固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)滾動(dòng)球窩噴管強(qiáng)化接頭材料性能分析①

劉文芝，武建新，杜俊碩，程佳慶

(1.內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué)機(jī)械學(xué)院，呼和浩特 010051;2.中國航天科工集團(tuán)公司六院四十一所，呼和浩特 010051)

固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)滾動(dòng)球窩噴管強(qiáng)化接頭材料性能分析①

劉文芝1，武建新1，杜俊碩1，程佳慶2

(1.內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué)機(jī)械學(xué)院，呼和浩特 010051;2.中國航天科工集團(tuán)公司六院四十一所，呼和浩特 010051)

為提高某固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)滾動(dòng)球窩接頭接觸承載能力，降低系統(tǒng)擺動(dòng)力矩，以單珠承載試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑橛?jì)算模型，采用摩擦接觸問題的Lagrange乘子法與彈塑性耦合的有限元理論，計(jì)算分析了具有不同強(qiáng)化層材料性能的陽球試件與滾動(dòng)體接觸位置處的接觸應(yīng)力、摩擦應(yīng)力、變形及破壞機(jī)理;解決了陽球不同強(qiáng)化層材料性能對(duì)接頭接觸承載性能的影響問題。根據(jù)計(jì)算分析結(jié)果，提出了滿足彈塑性摩擦接觸性能條件下，小的摩擦系數(shù)、小的彈性模量和較大的屈服極限相配合的陽球強(qiáng)化層材料性能要求;通過與單珠承載試驗(yàn)對(duì)比分析，檢驗(yàn)了有限元建模及計(jì)算結(jié)果的合理性。

固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī);滾動(dòng)球窩噴管;強(qiáng)化接頭材料性能;彈塑性摩擦接觸有限元;單珠承載試驗(yàn)

0 引言

某固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)全軸擺動(dòng)滾動(dòng)球窩噴管的滾動(dòng)球窩接頭由大尺寸球面的陰球、陽球及數(shù)個(gè)小尺寸球形滾動(dòng)體等組成。接頭既是活動(dòng)體與固定體間的連接件，又是載荷支承件，其接觸承載能力是決定接頭結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及系統(tǒng)功能發(fā)揮的關(guān)鍵問題之一［1］。

接頭的陰球和陽球零件表面須進(jìn)行強(qiáng)化處理，強(qiáng)化層材料性能必須使陽球表面具有高的接觸承載能力，否則在工作載荷作用下，滾動(dòng)體與陽球接觸位置處，陽球表面會(huì)產(chǎn)生塑性變形;而系統(tǒng)不允許太大的變形，當(dāng)變形超過許可范圍，則造成擺動(dòng)力矩增大，增加推力向量控制的難度。因此，強(qiáng)化接頭材料必須在滿足總體對(duì)接頭結(jié)構(gòu)質(zhì)量及接頭結(jié)構(gòu)尺寸要求的前提下，保證接頭陰、陽球能承受預(yù)定的工作載荷而不產(chǎn)生過量的塑性變形。

即使在簡(jiǎn)單載荷作用下，對(duì)于考慮強(qiáng)化層材料性能和摩擦效應(yīng)，并與彈塑性耦合的接觸問題的簡(jiǎn)單模型，其解析建模及求解也非常復(fù)雜困難，一些數(shù)學(xué)問題亟待進(jìn)一步解決［2-4］。本文采用更符合工程實(shí)際的彈塑性摩擦接觸有限元法，計(jì)算分析陽球試件經(jīng)表面強(qiáng)化處理后，強(qiáng)化層具有不同材料性能時(shí)(不同彈性模量、屈服極限和滾動(dòng)摩擦因數(shù))，與滾動(dòng)體間的接觸應(yīng)力、摩擦應(yīng)力、變形及破壞機(jī)理;與單珠承載試驗(yàn)對(duì)比分析，為降低系統(tǒng)擺動(dòng)力矩，增加接觸承載能力，同時(shí)考慮大尺寸球面(φ≥300 mm)的強(qiáng)化工藝，解決不同強(qiáng)化層材料性能對(duì)接頭接觸性能的影響問題;提出更為合理的滿足接頭彈塑性摩擦接觸承載性能的強(qiáng)化層材料性能要求。

