多管火箭武器儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱長期儲(chǔ)存蠕變性能預(yù)測(cè)

孫同生，于存貴，秦予錚，王 琪

(1. 南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 江蘇 南京 210094; 2. 江西長江化工有限責(zé)任公司， 江西 九江 332006)

現(xiàn)代火箭武器系統(tǒng)兼具火力猛、靈活性高和遠(yuǎn)程精確打擊的特點(diǎn)，在現(xiàn)代戰(zhàn)爭中的地位愈發(fā)重要。為進(jìn)一步提高其機(jī)動(dòng)性和快速響應(yīng)能力，同時(shí)實(shí)現(xiàn)“一專多能，一架多用”的目標(biāo)，一般搭載由玻璃纖維增強(qiáng)聚合物基復(fù)合材料定向器(以下簡稱定向器)集束而成的模塊化儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱[1]。在庫房長期堆碼儲(chǔ)存過程中，儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱框架和定向器均存在蠕變變形，從而對(duì)火箭彈的發(fā)射過程及射擊密集度產(chǎn)生一定影響。因此，需要從理論上對(duì)儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱的蠕變變形進(jìn)行預(yù)測(cè)，以評(píng)估其服役性能。

蠕變體現(xiàn)了材料力學(xué)性能的時(shí)間效應(yīng)，國內(nèi)外很多學(xué)者對(duì)材料及結(jié)構(gòu)的蠕變性能開展了深入的研究工作。Liu等[2]對(duì)室溫下高強(qiáng)度鋼的蠕變行為進(jìn)行了研究。結(jié)果表明：在室溫條件下，高強(qiáng)度鋼會(huì)出現(xiàn)蠕變變形。并且，當(dāng)應(yīng)力低于材料的屈服極限時(shí)，高強(qiáng)度鋼不會(huì)產(chǎn)生蠕變失效。Becker等[3]基于Katchanov-Robotnov蠕變本構(gòu)模型，編寫了用戶自定義材料子程序(User-defined MATerial subroutine, UMAT)對(duì)金屬高溫蠕變連續(xù)損傷機(jī)制進(jìn)行了數(shù)值模擬，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致。Chen等[4]用有限元仿真平臺(tái)分析了0.5Cr0.5Mo0.25V鋼管的許用應(yīng)變量，對(duì)T型接頭進(jìn)行蠕變?cè)O(shè)計(jì)。Colombo等[5]對(duì)鍋爐三通接頭進(jìn)行了蠕變損傷數(shù)值模擬，仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相一致。王珂等[6]利用修正的時(shí)間硬化模型對(duì)管殼式散熱器的蠕變行為進(jìn)行了有限元建模，獲得了105h后的蠕變變形。

與金屬材料相比，在相同環(huán)境下聚合物基復(fù)合材料的蠕變變形更為明顯。任超等[7]根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)線性固體模型構(gòu)建了短纖維增強(qiáng)聚合物基復(fù)合材料的蠕變本構(gòu)模型，利用有限元仿真平臺(tái)研究了纖維幾何參數(shù)對(duì)復(fù)合材料蠕變行為的影響。張小玉等[8]從聚合物基體的黏彈性出發(fā)，建立了一種由基體黏彈性獲得單向纖維復(fù)合材料黏彈性的新方法，推導(dǎo)了單向纖維復(fù)合材料沿纖維方向的蠕變?nèi)崃浚ㄟ^蠕變?cè)囼?yàn)驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。但是，由于模型本身的限制，該模型無法模擬過渡階段的蠕變行為。文獻(xiàn)[9-11]分別用Maxwell模型、Burgers四參量模型和冪率模型描述基體的長期黏彈性，并假設(shè)單向纖維復(fù)合材料具有周期性微觀結(jié)構(gòu)，推導(dǎo)了復(fù)合材料層合板的蠕變本構(gòu)關(guān)系。Rafiee等[12-13]基于樹脂基體的蠕變?cè)囼?yàn)和細(xì)觀混合率理論，依次建立了復(fù)合材料單向板和層合板的非線性蠕變本構(gòu)模型，構(gòu)建數(shù)值模型預(yù)測(cè)了復(fù)合材料管道50年后的蠕變變形和剩余強(qiáng)度。

