李洪濤

（ 92941部隊，遼寧葫蘆島 125000）

發(fā)射筒是導(dǎo)彈發(fā)射裝置的重要組成部分，傳統(tǒng)的發(fā)射筒由金屬材料制成，它雖然能夠保證筒體的強度，但是因其重量較大，從而降低了整個發(fā)射裝置的機動性能。復(fù)合材料具有較高的比模量和比強度等優(yōu)良性能，將復(fù)合材料應(yīng)用于發(fā)射筒，能夠極大減輕筒體的結(jié)構(gòu)重量。同時，復(fù)合材料具有優(yōu)良的可設(shè)計性，能夠滿足不同場合的結(jié)構(gòu)需求。

發(fā)射筒是1種典型的圓柱殼結(jié)構(gòu)，在兵器、船舶及航天領(lǐng)域均有著較為廣泛的應(yīng)用。目前，針對復(fù)合材料發(fā)射筒的研究方法主要分為理論法、試驗法和有限元法。理論法研究中：文獻[4-5]采用理論分析的方法，推導(dǎo)了纖維混雜纏繞發(fā)射筒的三維等效模量，給出了考慮混雜效應(yīng)的纖維多向纏繞筒等效彈性模量的計算方法；文獻[6]基于可伸展變形和均勻曲率假設(shè)，提出了1 種計算復(fù)合材料圓柱殼穩(wěn)態(tài)特性的理論模型。試驗法研究中：文獻[7]針對提高某導(dǎo)彈發(fā)射筒的纖維纏繞層的層間剪切強度進行了試驗研究；文獻[8]通過壓力試驗分析了1 種金屬內(nèi)襯外加碳纖維復(fù)合材料增強層的迫擊炮復(fù)合身管承壓性能的影響因素；文獻[9]開展了靜力測試與爆破試驗測試，研究了靜水壓力下碳纖維纏繞復(fù)合材料圓柱殼應(yīng)變特征及承載能力。越來越多的學(xué)者采用有限元分析的方法對復(fù)合材料發(fā)射筒性能展開研究。文獻[14]基于有限元理論，分析了發(fā)射筒彈射工況下的應(yīng)變規(guī)律；文獻[15]基于ABAQUS 軟件分析了纏繞圖形對纖維復(fù)合材料力學(xué)性能的影響；文獻[16]對比研究了壓力載荷作用下傳統(tǒng)發(fā)射筒與復(fù)合材料發(fā)射筒的力學(xué)特性；文獻[17]建立了動能破門彈沖擊復(fù)合材料發(fā)射筒的動力學(xué)模型，校核了常溫狀態(tài)下發(fā)射過程中發(fā)射筒的結(jié)構(gòu)安全性。

目前，大多數(shù)學(xué)者側(cè)重于從機理性角度來研究復(fù)合材料發(fā)射筒的力學(xué)特性，而對于在實際使用環(huán)境中，特別是多種載荷作用下，對發(fā)射筒的受力與變形情況研究較少。本文以某型復(fù)合材料發(fā)射筒為研究對象，運用有限元仿真方法，評估在吊裝、運輸、發(fā)射過程中，發(fā)射筒的力學(xué)響應(yīng)特性。

1 纖維增強型復(fù)合材料模型簡化

復(fù)合材料由基體材料和纖維材料組成。單層板的主方向為纖維排列方向及其垂向；而復(fù)合材料層合板則是根據(jù)各單層板的材料主向，按照不同角度排列后，黏合而成的1 種新型結(jié)構(gòu)板。可根據(jù)各單層板性能及鋪設(shè)順序推演出復(fù)合材料層合板的結(jié)構(gòu)剛度。對于各向異性對稱層合板，復(fù)合材料各點在所處的不同方向上的彈性性質(zhì)不同，各向異性彈性體的本構(gòu)關(guān)系公式如下：

