杜永剛，王雪松，劉軼鑫，康昌璽，雷小光，張文臺(tái)，孫永壯

（中國(guó)空間技術(shù)研究院蘭州空間技術(shù)物理研究所，蘭州 730000）

0 引言

折疊翼的展開(kāi)技術(shù)是現(xiàn)代導(dǎo)彈結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的關(guān)鍵技術(shù)，該技術(shù)通過(guò)折疊翼面至彈體表面或其內(nèi)部以減少導(dǎo)彈的外形包絡(luò)空間，當(dāng)脫離導(dǎo)彈發(fā)射箱或其內(nèi)埋結(jié)構(gòu)，導(dǎo)彈再展開(kāi)、鎖定其折疊翼面，并使其進(jìn)入正常飛行狀態(tài)，此外，潛射導(dǎo)彈的翼面在運(yùn)載器中為折疊狀態(tài)，當(dāng)導(dǎo)彈與運(yùn)載器分離后再展開(kāi)翼面［1］。國(guó)內(nèi)外的研究者開(kāi)發(fā)了不同類型的折疊翼展開(kāi)機(jī)構(gòu)，大部分的彈翼被折疊在彈體表面，如美國(guó)的AGM-158 系列超音速導(dǎo)彈的翼面旋轉(zhuǎn)折疊在彈體的表面，并按與彈體軸向平行的軸旋轉(zhuǎn)展開(kāi)［2］，因翼面處于彈體的外表面，該結(jié)構(gòu)會(huì)影響彈體的氣動(dòng)外形。

為降低氣動(dòng)外形的影響，美國(guó)研究了一種直動(dòng)式翼展機(jī)構(gòu)，其收攏的翼面藏于彈體內(nèi)部，并由推出機(jī)構(gòu)將翼面推出彈體并鎖定其位置［3］。南京航空航天大學(xué)研究了一種直動(dòng)式翼展機(jī)構(gòu)［4］，其翼面的初始狀態(tài)是收縮于翼面收攏艙內(nèi)，壓縮彈簧將翼面沿直線推出，推出到位的翼面由限位軸銷鎖定。哈爾濱工業(yè)大學(xué)也開(kāi)展了這種直動(dòng)式翼面展開(kāi)機(jī)構(gòu)的研究［5］，該機(jī)構(gòu)由解鎖組件、推出組件、間隙消除組件組成，其翼面的推出組件為曲柄滑塊機(jī)構(gòu)，曲柄上安裝有彈性驅(qū)動(dòng)元件，其解鎖及間隙消除組件均為記憶合金作動(dòng)器。直動(dòng)式翼展機(jī)構(gòu)解決了上述氣動(dòng)外形的問(wèn)題，但需設(shè)置翼的收攏艙段，該結(jié)構(gòu)增加了導(dǎo)彈的長(zhǎng)度。目前的導(dǎo)彈仍廣泛采用折疊翼面至彈體表面的技術(shù)，展開(kāi)機(jī)構(gòu)的小型化是其重要的研究?jī)?nèi)容。

目前折疊翼的展開(kāi)機(jī)構(gòu)采用的主要?jiǎng)恿ρb置為彈性蓄能器件和火工品。采用彈性蓄能器件的展開(kāi)機(jī)構(gòu)是在折疊翼面內(nèi)安裝并列圓柱彈簧，彈簧拉動(dòng)滑輪組件展開(kāi)翼面［6-7］，也有部分折疊翼面采用扭簧旋轉(zhuǎn)展開(kāi)翼面，如“游隼”無(wú)人機(jī)折疊翼的第二展開(kāi)機(jī)構(gòu)采用扭轉(zhuǎn)彈簧［8］，還有一種以記憶合金絲驅(qū)動(dòng)的導(dǎo)彈翼面折疊展開(kāi)機(jī)構(gòu)［9］，但這種技術(shù)沒(méi)有工程應(yīng)用的報(bào)道。因火工品的大輸出力和小體積的優(yōu)點(diǎn)，其在翼展機(jī)構(gòu)中的應(yīng)用受到了學(xué)者的廣泛研究。早期的應(yīng)用是火藥燃?xì)庵苯域?qū)動(dòng)活塞的翼展機(jī)構(gòu)［10］，其巨大的沖擊力將導(dǎo)致結(jié)構(gòu)損壞，而火工品在翼展機(jī)構(gòu)中的安全性和離散性不容忽視［11-13］，有研究通過(guò)優(yōu)化火藥形狀或改變激發(fā)火藥燃燒的方式延長(zhǎng)火工品的工作時(shí)間，該研究降低了火工品對(duì)翼面的沖擊［14］，也有研究報(bào)道了一種采用液體阻尼的火工作動(dòng)器［15］，此外，中北大學(xué)在翼的展開(kāi)結(jié)合處安裝了緩沖橡膠以解決沖擊問(wèn)題［16］。目前比較先進(jìn)的火工作動(dòng)器采用了一種小孔阻尼技術(shù)，該作動(dòng)器能形成自調(diào)節(jié)阻尼性能，其早期的輸出計(jì)算采用了流-固耦合技術(shù)［17］，因這種研究方法的計(jì)算量過(guò)大，當(dāng)前學(xué)者開(kāi)始采用基于內(nèi)彈道理論的數(shù)值計(jì)算方法。