針對(duì)儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱長期儲(chǔ)存蠕變行為，蘇騰騰[14]將定向器材料簡化為各向同性，建立單根定向器的蠕變數(shù)值模型，預(yù)測(cè)長期儲(chǔ)存15年后的蠕變變形。事實(shí)上，定向器由玻璃纖維經(jīng)濕法纏繞工藝成型，其力學(xué)性能具有明顯的各向異性，因此文獻(xiàn)[14]得到的蠕變變形與實(shí)際情況存在較大差異。Yu等[15]針對(duì)儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱箱體框架材料在室溫環(huán)境下開展了不同應(yīng)力水平的單軸拉伸蠕變?cè)囼?yàn)，預(yù)測(cè)了堆碼儲(chǔ)存15年后箱體框架的蠕變變形，但是并未考慮定向器本身的蠕變變形問題。然而，長期儲(chǔ)存后定向器的變形量是影響儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱使用性能的關(guān)鍵因素之一。因此，本文著重研究復(fù)合材料定向器的長期儲(chǔ)存蠕變性能，制備玻璃纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹脂基復(fù)合材料層壓板并開展單軸拉伸蠕變?cè)囼?yàn)，建立復(fù)合材料各向異性蠕變本構(gòu)模型。采用有限元方法并借助有限元用戶自定義材料子程序，建立儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱長期堆碼儲(chǔ)存蠕變數(shù)值模型和彈管耦合發(fā)射動(dòng)力學(xué)模型，探索發(fā)射箱的蠕變變形規(guī)律并研究蠕變對(duì)火箭彈發(fā)射過程的影響。

1 蠕變本構(gòu)模型

1.1 金屬蠕變模型

為了研究儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱長期儲(chǔ)存的蠕變行為，首先需要建立恰當(dāng)?shù)睦碚撃Ｐ蛠砻枋霾牧系娜渥冃袨?。文獻(xiàn)[16]將單軸應(yīng)力狀態(tài)下各向同性材料的蠕變應(yīng)變表示為應(yīng)力σ、時(shí)間t和溫度T的函數(shù)：

εcr=f1(σ)f2(t)f3(T)

(1)

其中，蠕變應(yīng)變與時(shí)間和應(yīng)力的關(guān)系可以由Bailey-Norton模型[17]得到:

f1(σ)f2(t)=A1σmtn

(2)

另外，蠕變可以認(rèn)為是一種熱激活過程，即蠕變變形與激活能有關(guān)。因此，可將蠕變應(yīng)變與溫度的關(guān)系表示為:

(3)

將式(2)和式(3)代入式(1)中，得到金屬材料蠕變本構(gòu)模型：

(4)

文獻(xiàn)[15]擬合單軸拉伸蠕變?cè)囼?yàn)數(shù)據(jù)得到發(fā)射箱箱體框架材料的蠕變本構(gòu)模型參數(shù)為B=3.073 2E-13，m=4.527 75，n=0.085 65，θ=571。

1.2 復(fù)合材料蠕變模型

連續(xù)纖維增強(qiáng)聚合物基復(fù)合材料具有明顯的各向異性特征，常用于表征其蠕變行為的模型主要有混合率模型和半經(jīng)驗(yàn)冪率模型?；旌下誓Ｐ突趩蜗蚶w維復(fù)合材料細(xì)觀幾何結(jié)構(gòu)，假設(shè)在單軸應(yīng)力作用下增強(qiáng)纖維和樹脂基體具有一定的串并聯(lián)關(guān)系，由此得到復(fù)合材料主方向的蠕變本構(gòu)模型[8,18]為：

(5)

(6)

(7)

冪率模型基于宏觀物理現(xiàn)象，認(rèn)為單向纖維復(fù)合材料不同纖維方向上的蠕變變形規(guī)律均可用時(shí)間指數(shù)函數(shù)的形式[19]來表示。

(8)