1 彈塑性摩擦接觸有限元計(jì)算模型

試驗(yàn)中沒有觀測(cè)到滾動(dòng)體的殘余變形，因此計(jì)算模型為彈性滾動(dòng)體與彈塑性陽球試件的摩擦接觸模型，摩擦采用庫侖摩擦。

1.1 彈塑性摩擦接觸有限元計(jì)算模型

考慮實(shí)際問題的特點(diǎn)，選用計(jì)算精度高的接觸問題Lagrange乘子法。根據(jù)廣義變分原理，在計(jì)算域中，把接觸約束條件與Lagrange乘子相乘，與系統(tǒng)原勢(shì)能(結(jié)構(gòu)材料的彈塑性勢(shì)能)一起構(gòu)成一個(gè)修正泛函，把接觸問題轉(zhuǎn)換成求修正泛函的駐值問題，即無約束泛函的極值問題。離散接觸界面，滾動(dòng)體與陽球試件間建立面-面接觸模型。陽球試件表面為接觸面，滾動(dòng)體表面為目標(biāo)面。把接觸力轉(zhuǎn)換成等效節(jié)點(diǎn)接觸力向量，寫入方程左端，并整合為系數(shù)矩陣，引入接觸定解條件［5-6］，得到彈塑性摩擦接觸問題的有限元控制方程。

t+Δt時(shí)刻彈塑性摩擦接觸有限元控制方程為

式中t+ΔtKep為t+Δt時(shí)刻系統(tǒng)彈塑性總剛矩;Δa為系統(tǒng)的位移增量向量;t+ΔtQl為t+Δt時(shí)刻的外載荷向量;t+ΔtQi為t+ Δt時(shí)刻的內(nèi)力向量;為t時(shí)刻接觸點(diǎn)對(duì)間距;t+Δtλ為t+Δt時(shí)刻拉格朗日乘子(力學(xué)意義是接觸力)。

設(shè)Z、X分別表示接觸體在接觸界面的法線方向和切線方向。

粘合狀態(tài):系數(shù)矩陣Kca=。

滑動(dòng)狀態(tài):Kca≠(有摩擦滑動(dòng))，Kcλ=(無摩擦滑動(dòng))，t+Δtλ=t+ΔtλZ，-=-。

如果接觸狀態(tài)變化，可能發(fā)生不連續(xù)，為避免收斂太慢，在每一載荷增量步內(nèi)用F.N.R迭代求解，其遞推迭代公式為

接觸計(jì)算判定條件為

式中t+ΔtR為t+Δt時(shí)刻接觸力向量;f為摩擦因數(shù);?a為相對(duì)位移向量。

對(duì)于彈塑性摩擦接觸問題，由于2個(gè)非線性混合在一起，在一個(gè)增量步中，每給定一種接觸狀態(tài)，就要解一個(gè)彈塑性邊值。彈塑性迭代收斂后，檢查接觸狀態(tài)，若接觸狀態(tài)與求解前一致，則該增量步的解已獲得;不一致，則必須恢復(fù)到增量步開始時(shí)的狀態(tài)，否則就把非真實(shí)接觸條件下的變形歷史引入后續(xù)計(jì)算，造成誤差甚至錯(cuò)誤的結(jié)果。然后，用新接觸狀態(tài)重新求解該增量步，直到彈塑性迭代收斂后，接觸狀態(tài)與求解前假定的一致，得到該增量步彈塑性摩擦接觸問題的解，即彈塑性迭代置于內(nèi)循環(huán)，接觸迭代置于外循環(huán)。

