林三春，孫逸軒，付繼偉，潘俊洋，楊 恒

（1.北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京，100076；2.中國礦業(yè)大學(xué)（北京），北京，100083；3.北京理工大學(xué)，先進(jìn)結(jié)構(gòu)技術(shù)研究院，北京，100081）

0 引言

噴管作為液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)主要產(chǎn)生推力的重要組件之一，其復(fù)雜的內(nèi)部流動(dòng)會(huì)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能產(chǎn)生不可忽視的影響。傳統(tǒng)噴管面積受箭體最大尺寸限制，噴管擴(kuò)張比固定，導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)效率不高。延伸噴管是一種可以改變噴管面積，提高噴管擴(kuò)張比的有效方案，在未工作時(shí)，延伸噴管收縮箭體內(nèi)，需要工作時(shí)延伸展開，增大噴管面積，提高比沖，延伸噴管可以將噴管額外伸長固定段長度的33%～39%，將噴管面積比從77∶1增加到285∶1［1］。目前國內(nèi)外已有一些延伸噴管的研究與應(yīng)用實(shí)例，都表明了延伸噴管的使用可以顯著增加火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的效益。任孝宇等［2］對(duì)不同種類延伸噴管固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)尾部流場進(jìn)行了研究分析，主要對(duì)多個(gè)平移式和鉸鏈花瓣式延伸出口錐噴管進(jìn)行了數(shù)值分析，定量研究了噴管展開過程中的阻力與動(dòng)力。陳磊等［3］基于雙向流固耦合方法，對(duì)柔性變結(jié)構(gòu)錐型噴管進(jìn)行數(shù)值模擬，分析了飛行高度和柔性材料的彈性模量對(duì)噴管性能的影響，結(jié)果表明柔性噴管的低空比沖顯著高于傳統(tǒng)噴管。湯榮芳［4］論述了美國研制的十余種延伸噴管方案，延伸噴管至少能使飛行器的性能提高3%～6%。

延伸噴管一般用于多級(jí)火箭的上面級(jí)，在下面級(jí)燃料將要耗盡時(shí)，上面級(jí)延伸噴管展開，上面級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)開始工作，并且還要拋離下面級(jí)多余質(zhì)量，其中涉及兩個(gè)主要過程，延伸噴管的展開與級(jí)間分離，延伸噴管需要有特定的展開結(jié)構(gòu)來控制展開。具體包括：作動(dòng)筒展開結(jié)構(gòu)［5-6］、可拋式延伸噴管結(jié)構(gòu)［7-8］?，F(xiàn)有延伸結(jié)構(gòu)各自具有不同的優(yōu)點(diǎn)與不足，不足主要體現(xiàn)在結(jié)構(gòu)過于復(fù)雜、質(zhì)量過大、沖擊過大、可靠性較小等方面，且大部分展開結(jié)構(gòu)都需要額外動(dòng)力裝置提供展開力，這也增加了一部分質(zhì)量。分離過程根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火以及級(jí)間分離的時(shí)序關(guān)系分為熱分離和冷分離兩種分離方式，現(xiàn)有分離技術(shù)一般有火藥式分離，推力、氣動(dòng)力式分離，分離解鎖螺栓式分離，彈簧分離推桿式分離等［9］。但現(xiàn)有的這些分離方式都需要特定的分離裝置來控制級(jí)間分離，額外裝置也會(huì)增加額外的質(zhì)量。

現(xiàn)有應(yīng)用中延伸與分離兩個(gè)過程完全獨(dú)立，針對(duì)已有延伸結(jié)構(gòu)與分離結(jié)構(gòu)的不足之處，本文提出了一種延伸-分離一體化結(jié)構(gòu)，通過該裝置利用上一級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)馔屏?shí)現(xiàn)延伸噴管的展開與級(jí)間分離。此方式可以減輕整體結(jié)構(gòu)質(zhì)量，并且可以將延伸噴管的展開與級(jí)間分離兩個(gè)過程聯(lián)系在一起。由于燃?xì)馔屏Ρ旧硎且环N強(qiáng)沖擊、不可控的載荷，為避免這種強(qiáng)沖擊載荷對(duì)延伸結(jié)構(gòu)造成負(fù)面影響，延伸-分離一體化結(jié)構(gòu)中有相應(yīng)的降沖擊結(jié)構(gòu)，本文在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)上對(duì)其進(jìn)行相應(yīng)的數(shù)值模擬與試驗(yàn)驗(yàn)證，研究分析所設(shè)計(jì)一體化結(jié)構(gòu)在降沖擊、減輕質(zhì)量方面的作用。

