自適應(yīng)底座附加沖擊載荷的積分表達(dá)和影響因子*

仲健林，任 杰，蔡德詠，胡建國(guó),3

(1.南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京 210094；2.72465部隊(duì)，山東 濟(jì)南 250022；3.西安現(xiàn)代控制技術(shù)研究所，陜西 西安 710065)

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自適應(yīng)底座附加沖擊載荷的積分表達(dá)和影響因子*

仲健林1，任 杰1，蔡德詠2，胡建國(guó)1,3

(1.南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京 210094；2.72465部隊(duì)，山東 濟(jì)南 250022；3.西安現(xiàn)代控制技術(shù)研究所，陜西 西安 710065)

為研究附加沖擊載荷的解析方法和影響因子，推導(dǎo)了附加沖擊載荷的積分表達(dá)式，獲得了影響附加沖擊載荷的3個(gè)主要參數(shù)；建立底座的數(shù)值模型，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了數(shù)值模型建立方法的正確性。在數(shù)值模型基礎(chǔ)上，結(jié)合MISO(multiple-input, single-output)多元廣義多項(xiàng)式神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)方法，建立了底座力學(xué)特性數(shù)學(xué)模型，對(duì)附加沖擊載荷的影響因子進(jìn)行智能決策分析。分析結(jié)果表明：對(duì)于附加沖擊載荷的影響因子由高到低排序?yàn)楹熅€(xiàn)模量、截面面積、簾線(xiàn)間距，且當(dāng)相應(yīng)參數(shù)的變化導(dǎo)致附加沖擊載荷增大時(shí)，該參數(shù)對(duì)附加沖擊載荷的影響因子逐漸減小。

爆炸力學(xué)；影響因子；數(shù)值模型；自適應(yīng)底座；附加沖擊載荷

導(dǎo)彈懸垂彈射技術(shù)具有發(fā)射準(zhǔn)備時(shí)間短和利于實(shí)現(xiàn)任意點(diǎn)隨機(jī)發(fā)射等優(yōu)點(diǎn)，常見(jiàn)彈射方式有壓縮空氣式、燃?xì)馐健⑷細(xì)?蒸汽式等[1-4]。懸垂彈射沖擊瞬間產(chǎn)生幾十噸至幾百?lài)嵉膹椛浜笞Γ瑸闇p小彈射沖擊后坐力對(duì)發(fā)射車(chē)的影響以及實(shí)現(xiàn)任意點(diǎn)隨機(jī)發(fā)射，對(duì)懸垂彈射平臺(tái)采用了自適應(yīng)底座技術(shù)。附加沖擊載荷是自適應(yīng)底座最主要的力學(xué)性能指標(biāo)之一，涉及發(fā)射平臺(tái)動(dòng)力匹配、動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性等重要問(wèn)題。目前，中國(guó)對(duì)自適應(yīng)底座的研究才剛起步，尚未建立反映其結(jié)構(gòu)形式與附加沖擊載荷之間內(nèi)在規(guī)律的解析方法，對(duì)附加沖擊載荷的影響因子也未進(jìn)行深入研究，較多的是通過(guò)實(shí)驗(yàn)手段來(lái)檢驗(yàn)自適應(yīng)底座的工作特性[5]，因此對(duì)附加沖擊載荷解析方法和影響因子進(jìn)行研究，能夠有效地推動(dòng)導(dǎo)彈懸垂彈射技術(shù)的發(fā)展。為研究自適應(yīng)底座附加沖擊載荷的解析方法和影響因子，首先，建立自適應(yīng)底座的數(shù)學(xué)模型，取自適應(yīng)底座壁面微元推導(dǎo)附加沖擊載荷積分表達(dá)式；其次，建立實(shí)驗(yàn)狀態(tài)自適應(yīng)底座數(shù)值模型，通過(guò)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證數(shù)值建模方法的正確性，對(duì)比附加沖擊載荷峰值的數(shù)值模型解和解析解，驗(yàn)證附加沖擊載荷解析方法的正確性；最后，對(duì)自適應(yīng)底座進(jìn)行參數(shù)化數(shù)值分析，建立其神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)數(shù)學(xué)模型，針對(duì)簾線(xiàn)模量、截面面積、簾線(xiàn)間距參數(shù)，對(duì)附加沖擊載荷的影響因子進(jìn)行智能決策分析。

圖1 懸垂彈射系統(tǒng) Fig.1 Drape ejection system

1 附加沖擊載荷解析方法

1.1 懸垂彈射系統(tǒng)

