儲運發(fā)射箱空投安全性研究

于存貴，何 慶

(南京理工大學(xué) 機械工程學(xué)院，南京 210094)

著陸沖擊是影響武器裝備空投安全性的重要因素，因此是研制過程中需要重點研究的問題之一，研究方法主要有試驗法和數(shù)值分析法[1-2]。有限元法是一種常用的數(shù)值分析法，能在早期的設(shè)計階段利用計算機仿真著陸沖擊的動態(tài)響應(yīng)，通過應(yīng)力、應(yīng)變直觀地評判薄弱部位和失效情況，為結(jié)構(gòu)設(shè)計提供理論指導(dǎo)和優(yōu)化建議，而在試驗階段與試驗結(jié)果結(jié)合起來分析，將獲得更好的結(jié)果來評估空投武器的可靠性和安全性，節(jié)省試驗時間和次數(shù)，加快武器研究進程，降低成本和風(fēng)險[3]。

為提高空降型火箭炮快速反應(yīng)能力和持續(xù)作戰(zhàn)能力，配備的儲運發(fā)射箱必須能隨炮空投，也能單獨空投。該發(fā)射箱聯(lián)裝數(shù)目多，彈體較長，著陸過程碰撞復(fù)雜，又由于兼顧著陸后的裝填和發(fā)射，與傳統(tǒng)的空投彈藥包裝箱存在差異。本文通過在ABAQUS建立發(fā)射箱和地面接觸碰撞有限元模型，研究發(fā)射箱在不同著陸狀態(tài)下的瞬態(tài)沖擊響應(yīng)問題，論證帶彈發(fā)射箱的空投安全性，保證發(fā)射箱既滿足空投的輕量化設(shè)計要求，又具有較高的抗沖擊性能。根據(jù)發(fā)射箱自身特點，提出以下安全性評估指標(biāo)：

1)用材料的許用應(yīng)力評估箱架和定向管的安全性，箱架使用超硬鋁材料，強度極限σb≥490 MPa，屈服極限σs≥410 MPa，許用應(yīng)力[σ] =273 MPa；定向管環(huán)氧玻璃鋼的強度極限為350 MPa，許用應(yīng)力[σ]=233 MPa。

2)用過載系數(shù)評估火箭彈的安全性，過載系數(shù)30 g以下安全。

3)用沖擊作用下火箭彈的軸向力F評估閉鎖可靠性，向前軸向力不能超過6 000 N的閉鎖力(多在5 886～7 848 N之間)，擋彈器一般視為剛體，無需考慮向后軸向力。

裝備空投著陸一般分為3種狀況[4-5]：

1)正常狀況著陸。傘降系統(tǒng)和緩沖系統(tǒng)工作正常，無橫風(fēng)干擾，裝備垂直降落在軟地面，接地速度6 m/s，沖擊小。

2)惡劣狀況著陸。地面為不平硬地面，緩沖系統(tǒng)作用受到限制(如采用氣囊緩沖，只有部分氣囊工作)，接地速度6 m/s。

3)極限工況著陸。鋪面路，緩沖系統(tǒng)作用受限，接地速度8 m/s，沖擊力很大。

為降低空投風(fēng)險，任何裝備空投試驗前都必須進行跌落試驗，所受沖擊與極限工況類同。取正常工況和極限工況研究。

1 顯式非線性動態(tài)分析方法

顯式非線性動態(tài)法是ABAQUS中求解非線性行為的基本方法，適合于求解裝備著陸受沖擊并在內(nèi)部發(fā)生復(fù)雜作用的瞬態(tài)響應(yīng)問題。ABAQUS/Explicit應(yīng)用中心差分法對運動方程進行顯式的時間積分，應(yīng)用一個增量步的動力學(xué)條件計算下一個增量步的動力學(xué)條件[6]。分析步驟如下：

1)節(jié)點計算

① 在增量步開始時，程序求解動力學(xué)平衡方程，當(dāng)前增量步節(jié)點加速度為:

(1)

式中:M為節(jié)點質(zhì)量矩陣；P為外力；I是單元內(nèi)力。

② 對時間顯式積分為:

(2)

(3)

式(2)假定加速度為常數(shù)，當(dāng)前增量步中點速度等于前一個增量步中點的速度加上速度的變化值。式(3)中，u(t+Δt)是增量步結(jié)束時的位移；u(t)是增量步開始時的位移。

2)單元計算

② 根據(jù)本構(gòu)關(guān)系計算應(yīng)力為：

σ(t+Δt)=f(σ(t),dε)

(4)

