火箭炮閉鎖機構力學性能實驗與仿真*

白澤文,李 軍,鄢章渝,于騏瑞,趙 鑫

(南京理工大學機械工程學院,南京 210094)

0 引言

閉鎖機構是火箭彈多管發(fā)射系統(tǒng)中的重要部件，用于確保每發(fā)彈初始參數(shù)的一致性，降低落點散步并提高射擊精度[1]。由于閉鎖機構驗證實驗缺乏合理的設備，從靜力角度對其進行結構設計，和發(fā)射過程中對閉鎖機構動態(tài)特性進行實驗測試是僅有的研究方法。但實驗成本過高，且萬一實驗失敗引發(fā)的安全問題也很重大。而且，閉鎖機構發(fā)射過程的實驗是在發(fā)射整體系統(tǒng)中進行，必然導致不可控因素大大增多，單一部件的特性無法獲取。

針對閉鎖機構的特殊情況，文中設計了室內(nèi)實驗裝置，將其從發(fā)射系統(tǒng)中分離出來，采用沖擊試驗機進行解脫實驗，從而精確、直觀地顯映出閉鎖機構單一部件的力學特性。但實驗過程中測量參數(shù)有限，不能完全的反應出閉鎖機構動態(tài)響應過程。通過與實際實驗的對比，建立一個合理的有限元分析模型，不僅可以降低實驗誤差引起的結果差異性，減少重復實驗次數(shù)，縮小實驗成本。還可以得到實驗過程中閉鎖機構所有力學特性，便于對閉鎖機構上單一構件進行深入研究。

目前，國內(nèi)學者對火箭武器閉鎖機構的研究主要集中在閉鎖機構對火箭彈發(fā)射離軌的起始擾動和閉鎖擋彈效果這兩個方面。陳四春等[2]基于瞬態(tài)動力學理論研究了在瞬態(tài)沖擊載荷作用下，卡簧式閉鎖機構各個構件的受力及相互動態(tài)干涉情況。李彥君[3]運用非線性動力學有限元方法，分析了不同類型的閉鎖機構解脫過程，對火箭武器發(fā)射動力學的分析研究有重要的參考價值。張中利等[4]對某剪切銷式閉鎖機構采用動力學有限元分析方法，仿真結果的數(shù)值驗證了閉鎖性能，并獲得剪切銷斷裂時的剪切力和斷裂時間。

1 閉鎖機構室內(nèi)沖擊實驗

1.1 實驗裝置工作原理

室內(nèi)沖擊實驗的裝置主要由壓管、壓頭、轉接套圈、蓋板和底座等組成，如圖1所示。實驗中，利用基座擋塊將閉鎖機構裝配在底座的預埋槽內(nèi)，閉鎖筒與閉鎖環(huán)焊接連接，放在轉接套圈上表面上，保證實驗過程與閉鎖機構不分離，與強制解脫工況一致。在壓頭受到?jīng)_擊作用后，壓管作用在蓋板上，并帶動轉接套圈和連接環(huán)座沿Y軸負方向運動，轉接套圈與火箭彈運動規(guī)律一致，在運動過程中與閉鎖鉤發(fā)生相互作用，模擬出強制解脫過程。

圖1 實驗裝置裝配圖

1.2 實驗過程

文中室內(nèi)實驗是借助某結構實驗室落錘式?jīng)_擊試驗機,該試驗機的部件與結構如圖2所示。

圖2 落錘沖擊試驗機結構示意圖

將閉鎖機構裝配在試驗機的底部平臺上，為保護實驗裝置不會因受到落錘沖擊力而發(fā)生破壞，在實驗裝置的頂部和底部設有一定厚度的橡膠墊。用高度尺確定每次實驗預定高度,高度誤差在±0.1 mm以內(nèi)。然后通過卷揚機把落錘升至此高度,由電磁控制釋放落錘,沖擊實驗裝置。

2 實驗結果分析

為獲取與有限元分析結果相互參照的實驗數(shù)據(jù)進行了閉鎖機構的沖擊實驗。有限元分析中常用的輸出量有位移、接觸力、應力和應變等，文中根據(jù)實驗裝置的結構特點，對落錘沖擊力和閉鎖鉤接觸力兩個參量進行測試記錄。實驗中落錘和沖擊頭間的沖擊力是采用應變式力傳感器獲取，閉鎖鉤接觸力是采用底座上貼電阻應變片獲取數(shù)據(jù)換算獲取。各個監(jiān)測點獲取的實驗數(shù)據(jù)均由應變放大器自動留存，并由TDS數(shù)據(jù)采集示波器導入計算機。

2.1 落錘沖擊力分析

實驗中落錘沖擊力的時間歷程曲線如圖3所示。

圖3 落錘沖擊力時間歷程曲線

對圖3曲線分析可知，實驗中落錘對實驗裝置共有3次沖擊，每次持續(xù)時間為4.5 ms左右，其中第三次沖擊峰值略小于前兩次。在t=20 ms時轉接套圈脫離閉鎖鉤約束，完成解脫過程。每次沖擊大致可以分為3個階段：

