張威 劉群 任法璞 劉新偉 楊昭 周傳霞

某拔銷器工作過程仿真分析及優(yōu)化設(shè)計(jì)

張威 劉群 任法璞 劉新偉 楊昭 周傳霞

（北京空間機(jī)電研究所，北京 100094）

拔銷器是廣泛應(yīng)用于航空、航天領(lǐng)域的火工裝置，文章以某型號(hào)拔銷器為基礎(chǔ)，利用經(jīng)典內(nèi)彈道理論構(gòu)建了拔銷器工作過程的仿真分析模型，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了仿真模型的準(zhǔn)確性；此外，通過對(duì)不同工況下拔銷器工作過程的仿真分析，總結(jié)出了降低拔銷器工作推力和后坐力的方法，并以此方法進(jìn)行了該拔銷器的優(yōu)化設(shè)計(jì)。經(jīng)仿真計(jì)算和試驗(yàn)驗(yàn)證，優(yōu)化后拔銷器的推力和后坐力較優(yōu)化前均大幅下降，表明了優(yōu)化設(shè)計(jì)的有效性。文中的研究成果可為同類產(chǎn)品的仿真分析及優(yōu)化設(shè)計(jì)提供一定的參考。

拔銷器 仿真 推力 后坐力 優(yōu)化設(shè)計(jì) 火工裝置

0 引言

近年來隨著我國國防工業(yè)的發(fā)展，火工技術(shù)也有了顯著的進(jìn)步，其中火工裝置已成為航空、航天領(lǐng)域的一個(gè)重要組成部分，起著不可替代的作用。作為實(shí)現(xiàn)機(jī)械動(dòng)作的一種高效裝置，火工裝置在與適當(dāng)?shù)臋C(jī)構(gòu)組合后可以實(shí)現(xiàn)各種作動(dòng)功能要求[1]。

拔銷器是一種廣泛應(yīng)用于航空、航天領(lǐng)域的火工裝置，雖然各種拔銷器的形狀、大小、功能不同，但利用火藥燃燒產(chǎn)生高溫高壓氣體使活塞桿回縮作功，是拔銷器產(chǎn)品的共同特征。其單位質(zhì)量轉(zhuǎn)換能量高，可長期儲(chǔ)存并控制起爆和輸出能量。但由于它是利用化學(xué)能轉(zhuǎn)變成機(jī)械能做功的裝置，其工作過程的仿真較為困難，且工作中往往會(huì)產(chǎn)生較大的推力和后坐力，容易對(duì)相連、相鄰設(shè)備造成破壞，且產(chǎn)生較大噪聲和沖擊，增大了某些裝備使用過程中被偵測的概率[2-4]。

為了實(shí)現(xiàn)對(duì)拔銷器等火工裝置的精確設(shè)計(jì)，目前已有一些針對(duì)火工裝置工作過程的分析和研究，如：文獻(xiàn)[5]利用ANSYS有限元分析軟件，對(duì)一種火工裝置進(jìn)行靜止放置、最大過載、分離過程中的應(yīng)力應(yīng)變分析，對(duì)火工裝置的工作過程有了初步的仿真結(jié)果；文獻(xiàn)[6]使用LS-DYNA有限元軟件，利用歐拉-拉格朗日耦合方法來模擬火藥爆炸和火工裝置工作的流固耦合過程，模擬了火工裝置動(dòng)態(tài)分離時(shí)對(duì)航天器產(chǎn)生的典型響應(yīng)；文獻(xiàn)[7]通過建立火工裝置的運(yùn)動(dòng)模型，研究了不同結(jié)構(gòu)下火工裝置工作過程的緩沖措施。現(xiàn)有的研究主要集中在應(yīng)用有限元軟件來模擬火工裝置工作過程，有限元方法計(jì)算速度慢、可移植性差，不利于工程設(shè)計(jì)時(shí)的快速迭代，也很難將分析方法直接應(yīng)用到不同種類的火工裝置的分析上；此外，現(xiàn)有研究主要集中在分離螺母類火工裝置中，少有關(guān)于拔銷器裝置工作過程及性能優(yōu)化方面的文獻(xiàn)。為了精確、快速地模擬拔銷器的工作性能，總結(jié)優(yōu)化設(shè)計(jì)方法，本文以某型號(hào)拔銷器為例進(jìn)行了仿真分析，通過分析不同工況下拔銷器的推力和活塞速度，總結(jié)了降低拔銷器峰值推力和后坐力的方法，并根據(jù)該方法對(duì)拔銷器進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，最終通過試驗(yàn)驗(yàn)證了該優(yōu)化方法的正確性，拔銷器優(yōu)化后性能顯著提高。