式中：J0為初始蠕變?nèi)崃浚籎′、n均為材料參數(shù)，與環(huán)境溫度和材料的吸濕量有關(guān)。

2 試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)材料及成型工藝

試驗(yàn)用層壓板由G20000型單向玻璃纖維預(yù)浸料(厚度為0.15 mm，威海光威復(fù)材有限公司提供)模壓成型，尺寸為300 mm×300 mm×1.5 mm(2 mm)，纖維體積分?jǐn)?shù)為67%，與定向器的纖維體積含量基本一致。固化工藝：120 ℃，2 MPa條件下保溫2 h后，保壓冷卻至室溫。按照GB/T 11546.1—2008[20]和GB/T 3355—2014[21]將層合板切割成不同尺寸的小試樣，共包括三種典型鋪層[0°]11、[90°]16、[45°/-45°]4S，分別編號(hào)為A、B、C，試樣類型、尺寸及鋪層方式如表1所示。

表1 試樣尺寸及鋪層形式

2.2 試驗(yàn)設(shè)備及方法

采用深圳三思縱橫UTM5504型萬能材料試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行拉伸蠕變?cè)囼?yàn)，采用北鋼院YYU-10/100型引伸計(jì)測(cè)量試樣A、B的蠕變變形。由于缺少雙向引伸計(jì)，故采用漢中精測(cè)BF120-3AA型電阻應(yīng)變計(jì)、江蘇聯(lián)能YE3818C型動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀、YE29003A型橋盒和美國NI9215型數(shù)據(jù)采集器測(cè)量記錄試樣C的面內(nèi)剪切蠕變變形。為排除水分對(duì)材料蠕變性能的影響，在蠕變?cè)囼?yàn)前，利用南京沃環(huán)101-2A(S)型干燥箱將試樣烘干72 h，設(shè)定烘干溫度為50 ℃。試驗(yàn)時(shí)，在盡可能短的時(shí)間內(nèi)達(dá)到預(yù)定載荷后保載36 h。試驗(yàn)施加的載荷如表2所示，表中的強(qiáng)度值及后續(xù)數(shù)值模擬所用到的各向異性彈性參數(shù)均通過試驗(yàn)獲取。

表2 載荷條件

2.3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

圖1為試樣在室溫環(huán)境下的單軸拉伸蠕變?nèi)崃壳€?？梢钥闯觯貉乩w維方向的蠕變?nèi)崃窟h(yuǎn)小于其他兩個(gè)方向，并且測(cè)試數(shù)據(jù)存在明顯振蕩。這是因?yàn)檠乩w維方向上作用載荷時(shí)，彈性纖維起主要承載作用，導(dǎo)致在前后兩個(gè)采樣點(diǎn)之間的蠕變變形量小于引伸計(jì)的測(cè)試精度而引起振蕩。從橫向和面內(nèi)剪切方向的試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以看出，加載結(jié)束后不同試樣的初始蠕變?nèi)崃烤哂幸欢ú町悾徊牧戏较蛏喜煌嚇拥娜渥內(nèi)崃壳€變化趨勢(shì)一致，將蠕變?nèi)崃壳€進(jìn)行垂直移位后基本重合。分析認(rèn)為，初始蠕變?nèi)崃颗c材料的彈性模量相對(duì)應(yīng)，由于加載時(shí)間較短，試件內(nèi)部的微觀缺陷以及切割過程中引起的損傷等都會(huì)對(duì)材料的彈性模量產(chǎn)生較大影響。蠕變則是一種長時(shí)間的力學(xué)響應(yīng)，它對(duì)試件內(nèi)部缺陷的微小差異并不敏感，因此同一材料方向上不同試樣的蠕變?nèi)崃壳€變化趨勢(shì)一致。另外，從試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以看出，橫向B-2試樣在蠕變15 h后蠕變?nèi)崃恐饾u減小，這主要是由于引伸計(jì)打滑引起的測(cè)試數(shù)據(jù)失真，在擬合數(shù)據(jù)時(shí)將其剔除。

采用Levenberg-Marquardt迭代算法，分別根據(jù)基于細(xì)觀力學(xué)理論的混合率模型和冪率模型對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，結(jié)果如圖1所示。從擬合曲線可以看出，混合率模型無法準(zhǔn)確模擬復(fù)合材料的過渡蠕變階段，并且在較長時(shí)間蠕變以后，混合率模型所表示的蠕變?nèi)崃繒?huì)趨于恒定值，這不符合材料的蠕變規(guī)律。冪率模型能夠準(zhǔn)確擬合復(fù)合材料的過渡蠕變階段和穩(wěn)態(tài)蠕變階段，在試驗(yàn)結(jié)束時(shí)刻冪率模型與試驗(yàn)數(shù)據(jù)間的誤差小于混合率模型。另外，由于冪率模型較為簡單便于編程應(yīng)用到數(shù)值分析模型中，因此選擇冪率模型作為復(fù)合材料的蠕變本構(gòu)模型?；谠囼?yàn)數(shù)據(jù)擬合得到不同材料方向的冪率模型參數(shù)如表3所示。