旨在解決某翼展機(jī)構(gòu)的小型化難題，本文開(kāi)展了一種小型火工機(jī)構(gòu)的研究。結(jié)合內(nèi)彈道理論，提出了該火工機(jī)構(gòu)的輸出理論模型，通過(guò)仿真和大量試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，證明該火工機(jī)構(gòu)可解決薄形翼展機(jī)構(gòu)的難題。

1 結(jié)構(gòu)描述

該火工機(jī)構(gòu)是一個(gè)由火工作動(dòng)器驅(qū)動(dòng)的旋轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)，再由旋轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)驅(qū)動(dòng)載荷，該旋轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)是一種螺旋傳動(dòng)機(jī)構(gòu)［18-19］，其最早應(yīng)用在美國(guó)先進(jìn)戰(zhàn)略空射超音速導(dǎo)彈（ASALM）的翼展機(jī)構(gòu)中［20］，其結(jié)構(gòu)組成如圖1 所示。為進(jìn)一步減小體積，本文利用環(huán)形流道減小了火工作動(dòng)器的體積［21］，圖2 是該作動(dòng)器的外觀及工作原理，燃?xì)庥苫鹚幍娜紵惑w進(jìn)入各腔體，活塞桿則在高壓燃?xì)獾淖饔孟螺敵鐾屏臀灰?，燃?xì)饬魉贈(zèng)Q定了活塞的運(yùn)動(dòng)速度。

圖1 美國(guó)ASALM的展開(kāi)機(jī)構(gòu)Fig.1 Unfolding mechanism of ASALM

圖2 小型火工作動(dòng)器Fig.2 A small explosive actuator

根據(jù)上述的機(jī)構(gòu)組成及其原理，可知該機(jī)構(gòu)的理論模型是由火工作動(dòng)器的內(nèi)彈道動(dòng)力學(xué)和螺旋傳動(dòng)動(dòng)力學(xué)模型組成，本研究首先建立其動(dòng)力學(xué)模型。

2 動(dòng)力學(xué)模型及其校驗(yàn)

2.1 動(dòng)力學(xué)模型

根據(jù)火炮內(nèi)彈道理論［22］，本文建立該小型火工作動(dòng)器的內(nèi)彈道動(dòng)力學(xué)模型。將火藥燃燒微分方程表達(dá)為：

式中：φ為整裝火藥的燃燒百分比；Z為火藥相對(duì)厚度；λ，μ和χ為火藥形狀特征量；t為時(shí)間。因該作動(dòng)器的火藥形狀為單孔管狀，火炮內(nèi)彈道理論定義該管狀火藥的形狀特征量為：χ=1 +β，λ=-β/(1+β)，β=e1/c，Z=e/e1。其中的e1是火藥初始厚度，e是火藥燃燒厚度，c為火藥初始長(zhǎng)度，將特征量代入式（1）得到火藥的燃燒百分計(jì)算式（2）。根據(jù)內(nèi)彈道理論定義火藥燃燒方程（3）。

式中：u0為火藥的燃燒速度系數(shù)；n為火藥燃速的壓力指數(shù)；P為火藥的燃燒壓力。根據(jù)火藥燃燒的基本方程和有關(guān)文獻(xiàn)［23-24］，得到前腔燃?xì)鈮毫Φ淖兓史匠蹋⑵浔磉_(dá)為：

式中：PZ為前腔壓力；ωp為裝藥量；f為火藥力；α為余容；ρ為火藥密度；GM是燃?xì)赓|(zhì)量；x為活塞推桿的位移；xM為其最大位移；VZ為前腔的初始容積；AZ為前腔內(nèi)活塞壓力作用面積。