式（2）中：為對稱剛度矩陣；C為表征彈性特征的材料常數(shù)，稱為剛度系數(shù)。

對于文中筒體結(jié)構(gòu)選用的纖維增強復(fù)合材料，其在力學(xué)性能上表現(xiàn)為正交各向異性材料，所以有：

任意鋪層角度下單層板應(yīng)力-應(yīng)變的關(guān)系表達式如下：

式（5）中，、、為材料分別在1、2、3彈性主方向上的彈性模量。

對話教學(xué)的過程中，前期準備階段，教師與文本之間成為平等的對話關(guān)系。教師要將文本進行二度創(chuàng)造，這也是語文課堂中老師創(chuàng)造能力的重要體現(xiàn)。教師要深度解讀“作者文本”，從文字中去體會作者傳達的感情、意蘊，從而找到自己教學(xué)的切入口，經(jīng)過教師思想過濾帶到課堂之中，讓學(xué)生在重組的信息中思考，開展教學(xué)，達到預(yù)期的目標和教學(xué)效果。

2 基于Workbench的仿真計算模型

2.1 復(fù)合材料發(fā)射筒仿真模型的建立

該型發(fā)射筒依據(jù)輕質(zhì)化、低成本的設(shè)計原則，采用圓筒加筋單層結(jié)構(gòu)形式，筒體內(nèi)部支撐導(dǎo)軌與圓筒、加強框在可重復(fù)使用的金屬芯模上一體纏繞成型。與金屬材料發(fā)射筒生產(chǎn)工藝相比，該型發(fā)射筒減少了熱處理、卷焊、支撐導(dǎo)軌裝配等工序，大大簡化了工藝流程，降低了生產(chǎn)成本。同時，為了驗證復(fù)合材料發(fā)射筒的筒體強度，須采用有限元的方法對發(fā)射筒在各工況載荷下的強度進行仿真評估。復(fù)合材料發(fā)射筒主要由承壓筒體、支撐導(dǎo)軌、環(huán)筋、支腳等組成，采用一體成型工藝。發(fā)射筒總長為7 000 mm，內(nèi)徑810 mm，承壓筒體壁厚6 mm，前后端框和固定支腳的3 道環(huán)筋外徑888 mm，其余6 道環(huán)筋外徑為863 mm，發(fā)射筒設(shè)計質(zhì)量為600 kg。采用Workbench軟件對復(fù)合材料發(fā)射筒模型進行幾何處理和網(wǎng)格劃分，省略了發(fā)射筒前、后法蘭端面上的螺紋孔及螺釘，省略了支腳與外環(huán)筋間連接用的螺紋孔及螺釘，將二者間的連接方式簡化為理想黏接。最終的發(fā)射筒的三維模型，如圖1所示。

圖1 某型發(fā)射筒示意圖Fig.1 Schematic diagram of the launch tube

采用SOLID187二階四面體單元對模型整體進行網(wǎng)格劃分，單元大小為25 mm，劃分后的復(fù)合材料發(fā)射筒有限元模型，如圖2、圖3所示。

圖2 某型發(fā)射筒網(wǎng)格劃分圖Fig.2 Grid division of the launch tube

圖3 發(fā)射筒網(wǎng)格局部放大圖Fig.3 Local enlargement of the launch tube grid

發(fā)射筒支腳選用高強鋼材質(zhì)制成，承壓筒體、支撐導(dǎo)軌、環(huán)筋為玻璃纖維增強復(fù)合材料，按照一定比例軸向0°，環(huán)向90°進行鋪設(shè)，承壓筒體與環(huán)筋結(jié)構(gòu)中，復(fù)合材料軸向纖維與環(huán)向纖維比例為1 ∶2。材料參數(shù)，如表1所示。

表1 高強玻璃纖維增強復(fù)合材料性能（軸環(huán)比為1∶2）Tab.1 Performance of high-strength glass fiber reinforced composites(Axis ring ratio is 1∶2)

續(xù)表

發(fā)射筒支撐導(dǎo)軌的軸、環(huán)向纖維鋪層比例為2 ∶1，材料參數(shù),如表2所示。

表2 高強玻璃纖維增強復(fù)合材料性能（軸環(huán)比為2 ∶1）Tab.2 Performance of high-strength glass fiber reinforced composites(Axis ring ratio is 2 ∶1)

