具有回彈復(fù)位功能易裂蓋的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及力學(xué)性能研究

賈米芝，徐澧明，林 楠，南博華，王 坤，蔡登安，周光明

（1.南京航空航天大學(xué)機(jī)械結(jié)構(gòu)力學(xué)及控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇南京 210016；2.上海機(jī)電工程研究所，上海 201109；3.上海航天設(shè)備制造總廠有限公司，上海 200245）

0 引 言

箱式發(fā)射技術(shù)在導(dǎo)彈發(fā)射系統(tǒng)中運(yùn)用廣泛。對(duì)于艦載和潛載飛航導(dǎo)彈，貯運(yùn)發(fā)射箱是箱式導(dǎo)彈發(fā)射系統(tǒng)的基本組成部分，而發(fā)射箱蓋作為導(dǎo)彈貯運(yùn)發(fā)射箱中關(guān)鍵部分，其設(shè)計(jì)必須滿足：在導(dǎo)彈存儲(chǔ)和運(yùn)輸中，發(fā)射箱蓋具有一定的密封性以防止發(fā)射裝置內(nèi)的惰性氣體外泄，保護(hù)彈頭不受損傷；當(dāng)導(dǎo)彈發(fā)射時(shí)，需能承受相鄰導(dǎo)彈發(fā)射時(shí)的燃?xì)鉀_擊；在一定的箱內(nèi)燃?xì)鈮毫驈楊^頂破力下能迅速打開，保證導(dǎo)彈順利發(fā)射。

目前導(dǎo)彈發(fā)射蓋有機(jī)械蓋、爆破蓋和復(fù)合材料易裂蓋3 種形式，其中機(jī)械蓋和爆破蓋在不同程度上存在結(jié)構(gòu)復(fù)雜、質(zhì)量大、反應(yīng)慢、保養(yǎng)和維修成本高等缺點(diǎn)。而復(fù)合材料易裂蓋則由于質(zhì)量輕、剛度和強(qiáng)度高、可設(shè)計(jì)性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)逐漸成為國(guó)內(nèi)外導(dǎo)彈發(fā)射箱蓋研究的熱點(diǎn)。

為提高戰(zhàn)斗條件下的可靠性，縮短反應(yīng)時(shí)間提高發(fā)射速度，國(guó)內(nèi)外已研制了多種破壞形式的復(fù)合材料易裂蓋。Doane采用玻璃纖維和環(huán)氧樹脂設(shè)計(jì)了一種穿透式復(fù)合材料易裂蓋，提出在彈頭接觸區(qū)域預(yù)留薄弱區(qū)，利用導(dǎo)彈發(fā)射時(shí)彈頭沖擊易裂蓋使其破碎，從而使導(dǎo)彈順利發(fā)射。Kam等設(shè)計(jì)了一種利用導(dǎo)彈發(fā)射時(shí)在發(fā)射筒中產(chǎn)生高壓燃?xì)馐股w體以預(yù)定的四瓣形式破壞的復(fù)合材料易裂蓋，但由于薄弱區(qū)為純樹脂連接，且蓋體較厚，減重效果不明顯。Zhou等設(shè)計(jì)了一種局部非分裂薄弱區(qū)的圓帽形易裂蓋，實(shí)現(xiàn)了易裂蓋的定向拋出功能。Cai等利用Riemann 算法建立了圓帽形易裂蓋氣流沖破的動(dòng)態(tài)分析有限元模型，分析了薄弱區(qū)位置和加強(qiáng)布條的長(zhǎng)度對(duì)沖破壓力的影響。卓毅等通過設(shè)計(jì)弱化槽并改變槽參數(shù)，配合泡沫材料特性使設(shè)計(jì)的環(huán)氧泡沫塑料易裂蓋達(dá)到了其承壓要求與破壞后的碎片控制，最后通過試驗(yàn)驗(yàn)證了該易裂蓋結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性。安慶升等設(shè)計(jì)了一種沖破式異型結(jié)構(gòu)易裂前蓋，該易裂蓋具備良好的綜合性能，且能滿足該型號(hào)易裂蓋設(shè)計(jì)要求。徐澧明等設(shè)計(jì)了一種凹槽式薄弱區(qū)結(jié)構(gòu)的平面整體沖破式易裂蓋，并分析了設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)易裂蓋性能的影響。李文龍等提出了一種復(fù)合材料多瓣易裂蓋薄弱區(qū)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法，并制作了易裂蓋實(shí)物進(jìn)行試驗(yàn)，達(dá)到了減輕易裂蓋分離體質(zhì)量的效果。段蘇宸等利用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)進(jìn)行了易裂后蓋開啟及運(yùn)動(dòng)過程的燃?xì)饬鲌?chǎng)仿真，仿真計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)一致。

