典型線性火工分離裝置作用過程數(shù)值模擬及試驗研究*

王光宇，王曉鵬，聞 泉，王雨時

(1. 南京理工大學 機械工程學院， 江蘇 南京 210094； 2. 中國運載火箭技術研究院， 北京 100076)

火工分離裝置如柔性炸藥索分離裝置、膨脹管分離裝置等在航天器、導彈等武器系統(tǒng)上應用非常廣泛，其原理是利用炸藥索爆炸產(chǎn)生的氣體生成物推動分離裝置預設薄弱結構產(chǎn)生持續(xù)變形直至斷裂，從而達到結構分離的目的。目前線性火工分離裝置的優(yōu)化設計主要依靠經(jīng)驗和試驗驗證，成本高、設計優(yōu)化迭代慢，這限制了人們對火工分離裝置作用瞬態(tài)過程機理的深入認識，也限制了火工分離裝置的發(fā)展。

國內(nèi)外不少研究人員已經(jīng)通過試驗和數(shù)值模擬的方法對多種火工分離裝置進行了研究，如爆炸螺栓分離裝置、膨脹管分離裝置。何春全等[1]對導彈級間火工分離裝置進行了較為詳細的分類和討論，重點分析了爆炸螺栓、解鎖螺栓、分離螺母、聚能切割索、氣囊式炸藥索、膨脹管等火工裝置的原理及特點，并分析了火工分離裝置的發(fā)展趨勢。杜龍飛等[2]利用ANSYS/LS-DYNA對運載火箭助推器級間分離裝置中爆炸螺栓的作用過程進行了仿真，分析了不同種類的裝藥對爆炸螺栓作用過程的影響。其模型中螺栓本體材料采用了彈塑性本構模型，未考慮爆炸加載下應變率、溫度等因素對材料屈服強度的影響。王宗偉等[3]利用ABAQUS定量研究了擋片、彈簧片對爆炸螺栓沖擊速度的影響，通過試驗測量了爆炸螺栓作用過程中其重點部位的微應變隨時間的變化，并與仿真結果進行了比較。這種測量方法的缺點是實時性較差，并且不能直接將測量結果與仿真結果相比較。王軍評等[4]利用數(shù)值仿真方法研究了爆炸螺栓的爆炸解鎖過程和撞擊過程，分析了沖擊載荷的各主要因素(裝藥量、預緊力、撞擊部位材料)對結構響應的影響，對爆炸螺栓和緩沖結構的設計具有一定的參考意義。

Lee等[5]為某典型爆炸螺栓建立了數(shù)值模型，并研究了多種設計變量對其分離過程的影響，包括炸藥量、削弱槽開口角度、削弱槽位置。此外，Lee等[6]還利用激光測振儀(laser Doppler vibrometry, LDV)測量了爆炸螺栓作用過程中對其附屬連接結構產(chǎn)生的沖擊。

相比炸藥切割索等火工分離裝置，膨脹管分離裝置具有污染小、對附屬連接結構沖擊小的突出優(yōu)點。本研究的對象即為某線性膨脹管火工分離裝置的分離過程。一些國內(nèi)研究人員已經(jīng)對其作用過程進行了一定的研究。孫璟等[7]利用數(shù)值仿真技術研究了膨脹管分離裝置的作用過程。其數(shù)值模型中的金屬材料采用了線性強化彈塑性本構模型。宋保永等[8-9]通過試驗研究了炸藥索的傳爆速度和分離結構的響應斷裂時間，此外他們還對膨脹管分離裝置的設計參數(shù)進行了敏感度分析。馮麗娜等[10]對典型膨脹管的作用過程(如圖1所示)進行了仿真研究，同時還研究了膨脹管壁厚、填充物密度等變量對膨脹管作用過程的影響。其模型中的受炸藥爆炸驅動的膨脹管材料(1Cr18Ni9Ti)采用了各向同性硬化的彈塑性本構模型。馮麗娜等還通過激光多普勒測速裝置對膨脹管作用過程中的重點部位表面速度進行了測量，并與仿真結果進行了對比。

(a) 分離前(a) Before separation (b) 分離后(b) After separation圖1 典型膨脹管分離裝置作用過程Fig.1 Functioning of a typical expanding tube separation device