1 延伸-分離一體化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

為將上一級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)馔屏ψ鳛檠由靽姽苷归_與級(jí)間分離的動(dòng)力，將延伸-分離兩個(gè)相互獨(dú)立過程聯(lián)系在一起，基于耗能原理與力學(xué)原理，設(shè)計(jì)了如圖1所示延伸-分離一體化連接結(jié)構(gòu)。延伸-分離一體化結(jié)構(gòu)由一個(gè)套筒和一個(gè)帶小球桿件組合而成，套筒內(nèi)徑為14 mm，桿件右端小球直徑大于套筒內(nèi)徑，若小球直徑為14.1 mm，則過盈量為0.1 mm，小球與套筒形成過盈配合。一體化結(jié)構(gòu)右端與下一級(jí)連接，最左端與上一級(jí)連接，當(dāng)上一級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)庾饔糜谙乱患?jí)封頭時(shí)，下一級(jí)帶動(dòng)套筒運(yùn)動(dòng)，小球在套筒內(nèi)相對(duì)滑動(dòng)，此時(shí)通過該結(jié)構(gòu)傳遞的載荷為兩者之間的摩擦力，通過該力使延伸噴管展開。套筒左端設(shè)置有收口，收口處最左端內(nèi)徑為11 mm，當(dāng)小球相對(duì)滑到最左端時(shí)被收口卡住，此時(shí)套筒右端全部載荷傳遞到左端。桿件左端設(shè)置有削弱段，在小球卡在收口處時(shí)右端全部載荷傳遞到削弱段，削弱段被拉斷實(shí)現(xiàn)上、下級(jí)的分離。所設(shè)計(jì)的延伸-分離一體化結(jié)構(gòu)取代了額外的展開動(dòng)力裝置、分離裝置，大大降低了整體結(jié)構(gòu)的質(zhì)量，從而提高火箭的飛行與續(xù)航能力，一體化結(jié)構(gòu)自身也具有輕質(zhì)簡單的優(yōu)點(diǎn)，同時(shí)也將延伸、分離兩個(gè)相互獨(dú)立的過程聯(lián)系在一起。

圖1 小球-滑道過盈摩擦與變截面組合結(jié)構(gòu)Fig.1 Composite structure with ball-slide interference friction and variable cross section

由于燃?xì)馔屏κ且环N強(qiáng)沖擊、不穩(wěn)定、不可精準(zhǔn)調(diào)控的載荷，用其充當(dāng)延伸噴管展開的動(dòng)力風(fēng)險(xiǎn)太大，因此延伸-分離一體化結(jié)構(gòu)中設(shè)置有相應(yīng)的降沖擊結(jié)構(gòu)，主要是靠摩擦做功與塑性變形來消耗能量。

摩擦實(shí)質(zhì)是將機(jī)械能轉(zhuǎn)化為熱能，并遵循能量守恒定律。當(dāng)物體即將滑動(dòng)或滑動(dòng)時(shí)的摩擦力可由下式確定：

式中F為摩擦力，方向沿著接觸表面切向，并且與運(yùn)動(dòng)方向相反；N為接觸面法向壓力；μ為摩擦系數(shù)，分為靜摩擦系數(shù)μs和動(dòng)摩擦系數(shù)μk，一般情況下μs＞μk。小球在套筒內(nèi)相對(duì)滑動(dòng)時(shí)受到套筒擠壓從而產(chǎn)生摩擦阻力，通過摩擦做功消耗能量。