1.2 材料性能及載荷路徑

陽球試件表面強(qiáng)化處理后，經(jīng)計(jì)算和試驗(yàn)檢測(cè)，強(qiáng)化層厚度為 1.22 mm［7］，泊松比μ=0.3。本構(gòu)關(guān)系為彈性區(qū)域σ=Eεe;塑性區(qū)域σ=σs+Hεp，εe、εp分別為彈、塑性應(yīng)變，強(qiáng)化系數(shù)H=1×104MPa，表面強(qiáng)化處理后，其彈性模量E=2×105～3×105MPa，屈服極限σs可達(dá)到900 MPa以上。

陽球試件表面經(jīng)不同強(qiáng)化工藝處理后，其基體材料性能變化不明顯。陽球試件基體材料的彈性模量E=2.1 ×105MPa，泊松比μ=0.3，屈服極限σs=1 100 MPa。本構(gòu)關(guān)系為彈性區(qū)域σ=Eεe;塑性區(qū)域由試驗(yàn)測(cè)得，見圖1。

陽球與滾動(dòng)體間的滾動(dòng)摩擦因數(shù)f=0.001～0.005［1］。

滾動(dòng)體彈性模量E=2.54×105MPa，泊松比μ=0.3;滾動(dòng)體半徑r=5 mm。

有限元計(jì)算分析中的加載、卸載路徑與單珠承載試驗(yàn)中的加載、卸載路徑一致。

圖1 陽球基體材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.1 Stress-strain curve of the convex sphere materials

2 有限元計(jì)算結(jié)果與分析

算例為在500 kg載荷作用下，大尺寸球面(φ≥300 mm)的陽球，通過表面層強(qiáng)化后，其強(qiáng)化層材料具有如下屬性:滾動(dòng)摩擦因數(shù)f分別為0.003和0.005;彈性模量E分別為2.1 ×105、2.54 ×105、3 ×105MPa;屈服極限σs分別為1 000、2 000、3 000 MPa。

根據(jù)單珠承載試驗(yàn)中載荷特性和接觸體的幾何特性，建立滾動(dòng)體與陽球試件彈塑性摩擦接觸軸對(duì)稱有限元模型(圖2)。

圖2 有限元模型Fig.2 Finite element model

2.1 接觸應(yīng)力及接觸變形

圖3～圖5分別為強(qiáng)化層具有不同摩擦系數(shù)、彈性模量和屈服極限時(shí)，與滾動(dòng)體接觸位置處，陽球試件表面接觸應(yīng)力σ及彈塑性接觸半徑a分布、彈塑性接觸壓深b分布、殘余壓深b0及殘余半徑a0分布。

由圖3～圖5可知:

(1)彈性模量、屈服極限相同

摩擦因數(shù)分別為0.003和0.005時(shí)，接觸應(yīng)力極值分別為 5 202.9、5 203.7 MPa;彈塑性接觸半徑分別為 0.60、0.59 mm，殘余半徑分別為 0.57、0.56 mm;彈塑性接觸壓深分別為 0.036 828、0.036 821 mm，殘余壓深分別為 0.016 400、0.016 366 mm。

圖3 接觸應(yīng)力及接觸半徑分布Fig.3 Curves of contact stress and contact radius

圖4 彈塑性接觸壓深分布Fig.4 Curves of elasto-plastic indentation deepness

圖5 殘余壓深及殘余半徑分布Fig.5 Curves of residual indentation deepness and residual indentation radius

由于摩擦的存在，使得材料產(chǎn)生屈服時(shí)，需要更高的法向應(yīng)力。同時(shí)，由于摩擦阻止邊界區(qū)域的滑動(dòng)，因此摩擦因數(shù)越大，陽球與滾動(dòng)體間的表面接觸應(yīng)力越大，接觸變形越小?？傮w而言，滾動(dòng)摩擦因數(shù)小，陽球試件與滾動(dòng)體間的彈塑性摩擦接觸應(yīng)力及接觸變形分布差異較小。但為了減小接觸應(yīng)力、增加陽球接觸強(qiáng)度、降低系統(tǒng)擺動(dòng)力矩，應(yīng)盡量減小摩擦因數(shù)。