針對火工分離裝置優(yōu)化設計的需求，通過任意拉格朗日-歐拉方法建立了典型線性火工分離裝置的數(shù)值模型。利用材料拉伸實驗獲得了典型合金材料稀土鎂合金的本構模型參數(shù)。通過火工分離試驗和光子多普勒測速試驗對所建數(shù)值模型進行了驗證。利用該模型研究了典型線性火工分離裝置分離瞬態(tài)過程的力學機理，并定量分析了多種因素對分離裝置重點部位等效塑性應變的影響。根據(jù)研究結果，對原設計方案進行了改進。

1 典型線性火工分離裝置作用過程的數(shù)值模擬

本研究的對象為某典型線性火工分離裝置，即膨脹管分離裝置，其橫截面結構如圖2(a)所示。其結構特點為：厚度方向(垂直于紙面的方向)上的尺寸遠大于其他兩個方向上的尺寸。分離板典型結構及尺寸變量如圖2(b)所示。保護罩和分離板通過多個螺栓進行連接。在仿真模型中對其進行了簡化處理，利用固接代替螺栓連接，從而將該火工分離裝置的作用過程簡化為平面應變問題，降低了仿真計算量。

(a) 分離裝置簡化的橫截面(a) Simplified section of the separation device

分離裝置中，分離板和保護罩材質(zhì)為VW94鎂合金，膨脹管壁材質(zhì)為不銹鋼，芯線為實體聚乙烯材質(zhì)，芯藥組分為黑索今。芯藥外面有鉛包覆層，厚度約為0.5 mm。由于其尺寸過小，在數(shù)值模型中將其忽略。

1.1 材料本構模型和狀態(tài)方程

線性火工分離裝置包含多種金屬、非金屬結構材料以及炸藥，如表1所列。下面分別對數(shù)值模型中所用到的各種材料本構模型和狀態(tài)方程進行介紹。

表1 線性火工分離裝置各部件所用材料

在炸藥爆炸驅動產(chǎn)生的高壓作用下，金屬材料的應力狀態(tài)可分為兩部分，即偏應力和靜水壓力，如式(1)所示。

σij=σ′ij-pI

(1)

式中，σij為應力張量，σ′ij為偏應力張量，p為靜水壓力，I為單位矩陣。靜水壓力部分可通過材料的狀態(tài)方程計算得到。在顯式動力學中，σ′ij隨時間的變化率可由式(2)中的本構關系式計算得到。

(2)

式中，t為時間，G為材料的剪切模量，ε′ij為偏應變張量。

通過材料拉伸試驗測量了VW94鎂合金的力學性能。共進行了5次拉伸試驗，試樣的軸線方向分別取材料的軋向(2次)、橫向(3次)。經(jīng)過數(shù)據(jù)處理后，得到VW94鎂合金的真實應力-真實應變曲線，如圖3所示。從圖3可以看出，所用VW94鎂合金在軋向和橫向上的力學性能差異非常小，說明材料一致性較好。取其0.2%塑性變形時的應力值為屈服應力，即300 MPa。

圖3 VW94鎂合金真實應力-真實應變曲線Fig.3 True strain-true stress curve for VW94 magnesium alloy

通過查找文獻獲得VW94鎂合金的剪切模量。VW94鎂合金密度為1 740 kg/m3，剪切模量為17 GPa，屈服強度為300 MPa。不銹鋼密度為7 860 kg/m3，剪切模量為73 GPa，屈服強度為689 MPa。其中不銹鋼的模型參數(shù)從Autodyn軟件自帶材料庫中獲得。

使用Mie-Gruneisen狀態(tài)方程計算炸藥爆炸驅動下金屬材料應力狀態(tài)中的靜水壓力部分。Mie-Gruneisen狀態(tài)方程可以表示為：

(3)

式中，ρ0為材料初始密度，c為材料中波的傳播速度，s、γ0為常數(shù)，μ可以表示為：

(4)

