基于納米吸能流體的火工點(diǎn)式分離裝置緩沖技術(shù)研究

董龍雷，韓 祎，官 威，嚴(yán) 健, 胡振興, 張 希, 孫海亮

(1.西安交通大學(xué)航天航空學(xué)院，西安 710049; 2.北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076)

0 引言

火工裝置工作時(shí)會(huì)產(chǎn)生很大的沖擊載荷，沖擊環(huán)境是航天器經(jīng)歷的最惡劣的力學(xué)環(huán)境之一。這種沖擊載荷雖然作用時(shí)間短暫，但因其產(chǎn)生的能量巨大，對(duì)航天器結(jié)構(gòu)所產(chǎn)生的破壞作用不容忽視。NASA統(tǒng)計(jì)分析1963—1985年間發(fā)射的航天器所有故障中，有88次可能與火工沖擊或者振動(dòng)有關(guān)的故障，其中63次是火工沖擊直接或者間接引起[1]?；鸸_擊環(huán)境同樣對(duì)運(yùn)載火箭造成嚴(yán)重災(zāi)難，美國(guó)馬歇爾航天中心統(tǒng)計(jì)分析發(fā)現(xiàn)，1983—1998年間美國(guó)本土運(yùn)載火箭22次事故中5次為分離系統(tǒng)引起[2]。近年來，國(guó)內(nèi)多個(gè)航天器遇到嚴(yán)重的火工沖擊問題[3-4]。隨著我國(guó)北斗導(dǎo)航衛(wèi)星系統(tǒng)、長(zhǎng)期駐留空間站和深空探測(cè)等航天工程的發(fā)展，開展火工裝置的降沖擊防護(hù)技術(shù)研究具有重要工程價(jià)值。

目前國(guó)內(nèi)外火工沖擊防護(hù)方案主要從改進(jìn)沖擊源與優(yōu)化能量傳遞途徑兩方面進(jìn)行，多為被動(dòng)式設(shè)計(jì)：1)優(yōu)化設(shè)計(jì)火工分離裝置，減小沖擊源[5]；2)載荷傳遞路徑中安裝載荷隔離和載荷緩沖裝置[6]；3)加強(qiáng)航天器沖擊敏感儀器抗火工沖擊環(huán)境設(shè)計(jì)[7]。但從整體的抗沖擊效果來看，傳統(tǒng)的防護(hù)措施抗沖擊效果有限，面對(duì)大推力火箭上火工裝置的強(qiáng)沖擊環(huán)境問題存在很大的挑戰(zhàn)。

納米多孔材料具有非常大的比表面積，利用納米多孔材料界面吸收能量，能夠?qū)崿F(xiàn)較高的吸能密度[8-9]。近年來，越來越多的學(xué)者研究納米多孔材料，Chen等[10]首先提出了納米吸能流體防護(hù)的概念，并通過準(zhǔn)靜態(tài)壓潰實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了其能夠提升管件的吸能密度。Liu等[11]進(jìn)行了納米流體的建模研究，利用有限元模擬的方法研究了納米吸能流體填充到一種鎳制微桁架結(jié)構(gòu)中的效果，也得到了其能夠提高承載能力與吸能密度的結(jié)論。孫岳霖[12]對(duì)車用納米吸能流體系統(tǒng)的能量耗散機(jī)理進(jìn)行了研究。此外，相關(guān)研究[13]表明相比于準(zhǔn)靜態(tài)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，動(dòng)態(tài)下納米吸能流體的吸能效率能提高將近3倍?？傮w來說，無論是在準(zhǔn)靜態(tài)還是動(dòng)態(tài)載荷下，納米吸能流體都比常用吸能材料的吸能效率高1個(gè)量級(jí)以上，因而當(dāng)用在抗爆炸沖擊緩沖結(jié)構(gòu)中時(shí)，納米流體將會(huì)表現(xiàn)出遠(yuǎn)超傳統(tǒng)緩沖結(jié)構(gòu)的吸能抗沖擊性能。