2.2 載荷與邊界條件

在距離發(fā)射筒前法蘭4 000 mm 處軸線上建立1個4.5 t 的質(zhì)量點對筒內(nèi)裝載物體進行等效，作用在4個滑塊與導(dǎo)軌接觸位置，如圖4所示。

圖4 質(zhì)心位置與作用面Fig.4 Centroid position and working surface

吊裝工況下，對發(fā)射筒上端兩側(cè)4 個支腳施加簡支約束，對模型整體施加豎直向下的1 g 的重力加速度載荷。最終效果，如圖5所示。

圖5 吊裝工況下約束條件與載荷施加Fig.5 Constraints and load application under hoisting condition

運輸工況下，對發(fā)射筒下端6 個支腳底面施加簡支約束，按后法蘭端面及滑塊與導(dǎo)軌接觸位置，對發(fā)射筒施加加速度過載。分別向如下3 個方向施加載荷：對滑塊與發(fā)射筒左半部分2 條導(dǎo)軌接觸位置施加向正方向1 g的加速度載荷；對滑塊與發(fā)射筒下半部分2條導(dǎo)軌接觸位置施加向負方向1 g 的加速度載荷；對后法蘭端面施加向負方向1 g的加速度載荷；對結(jié)構(gòu)整體施加向負方向的重力加速度載荷。最終效果，如圖6所示。

圖6 運輸工況下約束條件與載荷施加Fig.6 Constraints and load application under transportation condition

圖7 發(fā)射工況下約束條件與載荷施加Fig.7 Constraints and load application under launching condition

3 仿真計算

3.1 仿真結(jié)果

吊裝工況下，發(fā)射筒徑向位移云圖，如圖8所示。

圖8 吊裝工況下發(fā)射筒徑向位移Fig.8 Radial displacement of the launch tube under hoisting condition

吊裝工況下，發(fā)射筒徑向最大位移為4.81 mm，該處沿直徑方向相對位置處變形（向外）為4.80 mm，故直徑方向的變形量為0.01 mm。

吊裝工況下，復(fù)合材料筒體在局部柱坐標系下，各方向正應(yīng)力云圖，如圖9所示。

圖9 吊裝工況下發(fā)射筒應(yīng)力Fig.9 Stress of the launch tube under hoisting condition

吊裝工況下, 發(fā)射筒徑向最大拉應(yīng)力為15.45 MPa，最大壓應(yīng)力為10.03 MPa；環(huán)向最大拉應(yīng)力為10.87 MPa，最大壓應(yīng)力為8.30 MPa；軸向最大拉應(yīng)力為21.16 MPa，最大壓應(yīng)力為16.36 MPa。

運輸工況下，發(fā)射筒徑向位移云圖，如圖10所示。

圖10 運輸工況下發(fā)射筒徑向位移Fig.10 Radial displacement of the launch tube under transportation condition

運輸工況下，發(fā)射筒徑向最大位移為4.57 mm，該處沿直徑方向相對位置處變形為（向外）3.48 mm，故直徑方向的變形量為1.09 mm。

運輸工況下，復(fù)合材料筒體在局部柱坐標系下各方向正應(yīng)力云圖，如圖11所示。

圖11 運輸工況下發(fā)射筒應(yīng)力Fig.11 Stress of the launch tube under transportation condition

運輸工況下，發(fā)射筒徑向最大拉應(yīng)力為4.56 MPa ，最大壓應(yīng)力為7.06 MPa；環(huán)向最大拉應(yīng)力為48.82 MPa，最大壓應(yīng)力為60.40 MPa；軸向最大拉應(yīng)力為24.65 MPa，最大壓應(yīng)力為27.76 MPa。

發(fā)射工況下，發(fā)射筒徑向位移云圖，如圖12所示。

圖12 發(fā)射工況下發(fā)射筒徑向位移Fig.12 Radial displacement of the launch tube under launching condition