由于缺少VW94鎂合金的狀態(tài)方程數(shù)據(jù)，利用與其力學性能接近的AZ-31B鎂合金的狀態(tài)方程近似替代VW94鎂合金的狀態(tài)方程。此外，在典型線性火工分離裝置中還存在一些非金屬材料，如導爆索外層的芯線(聚乙烯材料，密度為915 kg/m3)等。在炸藥爆炸的驅動下，這些非金屬材料將在幾微秒內(nèi)失效，其本構模型對整個模型的仿真結果影響并不大，因此只使用Mie-Gruneisen狀態(tài)方程描述其在炸藥爆炸作用下的力學行為。從Autodyn軟件自帶材料庫中獲得的AZ-31B鎂合金、不銹鋼和聚乙烯的Mie-Gruneisen狀態(tài)方程參數(shù)如表2所列。

表2 AZ-31B鎂合金、不銹鋼和聚乙烯的Mie-Gruneisen狀態(tài)方程參數(shù)Tab.2 Parameters of the Mie-Gruneisen EOS for AZ-31B magnesium alloy, stainless steel and polythene

對于芯藥中的黑索今，則使用Jones-Wilkins-Lee (JWL)狀態(tài)方程描述其爆炸過程。JWL模型可以表示為：

(5)

式中，A、B、R1、R2、ω均為常數(shù)。某黑索今基炸藥的JWL狀態(tài)方程參數(shù)如表3[11]所列。在實際的分離裝置中，芯藥的線密度可調(diào)，變化范圍為1.4～3.2 g/m。在數(shù)值模型中，通過控制芯藥直徑來模擬不同線密度的芯藥。

表3 黑索今基炸藥的JWL狀態(tài)方程參數(shù)

1.2 任意拉格朗日-歐拉法數(shù)值模型的建立

在ANSYS/LS-DYNA中建立了火工分離裝置作用過程的任意拉格朗日-歐拉數(shù)值模型，如圖4所示。其中芯藥和芯線采用歐拉算法進行模擬，分離板、保護罩和膨脹管壁采用拉格朗日算法進行模擬。通過歐拉網(wǎng)格與拉格朗日網(wǎng)格之間的耦合作用模擬炸藥生成物推動膨脹管壁、分離板變形、斷裂，直至最終完成分離動作的過程。

(a) 拉格朗日方法計算區(qū)域(a) Lagrangian computational domain

通過固接方式代替實際火工分離裝置中分離板和保護罩之間的螺栓連接。分離板上、下端側面采用固定邊界條件，如圖2(a)所示。采用四邊形單元對模型所有部件進行網(wǎng)格劃分。四邊形單元的平均邊長約0.25 mm。歐拉網(wǎng)格單元共14 320個，拉格朗日網(wǎng)格單元共19 139個。

1.3 數(shù)值模型的試驗驗證

通過火工分離試驗和光子多普勒測速試驗[12]對所建線性火工分離裝置的數(shù)值模型進行驗證?；鸸し蛛x裝置通過螺栓連接到Z形支撐架上，支撐架通過螺栓連接固定在試驗臺的T形槽上。光子多普勒測速裝置的激光探頭垂直對準分離板中部距削弱槽中心約1 mm的表面，且位于保護罩和分離板螺栓連接一側，如圖5所示。共錄得3次火工分離試驗有效數(shù)據(jù)，其中芯藥線密度為1.4 g/m的試驗數(shù)據(jù)2次，芯藥線密度為3.2 g/m的試驗數(shù)據(jù)1次。

圖5 光子多普勒測速裝置探頭的安裝位置及與待測表面的相對位置關系Fig.5 Installation of the detector of the photonic Doppler velocimeter and its relative position to the surface of the separation device

膨脹管火工分離裝置形狀不規(guī)則，作用時間短(約100 μs)，分離裝置表面重點部位的瞬時速度峰值約為100 m/s，而位移可能低至數(shù)毫米。常規(guī)手段(如應變測量)難以對這一過程的重要參數(shù)進行精確測量。考慮到上述情況，采用光子多普勒測速系統(tǒng)對分離裝置作用過程中分離板表面重點部位的實時速度進行測試。光子多普勒測速(photonic Doppler velocimetry, PDV)測速系統(tǒng)主要基于激光傳播過程中的多普勒效應，即運動物體反射的激光頻率會發(fā)生與速度相應的變化。本試驗采用的是雙光源PDV系統(tǒng)。主激光器發(fā)射的激光經(jīng)過放大器放大后照射到測試物體上，反射回來的激光通過環(huán)形器與調(diào)頻激光器的激光一起進入耦合器并最終被轉換成電信號輸入示波器。示波器記錄的信號經(jīng)過處理后即可獲得目標物體的實時速度曲線。本試驗所用PDV系統(tǒng)原理如圖6所示。