綜上所述，納米多孔材料具有高吸能密度以及高吸能效率，可作為緩沖結(jié)構(gòu)用于火工分離裝置等會(huì)產(chǎn)生高速?zèng)_擊的結(jié)構(gòu)。然而，現(xiàn)階段對(duì)于納米吸能流體防護(hù)結(jié)構(gòu)的研究多集中在準(zhǔn)靜態(tài)和低速加載試驗(yàn)研究，對(duì)于納米吸能流體防護(hù)結(jié)構(gòu)在中高速?zèng)_擊下的吸能機(jī)理和動(dòng)力學(xué)行為還缺乏系統(tǒng)研究。本文針對(duì)火工點(diǎn)式分離裝置特點(diǎn)，開展了火工點(diǎn)式分離裝置納米吸能流體沖擊載荷緩沖技術(shù)研究。

1 納米流體吸能原理研究

本節(jié)分析納米流體在被壓縮時(shí)的運(yùn)動(dòng)規(guī)律與吸能原理，為納米吸能裝置的研發(fā)提供理論基礎(chǔ)。圖1為納米吸能流體工作裝置簡(jiǎn)圖。由于液體不會(huì)潤(rùn)濕碳納米孔材料，當(dāng)活塞開始?jí)嚎s時(shí)，液體不會(huì)侵入納米孔?；钊^續(xù)壓縮，隨著外加壓力P持續(xù)增大，固液界面毛細(xì)血管力被克服，液體材料滲入納米孔，體系體積減少，機(jī)械能轉(zhuǎn)換為固-液界面能。

圖1 納米流體工作裝置簡(jiǎn)圖Fig.1 Schematic diagram of nanofluid working device

當(dāng)受限流體的尺寸接近納米級(jí)別的標(biāo)度尺寸時(shí)，在宏觀流體中被忽略的部分特性變得至關(guān)重要。當(dāng)納米流體在固體表面流動(dòng)時(shí)，會(huì)出現(xiàn)滑移現(xiàn)象，可通過滑移長(zhǎng)度來表征這一現(xiàn)象。如式(1)所示[14]

(1)

式中，?P/?z為沿納米流體流動(dòng)方向的壓強(qiáng)梯度，μ為納米流體的流動(dòng)速度，D為受限納米流體的直徑，Ls為滑移長(zhǎng)度。通過分析可以看出納米受限流體的尺寸對(duì)流體黏度以及流速有顯著影響，而黏度與滑移長(zhǎng)度之間同樣存在較為復(fù)雜的關(guān)系。因此，通過參數(shù)模型的求解建立納米受限流體的滲透壓以及運(yùn)動(dòng)方程存在困難。本文引用修正的Laplace-Young方程來描述受限流體的滲透壓和輸運(yùn)過程，這個(gè)方程的參數(shù)可以直接從分子動(dòng)力學(xué)(Molecular Dynamics，MD)模擬文件中提取。此模型可精確表征流體進(jìn)入納米孔道的能量變化過程以及流動(dòng)過程中的阻力。式(2)所示為流體進(jìn)入納米孔道中所需的驅(qū)動(dòng)壓強(qiáng)。

(2)

式中，Pin=4Δγ/D為經(jīng)典的毛細(xì)阻尼項(xiàng)，Δγ為固液界面張力，ΔP=4ηL/D為輸運(yùn)阻力，L為滲入液體柱的長(zhǎng)度，η為橫向單位面積的阻力。

其工作原理為：當(dāng)壓強(qiáng)作用于納米流體時(shí)，首先壓縮液體做功，外力機(jī)械功轉(zhuǎn)換為液-固兩相間的表面張力和摩擦力；繼續(xù)壓縮壓力增大，越過臨界壓力之后，液體將突破毛細(xì)阻力進(jìn)入納米孔道中，機(jī)械能轉(zhuǎn)化成固-液界面能。