如圖1所示，導(dǎo)彈懸垂彈射系統(tǒng)主要包括導(dǎo)彈尾罩、彈射動(dòng)力源、初容室和自適應(yīng)底座。自適應(yīng)底座是由簾線(xiàn)/橡膠復(fù)合材料經(jīng)多層粘接熱壓而成的柔性構(gòu)件。懸垂彈射時(shí)，自適應(yīng)底座沿垂向和徑向發(fā)生膨脹，與路面接觸后能夠自動(dòng)適應(yīng)不同的路面狀態(tài)，大幅降低彈射系統(tǒng)對(duì)發(fā)射場(chǎng)坪的要求。

懸垂彈射系統(tǒng)起豎完成后，自適應(yīng)底座懸離地面一定高度。彈射時(shí)，彈射動(dòng)力源產(chǎn)生高壓氣體，在初容室內(nèi)部形成高壓；壓力作用在導(dǎo)彈尾罩上為導(dǎo)彈彈射提供動(dòng)力，作用在自適應(yīng)底座上則會(huì)使底座產(chǎn)生膨脹變形，觸地后將壓力釋放至地面。由于底座懸垂，作用在底座上的氣體壓力不能全部傳遞到地面上。通過(guò)實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，底座對(duì)初容室底部形成了沖擊載荷作用，稱(chēng)之為附加沖擊載荷。

1.2 附加沖擊載荷的積分表達(dá)

圖2 膨脹狀態(tài)自適應(yīng)底座示意圖Fig.2 Diagrammatic sketch of adaptive base in expansion state

圖3 柱坐標(biāo)系中的dAFig.3 dA in the cylindrical coordinate system

導(dǎo)彈彈射沖擊瞬間，高壓氣體充入自適應(yīng)底座內(nèi)部，底座外部為標(biāo)準(zhǔn)大氣，內(nèi)外壓強(qiáng)均作用在底座壁面上。底座壁面很薄，研究時(shí)忽略壁面厚度，將其受力狀態(tài)簡(jiǎn)化為只受內(nèi)部相對(duì)壓強(qiáng)p(實(shí)際內(nèi)壓與大氣壓強(qiáng)差值)的作用。在壓強(qiáng)p的作用下，自適應(yīng)底座發(fā)生膨脹變形，最后與地面接觸，釋放壓力達(dá)到平衡狀態(tài)，如圖2所示。

在柱坐標(biāo)系下對(duì)膨脹狀態(tài)的自適應(yīng)底座進(jìn)行研究，如圖2所示，建立柱坐標(biāo)系(ρ,φ,z)，坐標(biāo)系原點(diǎn)O取在底座上端面中心處，z向垂直向上。ρ1為底座上端面在水平面上投影的矢徑，ρ2為底座壁面最外緣到z軸的距離，ρ3為底座觸地邊緣到z軸的距離，底座觸地邊緣與上端面的距離為Z。在矢徑為ρ3的區(qū)域上，內(nèi)部壓力與地面反作用力相互平衡，作用在該區(qū)域上的內(nèi)部壓力不產(chǎn)生附加沖擊載荷。將自適應(yīng)底座壁面壓力沿底座的徑向和垂向進(jìn)行分解，如圖2所示，壓力p的徑向分量使底座承受徑向張力作用，垂向分量產(chǎn)生附加沖擊載荷。

膨脹后的底座壁面為曲面，在曲面上取微元dA進(jìn)行研究，dA在柱坐標(biāo)系(ρ,φ,z)中如圖3所示。

壓強(qiáng)p作用在dA微元上，壓力為dP=pdA，dP的垂向分量dF即為附加沖擊載荷，dF表示為:

dF=dPsinα=pdAsinα

(1)

式中:α為dA微元與z軸的夾角。

微元dA可視為梯形，其高是dρ/sinα，忽略二階小量，則微元的面積可近似表示為:

(2)

式中:dφ為dA微元在柱坐標(biāo)系中對(duì)應(yīng)的角度。

由式(1)和式(2)，dA區(qū)域上dP的垂向分量:

dF=dPsinα=pdAsinα=pρdρdφ

(3)