(a) 縱向蠕變?nèi)崃壳€

表3 冪率模型擬合參數(shù)

3 儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱長期儲(chǔ)存蠕變有限元建模

3.1 有限元模型

利用ABAQUS軟件對(duì)儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱主要零部件進(jìn)行離散建模，包括箱體框架、復(fù)合材料定向器和火箭彈等，對(duì)于不影響結(jié)構(gòu)剛強(qiáng)度的附屬機(jī)構(gòu)以集中質(zhì)量單元模擬，通過剛性單元與相鄰節(jié)點(diǎn)連接模擬真實(shí)的質(zhì)量分布。由于火箭彈本體的變形不作為研究對(duì)象，故將火箭彈本體處理為離散剛體，并在其質(zhì)心位置建立集中質(zhì)量單元，賦予火箭彈真實(shí)質(zhì)量；火箭彈定心部處理為柔性體，以綁定的形式連接到火箭彈本體相應(yīng)位置。定向器為薄壁結(jié)構(gòu)，采用八節(jié)點(diǎn)連續(xù)殼單元進(jìn)行離散，其局部網(wǎng)格模型如圖2所示。箱體框架采用六面體減縮積分單元，儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱整體網(wǎng)格模型如圖3所示。

圖2 定向器局部網(wǎng)格Fig.2 Local view of director mesh

圖3 儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱有限元模型Fig.3 Finite element model of launch canister

根據(jù)各部件實(shí)際裝配關(guān)系，有限元模型中采用連接單元模擬火箭彈與定向器在軸線方向上的閉鎖擋彈力，火箭彈定心部與定向器內(nèi)表面、定向鈕與螺旋導(dǎo)槽以及定向器外部第一、三段(靠近發(fā)射箱前端為第一段)定位環(huán)與發(fā)射箱支撐板之間均定義面-面接觸，采用罰函數(shù)法進(jìn)行處理，軟件自動(dòng)判斷主從面節(jié)點(diǎn)之間是否發(fā)生接觸，并自動(dòng)選取罰函數(shù)剛度。定向器外部第二、四段定位環(huán)與發(fā)射箱支撐板之間定義綁定約束。儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱采用三層堆碼方式儲(chǔ)存，取底層發(fā)射箱為研究對(duì)象，將上面兩個(gè)發(fā)射箱的質(zhì)量簡化為均布載荷施加到箱體框架相應(yīng)位置上。對(duì)箱體底面與堆碼工裝接觸區(qū)域施加邊界條件，約束底面前后共四個(gè)定位孔的平動(dòng)自由度U1=U3=0，其他接觸區(qū)域約束垂向自由度U2=0，載荷及邊界條件如圖3所示。

3.2 定向器鋪層結(jié)構(gòu)

復(fù)合材料定向器由連續(xù)玻璃纖維和環(huán)氧-酸酐樹脂體系經(jīng)濕法纏繞工藝制成，其厚度為2.5 mm，鋪層順序?yàn)閇90°/(±53.7°)5/90°]，有限元模型中定義局部離散坐標(biāo)系，按實(shí)際鋪層順序賦予定向器材料屬性，詳細(xì)鋪層結(jié)構(gòu)如圖4所示。其中左下角坐標(biāo)系代表局部離散坐標(biāo)系，其1方向沿定向器軸線方向，2方向沿定向器周向，3方向沿定向器徑向。各層厚度t表示相對(duì)厚度，并不代表實(shí)際意義上的厚度。各層上的斜線表示纖維方向，可以看出，第1、12層纖維方向與局部離散坐標(biāo)系的2方向一致，表示纖維沿周向纏繞，有限元模型中復(fù)合材料定向器的鋪層方式與實(shí)際結(jié)構(gòu)相同。

圖4 復(fù)合材料定向器的鋪層順序Fig.4 Layup sequence of composite director

3.3 蠕變本構(gòu)模型二次開發(fā)