圖2 納米流體吸收能量示意圖Fig.2 Schematic diagram of nanofluid absorbing energy

圖2為納米流體的典型壓強(qiáng)-體積變化曲線，該圖反映了一個(gè)典型的液體滲入滲出納米孔道的吸能原理。在壓縮初期由于壓強(qiáng)較低，壓強(qiáng)-體積變化曲線近似為一條直線，這是因?yàn)樵谝后w滲入孔道之前，主要是混合液體本身的壓縮；當(dāng)外界壓強(qiáng)上升到滲入壓強(qiáng)Pin時(shí)，液體分子克服毛細(xì)阻力進(jìn)入納米孔道中，固-液界面能不斷增加；液體分子逐漸將孔道容積充滿，此時(shí)壓力對(duì)混合液進(jìn)行壓縮，與第一階段相似，壓強(qiáng)-體積變化曲線近似一條直線快速上升；卸載開始后，整個(gè)系統(tǒng)的壓強(qiáng)又回到初始狀態(tài)。整個(gè)壓縮-卸載過程，會(huì)形成一個(gè)滯環(huán)曲線，而其包圍的面積即為系統(tǒng)吸收的能量。根據(jù)實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，整個(gè)系統(tǒng)吸收的能量能達(dá)到100 J/g甚至更高，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于傳統(tǒng)的吸能材料，如泡沫材料在0.1～3 J/g，形狀記憶合金在0.3～20 J/g。

2 納米吸能流體緩沖結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及仿真分析

納米流體適合用作吸能材料，且能量吸收效果在很大范圍內(nèi)可調(diào)。但是單純的納米流體不適合作為吸能結(jié)構(gòu)件，需要將納米流體填充到特定的結(jié)構(gòu)中。因此，本節(jié)設(shè)計(jì)了帶緩沖機(jī)構(gòu)的活塞裝置，并進(jìn)行有限元仿真驗(yàn)證。開展了填充不同臨界壓強(qiáng)納米吸能流體的活塞緩沖裝置的準(zhǔn)靜態(tài)壓縮特性和能量吸收特性研究。

2.1 有緩沖結(jié)構(gòu)的活塞裝置設(shè)計(jì)

根據(jù)實(shí)際火工點(diǎn)式分離裝置的尺寸要求，設(shè)計(jì)了活塞裝置。活塞設(shè)計(jì)尺寸參數(shù)如圖3所示，分為活塞壓頭和缸筒兩部分。

(a) 活塞壓頭

(b) 缸筒圖3 活塞結(jié)構(gòu)尺寸模型Fig.3 Piston structure size

根據(jù)圖3所示的尺寸模型建立了活塞的CATIA模型，如圖4所示，分為全剖視圖和全局視圖兩部分。

(a) 全剖視圖

(b)全局視圖圖4 活塞CATIA模型Fig.4 CATIA model of piston

2.2 有限元模型的建立

2.2.1 模型導(dǎo)入及調(diào)整

將上述CATIA所建模型導(dǎo)入Abaqus軟件，增加所填充流體的部件并進(jìn)行裝配，有限元模型如圖5所示。

圖5 活塞有限元模型Fig.5 Finite element model of piston

2.2.2 參數(shù)設(shè)置及網(wǎng)格化分

納米流體的主要力學(xué)特征為可壓縮性(大變形)和液態(tài)性(體積響應(yīng))，其背后的微觀機(jī)理對(duì)納米吸能結(jié)構(gòu)的宏觀力學(xué)響應(yīng)無顯著影響，因此可利用有限元的方法進(jìn)行模擬。典型的納米流體壓縮行為的宏觀力學(xué)表現(xiàn)為3個(gè)階段：當(dāng)外界壓強(qiáng)較低時(shí)，納米流體呈現(xiàn)“彈性形變”；達(dá)到滲入壓強(qiáng)Pin后，出現(xiàn)滲入平臺(tái)，產(chǎn)生“塑性”大變形；當(dāng)所有納米孔道被液體分子填充完畢后，滲入平臺(tái)結(jié)束，納米流體剛度顯著上升[11]。