(2)摩擦因數(shù)、屈服極限相同

不同彈性模量的陽球試件，表面接觸應(yīng)力及變形的分布差異較為明顯。彈性模量分別為2.1×105、2.54×105、3 ×105MPa時(shí)，接觸應(yīng)力極值分別為5 065.4、5 202.9、5324.3 MPa;彈塑性接觸半徑分別為0.62 、0.60、0.59 mm，殘余半徑分別為 0.58、0.57、0.56 mm;彈塑性壓深分別為 0.039 335、0.036 828、0.034 825 mm，殘余壓深分別為 0.016 100、0.016 400、0.016 486mm。

彈性模量越小，彈塑性摩擦接觸應(yīng)力越小。材料抵抗彈性接觸變形的能力越差;抵抗法向塑性接觸變形的能力增強(qiáng)，殘余壓深減小，有利于系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)中，接頭承受更高載荷而不產(chǎn)生過量的塑性變形，從而減小系統(tǒng)擺動(dòng)力矩。

(3)彈性模量、摩擦因數(shù)相同

由于屈服極限不同，其接觸應(yīng)力和接觸變形分布明顯不同。屈服極限越小，材料抵抗塑性接觸變形的能力越差，塑性變形越大，接觸應(yīng)力越小，接觸應(yīng)力峰值越向接觸邊緣偏移。

屈服極限分別為1 000、2 000、3 000 MPa時(shí)，接觸應(yīng)力極值分別為 3 446.8、5202.9、6 885.5 MPa;彈塑性接觸半徑為 0.72、0.60、0.56 mm，殘余半徑為 0.68、0.57、0.51mm;彈塑性壓深為 0.051 700、0.036 828、0.030 649 mm，殘余壓深為 0.035 500、0.016 400、0.007 320 mm。

與σs=2 000 MPa相比，材料的屈服極限減小50%，強(qiáng)化層材料很快屈服，接觸應(yīng)力降低33.752%;彈塑性壓深增大40.382%，殘余壓深增大116.463%。屈服極限增大50%，接觸應(yīng)力增大32.340%;彈塑性壓深減小16.778%，殘余壓深減小55.366%。高的屈服極限雖然使接觸應(yīng)力有所增加，但可有效減小塑性接觸變形。

為滿足系統(tǒng)擺動(dòng)力矩要求，規(guī)定強(qiáng)化接頭殘余壓深為 0.03 mm［1］;企業(yè)設(shè)計(jì)規(guī)范要求［8］實(shí)際應(yīng)用中，其安全系數(shù)為1.2，則許用殘余壓深為0.025 mm。強(qiáng)化層屈服極限為1 000 MPa的陽球試件，其表面殘余壓深已超過許用殘余壓深。

2.2 摩擦應(yīng)力

圖6為強(qiáng)化層具有不同材料性能時(shí)，與滾動(dòng)體接觸位置處，陽球試件表面摩擦應(yīng)力σf分布。

由圖6可知:

(1)屈服極限相同

屈服極限σs皆為2 000 MPa時(shí)，由于滾動(dòng)體與陽球接觸表面，接觸區(qū)整體呈粘合狀態(tài)，在接觸區(qū)域內(nèi)，摩擦應(yīng)力皆為切向拉應(yīng)力。

彈性模量為 2.54×105MPa，摩擦因數(shù)分別為0.003、0.005 時(shí)，最大摩擦應(yīng)力分別為 9.940、14.553 MPa。摩擦因數(shù)為0.003，彈性模量分別為2.1×105、2.54×105、3×105MPa時(shí)，最大摩擦應(yīng)力分別為6.274、9.940、13.057 MPa。