圖6 雙光源PDV系統(tǒng)示意圖圖6 Schematic diagram of the dual-source PDV system

以下為仿真模型的幾何參數(shù)：削弱槽開口角度為90°，削弱槽底部圓角半徑為1 mm，芯藥線密度分別為1.4 g/m、3.2 g/m。VW94鎂合金采用塑性應變失效準則，失效應變設置為0.13。芯藥線密度為1.4 g/m時，分離裝置不同時刻下的等效應力分布、等效塑性應變分布如圖7、圖8所示。為便于觀察仿真結果，圖中只顯示了分離板和保護罩。從圖8可以看出，隨著分離過程的進行，分離板上的削弱槽底部和分離板槽上部內(nèi)側倒角處均出現(xiàn)了明顯的塑性變形(并伴隨拉應力)。特別是，削弱槽底部出現(xiàn)了完全斷裂。此外，分離板槽上部內(nèi)側倒角處也出現(xiàn)了部分開裂的情況。值得注意的是，分離板槽上部內(nèi)側倒角處不是預設破壞部位，因此應避免出現(xiàn)斷裂破壞。

(a) 30 μs (b) 60 μs圖7 不同時刻下某線性火工分離裝置的等效應力分布云圖Fig.7 Contour of von Mises stress of the linear pyrotechnic separation device at different times

(a) 30 μs (b) 60 μs圖8 不同時刻下某線性火工分離裝置的等效塑性應變分布云圖Fig.8 Contour of effective plastic strain of the linear pyrotechnic separation device at different times

芯藥線密度為1.4 g/m時，分離裝置削弱槽底部某單元、分離板槽上部內(nèi)側某單元的等效應力、等效塑性應變、靜水壓力隨時間的變化情況如圖9所示。從圖9中可以看出，在分離瞬間，削弱槽底部的等效塑性應變要遠大于分離板槽上部內(nèi)側部位的等效塑性應變，這說明削弱槽作為預設破壞部位，達到了形成應力集中甚至斷裂破壞，從而完成分離動作的目的。

(a) 等效應力(a) Effective stress

芯藥線密度為1.4 g/m時的兩次火工分離試驗結果如圖10所示。從圖10中可以看出，分離裝置在削弱槽處發(fā)生了完全斷裂，而其他位置未發(fā)生斷裂破壞，這與仿真結果吻合得很好。芯藥線密度為1.4 g/m時的仿真所得分離裝置表面待測點速度歷史曲線與光子多普勒測速結果的對比如圖11所示。從圖11可以看出，仿真所得分離裝置表面待測點速度變化趨勢和峰值速度(約76.1 m/s)與兩次光子多普勒測速試驗結果(峰值速度約為66.5 m/s、79.7 m/s)接近，說明所建數(shù)值模型具有較好的精度。

(a) 第一次試驗結果(a) The first experiment

圖11 芯藥線密度為1.4 g/m時仿真所得分離裝置表面待測點速度歷史曲線與光子多普勒測速試驗結果的對比Fig.11 Comparison of the simulated velocity history curve at a specific location of the separation device with that obtained from PDV experiment when the linear density of the detonating cord is 1.4 g/m

芯藥線密度為3.2 g/m時的火工分離仿真結果與火工分離試驗結果的對比如圖12所示。從圖12可以看出，60 μs時，仿真結果中的削弱槽底部、分離板槽上部內(nèi)側出現(xiàn)了完全斷裂，而試驗中削弱槽底部和分離板槽上、下部內(nèi)側均出現(xiàn)了完全斷裂的情況，這可能是仿真模型的邊界條件設置與試驗不完全一致導致的。芯藥線密度為3.2 g/m時仿真所得分離裝置表面待測點速度歷史曲線與測速裝置測量結果的對比如圖13所示。從圖13可以看出，仿真所得待測表面的峰值速度約為120.4 m/s，而試驗所得待測表面的峰值速度約為133.5 m/s。仿真所得分離裝置表面待測點速度變化趨勢和峰值速度與光子多普勒測速試驗結果接近，說明所建數(shù)值模型具有較好的精度。