如圖2所示，底座膨脹后的壁面為光滑曲面。設(shè)光滑曲面為Σ，引入矢徑為ρ2的輔助平面Σ3。Σ3將光滑曲面Σ分為Σ1和Σ2。Σ1、Σ2與任一平行于z軸的直線(xiàn)交點(diǎn)只有一個(gè)，則Σ1和Σ2的方程為單值函數(shù)z=z(ρ,φ)。Σ1和Σ2在與z軸垂直的水平面上投影區(qū)域分別為D1和D2。函數(shù)z=z(ρ,φ)在D上具有連續(xù)偏導(dǎo)數(shù)，被積函數(shù)f(ρ,φ,z)在光滑曲面Σ上連續(xù)。首先將曲面投影到水平地面上，將對(duì)面積的曲面積分化為積分區(qū)域上的二重積分。

式(3)為dA曲面微元的附加沖擊載荷微分表達(dá)式，對(duì)自適應(yīng)底座的壁面進(jìn)行積分即可得到附加沖擊載荷的積分表達(dá)式。根據(jù)曲面積分的算法，有：

(4)

式(4)為附加沖擊載荷的積分表達(dá)式，是變上下限積分，ρ1和ρ3均為變量。本文所研究底座處于水平狀態(tài)，ρ1為底座上端面在水平地面上投影的矢徑，即底座上端面的內(nèi)徑；ρ3與底座觸地區(qū)域形狀和大小有關(guān)，底座觸地區(qū)域?yàn)閳A形，ρ3為圓的半徑，見(jiàn)圖4。因此，積分表達(dá)式(4)的上下限有定值，式(4)可改寫(xiě)為:

(5)

圖4 積分區(qū)域的水平地面投影Fig.4 Horizontal ground projection of integration region

為便于描述，將矢徑ρ1包含的區(qū)域的水平投影面積設(shè)為S，矢徑ρ3包含的區(qū)域的水平投影的面積設(shè)為S′，可將式(5)改寫(xiě)為:

(6)

式(6)即為附加沖擊載荷的理論計(jì)算公式，可用來(lái)計(jì)算底座在懸垂彈射時(shí)所產(chǎn)生的附加沖擊載荷。由式(6)可知，附加沖擊載荷與底座的觸地面積直接相關(guān)，對(duì)于既定結(jié)構(gòu)和特定壓強(qiáng)下的底座，其觸地面積主要取決于簾線(xiàn)-橡膠復(fù)合材料的材料特性。由模量混合律可知，簾線(xiàn)/橡膠復(fù)合材料的模量由組分材料的模量和體積含量所決定[6]。由于橡膠的模量和簾線(xiàn)的模量相差甚遠(yuǎn)，橡膠的模量對(duì)復(fù)合材料模量的貢獻(xiàn)很小，因此，底座附加沖擊載荷影響因子的主要參數(shù)為：簾線(xiàn)模量、簾線(xiàn)截面面積、簾線(xiàn)間距。

2 自適應(yīng)底座數(shù)值模型

建立底座的數(shù)值模型，搭建實(shí)驗(yàn)平臺(tái)測(cè)量底座產(chǎn)生的附加沖擊載荷，驗(yàn)證數(shù)值模型的正確性。改變底座中簾線(xiàn)模量，模擬獲得不同簾線(xiàn)模量下的數(shù)值模型的附加沖擊載荷，與積分表達(dá)式的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證附加沖擊載荷積分表達(dá)式推導(dǎo)的正確性。

圖5 自適應(yīng)底座數(shù)值模型Fig.5 The numerical model for the adaptive base

圖6 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)示意圖Fig.6 Schematic diagram of the experimental platform

2.1 數(shù)值模型與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

引用劉琥等[5]的方法，建立實(shí)驗(yàn)狀態(tài)下自適應(yīng)底座的數(shù)值模型，采用S4R單元對(duì)底座結(jié)構(gòu)進(jìn)行離散，采用Rebar單元模擬簾線(xiàn)增強(qiáng)相，通過(guò)Rebar單元的橫截面面積來(lái)定義簾線(xiàn)的直徑d，簾線(xiàn)角θ按所在層的具體位置取值；采用Mooney-Rivilin本構(gòu)模型模擬橡膠材料，初容室和地面分別賦予相應(yīng)的材料屬性。在數(shù)值模型中定義自適應(yīng)底座上端面和初容室底部固連，在初容室與自適應(yīng)底座的連接界面上提取附加沖擊載荷作用力，在自適應(yīng)底座底面與地面之間建立接觸關(guān)系，自適應(yīng)底座數(shù)值模型見(jiàn)圖5。