小球在受外力作用后會(huì)產(chǎn)生彈性變形與塑性變形，塑性變形是不可逆的，由于卸載后永久變形的存在，導(dǎo)致在塑性變形中所做的塑性功也是不可逆的。塑性功恒大于零，是耗散功，其大小為應(yīng)力-應(yīng)變曲線滯回環(huán)的面積。塑性功的表達(dá)式為

2 計(jì)算模型

利用顯式求解器對(duì)小球-滑道過盈摩擦與變截面組合結(jié)構(gòu)在沖擊載荷下的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值模擬。建立的模型如圖2所示，對(duì)整個(gè)結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模并在右端附加300 kg 剛體質(zhì)量塊，以此代替下一級(jí)筒體質(zhì)量。采用六面體單元（C3D8R）進(jìn)行網(wǎng)格劃分，削弱部位和小球進(jìn)行網(wǎng)格加密，單元數(shù)量為15 128，節(jié)點(diǎn)數(shù)量為19 501。

圖2 結(jié)構(gòu)的有限元模型Fig.2 Finite element model of structure

本文采用Johnson-Cook（J-C）動(dòng)態(tài)本構(gòu)模型描述小球-滑道過盈摩擦與變截面組合結(jié)構(gòu)應(yīng)力-應(yīng)變曲線，其方程如下：

式中A，B，n為材料物理特性參數(shù)；Troom，Tmelt分別為室溫以及材料的熔點(diǎn)；為參考應(yīng)變速率，通常取1/s。該模型的主體由3個(gè)部分構(gòu)成，分別表征了材料的應(yīng)變硬化、應(yīng)變速率強(qiáng)化以及熱軟化，全方位地考慮了流變應(yīng)力與應(yīng)變、應(yīng)變速率以及溫度之間的關(guān)系，能夠滿足各種條件下的仿真材料需求。需要指出，J-C 本構(gòu)模型采用簡單的乘積形式將三項(xiàng)聯(lián)立，只單獨(dú)考慮應(yīng)變、應(yīng)變速率和溫度的影響，而并未考慮各因素之間耦合影響。

對(duì)于TC4材料，數(shù)值模擬中所用到的物理和材料力學(xué)參數(shù)以及J-C本構(gòu)模型參數(shù)見表1、表2。

表1 TC4物理、材料力學(xué)參數(shù)以及損傷參數(shù)Tab.1 Physical and mechanical property parameters and damage parameters of TC4

表2 J-C本構(gòu)模型參數(shù)Tab.2 Parameters of J-C constitutive model

數(shù)值模擬中的模型左端邊界條件為完全約束，右端邊界條件為力加載，加載的力與發(fā)動(dòng)機(jī)噴出的燃?xì)馔屏ο嗨?，具有上升快、峰值載荷大的特點(diǎn)。

3 模擬結(jié)果和討論

沖擊載荷作用下延伸-分離一體化結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)的數(shù)值模擬結(jié)果主要包括：a）一體化結(jié)構(gòu)沖擊響應(yīng)過程；b）一體化結(jié)構(gòu)支反力響應(yīng)；c）一體化結(jié)構(gòu)降沖擊效果。

3.1 一體化結(jié)構(gòu)沖擊響應(yīng)過程

小球-滑道過盈摩擦與變截面組合結(jié)構(gòu)沖擊響應(yīng)過程如圖3所示。

圖3 結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)過程Fig.3 The impact process of the structure

由圖3 可知t=0 ms 為時(shí)間零點(diǎn)，連接結(jié)構(gòu)處于靜止?fàn)顟B(tài)；t=15 ms 時(shí)，套筒向右運(yùn)動(dòng)，小球在套筒內(nèi)相對(duì)滑動(dòng)，由于過盈和摩擦作用，力通過小球桿件傳遞到了最左邊，這時(shí)傳遞力為摩擦力；t=30 ms 時(shí)，小球相對(duì)滑動(dòng)到套筒最左端被收口卡住，這時(shí)右端全部載荷傳遞到最左端，左端削弱段發(fā)生應(yīng)力集中；t=32 ms 時(shí)，左端削弱段最大應(yīng)力達(dá)到材料最大拉伸強(qiáng)度，削弱段被拉斷。速度加載與力加載的響應(yīng)過程相同。其中，小球在套筒中從右向左相對(duì)滑行的過程為主要降沖擊過程，通過兩者的配合這段行程內(nèi)從右向左傳遞摩擦力，并非右端加載的全部載荷。