隨著導(dǎo)彈垂直發(fā)射系統(tǒng)的發(fā)展，發(fā)射箱的安裝越來(lái)越密集，上述發(fā)射箱蓋在發(fā)射時(shí)的拋出體在導(dǎo)彈尾焰的加速下，可能會(huì)對(duì)相鄰箱蓋產(chǎn)生沖擊損傷。因此，基于發(fā)射箱蓋安全性的考慮，提出了發(fā)射時(shí)無(wú)拋出碎塊和自動(dòng)關(guān)蓋的新要求。本文設(shè)計(jì)了一種具有回彈復(fù)位功能的新型分瓣頂破式易裂蓋，并對(duì)其進(jìn)行了試驗(yàn)研究和有限元數(shù)值分析。結(jié)果表明，本文設(shè)計(jì)的易裂蓋不僅具有傳統(tǒng)易裂蓋的性能，而且可以成功實(shí)現(xiàn)發(fā)射時(shí)無(wú)拋出碎塊和自動(dòng)關(guān)蓋的功能。本文的回彈設(shè)計(jì)方案為易裂蓋的安全性設(shè)計(jì)提供了新思路。

1 易裂蓋結(jié)構(gòu)和材料

易裂蓋整體結(jié)構(gòu)如圖1所示，設(shè)計(jì)為平面分四瓣的形式，按各區(qū)功能可劃分為5部分：法蘭框、分瓣薄弱區(qū)、根部薄弱區(qū)、分瓣子蓋和功能層。分瓣子蓋和法蘭框由玻璃纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹脂基復(fù)合材料板切割而成。分瓣子蓋之間、分瓣子蓋與法蘭框之間均用AB膠膠接，其膠接區(qū)域分別為分瓣薄弱區(qū)和根部薄弱區(qū)。本文中試制的蓋體鋪層層數(shù)為10 層，中間為8 層0.4 mm（實(shí)測(cè)0.35 mm）厚的0°/90°雙向高強(qiáng)玻璃纖維布，上下兩側(cè)各有一層0.2 mm厚的0°/90°雙向高強(qiáng)玻璃纖維布。鋪層順序?yàn)椋郏?°/90°）/（±45°）］的準(zhǔn)各向同性鋪層。

由于功能層需具備回彈復(fù)位的作用，因此其材料的選取至關(guān)重要。該材料既要可靠地連接分瓣子蓋與法蘭框，保證頂破后無(wú)拋出體飛出，又能在易裂蓋受彈頭頂破時(shí)發(fā)生彈性彎曲，在導(dǎo)彈飛出后依靠自身剛度回彈復(fù)位?？紤]到玻璃纖維雙向平紋布在浸膠固化后具有合適的剛度和強(qiáng)度，在彎曲一定角度后仍可恢復(fù)變形，因此可采用浸膠后的一層或幾層平紋布作為功能層。在蓋體根部薄弱區(qū)的回形位置，通過在功能層與蓋體之間設(shè)置脫粘區(qū)域，使二者之間失去粘接力，以便易裂蓋頂破時(shí)功能層在此脫粘區(qū)域能夠發(fā)生彎曲大變形，并在導(dǎo)彈飛出后依靠自身剛度回彈復(fù)位。如圖1（a）所示，易裂蓋的功能層位于蓋體正面，在制作過程中，將功能層沿與分瓣薄弱區(qū)重合的切割線割開，選擇脫模布作為脫粘區(qū)域處的隔離材料。