本文設(shè)計(jì)的緩沖裝置中的活塞壓頭、缸筒均采用普通鋼，定義其材料密度為7.8×103kg/m3，楊氏模量為210 GPa，泊松比為0.3。通過狀態(tài)方程(Equation of State, EOS)對(duì)納米流體的壓縮行為進(jìn)行描述。采用線性的Us-Up Hugoniot形式描述液體的彈性變形，并引入EOS壓實(shí)方程來描述納米流體滲透過程的非彈性體積變形。作用在納米流體材料上的壓強(qiáng)與密度關(guān)系[15]

(3)

為了描述滲透壓實(shí)效應(yīng)，引入P-α EOS壓實(shí)方程

(4)

式中，PT為多孔介質(zhì)承受的壓強(qiáng)，α=ρ/ρs，ρs為多孔介質(zhì)的質(zhì)量密度，孔隙率φ為多孔介質(zhì)的孔容積VP與總?cè)莘eV之比，即φ=VP/V，因此α=1/(1-φ)。

載荷及邊界條件設(shè)置如下：將下平面的6個(gè)自由度完全約束住，給定上表面緩慢勻速增加的位移量。此外，在接觸設(shè)置上選擇罰函數(shù)解法，并定義摩擦系數(shù)為0.1。納米流體網(wǎng)格劃分中，采用降階積分的八節(jié)點(diǎn)三維實(shí)體單元(C3D8R)。利用Abaqus/Explicit進(jìn)行分析，并設(shè)置軟件輸出所選取單元的位移及其反作用力，由此計(jì)算出壓強(qiáng)，來反映納米流體壓縮和吸能特性。

2.2.3 準(zhǔn)靜態(tài)壓縮仿真分析

定義液體開始滲入納米孔道所需壓強(qiáng)為5.8 MPa，所有孔隙均壓實(shí)所需壓強(qiáng)為6.2 MPa。理論上，準(zhǔn)靜態(tài)條件下壓縮填充該納米流體的活塞結(jié)構(gòu)，得到的活塞上表面結(jié)點(diǎn)的壓強(qiáng)位移曲線在壓強(qiáng)為5.8～6.2 MPa時(shí)應(yīng)有一個(gè)斜率遠(yuǎn)小于5.8 MPa前的“平臺(tái)”。其他參數(shù)設(shè)置如上。

圖6為臨界壓強(qiáng)6 MPa的納米吸能流體結(jié)構(gòu)在準(zhǔn)靜態(tài)加載下的壓強(qiáng)-位移曲線。由圖6可以看出，在加載初始階段，壓強(qiáng)與位移基本呈線性關(guān)系，此時(shí)納米流體發(fā)生彈性變形。曲線在壓強(qiáng)為6 MPa附近有一個(gè)明顯的平臺(tái)，此時(shí)納米流體中的基礎(chǔ)液體在外壓作用下滲入納米多孔材料的孔道，這一結(jié)果與2.2.2節(jié)中的理論預(yù)期相符，而平臺(tái)起始?jí)簭?qiáng)即為該納米流體的臨界壓強(qiáng)Pin。平臺(tái)結(jié)束后曲線繼續(xù)快速上升，此時(shí)理論上所有納米孔道均已被液體充滿。卸載時(shí)，曲線以近似加載初始階段的斜率下降，最終曲線與坐標(biāo)軸圍成了一個(gè)封閉的圖形，該圖形的面積即為準(zhǔn)靜態(tài)加載-卸載過程中納米流體緩沖機(jī)構(gòu)所吸收的能量。

圖6 準(zhǔn)靜態(tài)加載下的壓強(qiáng)-位移曲線Fig.6 Pressure-displacement curve under quasi-static loading