1 工作過程及原理分析

某拔銷器由電起爆器、剪切銷、活塞、緩沖環(huán)、限位后蓋、主裝藥及殼體組成（如圖1所示）。在實(shí)際應(yīng)用時(shí)，拔銷器的活塞零件會(huì)伸出殼體一部分（長為）。在拔銷器接到起爆信號(hào)前，活塞在剪切銷的作用下無法運(yùn)動(dòng)，其各零件之間不能發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)，活塞的伸出部分穿在航天器結(jié)構(gòu)中，為航天器提供剛性支撐，約束航天器在垂直于活塞軸線的平面上的自由度。

起爆時(shí)，電起爆器接到信號(hào)點(diǎn)燃主裝藥，產(chǎn)生壓力推動(dòng)活塞剪斷剪切銷并向左運(yùn)動(dòng)，活塞回縮至一定程度后，緩沖環(huán)與限位后蓋發(fā)生碰撞并變形，起到一定緩沖吸能作用，最后活塞停止運(yùn)動(dòng)，活塞的回縮量達(dá)到，此時(shí)穿在航天器結(jié)構(gòu)中的部分全部縮回，解除航天器的約束，活塞初始外露的這段距離稱為回縮行程。

圖1 某拔銷器結(jié)構(gòu)示意

拔銷器在航空航天領(lǐng)域中的應(yīng)用主要是在起爆前提供剛性約束，起爆后解除該約束，且需要保證起爆時(shí)產(chǎn)生的后坐力不破壞航天器自身結(jié)構(gòu)。因此，在總體結(jié)構(gòu)對(duì)拔銷器提出指標(biāo)要求時(shí)，主要關(guān)心拔銷器提供的剛性約束力（即徑向承載力）以及其起爆時(shí)對(duì)總體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的力（即推力、后坐力）。同時(shí)，由于拔銷器提供給總體結(jié)構(gòu)的剛性約束是靠拔銷器活塞伸出部分（回縮行程）穿入總體結(jié)構(gòu)而產(chǎn)生的，因此該回縮行程也是總體結(jié)構(gòu)的一個(gè)重要指標(biāo)。本文以圖1所示拔銷器為例，對(duì)其工作過程和工作原理進(jìn)行分析。該拔銷器具體性能指標(biāo)要求為：1）起爆前徑向承載力20kN；2）工作時(shí)的后坐力不大于40kN；3）工作后，回縮行程大于14mm。

2 拔銷器工作過程仿真及試驗(yàn)對(duì)比

拔銷器起爆時(shí)，電起爆器點(diǎn)燃主裝藥產(chǎn)生的燃?xì)鈮毫ψ饔迷诨钊?，是拔銷器活塞回縮的動(dòng)力；活塞初始狀態(tài)下受到剪切銷的約束，在剪斷剪切銷后才能發(fā)生運(yùn)動(dòng)，因此剪切銷的剪切力是活塞回縮的阻力，該力是瞬間的，剪斷后即消失；此外，活塞伸出部分在徑向力作用下還會(huì)產(chǎn)生摩擦阻力，一般將這些阻力統(tǒng)稱為負(fù)載阻力。