圖1 易裂蓋結(jié)構(gòu)Fig.1 The structure of fissile cover

為控制蓋體撕裂方式、頂破力和加強(qiáng)氣密性能，在正面分瓣薄弱區(qū)和反面根部薄弱區(qū)處分別設(shè)置了加強(qiáng)布。對(duì)于分瓣薄弱區(qū)，如圖1（a）所示，從中心到根部將之劃分為A、B、C 3個(gè)區(qū)域，通過在此3個(gè)區(qū)域粘貼不同的加強(qiáng)布，達(dá)到由中心到根部強(qiáng)度呈增強(qiáng)趨勢(shì)的效果，以確保頂破工況下，蓋體首先在中心破壞，然后向根部擴(kuò)展。對(duì)于根部薄弱區(qū)，如圖1（b）所示，貼有回形加強(qiáng)布，通過控制回形加強(qiáng)布的層數(shù)及與分瓣子蓋的粘接寬度來(lái)實(shí)現(xiàn)對(duì)根部強(qiáng)度和氣密性能的調(diào)整。

本文試制的易裂蓋相關(guān)尺寸描述如圖2所示。分瓣薄弱區(qū)膠層寬度為，其A、B、C 3 個(gè)區(qū)域加強(qiáng)布的長(zhǎng)度分別為、、，加強(qiáng)布寬度均為20 mm；功能層脫粘區(qū)域?qū)挾葹?，在分瓣子蓋一側(cè)的長(zhǎng)度為；根部薄弱區(qū)膠層寬度為，其回形加強(qiáng)布的寬度為，長(zhǎng)度均為280 mm，布條與分瓣子蓋搭接長(zhǎng)度為；分瓣子蓋根部邊長(zhǎng)為；易裂蓋直徑為。易裂蓋實(shí)物如圖3所示，其中正面粘貼了一層功能層，A 和B 區(qū)粘貼了1 層0.2 mm 厚加強(qiáng)布，C 區(qū)粘貼了2 層0.2 mm 厚加強(qiáng)布，反面根部薄弱區(qū)粘貼了1 層0.2 mm 厚的回形加強(qiáng)布。易裂蓋試件的詳細(xì)尺寸數(shù)據(jù)如表1所示。

圖2 薄弱區(qū)處結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of the structure at the weak area

圖3 成型后的易裂蓋Fig.3 The fissile cover after molding

表1 易裂蓋尺寸Tab.1 Dimensions of the fissile cover

本設(shè)計(jì)方案在針對(duì)具體技術(shù)指標(biāo)時(shí)，可通過調(diào)整易裂蓋的厚度（鋪層層數(shù)）、功能層的層數(shù)、加強(qiáng)布層數(shù)和搭接寬度等設(shè)計(jì)參數(shù)，達(dá)到預(yù)期的性能指標(biāo)。

2 試驗(yàn)研究

2.1 承壓試驗(yàn)

對(duì)易裂蓋試件進(jìn)行承壓試驗(yàn)，測(cè)試其氣密性能和最大變形。承壓試驗(yàn)所使用的試驗(yàn)裝置示意圖如圖4所示，由模擬發(fā)射筒、充氣泵、進(jìn)（出）氣管、進(jìn)（放）氣閥和氣壓表構(gòu)成。實(shí)際安裝如圖5 所示，易裂蓋正面朝上，為模擬真實(shí)導(dǎo)彈發(fā)射筒內(nèi)壓環(huán)境，筒上自帶密封條確保氣密。易裂蓋由壓環(huán)壓實(shí)固定，通過螺栓安裝在模擬發(fā)射筒上。

圖4 承壓試驗(yàn)裝置Fig.4 Pressure test device

圖5 易裂蓋中心位移測(cè)量Fig.5 Center displacement measurement of the fissile cover

試驗(yàn)使用位移傳感器測(cè)量蓋體中心和法蘭壓環(huán)位移，通過蓋體中心位移減去壓環(huán)位移消除誤差得到中心真實(shí)位移。試驗(yàn)過程中，緩慢向模擬發(fā)射筒內(nèi)加壓，通過氣壓表讀取筒內(nèi)壓力，試驗(yàn)從0.016 MPa開始測(cè)量，每隔0.002 MPa測(cè)一次位移，同時(shí)檢查氣管與閥門處是否漏氣，觀察易裂蓋是否破壞。當(dāng)氣壓加到0.038 MPa時(shí)，易裂蓋漏氣。打開放氣閥將氣體排出，壓力回零后，觀察易裂蓋有無(wú)殘余變形。圖6為易裂蓋中心點(diǎn)載荷-位移曲線圖，由圖可知，隨著氣壓的增加，易裂蓋中心的最大變形呈線性變化，氣壓在0.036 MPa時(shí)中心有效最大位移為2.782 5 mm。