參照前述仿真，建立了3個(gè)不同臨界壓強(qiáng)下的有限元模型，分析不同臨界壓強(qiáng)下的納米流體吸能特性。不同臨界壓下的滲透壓強(qiáng)和孔隙壓實(shí)所需壓強(qiáng)的參數(shù)設(shè)置如表1所示。圖7為納米流體在不同臨界壓強(qiáng)下的準(zhǔn)靜態(tài)加載的壓強(qiáng)-位移曲線。由圖7中可以看出，準(zhǔn)靜態(tài)條件下，填充不同臨界壓強(qiáng)納米流體的模型在彈性變形階段壓強(qiáng)-位移曲線幾乎完全重合，相同尺寸模型的曲線平臺(tái)長(zhǎng)度基本相同，但臨界壓強(qiáng)大的模型曲線平臺(tái)顯然更高。相同準(zhǔn)靜態(tài)條件下，臨界壓強(qiáng)更大者吸收的能量更多。

表1 納米流體的不同臨界壓強(qiáng)及滲透壓參數(shù)設(shè)置

圖7 納米流體在不同臨界壓強(qiáng)下的準(zhǔn)靜態(tài) 加載的壓強(qiáng)-位移曲線Fig.7 Pressure displacement of nanofluids under quasi-static loading at different critical pressures

3 納米流體防護(hù)抗沖擊試驗(yàn)

上文主要對(duì)納米流體系統(tǒng)的滲入滲出機(jī)制以及吸能特性開展了機(jī)理性研究和仿真分析。本節(jié)著重對(duì)其工程應(yīng)用進(jìn)行探索，將納米吸能流體作為傳統(tǒng)吸能結(jié)構(gòu)的填充材料，研究其整體的力學(xué)特性，從準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)和落錘沖擊試驗(yàn)兩方面入手。

3.1 準(zhǔn)靜態(tài)加載試驗(yàn)

3.1.1準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)方法

圖8 MTS-880試驗(yàn)機(jī)(局部圖)Fig.8 MTS-880 testing machine (partial view)

基于MTS-880材料試驗(yàn)機(jī)(見圖8)對(duì)納米流體填充活塞試件進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)，以一定的速率進(jìn)行加載。從試驗(yàn)機(jī)上讀取力與位移數(shù)據(jù)，用以后續(xù)分析。

此外，分析比較了納米流體和蜂窩鋁作為緩沖活塞結(jié)構(gòu)填充材料在準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)下的吸能效果。3種不同規(guī)格和型號(hào)的鋁蜂窩芯墊如圖9所示，尺寸如表2所示，其置放順序?yàn)樾吞?hào)Ⅰ(下)、型號(hào)Ⅱ(中)、型號(hào)Ⅲ(上)。納米流體材料如圖10所示。

圖9 不同型號(hào)和規(guī)格的蜂窩鋁芯墊Fig.9 Honeycomb aluminum core pads of different models and specifications

表2 不同型號(hào)蜂窩鋁芯墊尺寸

圖10 納米吸能流體Fig.10 Energy absorbing nanofluid

3.1.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

圖11為對(duì)活塞緩沖結(jié)構(gòu)(填充鋁蜂窩芯墊)實(shí)施位移加載測(cè)得的壓縮力-位移曲線，其加載速率設(shè)置為10 mm/min。圖12為對(duì)活塞緩沖結(jié)構(gòu)(填充納米流體)實(shí)施位移加載測(cè)得的壓縮力-位移曲線，其中加載速率為1 mm/min。圖13為兩種材料壓縮到相同位移的壓縮力-位移曲線，通過對(duì)曲線進(jìn)行積分，蜂窩材料圍成的面積為0.7710 J，納米流體圍成的面積為63.2 J。因此，在準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)中，加載到同等位移條件下，納米流體吸能效果更好。由納米流體的密度為1.24～1.3102 g/cm3，納米多孔與基液的質(zhì)量比為0.6∶10，基于活塞裝置中填充的納米流體質(zhì)量，可以得出納米流體的吸能密度的6.32 J/g，納米顆粒的吸能密度為112.8 J/g。

值得注意的是，兩種材料在設(shè)置加載條件有所區(qū)別。蜂窩鋁芯墊的加載屬于一種壓潰試驗(yàn)，可以壓縮至整個(gè)空間，且不可重復(fù)使用。納米流體的加載可重復(fù)使用，吸能效果會(huì)有略微的降低。