③ 集成節(jié)點內(nèi)力I(t+Δt)。

3)設(shè)置時間t為t+Δt，返回到步驟1)。

顯式算法在增量步開始時提供了滿足動力學(xué)平衡條件的加速度，再在時間上“顯式地”前推速度和位移，無需求解方程組，在求解非線性問題時具有較高的計算效率。

2 發(fā)射箱著陸有限元模型建立

發(fā)射箱著陸沖擊模型如圖1，包括箱架、定向管、火箭彈(含在定向管內(nèi))、緩沖板、貨臺和地面6個部件，進行了以下簡化和假設(shè)：

1)不研究火箭彈沿定向管螺旋導(dǎo)槽的運動，建模時去除螺旋導(dǎo)槽，并且無彈管間隙。

2)著陸前裝備受力平衡，觸地時只存在地面對裝備的沖擊力。

3)地面簡化為彈性模型，混凝土面、不平硬地面均取國家一級路面第2層(水泥、碎石層)的彈性模型參數(shù)，軟土面取第四層(土基)的參數(shù)。箱架主要由薄板組成，箱架、定向管、火箭彈均使用殼單元，緩沖板、貨臺、地面為實體單元，共114 415個單元，117 601個節(jié)點，均為彈性材料，主要材料性能見表1。

表1 模型材料參數(shù)

部件材料ρ/(t·mm-3)E/MPaμ箱架鋁2.7e971 0000.32火箭彈鋼7.8e9210 0000.30貨臺鋁2.7e971 0000.32緩沖板泡沫塑料2e1030墊塊橡膠1.5e91.3840.50地面混凝土2.2e910 0000.25土基1.9e92500.35

定向管采用某環(huán)氧玻璃鋼材料性能參數(shù)，具體見文獻[7]。鋪層方式采用斜交對稱鋪層，共10層，鋪層角度50°。緩沖板可擠壓泡沫塑料采用文獻[6]提供的硬化數(shù)據(jù)模型，其屈服行為由單軸壓縮的初始屈服應(yīng)力與三向均勻壓縮的初始屈服應(yīng)力的比值和三向均勻拉伸的屈服應(yīng)力與三向均勻壓縮的初始屈服應(yīng)力的比值決定，前者取1.1，后者取0.1，并在ABAQUS材料模型的泡沫材料模型Crushable Foam中輸入硬化數(shù)據(jù)。

相互作用關(guān)系：聯(lián)裝火箭彈具有對稱關(guān)系，為減小計算成本，選4根定向管和所包含的彈體研究(圖2)，編號1-4，對應(yīng)上左、上中、下左、下中位置(從管后往前看)。彈體為剛體約束，并在實際質(zhì)心位置配重，使火箭彈達(dá)到實際質(zhì)量，其余20根定向管全部剛體約束，并在實際質(zhì)心處配上火箭彈重，使仿真結(jié)果更加真實；定向管與箱架、箱架與緩沖板及貨臺之間采用綁定約束。整個模型接觸類型選用通用接觸，模擬沖擊下可能發(fā)生的任何接觸，防止復(fù)雜的裝配體各部件之間或自身發(fā)生穿透。載荷和邊界條件：地面四周固定，對空投裝備(包含貨臺和發(fā)射箱)施加初始速度場，模擬裝備以各工況對應(yīng)的速度與地面接觸碰撞。

3 著陸沖擊動力學(xué)分析

3.1 自身抗沖擊性能分析

為掌握發(fā)射箱自身抗沖擊能力，先去除緩沖板，對發(fā)射箱以6 m/s速度著陸在硬地面進行仿真計算。計算可得碰撞瞬間箱架最大應(yīng)力617 MPa，在中隔板底部中間位置。定向管最大應(yīng)力542 MPa，在下中管上，大部分定向管最大應(yīng)力超過許用應(yīng)力，位置在與中隔板連接處，全部火箭彈垂直加速度和軸向力過大，存在毀壞風(fēng)險。因此，整箱直接空投毀損嚴(yán)重，采用可壓縮泡沫塑料緩沖非常必要。

3.2 正常工況

裝備垂直著陸在軟地面，觸地速度6 m/s。計算時間0.3 s。

碰撞瞬間箱架最大應(yīng)力在底面前橫梁(槽型鋁材)中部，有400 MPa，其他下橫梁中部位置應(yīng)力均較大；下中部兩根橫梁發(fā)生較大彎曲變形(下凹)，變形3 mm，這與泡沫材料的可壓縮性、橫梁跨距較大、鋁材彈性模量小等因素有關(guān)。整個沖擊過程最大應(yīng)力在400 MPa左右變化，沒有很快減小，超過材料的許用應(yīng)力。4根定向管和火箭彈的計算結(jié)果見表2(表中位置是沿軸線距管尾尺寸)。定向管最大應(yīng)力沒有超過200 MPa，小于材料的許用應(yīng)力。火箭彈沖擊加速度和最大軸向力均滿足安全性要求，上中彈垂直沖擊最大，下中彈軸向力最大。

