大型回轉負載陸上彈射重復使用性能研究

王 君，薛瑞娟，郭敬彬，張俊苗，程 棟

(1. 中國船舶重工集團公司第七一三研究所，河南 鄭州 450015；2. 河南省水下智能裝備重點實驗室，河南 鄭州 450015；3. 江蘇科技大學 能源與動力工程學院，江蘇 鎮江 212003)

0 引 言

大型回轉負載可用于艦艇、航天、陸上等各領域的載體發射試驗，并從軍用領域向民用領域逐漸延伸。在各領域的發射裝置和動力系統投入使用前，均需要經過多次的陸上彈射試驗來模擬發射過程，以便對其各項性能指標進行驗證。大型回轉載體作為陸上彈射試驗中的發射主體，為驗證發射裝置主要關鍵技術和總體方案的可行性，考核主要性能指標提供了必備條件。本文根據艦艇負載的陸上彈射試驗為參考，對其發射后的受力情況進行分析，研究其可供重復使用的性能。

回轉負載發射出筒后，飛行一段距離，然后跌落至預定區域。與水下發射工況相比較，回轉負載陸上發射后跌落的落地區由液態水變為固態的地面，所受的沖擊力會大幅提高，因此其結構強度也將受到極大的考驗。影響到回轉負載跌落強度的主要因素，除結構本身的材質外，還與其結構方式、落地區材質、發射角度等相關。因此，為了研究大型回轉負載能否適應陸上發射的極端工況，找到最優的結構方案，在設計時需要建立仿真模型，對回轉負載的跌落情況進行分析計算。

本文利用MSC.Dytran軟件，通過對大型回轉負載進行流固耦合數值仿真計算的方法，研究負載結構和發射姿態等對其跌落時的關鍵部位強度、整體應力和應變等的影響。取得保證回轉負載主體結構不發生損壞、主體可重復使用的最優化結構，進而降低試驗和制造成本、縮短研制工期。

1 跌落工況及結構簡介

在發射試驗中，回轉負載以一定的角度和速度發射出筒后，在空中飛行一段距離，然后落入落地區。由于回轉負載沒有姿態調整功能，并且其速度快，質量大，發射出筒后空氣對其姿態影響可忽略不計，因此跌落瞬間的角度與發射時基本相同，而后負載將整體傾倒至著陸區。

回轉負載的結構簡圖如圖1所示。

圖 1 回轉負載結構簡圖Fig. 1 Schematic diagram of rotating load structure

如圖，回轉負載主體段內部分布了若干周向及軸向加強筋以增加負載強度，頭段與主體段、主體段與頭段之間均使用螺栓+法蘭連接?；剞D負載主體段空腔內進行注水配重，以使其整體質量達到規定值。

為了對回轉負載跌落時進行緩沖，減小負載損傷，落地區可選用具有一定緩沖作用的材質，例如橡膠或松散的沙土。由于回轉負載跌落時的巨大沖擊力，會導致落地區地面出現極大損壞，橡膠材質的地面修復耗時過長，且成本較大，因此落地區的材料選用松散的沙土。

2 有限元基本理論

2.1 土力學基本理論

根據土力學有關理論，并考慮軟件所提供的模型，本文使用可壓垮泡沫材料模型計算?；剞D負載跌落沖擊，要考慮土壤的彈性性能、體積壓縮性能以及其特殊的屈服特性[1]。土壤材料的體積模量、屈服參數A2對最大加速度和沖擊脈寬影響較大；土壤屈服參數A0，A1對最大加速度、沖擊脈寬的影響較小，各參數的交互效應不明顯[2]。

通過強夯法可以計算出返回艙著陸沖擊過程中對土壤的影響深度:

式中：D為影響深度；a為與土質有關的系數，一般在0.42～0.8之間；M為落體的質量；H為落體自由下落的高度。

通過計算，土壤模型厚度D為2 m。

可壓垮泡沫模型中的相關參數可以利用Drucker-Prager模型進行求解，其表達式為:

其中：J2為應力偏量的第二不變量；p為靜水壓力；為摩擦角；c為粘結力參數。

而土壤屈服函數為：

因此，在屈服面上，土壤滿足下述關系：

由式（2）、式（3）及式（7）可得土壤的3個屈服參數：

2.2 流固耦合基本理論

結構固體域動力學微分方程主要求解固體結構的受力情況，如應力、應變、位移、固有頻率等相關參數，根據相關結構固體動力學微分方程[3]：

其中：對流體域和固體域的運動方程進行離散。M為結構的質量矩陣；C為結構的阻尼矩陣；K為結構的剛度矩陣；F為外載荷；a，v，u分別為加速度、速度、位移。

根據式（9）并通過推導得到本結構系統完整的流體–結構耦合離散方程[4 – 5]：

其中：Mfx=ρ0RT；Kfx= –R，R是一個耦合矩陣，該矩陣代表與流體、結構交界面上的節點相聯系的有效表面面積以及交界面上的法線節點力的矢量。

由式（10）可知，流體域運動方程和固體域運動方程相互耦合，在進行求解時，可將流體對結構的影響近似以集中質量的形式代替，即附連水質量。在分析整個系統的受力情況時，可先將兩者分別求解，將其中一個領域的結果以載荷的形式施加在另一個領域，利用中心差分法往復循環求出整個系統參數[6]，以提高結果精度。