同理，將后腔燃?xì)獾膲毫ψ兓史匠瘫磉_(dá)為：

式中：Pd為后腔內(nèi)的燃?xì)鈮毫?；Vd為后腔的初始容積；Ad為后腔內(nèi)的活塞壓力作用面積。

燃?xì)馔ㄟ^(guò)節(jié)流孔的質(zhì)量變化率方程為式（6）與式（7）［25-27］：

式中：GM為燃?xì)赓|(zhì)量；qm為在單位時(shí)間流出節(jié)流孔的燃?xì)赓|(zhì)量；k為絕熱指數(shù)；A為節(jié)流孔面積；t為時(shí)間。

因前、后腔內(nèi)的燃?xì)庾饔茫钊麠U輸出推力和位移，其受力方程為：

式中：Fp為活塞桿的輸出力。通過(guò)作動(dòng)器的內(nèi)彈道動(dòng)力學(xué)模型，研究者首先得到前、后腔內(nèi)燃?xì)鈮毫Φ淖兓?guī)律，再由式（8）計(jì)算活塞的輸出力，最后由輸出力得到傳動(dòng)機(jī)構(gòu)的輸出角度、角速度等參數(shù)。旋轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)是一種螺旋傳動(dòng)機(jī)構(gòu)，式（9）為其輸出扭矩的計(jì)算式：

式中：M為輸出力矩；d為螺旋中徑；β為螺旋升角；μ為摩擦系數(shù)。

因理論計(jì)算采用計(jì)算機(jī)數(shù)值計(jì)算方法，文中將旋轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)的輸出角速度和角度表達(dá)為：

式中：J為轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；ω為輸出角速度；θ為輸出角度。

火工機(jī)構(gòu)的初始狀態(tài)為鎖定狀態(tài)，作動(dòng)器剪斷銷釘后才能驅(qū)動(dòng)旋轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)，設(shè)定活塞位移達(dá)到0.5倍的剪切直徑時(shí)，銷釘被剪斷，將該判據(jù)表達(dá)為：

式中：Fpin為作動(dòng)器需要克服的剪切力；Fcut為銷釘?shù)募魯嗔Γ籨cut為銷釘?shù)募羟兄睆?。研究者利用? 中的參數(shù)完成了數(shù)值計(jì)算，圖3是其計(jì)算流程。

表1 計(jì)算參數(shù)Table 1 Parameters for calculation

圖3 計(jì)算流程Fig.3 Process for calculation

2.2 仿真校驗(yàn)

2.2.1 模型的建立

因表達(dá)旋轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)輸出的增量方程會(huì)引入累積誤差，文中用有限元法對(duì)作動(dòng)器的動(dòng)力學(xué)模型進(jìn)行了校驗(yàn)。為了提高計(jì)算效率，首先對(duì)仿真模型作如下簡(jiǎn)化設(shè)定：

1) 轉(zhuǎn)動(dòng)副不是本文的研究?jī)?nèi)容，所以將其簡(jiǎn)化為單旋轉(zhuǎn)自由度的點(diǎn)。同理，將滑動(dòng)副簡(jiǎn)化為單平動(dòng)自由度的點(diǎn)。

2) 忽略螺旋傳動(dòng)之外的摩擦力，不計(jì)重力場(chǎng)的影響。

3) 因仿真模型是力輸入模型，在計(jì)算程序中設(shè)定剪斷銷釘?shù)呐袚?jù)為：當(dāng)FP≥Fpin+FM，則Fpin=0，其中的FM為等效負(fù)載。

4) 這種旋轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)的接觸表面采用了良好的潤(rùn)滑措施，根據(jù)前期的研究成果，計(jì)算模型中忽略接觸面的熱效應(yīng)［28］。

5) 簡(jiǎn)化翼的載荷為質(zhì)量點(diǎn)。

依據(jù)上述的簡(jiǎn)化設(shè)定，研究者建立了機(jī)構(gòu)的有限元分析網(wǎng)格。網(wǎng)格均采用八節(jié)點(diǎn)六面體單元，接觸面是計(jì)算傳動(dòng)的關(guān)鍵部位，該部位采用了細(xì)化網(wǎng)格。驅(qū)動(dòng)軸模型有117 000 個(gè)單元，螺母模型有50 100 個(gè)單元，驅(qū)動(dòng)軸的接觸面有1 000 個(gè)面單元，共6 000 個(gè)接觸面單元。螺母的每個(gè)接觸面有500 個(gè)面單元，共3 000 個(gè)接觸面單元。為保證模型的計(jì)算精度，各單元的尺寸均小于1 mm。