如圖6所示，附加沖擊載荷測(cè)量實(shí)驗(yàn)平臺(tái)由底座、初容室、測(cè)力傳感器、支撐臺(tái)架等部件構(gòu)成。通過(guò)進(jìn)氣閥在底座內(nèi)部進(jìn)行加壓，底座膨脹與地面接觸后對(duì)初容室產(chǎn)生附加沖擊載荷。附加沖擊載荷通過(guò)初容室上端面?zhèn)鬟f至支撐臺(tái)架，利用周向均布的3個(gè)測(cè)力傳感器測(cè)量初容室上端面與支撐臺(tái)架之間的作用力，附加沖擊載荷值遠(yuǎn)大于初容室的自身重力，因此該作用力可視為附加沖擊載荷。

圖7 附加沖擊載荷對(duì)比Fig.7 Comparison of additional impact load

針對(duì)實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ停瑢?個(gè)測(cè)點(diǎn)的作用力曲線(xiàn)疊加得到附加沖擊載荷曲線(xiàn)，在數(shù)值模型中，提取自適應(yīng)底座對(duì)初容室的作用力，此作用力即為附加沖擊載荷。對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行量綱一化處理，將附加沖擊載荷除以?xún)?nèi)部壓強(qiáng)峰值p與底座上端面的面積S的乘積，圖7給出了附加沖擊載荷隨量綱一時(shí)間變化曲線(xiàn)。數(shù)值模型解與實(shí)驗(yàn)測(cè)量值變化規(guī)律一致，附加沖擊載荷峰值的相對(duì)誤差約為7%，滿(mǎn)足工程精度要求，驗(yàn)證了數(shù)值建模方法的正確性。

2.2 積分表達(dá)式的數(shù)值模型驗(yàn)證

圖8 附加沖擊載荷峰值的解析解與數(shù)值解Fig.8 Numerical solutions and analytical solutions of the maximum additional impact load

圖9 參數(shù)化數(shù)值模型輸入?yún)?shù)Fig.9 Input parameters of the parametric numerical model

圖10 參數(shù)化數(shù)值模型輸出參數(shù)Fig.10 Output parameters of the parametric numerical model

圖11 數(shù)學(xué)模型誤差分析Fig.11 Error analysis of mathematic model

在2.1節(jié)中數(shù)值模型的基礎(chǔ)上，通過(guò)改變簾線(xiàn)彈性模量形成材料特性不同的數(shù)值模型。不同的彈性模量所對(duì)應(yīng)的底座變形程度不一致，觸地面積也不相同，簾線(xiàn)彈性模量分別取0.7、0.8、1.0、2.0、2.5、3.0、3.5、4.0和5.0 GPa。

對(duì)于一個(gè)既定結(jié)構(gòu)的自適應(yīng)底座，p和S均已知，S′可以通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)得，也可通過(guò)模擬獲取。S′從模擬結(jié)果中獲取，代入式(6)可得到附加沖擊載荷的解析解；數(shù)值解則由有限元軟件對(duì)節(jié)點(diǎn)積分后得到。將計(jì)算結(jié)果進(jìn)行量綱一化處理，取S′/S為橫坐標(biāo)，分別取量綱一化后的附加沖擊載荷峰值解析解與數(shù)值解為縱坐標(biāo)，繪制成曲線(xiàn)，見(jiàn)圖8。由圖8可知，附加沖擊載荷峰值為負(fù)，表示附加沖擊載荷的方向向下；附加沖擊載荷峰值的解析解與數(shù)值解基本一致，附加沖擊載荷解析公式的推導(dǎo)是正確的。

3 簾線(xiàn)組分的影響因子分析

3.1 自適應(yīng)底座參數(shù)化數(shù)值分析

在底座數(shù)值模型中，應(yīng)用Rebar單元模擬簾線(xiàn)，簾線(xiàn)截面面積由Rebar單元的橫截面積定義，簾線(xiàn)的間距由Rebar單元的間距定義[7]。結(jié)合Python語(yǔ)言，實(shí)現(xiàn)了底座的參數(shù)化數(shù)值分析，為影響因子的智能決策提供輸入和輸出數(shù)據(jù)，具體步驟為:(1)建立自適應(yīng)底座的基準(zhǔn)數(shù)值模型；(2)實(shí)現(xiàn)簾線(xiàn)模量、截面面積、簾線(xiàn)間距的參數(shù)化設(shè)定；(3)完成自適應(yīng)底座的參數(shù)化數(shù)值計(jì)算，輸出附加沖擊載荷計(jì)算結(jié)果。對(duì)基準(zhǔn)模型中簾線(xiàn)模量E、截面面積A、簾線(xiàn)間距d進(jìn)行參數(shù)化設(shè)定，經(jīng)過(guò)排列、組合、篩選后規(guī)劃出27組參數(shù)化數(shù)值模型輸入?yún)?shù)，如圖9所示。