圖11 蜂窩壓縮位移控制的力-位移曲線Fig.11 Force-displacement of displacement control under honeycomb compression

圖12 納米流體壓縮位移控制的力-位移曲線Fig.12 Force-displacement of displacement control under nanofluid compression

圖13 加載相同位移下的兩種材料的力-位移曲線Fig.13 Compression force-displacement of two materials under the same displacement

3.2 落錘沖擊試驗(yàn)

3.2.1 試驗(yàn)平臺(tái)搭建及材料準(zhǔn)備

為進(jìn)一步測(cè)試納米吸能流體抗沖擊效果，開展了落錘沖擊試驗(yàn)。利用XJL-300A型落錘試驗(yàn)機(jī)對(duì)納米流體填充活塞進(jìn)行力學(xué)響應(yīng)測(cè)試。該試驗(yàn)臺(tái)為落地式系統(tǒng)，由高度可調(diào)的底座平臺(tái)(用于放置試驗(yàn)件)、滑軌、落錘、底部緩沖機(jī)構(gòu)以及數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng)組成。具體試驗(yàn)設(shè)備如表3所示，試驗(yàn)平臺(tái)如圖14所示。試驗(yàn)中，依照2.1節(jié)設(shè)置的活塞尺寸，加工3套，實(shí)物如圖15所示。試驗(yàn)中采用的3種納米吸能流體的臨界壓強(qiáng)分別為5，10，20 MPa，實(shí)物如圖16所示。

表3 抗沖擊試驗(yàn)設(shè)備

圖14 落錘沖擊試驗(yàn)平臺(tái)Fig.14 Drop hammer impact test platform

圖15 活塞實(shí)物Fig.15 Piston parts

圖16 3種不同配比的納米吸能流體 (從左至右依次為：5，10，20 MPa)Fig.16 Three kinds of nano energy absorbing fluids with different proportions(From left to right: 5, 10, 20 MPa)

3.2.2 落錘沖擊試驗(yàn)方法

本文設(shè)計(jì)加工了3套緩沖活塞結(jié)構(gòu)，用于對(duì)照比較試驗(yàn)，一套不添加任何填充材料，一套添加鋁蜂窩芯墊，一套添加納米流體，如圖17所示。此外，為了測(cè)試納米流體在不同沖擊速度下的緩沖性能，將落錘分布置于300，1 000，2 000 mm這3個(gè)不同高度?；驹囼?yàn)流程為：將納米流體填充的緩沖活塞結(jié)構(gòu)置于可調(diào)的底座平臺(tái)，調(diào)到基準(zhǔn)位置，確保落錘與活塞壓頭頂面正中心接觸；通過軟件設(shè)定沖擊速度(落錘下落高度)，點(diǎn)擊開始；系統(tǒng)將提升落錘至設(shè)定的高度，并沿滑軌進(jìn)行自由落體，直至與試件接觸完成沖擊；LMS數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)將記錄整個(gè)沖擊過程的沖擊力和加速度信號(hào)，以供后續(xù)分析。

3.2.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

通過落錘試驗(yàn)測(cè)量的沖擊力及加速度如圖18和19所示，此處以活塞緩沖結(jié)構(gòu)填充蜂窩(FW)、納米流體(5 MPa)、未填充任何材料(KZ)在高度為300 mm下測(cè)量的沖擊力和加速度為例。

(a) 未填充材料(空載)

(b) 填充蜂窩鋁芯墊

(c) 填充納米吸能流體

(a) 空載(KZ)

(b)蜂窩鋁芯墊

(c)納米流體(5 MPa)圖18 活塞填充不同材料在高度為300 mm下測(cè)量的沖擊力對(duì)比Fig.18 Comparison of measured impact force for piston filled with different materials at height of 300 mm

(a)空載(KZ)

(b)蜂窩鋁芯墊

(c)納米流體(5 MPa)圖19 活塞填充不同材料在高度為300 mm下 測(cè)量的沖擊加速度對(duì)比Fig.19 Comparison of measured impact acceleration for piston filled with different materials at height of 300 mm