借助有限元軟件提供的用戶材料子程序接口定義復(fù)合材料各向異性蠕變本構(gòu)模型，UMAT的工作流程示意圖如圖5所示。編程思路如下所示。

圖5 UMAT工作流程示意圖Fig.5 Workflow diagram of UMAT

Step1：在彈性加載分析步內(nèi)，主程序調(diào)用子程序計(jì)算彈性應(yīng)變?chǔ)舉(t)和應(yīng)力σ(t)；

Step4：更新應(yīng)力σ(t+Δt)=σ(t)+Δσ(t)，由于彈性應(yīng)變?cè)隽喀う舉=0，故σ(t+Δt)=σ(t)；

Step5：返回主程序，繼續(xù)計(jì)算下一個(gè)增量步；

Step6：循環(huán)進(jìn)行Step2～5，直至達(dá)到設(shè)定的蠕變總時(shí)間。

3.4 結(jié)果分析

3.4.1 儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱蠕變變形

設(shè)置瞬時(shí)加載、蠕變以及卸載三個(gè)分析步，分別模擬堆碼、儲(chǔ)存蠕變以及移除上層發(fā)射箱的卸載過程。由于發(fā)射箱兼具彈藥包裝箱的功能，故結(jié)合發(fā)射箱設(shè)計(jì)技術(shù)指標(biāo)要求以及火箭彈儲(chǔ)存可靠性要求，設(shè)定蠕變分析步時(shí)長為15年，控制最大增量步長為240 h，以保證有足夠的計(jì)算精度。圖6為儲(chǔ)存15年后箱體框架的殘余變形云圖，最大殘余變形為0.88 mm，位于箱體前端第一段角鋼的中間部位，左右兩側(cè)呈對(duì)稱分布。在最大變形位置，選擇應(yīng)力為90 MPa的單元輸出其蠕變應(yīng)變曲線，如圖7所示。從圖中可以看出，仿真得到的蠕變應(yīng)變曲線與文獻(xiàn)[22]給出的室溫條件下同種材料在相同應(yīng)力作用下的蠕變應(yīng)變曲線吻合較好，有效驗(yàn)證了本文仿真模型的正確性。

圖6 箱體框架殘余變形Fig.6 Residual deformation of launch canister frame

圖7 蠕變應(yīng)變曲線Fig.7 Creep strain curve

儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱各項(xiàng)技術(shù)指標(biāo)能否滿足要求直接關(guān)系到火箭彈的起始擾動(dòng)，進(jìn)而影響射擊密集度。因此，在出廠及使用前通常需要對(duì)儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱進(jìn)行檢測(cè)。一般以射序10號(hào)定向器(位于第三行第三列)為基準(zhǔn)，檢測(cè)基準(zhǔn)定向器對(duì)箱體底面的平行度和箱體底面的平面度，并以基準(zhǔn)定向器為參考檢測(cè)管間平行度。在箱體底面和定向器上各定義一條沿定向器軸線方向的路徑，提取兩條路徑上各節(jié)點(diǎn)的殘余變形量，如圖8所示。定向器的最大殘余變形位于第二、三段定位環(huán)中間部位，主要是由于箱體第二、三支撐板的間距較大，并且火箭彈質(zhì)心以及前、中定心部均處于第二、三支撐板之間，火箭彈的質(zhì)量直接通過定心部作用于該段定向器。根據(jù)圖8計(jì)算得到箱體底面的平面度為0.238 5 mm，基準(zhǔn)定向器對(duì)箱體底面的平行度約為0.254 5 mm，均小于技術(shù)指標(biāo)規(guī)定值。

圖8 箱體底面和基準(zhǔn)定向器沿軸線方向的殘余變形Fig.8 Residual deformation along axis of launch canister frame and reference director

圖9給出了儲(chǔ)存15年后所有20根定向器的最大殘余變形量?？梢钥闯觯鞫ㄏ蚱鞯淖畲髿堄嘧冃卧谌S空間內(nèi)呈馬鞍狀分布，位于上、下兩行中間位置定向器的殘余變形最大，最大值為0.266 1 mm；左、右兩列中間位置定向器的殘余變形最小，最小值為0.243 9 mm?；鶞?zhǔn)定向器的殘余變形量為0.254 5 mm，發(fā)射箱內(nèi)各定向器相對(duì)于基準(zhǔn)定向器的平行度最大值為0.011 6 mm，滿足技術(shù)指標(biāo)要求。