圖6 易裂蓋中心變形Fig.6 Center deformation of the fissile cover

2.2 頂破試驗(yàn)

頂破試驗(yàn)安裝如圖7所示，先將木質(zhì)模擬彈頭安裝在微機(jī)萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上，設(shè)置彈頭向下運(yùn)動(dòng)，將易裂蓋反面朝上安裝，與實(shí)際導(dǎo)彈發(fā)射時(shí)彈頭所對(duì)一側(cè)一致。隨后調(diào)整易裂蓋所處的支撐架，使彈頭與易裂蓋中心相對(duì)，并固定支撐架。加載速度設(shè)置為200 mm/min。

圖7 頂破安裝圖Fig.7 Burst installation diagram

頂破及回彈過程如圖8所示。初始時(shí)，易裂蓋無(wú)損傷；彈頭與易裂蓋接觸后，易裂蓋中心處薄弱區(qū)首先發(fā)生破壞；隨著彈頭的移動(dòng)，損傷逐漸向分瓣薄弱區(qū)擴(kuò)展；最后，在彈頭作用下，根部薄弱區(qū)損壞，功能層發(fā)生彎曲大變形，易裂蓋向四周分四瓣打開。當(dāng)彈頭收回時(shí)，分瓣子蓋在功能層的作用下按頂破時(shí)的破壞路徑及時(shí)回彈，當(dāng)彈頭完全退出后，分瓣子蓋基本復(fù)位。

圖8 頂破及回彈過程Fig.8 Bursting and rebound process

頂破后易裂蓋如圖9 所示，4 個(gè)分瓣子蓋保持完整，薄弱區(qū)處加強(qiáng)布與分瓣子蓋相連，無(wú)碎片掉落。分瓣子蓋與法蘭無(wú)分層破壞，斷面處平整，分瓣子蓋按預(yù)期方式通過功能層與法蘭相連，子蓋在功能層作用下處于關(guān)閉狀態(tài)。分瓣薄弱區(qū)和根部薄弱區(qū)的加強(qiáng)布與分瓣子蓋之間的破壞模式均為脫粘，試驗(yàn)機(jī)所測(cè)得頂破力為1.93 kN。

圖9 頂破后易裂蓋Fig.9 The fissile cover after bursting

3 有限元分析

3.1 承壓工況

為研究易裂蓋的變形，建立了易裂蓋的承壓工況有限元分析模型。分瓣子蓋、法蘭和加強(qiáng)布采用表2中的雙向高強(qiáng)玻璃纖維單層板性能參數(shù)；薄弱區(qū)的膠層采用表3中的AB膠性能參數(shù)；模型中在加強(qiáng)布與蓋體之間單獨(dú)建立了一層膠層，以模擬二者之間的膠接，并賦表4中的樹脂性能參數(shù)。實(shí)際工裝中，易裂蓋通過金屬壓環(huán)和螺栓固定，因此在法蘭處使用固支邊界條件進(jìn)行模擬。在易裂蓋上施加的載荷為均布載荷。

表2中：、為材料彈性模量；為材料平面剪切模量；為材料泊松比（上述符號(hào)下標(biāo)中的1、2分別代表直角坐標(biāo)系中x、y方向）。表3中：為AB膠彈性模量；為AB膠泊松比；為AB膠拉伸強(qiáng)度。表4中：為樹脂彈性模量；為樹脂泊松比；為樹脂拉伸強(qiáng)度。

表2 單層板性能參數(shù)Tab.2 Properties of the composite laminate

表3 AB膠性能參數(shù)Tab.3 Properties of the AB

表4 樹脂性能參數(shù)Tab.4 Properties of the epoxy resin

圖10 為有限元模型在施加0.036 MPa 均布載荷后的應(yīng)力和變形分布云圖。其中，圖10（a）為易裂蓋整體Mises應(yīng)力分布云圖，圖10（b）為易裂蓋整體變形分布云圖。

圖10 易裂蓋應(yīng)力和變形分布Fig.10 Distribution of stress and deformation of the fissile cover