在活塞緩沖結(jié)構(gòu)中填充不同材料，以及在不同沖擊速度(沖擊高度)下測(cè)試的沖擊力和沖擊加速度如表4所示。圖20～21為緩沖結(jié)構(gòu)填充不同材料在不同沖擊速度下的沖擊力和加速度比較。圖22～23為填充不同納米流體在不同沖擊速度下的沖擊力和加速度比較。

表4 不同填充材料及不同沖擊速度(沖擊高度)下的試驗(yàn)結(jié)果

圖20 同一緩沖結(jié)構(gòu)填充不同材料在不同沖擊速度 (沖擊高度)下的沖擊力比較Fig.20 Comparison of impact forces for the same buffer structure filled with different materials at different impact speeds(impact heights)

圖21 同一緩沖結(jié)構(gòu)填充不同材料在不同沖擊速度 (沖擊高度)下的沖擊加速度比較Fig.21 Comparison of impact acceleration for the same buffer structure filled with different materials at different impact speeds(impact heights)

圖22 同一緩沖結(jié)構(gòu)填充不同納米流體在不同沖擊速度 (沖擊高度)下的沖擊力比較Fig.22 Comparison of impact forces for the same buffer structure filled with different nanofluids at different impact speeds (impact heights)

圖23 同一緩沖結(jié)構(gòu)填充不同納米流體在不同沖擊速度 (沖擊高度)下的沖擊加速度比較Fig.23 Comparison of impact acceleration for the same buffer structure filled with different nanofluids at different impact speeds (impact heights)

由圖20～21可以看出，在低速?zèng)_擊下，相比于空載情況，填充鋁蜂窩芯墊的緩沖效果要優(yōu)于填充納米流體的情況。當(dāng)提高沖擊速度后，填充納米流體的緩沖效果要優(yōu)于鋁蜂窩芯墊，且臨界壓強(qiáng)越大，緩沖吸能效果越好，其中沖擊力峰值最大降低59.2%，沖擊加速度最大降低63.4%。由圖22～23可以看出，納米流體臨界壓強(qiáng)在5 MPa至20 MPa的范圍內(nèi)時(shí)，沖擊力和加速度均表現(xiàn)一定的先上升后下降趨勢(shì)，這與納米流體的黏度以及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)有一定的關(guān)系，其中10 MPa下的納米流體黏度較大，會(huì)對(duì)緩沖效果產(chǎn)生影響。

4 結(jié)論

本文針對(duì)火工點(diǎn)式分離裝置工作時(shí)的強(qiáng)沖擊載荷特性，發(fā)展了一種基于納米吸能流體防護(hù)系統(tǒng)的抗沖擊技術(shù)，研究了不同臨界壓強(qiáng)納米流體的吸能特性，設(shè)計(jì)了納米吸能流體防護(hù)活塞結(jié)構(gòu)，建立了納米吸能流體防護(hù)系統(tǒng)抗沖擊原理試驗(yàn)裝置，為強(qiáng)沖擊環(huán)境下的防護(hù)提供了基礎(chǔ)。通過有限元仿真揭示了納米吸能流體的滲入滲出機(jī)制以及吸能原理，并通過準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。仿真表明相同裝置下，施以相同的外界壓力條件，臨界壓強(qiáng)大的模型曲線吸能平臺(tái)越高，吸能能力也更好。在此基礎(chǔ)上，為了探究納米吸能流體防護(hù)系統(tǒng)的抗沖擊特性，進(jìn)行了落錘沖擊試驗(yàn)。落錘沖擊試驗(yàn)結(jié)果表明，在相同的體積空間下，相比于傳統(tǒng)的蜂窩鋁材料，納米流體在高速、重載、高沖擊能量的情況下具有更好的抗沖擊吸能效果，且可重復(fù)使用。納米流體吸能密度高達(dá)122.8 J/g，沖擊力峰值較空載條件下降了59.2%，沖擊加速度峰值下降了63.4%。