(a) 60 μs時的火工分離裝置仿真結果(a) Simulation result at 60 μs

圖13 芯藥線密度為3.2 g/m時仿真所得分離裝置表面待測點速度歷史曲線與光子多普勒測速試驗結果的對比Fig.13 Comparison of the simulated velocity history curve at a specific location of the separation device with that obtained from PDV experiment when the linear density of the detonating cord is 3.2 g/m

2 多種因素對某線性火工分離裝置分離過程的影響

在本節(jié)中，使用經(jīng)過試驗驗證的數(shù)值模型研究了多種因素對火工分離裝置重點部位(削弱槽底部、分離板槽上部內(nèi)側倒角處)分離過程中等效塑性應變的影響，包括芯藥線密度、削弱槽底部圓角半徑、削弱槽開口角度、保護罩材質(zhì)、分離板槽結構尺寸。為盡可能在統(tǒng)一標準下對仿真結果進行對比，本節(jié)仿真過程中未設置材料失效準則。此外，考慮到火工分離裝置的工作環(huán)境(空中)，對分離板模型的上、下端采用了自由邊界條件，未加固定約束。

2.1 芯藥線密度對仿真結果的影響

對削弱槽開口角度為90°，底部圓角半徑為1 mm，芯藥線密度分別為1.31 g/m、2.05 g/m、2.95 g/m、4.01 g/m時的線性火工分離裝置的作用過程進行了仿真。芯藥線密度對分離裝置重點部位等效塑性應變的影響如圖14所示。從圖14中可以看出，芯藥線密度對削弱槽底部、分離板槽上部內(nèi)側的等效塑性應變影響很大。當芯藥線密度從1.31 g/m增加到4.01 g/m時，削弱槽底部的等效塑性應變從約0.27增加至超過1，而分離板槽上部內(nèi)側的等效塑性應變從約0.09增加到了約0.46。這是由于隨著芯藥密度的增加，單位長度內(nèi)炸藥的質(zhì)量增加，芯藥爆炸后釋放的能量增加，傳遞至火工分離裝置預設破壞部位和其他薄弱部位上的能量也隨之增加，這導致這些部位的等效塑性應變也相應增加。

(a) 削弱槽底部等效塑性應變(a) Effective plastic strain at bottom of the v-notch

2.2 削弱槽底部圓角半徑對仿真結果的影響

為研究削弱槽底部圓角半徑對線性火工分離裝置仿真結果的影響，共進行了8組仿真。仿真設置如下：削弱槽開口角度為90°，底部圓角半徑分別為1.00 mm、0.75 mm、0.50 mm、0.25 mm，芯藥線密度分別為2.05 g/m、2.95 g/m。仿真模型部分設置如表4所列。

表4 削弱槽底部圓角半徑尺寸及模型部分設置

芯藥線密度為2.05 g/m情況下，削弱槽底部圓角半徑對削弱槽底部、分離板槽上部內(nèi)側等效塑性應變的影響如圖15(a)所示。從圖15(a)中可以看出，削弱槽底部圓角半徑尺寸對削弱槽底部等效塑性應變有重要影響。在削弱槽底部圓角半徑從1 mm減小到0.25 mm的過程中，通過仿真計算得到的削弱槽底部最大等效塑性應變從約0.45增加至0.90。與此同時，分離板槽上部內(nèi)側最大等效塑性應變則變化很小，一直保持在0.15左右。出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因可能是：削弱槽底部圓角半徑越小，削弱槽底部就越容易形成應力集中，這里的材料就越容易發(fā)生破壞。這正是分離裝置設計需要達到的效果：在分離裝置作用過程中，除削弱槽部位發(fā)生破壞外，分離裝置其余部位都不發(fā)生破壞。