不同尺寸小球-滑道過盈摩擦與變截面組合結(jié)構(gòu)分離瞬間如圖4所示。

圖4 結(jié)構(gòu)分離瞬間Fig.4 Moment of structural separation

由圖4a～4c可以看出，當(dāng)削弱段直徑為5 mm，小球過盈量為0.1 mm、0.15 mm、0.2 mm時(shí)小球都是相對(duì)滑動(dòng)到套筒最左端被收口卡住后削弱段被拉斷。由圖4b、4d～4e可以看出，當(dāng)過盈量都為0.15 mm，削弱段直徑為5 mm和7 mm時(shí)小球也是相對(duì)滑動(dòng)到套筒最左端被收口卡住后削弱段被拉斷；當(dāng)削弱段直徑減小到3 mm時(shí)，小球卡在套筒入口處削弱段即被拉斷，無法實(shí)現(xiàn)設(shè)計(jì)所需要的過盈配合過程，這種情況對(duì)應(yīng)在延伸噴管還未展開時(shí)削弱段斷裂，上、下級(jí)提前分離，這種情況是需要避免的。因此在設(shè)計(jì)時(shí)要注意過盈量與削弱段尺寸的合理匹配，以達(dá)到需要的響應(yīng)效果。

3.2 一體化結(jié)構(gòu)支反力

為驗(yàn)證所設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)降低沖擊、調(diào)控載荷的作用，在右端加載力相同的情況下，分析不同過盈量和削弱段長度情況下延伸-分離一體化結(jié)構(gòu)最左端支反力變化規(guī)律，如圖5所示。

圖5 結(jié)構(gòu)右端加載力與左端支反力變化規(guī)律Fig.5 The change law of the loading force at the right end and the counterforce at the left end of the structure

如圖5a 所示，右端加載力隨時(shí)間變化曲線包括快速上升、緩慢上升、下降3個(gè)階段，且峰值加載力約為100 kN。這種較大的載荷直接作用在延伸結(jié)構(gòu)上會(huì)對(duì)其展開過程產(chǎn)生不利的影響。如圖5b 和圖5c所示，在延伸-分離一體化結(jié)構(gòu)作用下，左端支反力與右端加載力在幅值大小和變化規(guī)律上都顯著不同。左端支反力呈三段式變化：第一段為小球剛進(jìn)入滑道時(shí)，支反力開始上升段；第二段為小球在滑道內(nèi)滑行時(shí)，支反力為近似平臺(tái)段，這段穩(wěn)定的支反力可能更適合為延伸噴管的展開提供動(dòng)力；第三段為小球滑到套筒最左端被收口卡住至削弱段拉斷時(shí)，支反力急劇上升到峰值后又快速下降，經(jīng)過短暫起伏最終變?yōu)?。不同過盈量、不同削弱段直徑在右端力加載條件下共做了六組模擬試驗(yàn)，這些模擬中平臺(tái)段支反力最大時(shí)為15 kN，削弱段拉斷時(shí)支反力最大的為45 kN，相比右端輸入的載荷峰值100 kN 都顯著降低。模擬結(jié)果表明所設(shè)計(jì)連接結(jié)構(gòu)可以有效地對(duì)數(shù)值較大的沖擊載荷進(jìn)行調(diào)控，改變其形式與大小。