表2 正常工況定向管和火箭彈分析結(jié)果

3.3 極限工況

裝備著陸在硬地面，觸地速度8 m/s。左側(cè)4根定向管和火箭彈的計算結(jié)果見表3?；鸺龔棝_擊加速度(垂直方向)和軸向力的曲線見圖3和圖4。

表3 極限工況定向管和火箭彈分析結(jié)果

碰撞瞬間箱架最大應(yīng)力值523 MPa，在中前橫梁的中部，大于材料強度極限，在前隔板與縱梁連接處；最大變形在底部中前橫梁，最大變形5 mm；下中部定向管最大應(yīng)力205 MPa，但未超過許用應(yīng)力。整個過程多數(shù)火箭彈所受沖擊加速度沒有超出安全值，而多數(shù)火箭彈所受軸向力超過閉鎖力；上中彈垂直加速度最大，達(dá)34g，超出安全指標(biāo)；下中彈向前最大軸向力達(dá)9 216 N，閉鎖不可靠，上邊彈和下邊彈的閉鎖可靠性存在風(fēng)險。

3.4 改進后的分析

經(jīng)過前述分析討論，定向管和火箭彈在緩沖條件下的安全性明顯提高，在極限工況中仍有部分存在風(fēng)險。箱架在各個工況條件下應(yīng)力均超過許用應(yīng)力。對箱架薄弱部位進行加強，隔板加厚，對沖擊過程中變形較大的橫梁增加支撐斜梁，減小跨距。并在箱架的4根下橫梁底面各均布3塊橡膠墊塊，增加減振作用。重新建立有限元模型在極限工況下仿真分析。其中，橡膠墊選擇適用于大變形的超彈性本構(gòu)關(guān)系，詳見文獻[6]。

箱架計算結(jié)果見圖5，定向管和火箭彈的計算結(jié)果見表4?；鸺龔棝_擊加速度(垂直方向)和軸向力的曲線見圖6和圖7。

表4 改進后定向管和火箭彈分析結(jié)果

位置號管,碰撞時刻σmax/MPa位置/mm彈,全過程azmax/gFmax/N12021 77413.25 37122171 774-18.56 38332271 77414.17 53142201 774-22.66 940

碰撞瞬間箱架最大應(yīng)力值384 MPa，在左下縱梁靠近中前橫梁部位，小于材料屈服極限；最大變形在底部中后橫梁，最大變形5 mm；下邊管最大應(yīng)力227 MPa，但未超過許用應(yīng)力。全部火箭彈所受過載滿足安全要求，下邊彈垂直加速度最大，沖擊加速度減小、持續(xù)時間增長。向前最大軸向力能控制在5 886～7 848 N的閉鎖力范圍內(nèi)。

4 結(jié) 論

1)上中彈在各工況下沖擊加速度最大，在增加橡膠減振材料后，下中彈最大，因此,發(fā)射箱中間彈在空投著陸中所受沖擊較大，但在采取緩沖減振措施后，各彈安全性均可得到保證。

2)在正常工況下火箭彈閉鎖可靠，改進后能將極限工況下的軸向力控制在允許的閉鎖力范圍內(nèi)。在不影響射擊精度的基礎(chǔ)上宜采用高閉鎖力保障安全。

3)定向管滿足強度要求，最大應(yīng)力位置多出現(xiàn)在火箭彈前定心部與其接觸處。

4)設(shè)計箱架時應(yīng)對連接處和承力較大的零部件進行加強；起落架能夠容許箱架一定范圍的變形，降低裝填配合精度要求。

5)緩沖減振措施效果良好，沖擊響應(yīng)明顯減小。采用橡膠墊塊減振的缺點是延長了沖擊持續(xù)時間。總體上發(fā)射箱空投安全，方案可行。

6)運用顯式非線性動態(tài)法研究多聯(lián)裝發(fā)射箱空投著陸安全性，能夠預(yù)測和掌握發(fā)射箱安全隱患之處，并提出了可行的緩沖措施，為結(jié)構(gòu)強度設(shè)計和試驗研究提供指導(dǎo)和參考。

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