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标准与技术

爆炸螺栓预紧力对冲击响应影响分析

发布时间:2019-01-10   来源:振动与冲击   作者:黄含军,王军评,毛勇建,岳晓红,吕剑  

  导弹、运载火箭级间或头体由螺栓连接,分离时利用火工品爆炸驱动使螺栓解锁,完成导弹的级间或头体分离。火工品装置在实现解锁、分离动作时瞬间释放出爆炸能量,导致安装火工品装置产生的应变能释放及结构部件间碰撞。该能量瞬时作用于分离结构上,使其产生瞬态爆炸分离冲击响应,形成爆炸分离冲击环境[1-2]。爆炸分离冲击作为复杂的振荡型冲击,主要特点为[3-4]:① 持续时间短;② 加速度幅值高,但速度、位移较小;③ 高频率、宽频带。大量事实表明,爆炸分离冲击环境对航天器及其电子系统具有较强的破坏效应,导致航天器硬件故障[5]。因此,对爆炸分离冲击环境的地面试验模拟成为研究重点。

  对爆炸分离冲击环境地面火工装置模拟试验,一般采用悬挂方式,见图1。分离上、下件通过螺栓连接,螺栓解锁后分离下件在重力作用下下落与分离上件分离。对地面利用火工装置模拟试验,GJB150.27-2009[6]及MIL STD-210F[4]中有两个相关试验程序,即用真实配置模拟、用模拟或近似配置模拟。对全尺寸试验而言,用全真配置试验代价昂贵,且可能受某些限制无法进行,故一般采用部分真实部分近似配置试验,可能造成连接分离上下件爆炸螺栓预紧力与实际情况有差异,而爆炸螺栓预紧力由螺栓安装力矩与分离下件质量决定。因此,需分析其对爆炸分离冲击环境影响,以便在试验设计时是否需改变。

  文献[7]针对星箭分离中包带预紧力、分离装置装药量与冲击响应关系进行试验分析。本文针对级间或头体中爆炸螺栓产生预紧力来源即安装拧紧力矩、分离下件重量,通过数值模拟、试验,分析其对爆炸分离冲击响应影响,为爆炸分离冲击试验及构件设计提供参考。

  1 安装拧紧力矩对爆炸分离冲击响应影响数值分析

  为分析螺栓安装拧紧力矩对冲击响应影响,便于数值建模、减小计算规模,考虑简单结构为上下分离件由两段圆锥壳组成,圆锥壳由爆炸螺栓连接,计算模型与文献[8]一致,见图2,上下分离件材料为铝合金,由6个均布爆炸螺栓连接。螺栓、螺母、外套材料为合金钢,剪切销材料为紫铜,用ANSYS/LS DYNA建模,据对称性取1/12有限元模型进行计算。为施加拧紧力矩产生的预紧力,在爆炸螺栓外套与锥壳下件接触处施加轴向约束,在螺栓尾部缓慢施加拉力(以不产生明显应力波效应为宜),达预紧力峰值时突然释放,模拟爆炸螺栓解锁。施加拉力时域分布为三角形,在2ms内从0线性增加至某值后突变为0。为考察不同安装拧紧力矩影响,理想情况考虑对4种不同安装拧紧力矩(20N·m,40N·m,80N·m,120N·m)状态进行计算。数值计算中仅考虑拧紧力矩影响,不考虑炸药爆炸、螺栓分离后撞击及分离下件重力影响。

  据计算结果获得4种拧紧力矩下时域加速度峰值随与爆炸螺栓距离增加而衰减的规律,见图3。选取3特征点位于分离上件同一母线,距螺栓分别为2cm、13cm、61cm,分析的峰值为轴向(X向)响应峰值。由图3看出,随距离增加,加速度峰值呈衰减趋势,衰减趋势由剧烈逐渐变为缓和。3个特征点随预紧力变化规律分析见图4。据文献[9],按冲击环境强度及频谱成份,爆炸分离冲击环境分为近、中、远场区域,对大多数点源,近场区域距冲击源3cm以内,中场区域距冲击源3~15cm,远场区域距冲击源15cm以上。3特征点分别位于近、中及远场区域。由3特征点结果可知,随预紧力增加,加速度峰值呈线性增加;近、中、远场递增程度不一致,各有区别;随距离增加,其递增斜率降低,近场斜率最大,远场最小,即近场响应对拧紧力矩更敏感。

  拧紧力矩、分离下件重量变化对响应影响试验研究

  试验件结构复杂,分离的上下件由爆炸螺栓相连(图1),点火爆炸螺栓的同时启动采集系统进行测点数据采集。针对安装拧紧力矩影响,试验据实际情况考虑40N·m及20N·m两种力矩;针对分离下件重量影响,考虑增加附加重量改变分离下件重量,即不附加重量即分离下件本身42kg及附加56kg配重,重量变化为1.3倍。试验以某测点轴向(X向)、横向(Y向加速度响应及冲击响应谱(SRS)进行对比,该测点距爆炸螺栓中心横向距离约13cm,按文献[9]划分,可认为位于爆炸分离冲击环境中场区域。