摩擦因數(shù)、彈性模量越小，接觸表面的摩擦應(yīng)力越小。

圖6 摩擦應(yīng)力分布Fig.6 Curves of friction stress

(2)彈性模量、摩擦因數(shù)相同

屈服極限對(duì)摩擦應(yīng)力的影響很大。與σs=2000 MPa相比，屈服極限減小50%，強(qiáng)化層很快屈服，在相同載荷作用下產(chǎn)生更大的徑向位移;接觸區(qū)域滑動(dòng)，摩擦應(yīng)力呈較大的壓應(yīng)力狀態(tài)。當(dāng)屈服極限達(dá)到3 000 MPa時(shí)，大的法向接觸壓力產(chǎn)生大的剪切應(yīng)力，距接觸中心0.38 mm的接觸區(qū)域內(nèi)，產(chǎn)生滑動(dòng)趨勢(shì)，從而產(chǎn)生相對(duì)較小的切向摩擦壓應(yīng)力;摩擦和周圍材料的約束使滑動(dòng)趨勢(shì)逐漸減弱并阻止了滑動(dòng)，在0.38 mm之外的接觸區(qū)域內(nèi)呈粘合狀態(tài)，并產(chǎn)生小的切向摩擦拉應(yīng)力。

2.3 層下應(yīng)力

圖7、圖8分別為強(qiáng)化層具有不同材料性能時(shí)，陽球試件與滾動(dòng)體接觸表面下方，沿接觸中心對(duì)稱軸z的主剪應(yīng)力τ和等效Misses應(yīng)力σv分布。由圖7、圖8可知，強(qiáng)化層材料性能不同的陽球試件，在接觸位置近表層區(qū)域內(nèi)，主剪應(yīng)力和等效Misses應(yīng)力迅速增長(zhǎng)。沿中心對(duì)稱軸距接觸中心z≥2.5 mm的基體材料內(nèi)，各應(yīng)力平緩下降，逐漸趨于一致。

(1)彈性模量、屈服極限相同

由于滾動(dòng)摩擦因數(shù)總體較小，不同摩擦因數(shù)對(duì)接觸表面下方強(qiáng)化層和基體材料內(nèi)的應(yīng)力分布影響很小。摩擦因數(shù)分別為0.003和0.005時(shí)，最大主剪應(yīng)力和等效Misses應(yīng)力，分別產(chǎn)生在z=0.275 mm和z=0.272 mm位置處;摩擦使最大主剪應(yīng)力和等效Misses應(yīng)力向接觸表面移動(dòng)。

(2)摩擦系數(shù)、屈服極限相同

彈性模量為2.1×105MPa時(shí)，最大主剪應(yīng)力和等效Misses應(yīng)力出現(xiàn)在z=0.29 mm位置處;彈性模量分別為2.54×105、3 ×105MPa，最大主剪應(yīng)力和等效Misses應(yīng)力皆出現(xiàn)在z=0.275 mm位置處。彈性模量越大，最大主剪應(yīng)力和等效Misses應(yīng)力越向接觸表面移動(dòng)，當(dāng)彈性模量超過2.54×105MPa時(shí)，其位置不再改變。

由于彈性模量不同，在強(qiáng)化層底部靠近基體材料的區(qū)域內(nèi)，應(yīng)力分布有較為明顯的不同;彈性模量越小，在強(qiáng)化層和基體材料交界面處，應(yīng)力突變?cè)叫?，越不易引起層間剝離和裂紋［9］的產(chǎn)生。

(3)彈性模量、摩擦系數(shù)相同

由于屈服極限不同，強(qiáng)化層內(nèi)主剪應(yīng)力和等效Misses應(yīng)力分布明顯不同;強(qiáng)化層與基體材料的屈服極限越接近，材料交界面處的應(yīng)力突變?cè)叫?，但在基體材料局部區(qū)域內(nèi)應(yīng)力增大。

屈服極限分別為3 000、2 000、1000 MPa，最大主剪應(yīng)力和等效Misses應(yīng)力分別出現(xiàn)在z=0.26 mm、z=0.275 mm和z=0.32 mm位置處。強(qiáng)化層屈服極限為1 000 MPa，在z≥0.01 mm的區(qū)域內(nèi)，強(qiáng)化層全部屈服。

