隋九齡，熊文慧，李鵬永，羅 亮

(1. 中國船舶重工集團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實驗室，河南 鄭州 450015)

0 引 言

在某型戰(zhàn)術導彈艦載發(fā)射裝置中，選用拉斷螺栓式固彈裝置將導彈固定于發(fā)射裝置內(nèi)。導彈發(fā)射過程中，彈射動力系統(tǒng)按設計規(guī)律產(chǎn)生高溫高壓燃氣，燃氣在發(fā)射筒中膨脹做功，推動導彈及彈底板運動[1]。一端與發(fā)射裝置固定一端隨彈底板運動的拉斷螺栓承受拉力，當拉力超過拉斷螺栓的拉斷力極限后，拉斷螺栓在預定位置斷裂，之后導彈彈射出筒。

為準確計算導彈的出筒速度、最大加速度以及彈動時刻等特征參數(shù)，必須確定導彈發(fā)射過程中拉斷螺栓實際的拉斷力。

1 拉斷螺栓結構

為抵抗導彈在運輸及戰(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構簡單、安全可靠、使用方便等優(yōu)點。

本文所涉及的拉斷螺栓式固彈裝置材料選用45號鋼，結構及布置形式如圖1所示。實際工作中每套導彈發(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。導彈發(fā)射過程中，燃氣推動導彈及彈底板運動，拉斷螺栓承受拉力，當拉力超過拉斷螺栓的拉斷力極限后，拉斷螺栓在預定位置斷裂，之后導彈彈射出筒。

圖1 拉斷螺栓結構簡圖及布置形式Fig. 1 Structural layout of snap-bolt

拉斷螺栓完成后，嚴格按照GB/T228.1-2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》[2]進行了拉斷螺栓在室溫下的拉斷力抽檢試驗，試驗結果如圖2及表1所示。

圖2 拉斷螺栓拉斷力檢驗結果分布規(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結果Tab. 1 Breaking force test results of snap-bolt

拉斷力抽檢試驗結果表明，該批拉斷螺栓實際的拉斷力在 31.67～34.32 kN 之間，滿足 31.5±3.15 kN的設計要求，拉斷應力則在633.24～682.77 MPa區(qū)間內(nèi)，基本呈正態(tài)分布。試驗結果的分布呈現(xiàn)偏大的趨勢。

但是，拉斷力抽檢試驗中的應力加載速率為6～60 MPa·s–1，而在導彈發(fā)射過程中，實際的應力加載速率為 30 000～40 000 MPa·s–1，與抽檢試驗中的應力加載速率差異極大。因此仍需對導彈發(fā)射過程中拉斷螺栓式固彈裝置的動態(tài)力學性能展開進一步的研究。

2 拉斷螺栓的非穩(wěn)態(tài)結構仿真

為獲取導彈發(fā)射過程中拉斷螺栓式固彈裝置實際的拉斷力，基于Autodyn顯式動力學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有限元分析程序，特別適合于求解各種高度非線性動力學問題。

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變、高應變率、高溫環(huán)境下金屬材料的強度極限以及失效過程[3]。參考文獻[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（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)試驗中實測的0～0.03 s內(nèi)的壓力數(shù)據(jù)進行線性擬合而得。擬合結果為分段曲線：

表2 Johnson-Cook本構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

擬合結果與壓力試驗曲線的對比如圖5所示。

圖5 壓力邊界條件及擬合曲線Fig. 5 Pressure boundary condition and fitting curve

仿真結果如圖6及圖7所示。結果表明，整個過程中拉斷螺栓的最大Von-Mises等效應力為920.2 MPa，出現(xiàn)于0.018 s，約為拉斷力設計值626.7 MPa的1.47倍。根據(jù)最大Von-Mises等效應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)彈道模型及計算結果

通過對燃氣蒸汽式發(fā)射內(nèi)彈道計算模型[5 – 6]進行適當簡化，并根據(jù)設計情況加入2×31500 N的拉斷力后，初步建立了考慮拉斷力的導彈發(fā)射內(nèi)彈道計算模型。

圖6 拉斷螺栓式固彈裝置的Von-Mises等效應力云圖Fig. 6 Von-Mises equivalent stress results of snap-bolt fixed device

通過與試驗結果進行對比，該模型的計算精度較差，導彈的出筒速度、最大加速度、彈動時刻等發(fā)射內(nèi)彈道特征值的計算/實測偏差較大，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)彈道特征值預示/實測對比Tab. 3 Comparison table of interior ballistics parameters between calculate and test results

圖8 發(fā)射內(nèi)彈道過程曲線計算/實測對比Fig. 8 Curve contrast between original calculate and test results

經(jīng)分析，導致此種現(xiàn)象的原因為：導彈發(fā)射過程中拉斷螺栓式固彈裝置實際的拉斷力異于拉斷力抽檢試驗的測試結果，因此根據(jù)仿真結果，將導彈發(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)彈道模型重新進行計算，曲線的一致性大幅改善，導彈的出筒速度、最大加速度以及彈動時刻等特征值的計算/實測偏差顯著降低至≤1.5%。具體的特征值及曲線對比如表3及圖9所示。

4 結 語

導彈發(fā)射過程中，由于應力加載速率（或應變率）差異，導致拉斷螺栓式固彈裝置呈現(xiàn)出異于靜態(tài)或準靜態(tài)下的動態(tài)力學性能。根據(jù)仿真結果，導彈發(fā)射過程中拉斷螺栓式固彈裝置實際的斷裂應力約為準靜態(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行修正，修正后的計算曲線與實測曲線吻合度較好，出筒速度、最大加速度以及彈動時刻的特征值計算/實測偏差≤1.5%。發(fā)射內(nèi)彈道模型的計算精度顯著提高，對導彈發(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。