此外，如圖5b 所示，當(dāng)過盈量不同時(shí)，左端支反力僅平臺(tái)段荷載不同，但支反力變化規(guī)律相同。如圖5c所示，當(dāng)削弱段尺度不同時(shí)，左端支反力平臺(tái)段荷載和變化規(guī)律均不同。以上結(jié)果表明過盈量和削弱段尺寸都會(huì)影響傳遞到左端的力的大小，傳遞到左端的力在滿足延伸結(jié)構(gòu)展開的條件下應(yīng)盡可能小，避免力過大對(duì)延伸結(jié)構(gòu)的影響，因此要選擇合適的過盈量與削弱段尺寸。

3.3 一體化結(jié)構(gòu)加速度

圖6 為連接結(jié)構(gòu)削弱段左端加速度隨時(shí)間的變化。

圖6 小球-滑道過盈摩擦與變截面組合結(jié)構(gòu)左端加速度Fig.6 Acceleration at the left end of a composite structure with ball-slide interference friction and variable cross section

續(xù)圖6

由圖6a 可以看出，加載方式相同，過盈量越大，通過連接結(jié)構(gòu)傳遞到左端的載荷就越大，左側(cè)的加速度也越大。由圖6b 可以看出，過盈量相同，削弱段越大，拉斷時(shí)積攢的能量越大，斷裂時(shí)產(chǎn)生的沖擊加速度就越大，則削弱段應(yīng)盡量設(shè)置小一點(diǎn)，但也要避免過小出現(xiàn)提前斷裂的情況。

通過對(duì)連接結(jié)構(gòu)左端支反力、加速度結(jié)構(gòu)的分析表明過盈量以及削弱段尺寸都會(huì)影響降沖擊的效果，過盈量越小降沖擊效果越好，削弱段在保證不會(huì)提前斷裂的前提下尺寸越小降沖擊效果越好。因此在實(shí)際應(yīng)用中要根據(jù)不同要求合理優(yōu)化設(shè)計(jì)過盈量以及削弱段尺寸，從而達(dá)到理想的降沖擊效果。

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 試驗(yàn)裝置

為驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果，對(duì)小球-滑道過盈摩擦與變截面組合結(jié)構(gòu)進(jìn)行靜動(dòng)態(tài)拉伸試驗(yàn)。準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)采用MTS試驗(yàn)機(jī)，如圖7左側(cè)所示，套筒最下端被固定夾持，套筒下端設(shè)置有相應(yīng)的擋塊，方便固定夾持，桿件削弱段之外端頭削弱段一側(cè)的端頭被拉頭夾持，端頭處設(shè)置有螺紋，試件兩端用夾具固定后通過拉伸傳感器相連。加載時(shí)拉頭向上拉動(dòng)桿件，使小球在套筒內(nèi)滑動(dòng)。圖7右側(cè)為試件拉伸后削弱段斷裂。

圖7 準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試件夾持示意Fig.7 The holding diagram of quasi-static tensile specimen

動(dòng)態(tài)拉伸試驗(yàn)采用Instron VHS 50-20型高應(yīng)變率拉伸試驗(yàn)機(jī)。夾持方式與MTS試驗(yàn)機(jī)夾持方式相同，套筒尾端固定夾持，削弱段一側(cè)的端頭被試驗(yàn)機(jī)拉頭夾持，試驗(yàn)時(shí)，拉頭帶動(dòng)桿件向上運(yùn)動(dòng)，小球在套筒內(nèi)滑動(dòng)。將高速相機(jī)與高應(yīng)變率拉伸試驗(yàn)機(jī)連入同一個(gè)數(shù)據(jù)處理系統(tǒng)中，同步采集試件載荷-位移曲線和試樣變形破壞圖像。

本文進(jìn)行了3組直套筒構(gòu)型準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)，包含不同削弱段直徑與不同過盈量構(gòu)型；進(jìn)行了7組直套筒構(gòu)型不同沖擊速度動(dòng)態(tài)拉伸試驗(yàn)，包含不同削弱段直徑與拉伸速度；進(jìn)行了9組錐形套筒構(gòu)型不同拉伸速度動(dòng)態(tài)拉伸試驗(yàn)，3 組不同拉伸速度，每組進(jìn)行了3個(gè)試件的拉伸試驗(yàn)。