3 應力分布仿真計算

為了找到合適的加強筋分布方法，首先需要對負載跌落時的應力沿負載壁的分布情況進行摸索。

由于此計算過程主要用于摸索跌落沖擊時的應力分布狀況，僅為后續的結構優化和分析計算做參考，因此為了減小計算量，先不考慮負載內的注水以及各段間的連接方式。同時由于結構龐大，三維模型計算量太大，因此在應力分布的分析計算過程中采用軸對稱建模，只對一個剖面的運動及受力進行分析[7]，以減少計算量，節省計算時間，計算模型如圖2所示。

圖 2 應力分布計算模型Fig. 2 Stress distribution

尾段和主體段跌落后的應力分布分別如圖3和圖4所示?？梢钥闯?，跌落后最大應力點出現在尾段，而后沿著負載壁向上，逐漸減小。

4 結構優化

根據上節的分析結果可知，回轉負載跌落后最大應力出現在尾段，而后沿著負載壁向上逐漸減小。

由于回轉負載尾段本身的功能要求，無法進行額外加強，并且回轉負載需要具備重復使用性能的主要是主體段，因此主要針對保護主體段結構強度進行優化設計。

4.1 結構加強優化設計

圖 3 尾段應力分布Fig. 3 Stress distribution at the end

圖 4 主體段應力分布Fig. 4 Stress distribution calculation model in the main section

根據上節所述，回轉負載的應力分布沿負載壁自下而上呈逐漸減小的趨勢，因此在進行結構加強時，主體段負載壁內的加強筋分布密度也按照自下而上逐漸減小的趨勢布置。

但由于主體段最下端負載壁的開孔需求，環筋在該位置的間隔不能太小，因此此處以增加縱筋數量來提高整體加強筋密度，整體加強筋分布趨勢如圖5所示。

圖 5 加強筋模型Fig. 5 Stiffener model

在靠近主體段的下端，縱筋密度較大，環筋密度較小；而后沿負載壁向上，縱筋密度較之下端減小，環筋密度增大；再次沿負載壁向上，縱筋密度與中間部分相同，但環筋密度減小。整體的加強筋分布密度按照沿負載壁自下而上逐漸減小的趨勢布置。

4.2 結構保護優化設計

根據回轉負載應力分布結果可知，尾段跌落時的應力最大，且無法進行額外加強，因此在結構優化過程中，基于保護主體段的原則，將尾段作為緩沖保護結構，即犧牲尾段，保護主體段。

根據實際發射過程，回轉負載將以一定角度以尾部先著地的方式跌落至落地區，而后整個負載傾倒落地。在此過程中，回轉負載跌落所受的瞬間沖擊力由尾段傳遞至尾段與主體段連接處，而后傳遞給主體段。基于犧牲尾段保護主體段的原則，在尾段和主體段的連接方法上，可借助弱連接的方式，即在主體段和尾段的連接螺栓的選擇上，可選用滿足負載吊裝強度，但在受到較大剪切應力時會發生斷裂的螺栓。

在上述的弱連接情況下，當回轉負載以一定角度跌落至落地區，尾段受到瞬間的劇烈沖擊，該力傳遞至尾段與主體段的連接處時，由于角度的影響，將對連接螺栓產生較大的剪切力，從而使螺栓產生斷裂，主體段瞬間傾倒。因此在主體段的整個過程中，因大型回轉負載飛行高度而產生的巨大沖擊力被大幅消弱，其受力主要為落地后傾倒時與地面的較小沖擊力。

5 跌落過程仿真分析

5.1 參數定義

1）落地區模型定義

在回轉負載的跌落沖擊仿真中，建立合理的土壤模型是計算有效的基礎。根據前文所述的土力學基本理論，可得負載跌落對土壤的影響深度可達27m，但隨著深度的增加土壤變硬，其深度影響可忽略不計，因此計算中取土壤的厚度為5m，上面2m為松軟的沙土，下面3m為較硬的土壤。

