng)力為200 MPa;最大應(yīng)力位于安裝鉸鏈開槽處，該處所受應(yīng)力為壓應(yīng)力，最大應(yīng)力為300 MPa。上殼體對(duì)應(yīng)的最大塑性變形同樣位于該區(qū)域，對(duì)應(yīng)的塑性應(yīng)變?yōu)?.75%；下殼體應(yīng)力分布狀態(tài)與上殼體類似。在施加1 000 kN的載荷后，上殼體上端位移為1.5 mm，上下殼體間的間隙約為0.05 mm。

圖10 施加1 000 kN軸向載荷后上殼體塑性應(yīng)變分布Fig.10 Plastic strain distribution cabin structure after exert 1 000 kN axial load

3 結(jié)論

本文設(shè)計(jì)了一種新型的艙段間快速對(duì)接裝置，分析了其在軸向力載荷作用下的受力情況，并以相對(duì)滑動(dòng)作為失效判據(jù)給出了預(yù)緊力的計(jì)算方法，并在此基礎(chǔ)上分析了卡箍?jī)A角、摩擦系數(shù)、預(yù)緊力等對(duì)承載能力的影響。具體結(jié)論如下：

1)卡箍預(yù)緊力會(huì)對(duì)該連接結(jié)構(gòu)的承載能力產(chǎn)生一定程度的影響，預(yù)緊力增大，導(dǎo)致卡箍與上下殼體對(duì)接面的壓力增大，從而產(chǎn)生的摩擦力增大，因此其軸向承載能力增大。

2)卡箍與殼體配合面傾角、摩擦系數(shù)等同樣會(huì)對(duì)該連接結(jié)構(gòu)承載能力產(chǎn)生影響，隨著配合面傾角增大以及摩擦系數(shù)的減小，均會(huì)導(dǎo)致該連接裝置承載能力產(chǎn)生顯著下降。