(1) 峰值段：實驗裝置受到?jīng)_擊落錘下落的撞擊后，橡膠的變形剛度使沖擊力達到峰值。

(2) 下降段：實驗裝置橡膠受到撞擊后，壓頭動能驟增，急速向下運動，相反落錘速度變小。最終，實驗裝置壓頭速度大于落錘速度，二者分離，沖擊力減小到零。

(3) 回升段：繼下降段分離后，在重力作用下落錘再次與實驗裝置橡膠墊接觸，接觸力增大。

2.2 閉鎖鉤接觸力分析

在實驗裝置底座處貼應變片獲取測試數(shù)據(jù)，得到力值曲線，如圖4所示，3個閉鎖鉤分別記為1、2、3號，與測試結果趨勢一致。沖擊實驗過程中3號應變片突然發(fā)生損壞，所以3號應變信號未能記錄。

分析圖4中的曲線可知，1、2號閉鎖鉤受力趨勢有一定延遲，達到穩(wěn)定零值的時間也有一定差異。其原因是裝配誤差和載荷偏心所致，3個閉鎖鉤和轉接套圈的接觸位置不同，在落錘沖擊力下分別達到解脫極限，發(fā)生解脫動作。

圖4 應變片出力值曲線

3 實驗裝置動力學分析

3.1 動力學建模

3.1.1 實體建模與網(wǎng)格劃分

根據(jù)上文所述實驗原理進行動力學建模,為實驗裝置增加一圓柱形落錘,直徑為150 mm,通過密度參數(shù)將落錘質量調(diào)整為235 kg。有限元模型坐標系與圖1一致,落錘運動方向為Y軸負方向,實驗裝置底面為XOZ平面,坐標原點O位于底面中心,滿足右手螺旋法則。

實驗系統(tǒng)中各構件有限元模型的網(wǎng)格劃分均選取8節(jié)點六面體線性減縮積分單元(C3D8R)，該網(wǎng)格計算效率相對較高，且不會發(fā)生剪切自鎖現(xiàn)象，保證計算精度[5]。有限元模型劃分網(wǎng)格的結果如圖5所示。

圖5 整體網(wǎng)格模型

3.1.2 材料與邊界載荷定義

材料動載荷實驗表明,隨著動力載荷加載速率增加,材料力學性能與靜態(tài)加載情況下性能有著本質不同[6]。在眾多材料動態(tài)變形描述模型中,通過比較,最終選擇J-C模型,因該模型形式簡單,容易獲取得詳細的參數(shù)，且很好的表現(xiàn)了金屬材料的加工硬化效應、溫度軟化效應、應變率效應等情況。查取相關資料[7],將調(diào)制后45鋼J-C模型參數(shù)賦予閉鎖鉤、閉鎖銷軸、基座和閉鎖環(huán)。

根據(jù)實驗工況條件,實驗裝置底部橡膠墊與大地接觸,約束其全部自由度。限制落錘除Y方向以外所有自由度,防止落錘在分析過程中產(chǎn)生附加位移。載荷由落錘初始速度產(chǎn)生,通過預定義場將落錘初始速度加到有限元模型中。

3.2 動力學分析結果對比

有限元分析與實驗過程落錘沖擊力曲線,如圖6所示。

圖6 沖擊力時間歷程對比

分析圖6中的曲線可知，有限元分析與實驗過程中沖擊力的時域趨勢和數(shù)值大體一致。3次沖擊加載中的前兩次峰值一致，第三次峰值相對較小。因為在數(shù)值分析中材料設置為各向同性，導致仿真材料剛度和實際相比偏大，沖擊力率大于實驗沖擊力。第三次沖擊仿真沖擊力與實驗相差較大,分析原因主要是因為有限元分析中閉鎖鉤剛度大于實際剛度,在第三次沖擊時,閉鎖鉤與轉接套圈接觸面積大于實驗過程,所以沖擊力峰值相差較大。但閉鎖鉤主要在前兩次沖擊與轉接套圈和閉鎖環(huán)發(fā)生相互作用,故此差異性對研究閉鎖機構在強制解脫工況下力學性能影響不大[8-9]。

4 燃氣解脫閉鎖機構力學特性分析

通過與實驗數(shù)據(jù)對比,建立出合理的有限元模型,得到實驗過程各構件所有變化特征,便于對閉鎖機構上單一構件進行深入研究,獲得閉鎖機構更加詳細的力學性能參數(shù)。