通過調整不同的參數組合，分析各參數的影響趨勢，并與試驗數據進行比較，可得土壤模型參數的初始值，如表1所示。

表 1 土壤模型參數初始值Tab. 1 Initial value of soil model parameter

2）回轉負載模型定義

整個仿真模型主要有模擬負載頭部、主段、底座、上法蘭、對接法蘭上部、對接法蘭下部、加強筋、螺栓、水、沙土、滑軌、沙土擋板等部分組成。有限元模型如圖6～圖8所示。

負載外殼、底座和對接法蘭下部采用彈塑性殼材料定義，加強筋和螺栓采用彈塑性梁單元定義，材料應力-應變曲線如圖9所示?？諝膺x用歐拉實體材料單元，采用理想氣體本構模型Ideal Gas。水選用歐拉實體材料單元，采用理想流體本構模型LinFluid。

圖 6 回轉負載有限元模型Fig. 6 Rotary load finite element model

圖 7 法蘭及連接螺栓有限元模型Fig. 7 Finite element model of flange and connecting bolt

圖 8 整體有限元模型Fig. 8 Integral finite element model

圖 9 鋼材在模型中的應力-應變曲線Fig. 9 Stress-strain curve of steel in the model

在計算中，設置自適應主從接觸面，主要包含回轉負載–沙土；回轉負載–滑軌；對接法蘭下部–對接法蘭上部。

模擬負載內部的流體與外殼之間應采用ALE耦合。流體采用歐拉網格定義，與耦合面之間網格要求完全一致。流體未充滿模擬負載內部，液面距離上部法蘭約1 m的距離。

5.2 仿真結果

由于彈射角度會對負載的跌落沖擊產生一定的影響，因此在仿真計算過程中，分別以不同的角度進行計算，進而獲得角度的影響趨勢[8]。

1）9°彈射角仿真計算結果

取9°彈射角度，從開始發射直至跌落至落地區時長取10s，當回轉負載落地后，其所受沖擊的仿真結果如圖10和圖11所示。

圖 10 9°彈射角主體段最大應力-時間曲線Fig. 10 Stress-strain curve of main section of 9° ejection angle

圖 11 9°發射角回轉負載跌落階段應力云圖Fig. 11 Stress cloud map of the falling phase of rotary load of 9° ejection angle

計算結果顯示，回轉負載跌落瞬間，受力急劇增大。跌落后，結構的損傷變形主要集中在底座和對接法蘭下部區域，底座部分區域出現破裂，螺栓斷裂，主體段與尾段分離。在整個碰撞沖擊過程中，主體段最大應力為193 MPa，最大等效應變為0.004 85，未達到單元失效準則中的應變，即未發生結構破損。

2）6°彈射角仿真計算結果

取6°彈射角度，計算時長與9°時相同，當回轉負載落地后，其所受沖擊的仿真結果如圖12和圖13所示。

圖 12 6°彈射角主體段最大應力-時間曲線Fig. 12 Stress-strain curve of main section of 6° ejection angle

圖 13 6°彈射角回轉負載跌落階段應力云圖Fig. 13 Stress cloud map of the falling phase of rotary load of 6°ejection angle

計算結果顯示，回轉負載依然是在跌落瞬間受力急劇增大，回轉負載跌落后，結構的損傷變形也依然集中在底座和對接法蘭下部區域，底座部分區域出現破裂，螺栓斷裂，主體段與尾段分離。在整個碰撞沖擊過程中，主體段最大應力為227 MPa，最大等效應變為0.009 78，未達到單元失效準則中的應變，即未發生結構破損。

將上述2種彈射工況的計算結果進行對比可以看到，彈射角越小，跌落時所受到的沖擊力越大。

2種計算結果均顯示，經過結構優化后，在2種工況下，回轉負載跌落后均是尾段受力損壞，螺栓斷裂，繼而主體段分離傾倒，但主體段整體強度在其許用范圍內，并未發生結構損壞，與預期的計算結果相符。

6 結 語

1）通過初步應力跌落應力分布的估算，對回轉負載的結構進行優化設計。

2）通過MSC.Dytran軟件建立回轉負載接觸性模型、高速非線性動力模型和瞬態流固耦合模型。

3）模型的建立和優化設計為陸上彈射試驗中，回轉負載的可重復使用提供一定指導性作用。

4）經過真實的陸上彈射試驗驗證，仿真計算分析結果與實際狀態相符。

5）通過對仿真分析研究表明：

① 按照應力分布狀態，整體加強筋分布密度沿負載壁自下而上逐漸減小的趨勢布置，該措施在負載跌落時可有效加強主體段結構強度；

② 借助弱連接的方式，可在回轉負載跌落時使主體段整體分離，進而在極大程度上減小主體段的受力；

③ 彈射角度對負載跌落時所受到的沖擊力具有一定的影響，發射角越大，受力越小。