4.2 準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)

在準(zhǔn)靜態(tài)拉伸加載條件下，不同削弱段和小球尺寸情況下直套筒試件支反力曲線的試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果基本相同，如圖8所示。支反力曲線呈三段式，有較為穩(wěn)定的平臺(tái)段載荷；隨著削弱段尺寸增加，峰值斷裂載荷增大；平臺(tái)段載荷大小隨過盈量增加而增加，過盈量由0.1 mm增加到0.15 mm時(shí)，平臺(tái)段載荷約增加5 kN 左右。準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)結(jié)果可初步證明結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的可行性。

圖8 準(zhǔn)靜態(tài)拉伸加載作用下直套筒試件左端支反力Fig.8 The left end support reaction of the straight sleeve specimen under quasi-static tensile loading

4.3 直套筒動(dòng)態(tài)拉伸試驗(yàn)

在高速和低速加載條件下，直套筒試件動(dòng)態(tài)支反力試驗(yàn)結(jié)果如圖9所示。

圖9 直套筒構(gòu)型在動(dòng)態(tài)拉伸條件下左端載荷-位移曲線Fig.9 Load-displacement curve at the left end of the straight sleeve configuration under dynamic tensile conditions

圖9a、9b中不同拉伸速度下試件拉斷時(shí)的峰值載荷不同，削弱段都為6 mm，拉伸速度分別為6 m/s和12 m/s 時(shí)，試件拉斷時(shí)的峰值載荷分別為33 kN 和38 kN；削弱段都為5 mm，拉伸速度分別為3 m/s 和6 m/s 時(shí)，試件拉斷時(shí)的峰值載荷分別為24 kN 和27.5 kN?？梢?，拉伸速度越大，拉斷時(shí)峰值載荷越大，表明動(dòng)態(tài)拉伸速度對(duì)試件峰值支反力有一定影響，存在應(yīng)變率效應(yīng)。

圖9c中不同削弱段尺寸下試件拉斷時(shí)的峰值載荷不同，在拉伸速度都為6 m/s，過盈量都為0.1 mm時(shí)，削弱段直徑分別為5 mm和6 mm時(shí)，試件拉斷時(shí)的峰值載荷分別為27.5 kN和33 kN。削弱段直徑越大，拉斷時(shí)峰值載荷越大，這與模擬結(jié)果一致。

在高速拉伸下（拉伸速度大于3 m/s）載荷-位移曲線在平臺(tái)段出現(xiàn)下降，且?guī)缀跸陆禐?，為此進(jìn)行了低速拉伸試驗(yàn)。如圖9d 所示，當(dāng)拉伸速度為1 m/s時(shí)，平臺(tái)段載荷也出現(xiàn)了下降，但下降程度較高速拉伸試驗(yàn)要小；當(dāng)拉伸速度為0.01 m/s 時(shí)，平臺(tái)段載荷未出現(xiàn)下降，載荷曲線形式與模擬結(jié)果相同。除高速拉伸試驗(yàn)下載荷平臺(tái)段出現(xiàn)下降之外，其余動(dòng)態(tài)拉伸試驗(yàn)結(jié)果基本與數(shù)值模擬結(jié)果相吻合，很好地驗(yàn)證了部分模擬結(jié)果。

4.4 錐形套筒動(dòng)態(tài)拉伸試驗(yàn)

為分析第4.3 節(jié)下降段出現(xiàn)的原因，將動(dòng)態(tài)加載試件切割后如圖10 所示，可知小球表面出現(xiàn)明顯磨損，是載荷出現(xiàn)下降段的主要原因，且滑動(dòng)磨損程度與速度有正相關(guān)性。后續(xù)又進(jìn)行了9 組錐形套筒在3 m/s、6 m/s、12 m/s加載條件下的試驗(yàn)，通過錐形套筒的尺寸變化來補(bǔ)償小球的磨損，以減小試驗(yàn)誤差。