機(jī)構(gòu)材料為高強(qiáng)合金鋼30CrMnSiA，文中設(shè)定這種金屬為非線性彈性材料模型，表2 列出了這種材料的應(yīng)變-應(yīng)力數(shù)據(jù)，材料的密度為ρ=7.8 g/cm3，其泊松比為0.33，材料參數(shù)引自Total Materia 數(shù)據(jù)庫(kù)。

表2 30CrMnSiA的材料參數(shù)Table 2 Material parameters of 30CrMnSiA

模型的邊界條件有約束和載荷邊界。約束邊界設(shè)定螺母具有Y軸的旋轉(zhuǎn)自由度，并限制其X，Y，Z方向的平動(dòng)自由度和X，Z軸的旋轉(zhuǎn)自由度。設(shè)定螺桿有Y方向的平動(dòng)自由度，并限制其X，Y，Z軸的旋轉(zhuǎn)自由度和X，Z方向的平動(dòng)自由度。

將FP施加在螺桿上，它驅(qū)動(dòng)螺桿朝+Y方向平動(dòng)。剪切力Fpin=1 600 N，它也施加在螺桿上，其方向和驅(qū)動(dòng)力FP相反，當(dāng)FP≥Fpin+FM，F(xiàn)pin=0。Tm為氣動(dòng)載荷并施加在螺母上，并取Tm=±3 N·m，圖4 是模型上的載荷示意。

圖4 施加在模型上的載荷Fig.4 Loads applied on the model

2.2.2 計(jì)算及其校驗(yàn)結(jié)果

研究者采用ADINA軟件編寫(xiě)了校驗(yàn)程序和網(wǎng)格文件，校驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膮?shù)及其邊界條件均符合上述內(nèi)容。由于火工機(jī)構(gòu)是一種高速傳動(dòng)機(jī)構(gòu)，其計(jì)算步長(zhǎng)宜采用小量設(shè)置，模型的計(jì)算步長(zhǎng)小于1×10-3s。因該傳動(dòng)接觸具有大接觸應(yīng)力、高速滑動(dòng)的特點(diǎn)，其計(jì)算難于收斂，文中采用易于收斂的Bathe 隱式時(shí)間積分方法求解，同時(shí)利用ATS 算法控制計(jì)算步長(zhǎng)，以提高計(jì)算效率和穩(wěn)定性。

研究者分別計(jì)算和校驗(yàn)了逆風(fēng)和順風(fēng)載荷下的結(jié)果。圖5 是逆風(fēng)和順風(fēng)載荷下展開(kāi)角度的理論計(jì)算及其校驗(yàn)結(jié)果，圖6 為逆風(fēng)和順風(fēng)載荷下角速度的理論計(jì)算及其校驗(yàn)結(jié)果。計(jì)算結(jié)果表明：該火工機(jī)構(gòu)可實(shí)現(xiàn)高速展開(kāi)的功能，其逆風(fēng)載荷下的到位角度達(dá)到了128.5°，理論計(jì)算的工作時(shí)間為121.5 ms，校驗(yàn)結(jié)果為109.5 ms。理論計(jì)算的最大角速度值為1 540（°）/s，其校驗(yàn)結(jié)果為1 740（°）/s。在順風(fēng)載荷下，該火工機(jī)構(gòu)的到位角度為128.5°，理論計(jì)算的工作時(shí)間為114.5 ms，校驗(yàn)結(jié)果為103.1 ms。理論計(jì)算的最大角速度值為1 991（°）/s，其校驗(yàn)結(jié)果為2 144（°）/s。FEA 校驗(yàn)的速度高于理論計(jì)算值，其時(shí)間也少于理論計(jì)算值。逆風(fēng)載荷下，工作時(shí)間的校驗(yàn)誤差為10.9%，角速度的校驗(yàn)誤差為11.4%。順風(fēng)載荷下，時(shí)間的校驗(yàn)誤差為11.1%，角速度的校驗(yàn)誤差為7.1%。

圖5 展開(kāi)角度的理論計(jì)算及其校驗(yàn)Fig.5 Output angles of calculation and verification

圖6 展開(kāi)角速度的理論計(jì)算及其校驗(yàn)Fig.6 Angular velocity of calculation and verification