由圖10（a）可知，易裂蓋整體應(yīng)力水平較低，最大應(yīng)力為81.03 MPa。應(yīng)力相對(duì)較高的區(qū)域出現(xiàn)在分瓣薄弱區(qū)和根部薄弱區(qū)，與前文試驗(yàn)中的破壞模式吻合較好。由圖10（b）可知，模型變形呈環(huán)形分布，中心處變形最大，由中心向根部薄弱區(qū)變形逐漸變小。

易裂蓋中心點(diǎn)變形試驗(yàn)值與仿真值對(duì)比如圖11所示，兩者變化趨勢(shì)一致，在0.036 MPa 處有最大誤差，為4.08%。因此，本文建立的承壓有限元模型較為合理，對(duì)易裂蓋的變形可有效預(yù)測(cè)。

圖11 試驗(yàn)值與仿真值最大變形對(duì)比Fig.11 Comparison of maximum deformation between experimental value and simulated value

3.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)變形的影響

基于上述靜態(tài)承壓有限元模型，本文針對(duì)易裂蓋不同鋪層層數(shù)、正面與反面加強(qiáng)布層數(shù)以及功能層層數(shù)對(duì)其中心處最大變形的影響進(jìn)行了分析。在分析易裂蓋鋪層層數(shù)時(shí)，保持薄弱區(qū)寬度、正反面加強(qiáng)布尺寸、層數(shù)與功能層層數(shù)等其他參數(shù)不變。分別對(duì)鋪層層數(shù)4 層（1.1 mm）、6 層（1.8 mm）、8 層（2.5 mm）、10 層（3.2 mm）、12 層（3.9 mm）、14 層（4.6 mm）、16 層（5.3 mm）、18 層（6.0 mm）、20 層（6.7 mm）、22 層（7.4 mm）這10 種情況下的有限元模型進(jìn)行了仿真分析。在分析正面加強(qiáng)布影響時(shí)，保持蓋體鋪層層數(shù)10層、功能層層數(shù)1層，反面加強(qiáng)布尺寸和層數(shù)1層不變，分別對(duì)正面加強(qiáng)布層數(shù)1～5 層的有限元模型進(jìn)行了仿真分析。在分析反面加強(qiáng)布影響時(shí)，保持蓋體鋪層層數(shù)10 層、功能層層數(shù)1 層、正面A、B 區(qū)加強(qiáng)布層數(shù)1 層、C 區(qū)加強(qiáng)布2 層不變，分別對(duì)反面加強(qiáng)布層數(shù)1～5 層的有限元模型進(jìn)行了仿真分析。在分析功能層層數(shù)影響時(shí)，保持其余參數(shù)不變，分別對(duì)功能層層數(shù)1～5 層的有限元模型進(jìn)行了仿真分析。在以上分析中，對(duì)蓋體均施加0.02 MPa的均布載荷。

圖12為易裂蓋最大變形隨鋪層層數(shù)的變化曲線，圖13為易裂蓋最大變形隨正面加強(qiáng)布層數(shù)的變化曲線，圖14為易裂蓋最大變形隨反面加強(qiáng)布層數(shù)的變化曲線，圖15為易裂蓋最大變形隨功能層層數(shù)的變化曲線。

圖12 最大變形隨鋪層層數(shù)變化曲線Fig.12 The curve of maximum deformation varies with the number of layers

圖13 最大變形隨正面加強(qiáng)布層數(shù)變化曲線Fig.13 The curve of maximum deformation varies with the number of layers in the front reinforcement

圖14 最大變形隨反面加強(qiáng)布層數(shù)變化曲線Fig.14 The curve of maximum deformation varies with the number of layers in the back reinforcement

圖15 最大變形隨功能層層數(shù)變化曲線Fig.15 The curve of maximum deformation varies with the number of functional layers

從圖12 可以看出，在蓋體鋪層層數(shù)小于12 層時(shí)，最大變形隨蓋體厚度基本呈線性變化，變化顯著；當(dāng)蓋體鋪層層數(shù)從12 層增至16 層時(shí)，可以明顯看出蓋體厚度對(duì)最大變形的影響逐漸減弱；當(dāng)蓋體鋪層層數(shù)從16 層增至22 層時(shí)，隨厚度增加，最大變形基本不變。從圖13～15 可以看出，最大變形隨正、反面加強(qiáng)布層數(shù)與功能層層數(shù)的增加均呈線性遞減，且正、反面加強(qiáng)布厚度與功能層層數(shù)對(duì)最大變形的影響均不顯著。正面加強(qiáng)布從1 層增至5 層，最大變形僅減少0.227 mm；反面加強(qiáng)布從1 層增至5 層，最大變形僅減少0.372 mm；功能層層數(shù)從1層增至5層，最大變形僅減少0.634 mm。