(4)強(qiáng)化層材料性能不同的陽球試件，其基體材料均未產(chǎn)生塑性變形。理論上，層間不易產(chǎn)生初始裂紋［9］。

考慮大尺寸球面的強(qiáng)化和加工工藝，強(qiáng)化層厚度在1～1.4 mm［7］，具有上述不同材料性能的陽球試件，在不同載荷作用下，與滾動(dòng)體接觸位置處，應(yīng)力和變形分布趨勢(shì)基本相同。

圖7 主剪應(yīng)力分布Fig.7 Curves of main shear stress

圖8 等效Misses應(yīng)力分布Fig.8 Curves of equivalent misses stress

因此，從接觸性能及破壞機(jī)理考慮，對(duì)于陽球試件的強(qiáng)化層，小的摩擦系數(shù)、小的彈性模量、較高的屈服極限，這樣的材料性能相互配合，才能充分發(fā)揮強(qiáng)化層和基體材料的綜合機(jī)械性能，減小系統(tǒng)擺動(dòng)力矩。

3 試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果的對(duì)比分析

根據(jù)有限元計(jì)算分析結(jié)論，對(duì)陽球試件的強(qiáng)化工藝提出要求，以保證其材料性能要求。陽球試件經(jīng)強(qiáng)化處理，表面精磨0.1 mm后，掃描電鏡測(cè)得強(qiáng)化層厚度為1.22 mm。彈性模量E=2.54 ×105MPa，滾動(dòng)摩擦因數(shù)f=0.003，屈服極限σs=2 000 MPa。陽球試件基體材料及滾動(dòng)體的材料性能檢測(cè)結(jié)果見1.2節(jié)。

3.1 單珠承載試驗(yàn)

滾動(dòng)體與陽球試件接觸，載荷作用下陽球試件表面產(chǎn)生彈塑性變形，卸載后有不同程度的壓痕。每級(jí)加載的壓痕不重復(fù)。在工具顯微鏡下測(cè)量并記錄壓痕寬，對(duì)每級(jí)加載條件下的壓痕寬取平均值2ˉa0(表1)。

3.2 試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果的對(duì)比分析

不同載荷作用下，壓痕的試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果與彈塑性摩擦接觸有限元計(jì)算結(jié)果見表1。

表1 試驗(yàn)結(jié)果與彈塑性摩擦接觸有限元計(jì)算結(jié)果Table 1 Test results and computation results of elasto-plastic friction contact finite element method

每級(jí)載荷作用下，相對(duì)于試驗(yàn)測(cè)量平均壓痕寬，殘余壓寬的數(shù)值計(jì)算結(jié)果平均誤差為6.15%。

電鏡下觀察壓痕(放大100倍)，并切片檢測(cè)，試件在250～1 000 kg載荷作用下，均未發(fā)現(xiàn)層間剝離和裂紋。

作為算例的某發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室最大工作壓強(qiáng)為pcmax=6 MPa，則推力向量控制系統(tǒng)接頭內(nèi)部，陽球承受燃?xì)鈮簭?qiáng)所產(chǎn)生的最大單珠正壓力Pbmax為

式中Rs為陽球半徑;φC1及φ為接觸角;CF為發(fā)動(dòng)機(jī)地面試車狀態(tài)推力損失系數(shù);Rt為噴喉半徑;n為滾動(dòng)體數(shù)目。