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

研究人員測(cè)試了該火工機(jī)構(gòu)的性能，共完成了10 次試驗(yàn)，其中5 次是逆風(fēng)試驗(yàn)，另5 次是順風(fēng)試驗(yàn)。圖7 至圖10 為試驗(yàn)和理論計(jì)算、FEA 校驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比情況。

圖7 逆風(fēng)下的角度對(duì)比Fig.7 Comparison of angle under against wind

圖7 和圖8 說(shuō)明了該機(jī)構(gòu)在逆風(fēng)載荷下的5 次試驗(yàn)結(jié)果：輸出角度均達(dá)到了128.5°，工作時(shí)間為118.5～133.6 ms，最大角速度為1 271.4～1 375.9（°）/s。

圖8 逆風(fēng)下的角速度對(duì)比Fig.8 Comparison of angular velocity under against wind

圖9和圖10是該火工機(jī)構(gòu)在順風(fēng)下的5次試驗(yàn)結(jié)果：其輸出角度均達(dá)到了128.5°，時(shí)間為82.3～90.6 ms，最大角速度為2 039.1～2 411.6（°）/s。

圖9 順風(fēng)下的角度對(duì)比Fig.9 Comparison of angle under following wind

圖10 順風(fēng)下的角速度的對(duì)比Fig.10 Comparison of angular velocity under following wind

逆風(fēng)負(fù)載下的理論計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本吻合，其時(shí)間的計(jì)算值處在試驗(yàn)數(shù)據(jù)的區(qū)間內(nèi)，其角速度的計(jì)算值略高于試驗(yàn)數(shù)據(jù)。順風(fēng)下的理論計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)數(shù)據(jù)的差異較大，其差異表現(xiàn)為理論計(jì)算的時(shí)間明顯長(zhǎng)于試驗(yàn)結(jié)果，相應(yīng)的速度也明顯低于試驗(yàn)結(jié)果。

4 結(jié)果討論

旨在解決展開(kāi)機(jī)構(gòu)的小型化難題，本文研究了一種小型火工機(jī)構(gòu)。首先建立了該火工機(jī)構(gòu)的輸出模型，研究者進(jìn)行了理論計(jì)算并對(duì)其結(jié)果進(jìn)行了校驗(yàn)。理論計(jì)算和試驗(yàn)結(jié)果表明：在不同負(fù)載下，這種火工機(jī)構(gòu)均能正常工作，其工作角度為128.5°，其時(shí)間均不大于200 ms，其最大角速度均不超過(guò)3 000（°）/s，火工作動(dòng)器的自適應(yīng)阻尼性能減少了沖擊。該火工機(jī)構(gòu)具備了小型化的特點(diǎn)，研究成果可直接應(yīng)用于薄型折疊翼面。針對(duì)上述結(jié)果，本文開(kāi)展了以下討論：

1) 火工機(jī)構(gòu)的性能存在離散性。逆風(fēng)下的工作時(shí)間的范圍為118.5～133.6 ms，角速度為1 271.4～1 375.9（°）/s。順風(fēng)下的工作時(shí)間范圍為82.3～90.6 ms，角速度為2 039.1～2 411.6（°）/s，該現(xiàn)象說(shuō)明該火工機(jī)構(gòu)的輸出具有離散性，該特性主要源自火工品的離散特性及其他工程因素。在工程應(yīng)用中，該火工機(jī)構(gòu)的輸出必須有足夠的裕度，本研究的指標(biāo)為工作時(shí)間不超過(guò)200 ms，最大角速度不超過(guò)3 000（°）/s，機(jī)構(gòu)的最大工作時(shí)間不超過(guò)133.6 ms，其最大角速度不超過(guò)2 411.6（°）/s，其輸出具有足夠的裕度，該火工機(jī)構(gòu)可消除離散性帶來(lái)的風(fēng)險(xiǎn)。

2) 火工機(jī)構(gòu)的工作過(guò)程具有自適應(yīng)阻尼特性。該機(jī)構(gòu)的動(dòng)力裝置是一種火工裝置，其節(jié)流孔的面積決定活塞桿的運(yùn)動(dòng)速度，活塞的高速運(yùn)動(dòng)將升高前腔內(nèi)的燃?xì)鈮毫?，從而增加活塞的阻尼力，該效?yīng)和節(jié)流孔的面積相關(guān)。該作動(dòng)器的活塞桿末端設(shè)計(jì)有緩沖結(jié)構(gòu)，該緩沖結(jié)構(gòu)使作動(dòng)器具有末端緩沖性能。逆風(fēng)載荷下的這種阻尼特性具有顯著特征，圖8表明機(jī)構(gòu)輸出的角速度逐步降低，在其末端出現(xiàn)明顯的減速現(xiàn)象。圖10 中的角速度曲線的彎曲形狀說(shuō)明其角加速度逐步降低，但其末端緩沖現(xiàn)象并不顯著，這是順風(fēng)慣量的沖擊減弱了其末端緩沖效果。