芯藥線密度為2.95 g/m情況下，削弱槽底部圓角半徑對削弱槽底部、分離板槽上部內(nèi)側等效塑性應變的影響如圖15(b)所示。從圖15(b)中可觀察到與圖15(a)中類似的趨勢。

(a) 芯藥線密度為2.05 g/m(a) Linear density of the detonating cord is 2.05 g/m

2.3 削弱槽開口角度對仿真結果的影響

為研究削弱槽開口角度對線性火工分離裝置仿真結果的影響，共進行了6組仿真。仿真設置如下：削弱槽開口角度分別為60°、90°、120°，對應底部圓角半徑分別為0.50 mm、1.00 mm；芯藥線密度為2.05 g/m、2.95 g/m。模型部分設置如表5所列。

表5 削弱槽開口角度及模型部分設置

芯藥線密度為2.05 g/m、2.95 g/m時，削弱槽開口角度對削弱槽底部、分離板槽上部內(nèi)側等效塑性應變的影響分別如圖16(a)、(b)所示。

(a) 芯藥線密度為2.05 g/m(a) Linear density of the detonating cord is 2.05 g/m

從圖16(a)可以看出，當芯藥線密度為2.05 g/m、削弱槽開口角度為90°時，削弱槽底部的等效塑性應變與開口角度為120°時相同部位的等效塑性應變差別很小。分離板槽上部內(nèi)側的等效塑性應變和開口角度為120°時相同部位的等效塑性應變差別同樣很小。這說明：芯藥線密度為2.05 g/m時，削弱槽開口角度對分離板關鍵部位分離過程中的等效塑性應變影響較小。

當削弱槽開口角度為60°(削弱槽底部圓角半徑為0.50 mm)時，削弱槽底部的等效塑性應變明顯超過開口角度為90°、120°(削弱槽底部圓角半徑為1.00 mm)時相同部位的等效塑性應變。同時，分離板槽上部內(nèi)側的等效塑性應變卻略低于另外兩種開口角度時相同部位的等效塑性應變。出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因可能是：削弱槽開口角度為60°時，其底部圓角半徑小于另外兩種開口角度時的底部圓角半徑，從而導致分離過程中削弱槽底部出現(xiàn)更強烈的應力集中和更大的等效塑性應變。

從圖16(b)可以看出，當芯藥線密度為2.95 g/m、削弱槽開口角度為90°時，削弱槽底部的等效塑性應變明顯大于開口角度為120°時相同部位的等效塑性應變，而分離板槽上部內(nèi)側的等效塑性應變和開口角度為120°時相同部位的等效塑性應變差別很小。這可能是因為隨著削弱槽開口角度的增大，削弱槽底部與分離板外側之間的過渡變得平緩，從而減小了削弱槽底部的應力集中度。與此同時，削弱槽開口角度對分離板槽上部內(nèi)側的應力集中程度影響不大。因此，適當減小削弱槽開口角度有助于削弱槽底部形成更大的應力集中度，從而更快完成分離動作。

當削弱槽開口角度為60°時，削弱槽底部的等效塑性應變明顯超過開口角度為90°、120°時相同部位的等效塑性應變。這與芯藥線密度為2.05 g/m時得到的仿真結果趨勢相似。

2.4 保護罩材質(zhì)對仿真結果的影響

為研究保護罩材質(zhì)對線性火工分離裝置仿真結果的影響，共進行了6組仿真。仿真設置如下：削弱槽開口角度為90°，其底部圓角半徑為1.00 mm；芯藥線密度分別為2.05 g/m、2.95 g/m；保護罩材質(zhì)分別為VW94鎂合金、2A12鋁合金、45鋼。2A12鋁合金的密度為2 770 kg/m3，剪切模量為27.6 GPa。45鋼的密度為7 830 kg/m3，剪切模量為79.3 GPa。模型部分設置如表6所列。