圖10 直套筒構(gòu)型動(dòng)態(tài)加載試件切割圖Fig.10 Cutting diagram of dynamic loading specimen with straight sleeve

將直套筒改為錐形套筒，理論上這種構(gòu)型下隨著小球相對(duì)滑動(dòng)過盈量越來越大，但因?yàn)閷?shí)際滑動(dòng)中小球會(huì)出現(xiàn)磨損，增加的過盈量可以在一定程度上補(bǔ)償這種磨損。對(duì)錐形套筒在不同加載速度下進(jìn)行了9組試驗(yàn)，載荷-位移曲線如圖11 所示，可見拉伸速度為3 m/s、6 m/s 時(shí)，平臺(tái)段下降程度減小了很多，表明通過錐形套筒來補(bǔ)償小球磨損量是可行的方案。拉伸速度為12 m/s時(shí)下降程度相比直套筒要小，但相比前兩組加載速度下下降程度要大，這是由于拉伸速度越快，小球與套筒之間的磨損就更大。

圖11 錐形套筒構(gòu)型在動(dòng)態(tài)拉伸條件下左端載荷-位移曲線Fig.11 Load-displacement curve at the left end of the taper sleeve configuration under dynamic tensile conditions

結(jié)合靜、動(dòng)態(tài)試驗(yàn)結(jié)果，小球-滑道過盈摩擦與變截面組合結(jié)構(gòu)可通過小球過盈量控制平臺(tái)段載荷大小，可通過削弱截面直徑控制峰值斷裂載荷大小，錐形套筒構(gòu)型可以有效補(bǔ)償直套筒構(gòu)型在高速加載條件下出現(xiàn)的磨損，該結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)可以達(dá)到降沖擊吸能的效果，很好地驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果。

5 結(jié)論

本文提出了一種降沖擊延伸-分離一體化結(jié)構(gòu)，小球-滑道過盈摩擦與變截面組合結(jié)構(gòu)。在此基礎(chǔ)上對(duì)該結(jié)構(gòu)的降沖擊能力進(jìn)行了相應(yīng)的數(shù)值模擬研究與試驗(yàn)驗(yàn)證。得出以下結(jié)論：

a）在合適的過盈量與削弱段組合下，該結(jié)構(gòu)可以實(shí)現(xiàn)理想的響應(yīng)過程，小球進(jìn)入套筒內(nèi)相對(duì)滑動(dòng)，此時(shí)結(jié)構(gòu)左端可以提供穩(wěn)定可調(diào)節(jié)的載荷，這段穩(wěn)定載荷為延伸噴管展開提供動(dòng)力，相對(duì)滑動(dòng)導(dǎo)致最左端收口處被卡住，之后削弱段發(fā)生斷裂，實(shí)現(xiàn)上、下級(jí)分離。

b）該結(jié)構(gòu)通過過盈裝配約束與摩擦做功原理實(shí)現(xiàn)能量的消耗，將右端的強(qiáng)沖擊載荷降低為延伸展開需要的合適的載荷，傳遞到左端的載荷為小球與套筒之間的摩擦力，這種力是可調(diào)的。

c）過盈量不同，小球與套筒之間的摩擦力就不同，會(huì)直接影響傳遞到左端的載荷，過盈量越小，傳遞的載荷就越??；削弱段過小，會(huì)出現(xiàn)提前拉斷情況，削弱段過大，拉斷時(shí)產(chǎn)生的沖擊載荷就越大，在保證不會(huì)提前斷裂的情況下削弱段應(yīng)設(shè)計(jì)得盡量小。

因此降沖擊延伸-分離一體化結(jié)構(gòu)在合適的過盈量和與削弱段直徑匹配下可以實(shí)現(xiàn)理想的降沖擊調(diào)控載荷作用。用其作為級(jí)間連接結(jié)構(gòu)，可以充分利用發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)馔屏?，將延伸噴管的展開與級(jí)間分離聯(lián)系起來，簡化延伸展開結(jié)構(gòu)與分離裝置，減輕整體結(jié)構(gòu)質(zhì)量。