發(fā)射工況下，發(fā)射筒徑向最大位移為2.25 mm，該處沿直徑方向相對位置處變形（向外）為0.32 mm，故直徑方向的變形量為1.93 mm。

發(fā)射工況下，復(fù)合材料筒體在局部柱坐標系下各方向正應(yīng)力云圖，如圖13所示。

圖13 發(fā)射工況下發(fā)射筒應(yīng)力Fig.13 Stress of the launch tube under launching condition

發(fā)射工況下，發(fā)射筒徑向最大拉應(yīng)力為6.75 MPa，最大壓應(yīng)力為10.91 MPa；環(huán)向最大拉應(yīng)力為93.76 MPa；軸向最大拉應(yīng)力為35.08 MPa，最大壓應(yīng)力為28.35 MPa。

3.2 評估結(jié)果

經(jīng)過上述仿真評估：吊裝工況下，發(fā)射筒體直徑方向的變形量為0.01 mm；運輸工況下，發(fā)射筒體直徑方向的變形量為1.09 mm；發(fā)射工況下，發(fā)射筒體直徑方向的變形量為1.93 mm。3種工況條件下，發(fā)射筒體的變形量均處于發(fā)射筒設(shè)計允許范圍內(nèi)。

吊裝工況下，發(fā)射筒徑向最大拉應(yīng)力為15.45 MPa，最大壓應(yīng)力為10.03 MPa。根據(jù)表1 中的數(shù)據(jù)，按照最大應(yīng)力失效準則，安全系數(shù)為1.63，環(huán)向最大拉應(yīng)力為10.87 MPa，最大壓應(yīng)力為8.30 MPa。根據(jù)表2中的數(shù)據(jù)，按照最大應(yīng)力失效準則，安全系數(shù)為42.6，軸向最大拉應(yīng)力為21.16 MPa，最大壓應(yīng)力為16.36 MPa，安全系數(shù)為14.5。

運輸工況下，發(fā)射筒徑向最大拉應(yīng)力為4.56 MPa，最大壓應(yīng)力為7.06 MPa。根據(jù)表1 中的數(shù)據(jù)，按照最大應(yīng)力失效準則，安全系數(shù)為5.53，環(huán)向最大拉應(yīng)力為48.82 MPa，最大壓應(yīng)力為60.40 MPa。根據(jù)表2中的數(shù)據(jù)，按照最大應(yīng)力失效準則，安全系數(shù)為5.85，軸向最大拉應(yīng)力為24.65 MPa，最大壓應(yīng)力為27.76 MPa，安全系數(shù)為8.73。

發(fā)射工況下，發(fā)射筒徑向最大拉應(yīng)力為6.75 MPa，最大壓應(yīng)力為10.91 MPa。根據(jù)表1中的數(shù)據(jù)，按照最大應(yīng)力失效準則，安全系數(shù)為3.73，環(huán)向最大拉應(yīng)力為93.76 MPa。根據(jù)表2中的數(shù)據(jù)，按照最大應(yīng)力失效準則，安全系數(shù)為7.63，軸向最大拉應(yīng)力為35.08 MPa，最大壓應(yīng)力為28.35 MPa，安全系數(shù)為8.55。

通過靜力學(xué)仿真分析，復(fù)合材料發(fā)射筒在吊裝、運輸與發(fā)射過程中，其最小安全系數(shù)為1.63。因此，采用一體成型工藝設(shè)計的該型復(fù)合材料發(fā)射筒的強度能夠滿足使用要求。復(fù)合材料法蘭及其連接結(jié)構(gòu)工藝簡單，性能優(yōu)異，有利于實現(xiàn)輕質(zhì)化、低成本化。

4 結(jié)論

本文以某型復(fù)合材料發(fā)射筒為研究對象，建立起該型發(fā)射筒的三維有限元模型，基于Workbench軟件，對該型發(fā)射筒在吊裝、運輸與發(fā)射過程中的靜力學(xué)特性進行了仿真評估。根據(jù)仿真結(jié)果得出，在吊裝、運輸與發(fā)射過程中，復(fù)合材料發(fā)射筒的應(yīng)力與變形均在可承受的范圍內(nèi)，驗證了一體成型工藝設(shè)計的該型復(fù)合材料發(fā)射筒的結(jié)構(gòu)可靠性。