  两种拧紧力矩加速度响应时域曲线与冲击响应谱对比见图5、图6,图中“_X”、“_Y”分别表示测点加速度轴向、横向响应,下同。其中图6的冲击响应谱由图5时域响应数据处理计算获得。其中图5(a)、图6(a)为测点X向响应,图5(b)、图6(b)为测点Y向响应。尽管拧紧力矩相差一倍,且时域曲线显示峰值有差异(X向相差9.2%,Y向相差29%),但响应趋势一致;频域冲击响应谱中二者峰值在X向相差1.3dB,Y向相差4.7dB。据GJB150.27-2009允差规定,两相差值均在允差范围内,可认为二者影响一致。据数值模拟结果,在20~120N·m范围内,拧紧力矩与加速度响应峰值呈线性关系。结合本次试验结果,可得拧紧力矩在1倍范围内变化对爆炸分离冲击中远场响应影响较小的结论,与数值模拟结果一致。原因可能为产生爆炸分离冲击载荷的三种机制中,火工品爆炸产生的载荷占主要因素[8]。

  无配重与有配重加速度响应时域曲线与冲击响应谱对比见图7、图8。据有、无配重,分离下件重量差别约1倍。由两图看出,无论在时域或频域两种状态基本一致,表明分离下件重量差别在1倍范围内,影响较小。实际上,在时域X向峰值相差0.4%,Y向相差21.6%;在频域X向峰值相差1.6dB,Y向峰值相差0.09dB。事实上,无论拧紧力矩或分离下件重量,均可归于螺栓预紧力。拧紧力矩与螺栓预紧力关系为Mt=0.2FD(1)

  式中:Mt为拧紧力矩;F为螺栓预紧力;D为螺栓直径。对分离下件重量相关的预紧力可换算成分离下件重量。本次试验中通过计算,40N·m力矩相当于对螺栓施加14286N拉力,而56Kg配重施加到螺栓的拉力为548.5N,两项比较,配重影响可忽略不计。与文献[10]结论一致,即模拟重量大小无关紧要,能较好实现分离即可。

  由以上分析知,分离下件质量较小时其在爆炸螺栓预紧力中的贡献较小,因而螺栓拧紧力矩在预紧力中占优,分离下件重量因素可忽略;分离下件质量较大、在螺栓上产生的拉力与拧紧力矩产生的拉力相当时,其综合产生影响需进一步分析。

  结论

  通过数值模拟、试验及爆炸螺栓预紧力对爆炸分离冲击响应影响即对爆炸螺栓拧紧力矩及分离下件重量变化对冲击响应影响分析,结论如下:

  (1)爆炸螺栓拧紧力矩大小与加速度响应峰值呈线性关系,拧紧力矩在1倍范围内变化对爆炸分离冲击中远场响应影响较小,在实际工作范围内,拧紧力矩变化远小于1倍,影响可忽略不计。

  (2)分离下件质量在1倍范围内变化较螺栓预紧力而言为小量,可忽略爆炸分离冲击环境中远场影响。

  (3)爆炸螺栓安装力矩在1倍范围内变化对中远场冲击响应影响较小,加载困难时可模糊施加;设计分离下件时可不考虑质量。

  参考文献

  [ 1 ] 张小达, 夏益霖. 爆炸分离冲击试验方法标准研究[J]. 航天标准化, 2002(6): 1-5.

  [ 2 ] 张建华. 航天产品的爆炸冲击环境技术综述[J]. 导弹与航天运载技术, 2005(3): 30-36.

  [ 3 ] NASA technical standard, Pyroshock testcriteria[s]. NASA STD 9003. NASA, 1999.

  [ 4 ] Department of defense test method standard. Environmental engineering consideration sand laboratory tests[S]. MIL STD 810F. Department of Defense, USA. 2002: 517. 1-517. 24.

  [ 5 ] Moening CJ. Views of the world pyrotechnicshock[J]. S&V Bul, 1986, 56(3): 3-7.

  [ 6 ] GJB150. 27 2009, 爆炸分离冲击试验[S].

  [ 7 ] 韩晓健, 焦安超, 王睿. 包带低冲击装置冲击试验及数据分析[J]. 航天器环境工程, 2007, 24(5): 318-321.

  [ 8 ] 王军评, 毛勇建, 黄含军. 点式火工分离装置冲击载荷作用机制的数值模拟研究[J]. 振动与冲击, 2013, 32(2): 9-13.

  [ 9 ] 金恂叔, 航天器爆炸冲击环境及其模拟试验技术[J]. 环境技术, 1993(3): 1-12.

  [ 10 ] 潘瑞琳, 汪裕炳. 空间系统爆炸分离冲击资料(第I卷), 1975(2): 25-26.

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