3.3 頂破工況

為研究易裂蓋的頂破性能和損傷機(jī)理，本文建立了動(dòng)態(tài)頂破有限元模型。由前文試驗(yàn)研究可知，易裂蓋在頂破時(shí)，僅有薄弱區(qū)AB膠破壞和加強(qiáng)布的脫粘，復(fù)合材料蓋體并沒有發(fā)生損傷。因此，在頂破模型中，只對(duì)AB膠和加強(qiáng)布膠層進(jìn)行損傷失效判斷。由于AB膠和加強(qiáng)布樹脂膠層為各向同性材料，因此使用Von-Mises失效準(zhǔn)則對(duì)其進(jìn)行失效判斷，其形式如下：

式中：σ、σ、σ、τ、τ、τ為坐標(biāo)系下應(yīng)力分量。

頂破工況采用Abaqus顯示分析，易裂蓋膠層單元設(shè)置為破壞后刪除單元，彈頭約束為剛體，通過施加彈頭位移模擬彈頭運(yùn)動(dòng)。頂破工況下易裂蓋應(yīng)力云圖如圖16所示。

圖16 頂破工況下應(yīng)力云圖Fig.16 Stress cloud diagram under bursting conditions

由圖16 可知，易裂蓋剛開始發(fā)生破壞時(shí)，易裂蓋中心處有應(yīng)力集中現(xiàn)象，此時(shí)分瓣薄弱區(qū)AB 膠開始發(fā)生損傷破壞，隨著彈頭繼續(xù)運(yùn)動(dòng)，易裂蓋分瓣薄弱區(qū)膠層的損傷由中心向根部擴(kuò)展，并伴隨分瓣薄弱區(qū)加強(qiáng)布開始脫粘。隨后，分瓣薄弱區(qū)加強(qiáng)布對(duì)分瓣子蓋失去粘接作用，蓋體開始分瓣，根部薄弱區(qū)處加強(qiáng)布由拐角向中心破壞。最后，分瓣子蓋之間完全斷裂，易裂蓋根部薄弱區(qū)膠層斷裂，分瓣子蓋與法蘭由功能層連接，功能層發(fā)生彎曲大變形，易裂蓋分瓣子蓋翻折打開。模型破壞形式與試驗(yàn)現(xiàn)象相吻合。有限元計(jì)算所得頂破力為2.309 kN，與試驗(yàn)值1.93 kN相差19.64%。綜合可知，本文所建頂破有限元模型對(duì)頂破效果的模擬較好，對(duì)頂破力的預(yù)測(cè)精度較高。

4 結(jié)束語(yǔ)

本文提出了具有回彈復(fù)位功能易裂蓋的設(shè)計(jì)方案，并對(duì)其進(jìn)行了承壓試驗(yàn)和頂破試驗(yàn)。承壓試驗(yàn)結(jié)果顯示：試制的易裂蓋能承受的最大壓力為0.036 MPa，在其發(fā)生損傷前，中心最大變形隨氣壓載荷的增大呈線性增長(zhǎng)趨勢(shì)。頂破試驗(yàn)結(jié)果顯示：本文所研究的易裂蓋既能按設(shè)定的破壞方式破壞，又能在頂破后實(shí)現(xiàn)自動(dòng)回彈復(fù)位，所設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)滿足預(yù)期要求。

本文建立了易裂蓋相關(guān)有限元模型，有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差較小，驗(yàn)證了仿真模型的合理性；分析了部分結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化對(duì)承壓工況下變形的影響，結(jié)果表明，蓋體厚度的增大使易裂蓋承壓工況下最大變形減小，而功能層與正反面加強(qiáng)布層數(shù)的增加，對(duì)承壓工況下蓋體最大變形的影響不大。此外，在易裂蓋設(shè)計(jì)中，還可通過調(diào)整薄弱區(qū)寬度、功能層的層數(shù)、分離子蓋大小和加強(qiáng)布搭接寬度等設(shè)計(jì)參數(shù)，來(lái)達(dá)到預(yù)期的性能指標(biāo)。