對(duì)以上參數(shù)化的數(shù)值模型進(jìn)行模擬計(jì)算，得到參數(shù)化數(shù)值模型的輸出參數(shù)(附加沖擊載荷峰值(F/(pS)max)，取簾線(xiàn)模量、截面面積、間距與基準(zhǔn)模型中相應(yīng)參數(shù)的比值r為橫坐標(biāo)，量綱一化的附加沖擊載荷峰值為縱坐標(biāo)，繪制成曲線(xiàn)，如圖10所示。由圖10可知，隨簾線(xiàn)模量、截面面積增大，附加沖擊載荷峰值(方向向下)增大；隨著簾線(xiàn)間距增大，附加沖擊載荷峰值(方向向下)減小。這是由于簾線(xiàn)模量、截面面積的增大會(huì)導(dǎo)致底座剛度增大，附加沖擊載荷最大瞬間，底座的觸地面積減小，由式(6)可知，附加沖擊載荷峰值增大；對(duì)于簾線(xiàn)間距增大導(dǎo)致的附加沖擊載荷峰值減小，原因類(lèi)似，不再贅述。附加沖擊載荷峰值的變化規(guī)律與基于附加沖擊載荷解析方法的理論分析結(jié)論相符。

3.2 影響因子智能決策分析

以參數(shù)化數(shù)值模型分析的輸入和輸出參數(shù)為樣本，基于多元函數(shù)逼近理論的MISO多元廣義多項(xiàng)式神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)方法，編寫(xiě)程序，訓(xùn)練獲得自適應(yīng)底座力學(xué)性能數(shù)學(xué)模型[8-10]。隨機(jī)選取20組數(shù)值計(jì)算樣本(F/(pS)max與自適應(yīng)底座力學(xué)性能數(shù)學(xué)模型的計(jì)算結(jié)果(F/(pS))p進(jìn)行對(duì)比，如圖11所示，數(shù)學(xué)模型預(yù)測(cè)值的方差R2=0.963，表明了自適應(yīng)底座力學(xué)性能數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性[11]。

當(dāng)自適應(yīng)底座力學(xué)性能數(shù)學(xué)模型訓(xùn)練完成后，在基準(zhǔn)模型的基礎(chǔ)上，針對(duì)簾線(xiàn)模量、截面面積、間距，按照一定比例，改變相應(yīng)參數(shù)的值，代入數(shù)學(xué)模型進(jìn)行計(jì)算，觀(guān)察附加沖擊載荷峰值相對(duì)于基準(zhǔn)峰值的變化。可以在該參數(shù)的變化范圍內(nèi)取多組值來(lái)進(jìn)行數(shù)學(xué)模型計(jì)算，最終分析出該參數(shù)對(duì)附加沖擊載荷峰值的影響程度。在相對(duì)于基準(zhǔn)值[-50%～50%]的區(qū)間內(nèi)，對(duì)簾線(xiàn)模量、截面面積、簾線(xiàn)間距以5%比例遞增進(jìn)行取值γ，給出相應(yīng)的量綱一附加沖擊載荷峰值隨簾線(xiàn)模量、截面面積、簾線(xiàn)間距變化的值(F/(pS))E、(F/(pS))A、(F/(pS))d見(jiàn)表1。

表1 附加沖擊載荷峰值計(jì)算結(jié)果Table 1 The calculation results of the peak additional impact load