表6 保護罩材質(zhì)及模型部分設置

芯藥線密度為2.05 g/m、2.95 g/m時的仿真結果分別如圖17(a)、(b)所示。從圖17(a)中可以看出，保護罩材質(zhì)對削弱槽底部等效塑性應變有一定影響，且保護罩材質(zhì)分別為VW94鎂合金、2A12鋁合金、45鋼時，削弱槽底部的等效塑性應變逐漸增大。出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因可能是：隨著保護罩材質(zhì)密度和彈性模量的增加，膨脹管的變形在保護罩一側受到更大阻礙，更多能量被反射至分離板一側，導致削弱槽底部的應力集中度得到加強。與此同時，分離板槽上部內(nèi)側處的等效塑性應變變化不大，這說明保護罩材質(zhì)對分離板槽上部內(nèi)側的等效塑性應變影響有限。圖17(b)中的仿真結果表示出與圖17(a)中類似的趨勢。

(a) 芯藥線密度為2.05 g/m(a) Linear density of the detonating cord is 2.05 g/m

2.5 分離板槽結構尺寸對仿真結果的影響

為研究分離板槽結構尺寸對線性火工分離裝置仿真結果的影響，共進行了6組仿真。仿真設置如下：削弱槽開口角度為90°，其底部圓角半徑為1.00 mm；分離板槽分別為原結構、加長設計、加寬設計；芯藥線密度分別為2.05 g/m、2.95 g/m。模型部分設置如表7所列。

表7 分離板槽結構尺寸及模型部分設置

芯藥線密度為2.05 g/m、2.95 g/m時的仿真結果分別如圖18(a)、(b)所示。從圖18(a)可以看出，分離板槽結構尺寸對削弱槽底部等效塑性應變有一定影響。在相同條件下，分離板槽加長、加寬均使得削弱槽底部的等效塑性應變增大。這可能是因為隨著分離板槽的加長，分離板槽的結構剛度(如圖2(b)所示，將削弱槽至分離板槽上、下部的部分視為“懸臂”結構)減小，這導致削弱槽部位更容易發(fā)生向內(nèi)或向外的變形。而隨著分離板槽的加寬，保護板更加難以從分離板槽中脫出，保護板和分離板槽形成的封閉結構更為牢固，從而導致更多能量被反射至削弱槽部位。分離板槽上部內(nèi)側處的等效塑性應變變化不大，這說明分離板槽結構尺寸對分離板槽上部內(nèi)側的等效塑性應變影響有限。圖18(b)表現(xiàn)出與圖18(a)類似的趨勢。

(a) 芯藥線密度為2.05 g/m(a) Linear density of the detonating cord is 2.05 g/m

3 結論

針對典型線性膨脹管火工分離裝置建立數(shù)值模型，通過火工分離試驗和光子多普勒測速試驗驗證了模型的精度。

利用上述數(shù)值模型研究了多種因素對火工分離裝置重點部位(削弱槽底部、分離板槽上部內(nèi)側)分離過程中等效塑性應變的影響，這些因素包括芯藥線密度、削弱槽底部圓角半徑、削弱槽開口角度、保護罩材質(zhì)、分離板槽結構尺寸。為盡可能在統(tǒng)一標準下對仿真結果進行對比，仿真過程中未設置材料失效準則。在仿真參數(shù)設置范圍內(nèi)，得到如下結論：

1)對線性火工分離裝置而言，對其分離過程影響最大的因素順序依次為：芯藥線密度>削弱槽底部圓角半徑>保護罩材質(zhì)>分離板槽結構尺寸≈削弱槽開口角度。其中芯藥線密度和削弱槽底部圓角半徑為影響分離過程的關鍵因素。芯藥線密度越大，削弱槽底部圓角半徑越小，削弱槽底部越容易形成應力集中，越有利于分離過程，但芯藥線密度越大，對分離裝置其余部位(特別是考慮到分離裝置的應用場合)的沖擊也越大，這是設計中應考慮的因素。

2)保護罩材質(zhì)密度越高、彈性模量越大，越有利于削弱槽底部形成應力集中。但同時，保護罩采用高密度高彈性模量材質(zhì)將增大分離裝置的質(zhì)量，這是設計中需要考慮的因素。

3)分離板槽結構尺寸和削弱槽開口角度對火工分離裝置分離過程均有一定影響。分離板槽越長、越寬，削弱槽開口角度越小，越有利于削弱槽底部形成應力集中。

上述結論可為類似火工分離裝置的結構優(yōu)化設計提供一定的參考。