4.1 閉鎖機構動力學分析

為了研究閉鎖鉤、轉接套圈和閉鎖環(huán)在強制解脫過程中相互作用,從計算結果中選取6個典型時刻來描述三者位置關系,如圖7所示。

在t=0時刻,顯示是閉鎖鉤、閉鎖環(huán)和轉接套圈的初始位置。轉接套圈與閉鎖鉤上表面接觸,閉鎖鉤與閉鎖環(huán)間存在一定間隙量。t=2 ms時,轉接套圈與閉鎖鉤產(chǎn)生相互作用,閉鎖鉤開始向外側打開。t=5 ms時,落錘與橡膠墊分離,沖擊力衰減為零,第一次沖擊過程結束,閉鎖筒下表面與轉接套圈相分離。t=12 ms時,落錘再次與橡膠墊分離,第二次沖擊結束,閉鎖鉤繼續(xù)向外側打開,閉鎖鉤與閉鎖環(huán)相互作用,閉鎖環(huán)產(chǎn)生較大變形量。t=20 ms時,轉接套圈脫離閉鎖鉤約束,閉鎖鉤脫離保險環(huán)約束,轉接套圈(火箭彈)完成強制解脫過程。t=25 ms時,閉鎖鉤在側面彈簧扭力作用下向內(nèi)側回彈。從此過程中可以看出,閉鎖鉤在強制解脫工況下打開難易程度與閉鎖環(huán)剛度有關。

圖7 閉鎖鉤、閉鎖環(huán)、轉接套圈相互作用關系

4.2 閉鎖鉤強制解脫過程受力分析

閉鎖鉤在解脫過程中主要與轉接套圈和閉鎖環(huán)產(chǎn)生相互作用,如圖8所示為閉鎖鉤在強制解脫過程中Y和Z方向受力曲線。其中,Y方向為閉鎖鉤和轉接套圈間相互作用力,Z方向為閉鎖鉤和閉鎖環(huán)間相互作用力。

圖8 閉鎖鉤接觸力曲線

從圖8中可以看出,轉接套圈先與閉鎖鉤產(chǎn)生相互作用,然后,閉鎖鉤開始向外側打開,并與閉鎖環(huán)接觸。閉鎖鉤在Y方向受力最大值為20 kN,Z方向受力最大值為11 kN左右,接觸力作用時間為20 ms,與落錘沖擊作用持續(xù)時間基本一致[10]。

4.3 閉鎖機構塑性變形

如圖9(b)所示為閉鎖鉤在落錘沖擊過程中塑性變形示意圖,閉鎖鉤主要變形位置在閉鎖鉤鉤槽處。經(jīng)測量,閉鎖鉤鉤槽初始寬度為6.01 mm,沖擊實驗后,載荷偏向處閉鎖鉤鉤槽寬度為6.63 mm,產(chǎn)生了0.62 mm塑性變形量,另外兩個鉤槽寬度為6.48 mm,產(chǎn)生了0.47 mm塑性變形量。

圖9 閉鎖鉤和保險環(huán)變形示意圖

圖9(d)為閉鎖環(huán)在落錘沖擊過程中塑性變形示意圖。從圖中可以看出,閉鎖環(huán)主要變形區(qū)位于與閉鎖鉤接觸區(qū)域底部,最大變形量為2.67 mm。發(fā)生塑性變形后的閉鎖機構不可重復使用。

4.4 閉鎖機構性能

根據(jù)閉鎖機構設計要求可知,閉鎖鉤應能提供一個統(tǒng)一解脫力,以保證每發(fā)火箭彈發(fā)射初始參數(shù)一致,提高射擊精度。當火箭彈推力小于此力時,不能夠完成解脫。當火箭彈推力大于此力時,閉鎖鉤解除對火箭約束的固定，執(zhí)行閉鎖解脫動作。

比較不同載荷沖擊條件下閉鎖鉤與轉接套圈(火箭彈)接觸力曲線,一是150 mm沖擊實驗加載方式,另一是火箭彈加速度加載方式,如圖10所示。

圖10 閉鎖鉤不同載荷作用下接觸力曲線

從圖中可看出,閉鎖鉤與轉接套圈接觸力在不同加載方式下變化趨勢基本一致,接觸力最大值也都為20 kN左右。所以,可以認定該閉鎖機構強制解脫工況閉鎖力定值為20 kN。

閉鎖機構上閉鎖鉤、閉鎖座、閉鎖環(huán)在強制解脫過程未發(fā)生結構破壞現(xiàn)象,說明閉鎖機構各構件滿足強度要求。

5 結論

文中以某燃氣解脫式閉鎖機構為對象,通過落錘沖擊實驗、動力學有限元分析方法對閉鎖機構強制解脫工況下力學性能進行分析,可以得出以下結論:

150 mm落錘沖擊解脫實驗中,實驗裝置最大沖擊力為80 kN,落錘對實驗裝置共進行3次沖擊加載,總加載時間為20 ms。

該燃氣解脫式閉鎖機構在解脫實驗中,火箭彈、閉鎖環(huán)、閉鎖鉤能夠按預期工作方式運動,滿足工況要求。閉鎖機構上各構件未發(fā)生結構破壞現(xiàn)象,滿足剛度設計要求。

該燃氣解脫式閉鎖機構在強制解脫工況中閉鎖力定值為20 kN。在150 mm落錘沖擊解脫實驗中,1號閉鎖鉤鉤槽處產(chǎn)生了0.62 mm塑性變形量,其他兩個閉鎖鉤鉤槽處塑性變形量為0.48 mm。閉鎖環(huán)變形量為2.67 mm,位于與閉鎖鉤接觸處底部。