圖12 附加沖擊載荷峰值變化比例曲線(xiàn)Fig.12 Change ratio of the peak additional impact load

取簾線(xiàn)模量、截面面積、簾線(xiàn)間距的變化比例為橫坐標(biāo)，附加沖擊載荷峰值相對(duì)于基準(zhǔn)值的變化比例為縱坐標(biāo)，繪制成曲線(xiàn)，見(jiàn)圖12。定義影響因子為n=ΔηF/Δη，其中ΔηF表示某一區(qū)間上附加沖擊載荷峰值變化比例的差值，Δη表示相應(yīng)參數(shù)在該區(qū)間上的變化比例的差值。由圖12中曲線(xiàn)斜率可知，隨著彈性模量和截面面積變化比例的增加，這2個(gè)參數(shù)對(duì)附加沖擊載荷的影響因子減小；整個(gè)比例變化區(qū)間上，相對(duì)于簾線(xiàn)截面面積，簾線(xiàn)模量對(duì)附加沖擊載荷峰值的影響因子較大。隨著簾線(xiàn)間距變化比例的增大，該參數(shù)對(duì)附加沖擊載荷峰值的影響因子增大。簾線(xiàn)彈性模量和截面面積增大，底座剛度增加，觸地面積減小，由附加沖擊載荷解析方法可知，附加沖擊載荷峰值增大，同樣地，簾線(xiàn)間距增大則附加沖擊載荷峰值減小，因此，當(dāng)相應(yīng)參數(shù)的變化會(huì)導(dǎo)致附加沖擊載荷峰值增大時(shí)，則該參數(shù)對(duì)附加沖擊載荷峰值的影響因子逐漸減小，反之亦成立。簾線(xiàn)模量、截面面積和簾線(xiàn)間距對(duì)于附加沖擊載荷峰值的影響因子依次減小。

4 結(jié) 論

對(duì)自適應(yīng)底座的附加沖擊載荷的產(chǎn)生機(jī)理和影響因子進(jìn)行了研究。推導(dǎo)了自適應(yīng)底座附加沖擊載荷的積分表達(dá)式；基于MISO多元廣義多項(xiàng)式神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)方法，建立了其力學(xué)特性數(shù)學(xué)模型，對(duì)附加沖擊載荷的影響因子進(jìn)行了智能決策分析。得到了以下結(jié)論：

(1)附加沖擊載荷峰值的數(shù)值模型解和實(shí)驗(yàn)測(cè)得值相對(duì)誤差約為7%，文中關(guān)于自適應(yīng)底座數(shù)值模型的建立方法是正確的。

(2)附加沖擊載荷峰值的解析解與數(shù)值模型解基本一致，驗(yàn)證了附加沖擊載荷解析方法的準(zhǔn)確性，可用于計(jì)算自適應(yīng)底座在懸垂彈射時(shí)產(chǎn)生的附加沖擊載荷；即定結(jié)構(gòu)和特定壓強(qiáng)下的自適應(yīng)底座，其附加沖擊載荷的影響因子的主要參數(shù)為簾線(xiàn)模量、截面面積、簾線(xiàn)間距。

(3)簾線(xiàn)模量、截面面積、簾線(xiàn)間距3個(gè)參數(shù)對(duì)附加沖擊載荷的影響因子依次減小，相應(yīng)參數(shù)的變化會(huì)導(dǎo)致附加沖擊載荷峰值增大時(shí)，則該參數(shù)對(duì)附加沖擊載荷峰值的影響因子逐漸減小。

本文研究方法和結(jié)論能夠?yàn)樽赃m應(yīng)底座的結(jié)構(gòu)優(yōu)化和綜合性能預(yù)測(cè)評(píng)估提供技術(shù)支撐。

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(責(zé)任編輯 張凌云)

Integral expression and affecting factors for the additional impact load of an adaptive base

Zhong Jian-lin1, Ren Jie1, Cai De-yong2, Hu Jian-guo1,3

(1.SchoolofMechanicalEngineering,NanjingUniversityofScienceandTechnology,Nanjing210094,Jiangsu,China; 2. 72465Army,Jinan25002,Shandong,China; 3.Xi’anModernControlTechnologyResearchInstitute,Xi’an710065,Shaanxi,China)

To research the analytical method and affecting factors of the additional impact load, an integral expression formula was derived for the additional impact load. Three major parameters affecting the additional impact load were obtained. A numerical model was built for the adaptive base. And the correctness of this modeling method was verified by the test. Based on the built numerical model, a mathematic model was developed by combining the MISO (multiple-input, single-output) multivariate generalized polynomials neural network to describe the mechanical properties of the adaptive base. Thereby, the intelligent decision analysis was conducted for the affecting factors of the additional impact load. The analysis results show that the affecting factors for the additional impact load from high to low levels are cord modulus, section area and cord spacing. If the change of one parameter would cause the additional load to increase, the affecting factor by the corresponding parameter on the additional impact load decreases.

mechanics of explosion; affecting factor; numerical model; adaptive base; additional impact load

10.11883/1001-1455(2015)05-0668-07

2014-03-19；

2014-05-12

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51303081);江蘇省自然科學(xué)基金項(xiàng)目(BK20130761)

仲健林(1988— )，男，博士研究生; 通訊作者： 任 杰,renjie@njust.edu.cn。

O381 國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼： 13035

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