由表1可知，該噴管接頭在燃燒室最大壓強(qiáng)作用下，其接觸表面殘余壓深滿足設(shè)計(jì)要求。

因此，彈塑性摩擦接觸有限元算法及其結(jié)果合理;通過彈塑性摩擦接觸有限元計(jì)算分析所提出的陽球試件強(qiáng)化層材料性能要求可靠。

4 結(jié)論

(1)彈塑性條件下，滾動(dòng)摩擦因數(shù)主要影響接觸表面的摩擦應(yīng)力和接觸狀態(tài)。彈性模量使接觸表面應(yīng)力和變形分布、強(qiáng)化層底部局部區(qū)域的主剪應(yīng)力和等效Misses應(yīng)力分布有較為明顯的不同。小的摩擦因數(shù)、彈性模量使彈塑性接觸變形有所增加，但可以有效降低表面接觸應(yīng)力、摩擦應(yīng)力和殘余壓深。不同的屈服極限對(duì)接觸表面應(yīng)力、變形、接觸狀態(tài)及層下應(yīng)力分布有很大影響;屈服極限越大，塑性變形越小，可以有效降低系統(tǒng)擺動(dòng)力矩;但太大的屈服極限，使接觸強(qiáng)度顯著下降，最大主剪應(yīng)力和等效應(yīng)力越接近接觸表面。

(2)不同的彈性模量和屈服極限，都會(huì)引起強(qiáng)化層和基體材料交界面的應(yīng)力突變;強(qiáng)化層彈性模量和屈服極限越接近基體材料，應(yīng)力突變?cè)叫。蓽p小層間產(chǎn)生剝離和裂紋的幾率;但當(dāng)屈服極限σs=1 000 MPa時(shí)，其殘余壓深已超出許可范圍，勢(shì)必增大系統(tǒng)擺動(dòng)力矩。

(3)綜合考慮接觸表面及層下應(yīng)力分布、變形及層間應(yīng)力突變，對(duì)于強(qiáng)化層，小的摩擦系數(shù)、小的彈性模量、較高的屈服極限，這樣的材料性能相互配合，才能充分提高系統(tǒng)強(qiáng)化接頭的接觸性能，降低系統(tǒng)擺動(dòng)力矩。

(4)通過彈塑性摩擦接觸有限元計(jì)算分析，對(duì)陽球材料強(qiáng)化工藝提出要求，通過實(shí)測(cè)，得到該型號(hào)滾動(dòng)球窩噴管強(qiáng)化接頭陽球試件強(qiáng)化層的材料性能:彈性模量E=2.54 ×105MPa，滾動(dòng)摩擦因數(shù)f=0.003，屈服極限σs=2 000 MPa;其材料性能可以承受燃燒室最大工作壓強(qiáng)。

(5)通過與單珠承載試驗(yàn)對(duì)比分析，檢驗(yàn)了對(duì)陽球試件強(qiáng)化層材料性能要求及有限元建模和算法的合理性。

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Material performance analysis for the intensified joint of rolling ball joint socket nozzle in solid propellant rocket motor

LIU Wen-zhi1，WU Jian-xin1，DU Jun-shuo1，CHENG Jia-qing2
(1.Mechanical College of Inner Mongolia University of Technology，Hohhot 010051，China;2.The 41th Institute of the Sixth Academy of CASIC，Hohhot010051，China)

To reduce system swing moment and improve contact intensity of rolling ball joint socket nozzle in a certain solid propellant rocket motor＇s joint，contact stress，friction stress，deformation and failure mechanism between test parts convex sphere and ball were computed，which have different thickness and different material performance intensified layer.Computation model is single ball load-bearing experiment model and algorithm is the Lagrange multiplier method which is used for friction contact question and elasto-plastic coupling＇s finite element method.Different material performance intensified layers influencing the joint contact performance were figured out.On the basis of computation result，the requirement for material performance intensified layers of the convex sphere was presented，which satisfied friction contact performance，small friction coefficient，small elastic modulus and major yield limit.Rationality of FEM modeling and computation result has been validated by single ball load-bearing experiment and high load contact analysis.

solid propellant rocket motor;rolling ball joint socket nozzle;material performance of intensified joint;elasto-plastic friction contact finite element method;single ball load-bearing experiment

V435+.23

A

1006-2793(2012)04-0522-06

2012-02-24;

2012-05-06。

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(50965013);內(nèi)蒙古自然科學(xué)基金項(xiàng)目(2009BS0702)。

劉文芝(1969—)，女，教授，研究方向?yàn)闄C(jī)械設(shè)計(jì)及理論。E-mail:wzliu0162@yahoo.com.cn

(編輯:崔賢彬)