3) FEA 校驗(yàn)?zāi)Ｐ秃屠碚撃Ｐ偷募羟信袚?jù)不同，該區(qū)別產(chǎn)生了兩者結(jié)果的差異。因FEA 模型的輸入變量為作用力，F(xiàn)EA 校驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵宰饔昧榕袛鄥?shù)，當(dāng)FP≥Fpin+FM，F(xiàn)EA 校驗(yàn)?zāi)Ｐ团卸ㄤN釘剪斷。理論計(jì)算模型以位移為判斷參數(shù)，理論計(jì)算模型滿足FP≥Fpin+FM和x≥0.5dcut，即推力大于合力并產(chǎn)生大于1 mm的位移時(shí)，計(jì)算模型判定銷釘剪斷。以上原理說(shuō)明：相比于FEA 校驗(yàn)?zāi)Ｐ?，理論模型的銷釘剪斷判據(jù)具有延遲性，圖5～圖6顯著表現(xiàn)了這種延遲特性，理論模型計(jì)算的展開(kāi)時(shí)間長(zhǎng)于FEA 模型的計(jì)算值，其角速度也高于FEA模型的計(jì)算值。

4) 文中的火工機(jī)構(gòu)用銷釘鎖定其初始位置，該鎖定結(jié)構(gòu)主要影響順風(fēng)載荷下的性能。因理論模型設(shè)定剪切力為最大值，該剪切力必然大于實(shí)際值，這導(dǎo)致了順風(fēng)載荷下理論計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)數(shù)據(jù)的差異。計(jì)算模型設(shè)定剪切力為最大值的90%，并以兩種負(fù)載進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算的結(jié)果為圖11～圖14。圖11 和圖12 表明：在逆風(fēng)載荷下，即使減少剪切力為最大值的90%，其值和100%剪切力計(jì)算結(jié)果的差異仍較小，該結(jié)果說(shuō)明剪切力對(duì)其影響較小。圖13和圖14 是順風(fēng)載荷下的結(jié)果對(duì)比，圖中的數(shù)據(jù)表明：90%剪切力的計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)數(shù)據(jù)一致，其值和100%剪切力的計(jì)算結(jié)果具有較大的差異。上述分析表明：該火工機(jī)構(gòu)的鎖定結(jié)構(gòu)主要影響其順風(fēng)下的輸出。剪切力是隨剪切位移的增大而減少，而理論模型的剪切力采用了最大的恒值，其阻力作用必然大于實(shí)際效果，該誤差顯著影響到計(jì)算結(jié)果。該現(xiàn)象也說(shuō)明剪切力的大小影響到翼面的正常展開(kāi)，即影響翼展機(jī)構(gòu)的功能可靠性。在工程應(yīng)用中，剪切銷的剪切直徑和剪切力應(yīng)作為重要控制參數(shù)。

圖11 逆風(fēng)下兩種剪切力的輸出角度Fig.11 Angles used two cutting forces under against wind

圖12 逆風(fēng)下兩種剪切力的輸出角速度Fig.12 Angular velocity used two cutting forces under against wind

圖14 順風(fēng)負(fù)載下兩種剪切力的輸出角速度Fig.14 Angular velocity used two cutting forces under following wind

5 結(jié)論

1) 文中研究的火工機(jī)構(gòu)具備簡(jiǎn)單、小體積的優(yōu)點(diǎn)，解決了薄翼面的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)難題。文中也建立了該火工機(jī)構(gòu)的理論模型，該理論模型可作為工程設(shè)計(jì)的參考。

2) 因剪切銷的鎖定結(jié)構(gòu)具備簡(jiǎn)單、可靠的特點(diǎn)，本研究采用銷釘鎖定其初始位置。研究證明銷釘?shù)募羟辛φ`差會(huì)影響到順風(fēng)性能，將來(lái)需要研究高精度的剪切力模型以完善理論計(jì)算模型。剪切力影響翼展機(jī)構(gòu)的功能可靠性，將來(lái)也需要研究剪切銷的可靠性試驗(yàn)方法，這是其工程應(yīng)用的重要研究?jī)?nèi)容。