圖9 定向器束的最大殘余變形Fig.9 Maximum residual deformation of director bundle

3.4.2 蠕變對(duì)火箭彈發(fā)射的影響

探究蠕變變形對(duì)火箭彈發(fā)射的影響，進(jìn)而評(píng)估長期堆碼儲(chǔ)存后發(fā)射箱的使用性能是預(yù)測(cè)蠕變變形的最終目的。將蠕變變形后的發(fā)射箱模型作為孤立網(wǎng)格部件導(dǎo)入新的模型，重新定義材料屬性以及部件之間的相互作用關(guān)系，并選擇蠕變變形量最大的定向器模擬火箭彈發(fā)射過程，建立彈管耦合發(fā)射動(dòng)力學(xué)模型。其中，火箭彈定心部與定向器之間、導(dǎo)向鈕與螺旋導(dǎo)槽之間設(shè)置通用接觸，真實(shí)再現(xiàn)火箭彈管內(nèi)運(yùn)動(dòng)時(shí)期的動(dòng)態(tài)接觸碰撞過程。圖10為火箭彈發(fā)射過程中定向器受到的動(dòng)態(tài)接觸碰撞力。可以看出，采用儲(chǔ)存15年后的發(fā)射箱發(fā)射火箭彈時(shí)，彈管之間的動(dòng)態(tài)接觸碰撞力明顯增大。分析認(rèn)為，定向器蠕變變形使得彈管間隙減小是引起接觸碰撞力增加的主要原因?；鸺龔椦囟ㄏ蚱鬏S線方向的速度-時(shí)間曲線如圖11所示。長期儲(chǔ)存后，火箭彈的離軌速度略有降低,離軌時(shí)間增加?；鸺龔椗c定向器間接接觸碰撞力的增大使得火箭彈在管內(nèi)運(yùn)動(dòng)時(shí)期的能量損失增加，最終導(dǎo)致火箭彈運(yùn)動(dòng)速度降低。

圖10 定向器受到的動(dòng)態(tài)接觸碰撞力Fig.10 Dynamic contact collision force on director

圖11 火箭彈軸向速度曲線Fig.11 Axial velocity curve of rocket

4 結(jié)論

針對(duì)連續(xù)玻璃纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹脂基復(fù)合材料開展單軸拉伸蠕變?cè)囼?yàn)，借助有限元軟件提供的用戶材料子程序接口定義了復(fù)合材料各向異性蠕變本構(gòu)關(guān)系，進(jìn)而預(yù)測(cè)了儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱堆碼儲(chǔ)存15年后的蠕變變形，并研究了蠕變變形對(duì)火箭彈發(fā)射過程的影響。得到的結(jié)論如下：

1)冪率模型能夠準(zhǔn)確擬合復(fù)合材料的過渡蠕變階段和穩(wěn)態(tài)蠕變階段，擬合精度高于細(xì)觀混合率模型。

2)儲(chǔ)運(yùn)發(fā)射箱三層堆碼儲(chǔ)存15年后，底層發(fā)射箱箱體框架的最大殘余變形為0.88 mm，最大變形位置在箱體前端第一段角鋼的中間部位；箱體底面的平面度為0.238 5 mm，基準(zhǔn)定向器相對(duì)于箱體底面的平行度為0.254 5 mm，均滿足技術(shù)指標(biāo)要求。

3)定向器束的最大殘余變形在三維空間內(nèi)呈馬鞍狀分布，位于上、下兩行中間位置定向器的殘余變形最大，最大值為0.266 1 mm；左、右兩列中間位置定向器的殘余變形最小，最小值為0.243 9 mm，各定向器相對(duì)于基準(zhǔn)定向器的平行度最大值為0.011 6 mm，小于技術(shù)指標(biāo)規(guī)定值。

4)定向器的蠕變變形使得彈管間隙減小，火箭彈管內(nèi)運(yùn)動(dòng)時(shí)期彈管之間的動(dòng)態(tài)接觸碰撞力增大，能量損失增加，進(jìn)而導(dǎo)致火箭彈的離軌速度降低。