綜上，拔銷器工作過程可分為3個(gè)主要階段：1）啟動(dòng)階段，電起爆器點(diǎn)燃主裝藥產(chǎn)生壓力后，活塞不發(fā)生運(yùn)動(dòng)，燃?xì)馊萸槐３植蛔?，隨著主裝藥不斷燃燒，容腔內(nèi)壓力逐漸上升，作用在活塞上的燃?xì)鈮毫Τ掷m(xù)增加，當(dāng)該壓力達(dá)到剪切銷的剪切力和其他負(fù)載阻力之和時(shí)，該階段結(jié)束。2）充分燃燒和運(yùn)動(dòng)階段，活塞剪斷剪切銷后，在燃?xì)鈮毫ο驴朔?fù)載阻力不斷運(yùn)動(dòng)，燃?xì)馊萸徊粩嘣龃?，主裝藥在變?nèi)輻l件下繼續(xù)燃燒，燃?xì)鈮毫χ鸩缴?，到達(dá)峰值后開始下降。3）自由膨脹階段，主裝藥燃燒完畢后，不再繼續(xù)釋放壓力，隨著活塞的不斷運(yùn)動(dòng)，容腔繼續(xù)增大，燃?xì)鈮毫χ饾u下降，活塞在燃?xì)鈮毫拓?fù)載阻力的合力作用下達(dá)到運(yùn)動(dòng)行程或活塞運(yùn)動(dòng)速度降低至零，則該階段結(jié)束。

根據(jù)經(jīng)典內(nèi)彈道理論，假設(shè)主裝藥是沿火藥表面的法線方向一層一層向內(nèi)燃燒，燃燒時(shí)的內(nèi)彈道方程如下[8-9]：

1）主裝藥燃燒函數(shù)

2）燃速方程

式中0表示火藥厚度；表示火藥燃燒產(chǎn)生的壓強(qiáng)；1、2和為燃速系數(shù)，表征了燃燒線速度和壓強(qiáng)之間的指數(shù)關(guān)系。

3）燃?xì)鈮毫ψ兓匠蹋?/p>

式中為氣體常數(shù)；為燃?xì)赓|(zhì)量；為燃?xì)鉁囟龋?為容腔體積。燃?xì)鈮毫ψ兓匠瘫硎隽巳細(xì)鈮毫腿紵惑w積、溫度及火藥燃燒比例之間的關(guān)系。

4）燃燒腔體積變化方程

5）熱方程

式中為熱能；為與燃?xì)饨佑|的散熱表面積；為燃?xì)馀c燃燒室外壁的換熱系數(shù)，包括對(duì)流換熱和輻射換熱；0為環(huán)境溫度；為外壁材料的導(dǎo)熱系數(shù)；為外壁材料的散熱系數(shù)。熱方程表示了燃燒腔溫度隨時(shí)間的 變化。

6）能量方程：工作過程中，火藥燃?xì)獠粩嗯蛎涀龉?，火藥燃燒釋放的能量一部分仍以?nèi)能形式存在，一部分轉(zhuǎn)化為機(jī)械能，還有一部分以熱散失等形式損耗，因此有

7）運(yùn)動(dòng)方程：活塞運(yùn)動(dòng)時(shí)，燃?xì)鈮毫橹鲃?dòng)力，其他負(fù)載力為阻力，此時(shí)有

根據(jù)上述原理建立拔銷器工作過程的仿真計(jì)算流程（見圖2），構(gòu)建各個(gè)階段的獨(dú)立內(nèi)彈道方程組，然后通過判據(jù)確定各階段的初始條件和結(jié)束條件，從而形成拔銷器內(nèi)彈道計(jì)算程序。

圖2 拔銷器工作過程仿真計(jì)算流程

Fig.2 Logic diagram of simulation

根據(jù)某拔銷器的結(jié)構(gòu)尺寸及主裝藥量，確定該拔銷器的仿真基本計(jì)算參數(shù)（見表1）。通過仿真計(jì)算，拔銷器運(yùn)動(dòng)過程中活塞運(yùn)動(dòng)行程、推力、活塞運(yùn)動(dòng)速度分別如圖3所示?？梢钥闯觯钊?.1ms時(shí)開始運(yùn)動(dòng)，0.62ms時(shí)達(dá)到運(yùn)動(dòng)行程要求，過程中出現(xiàn)的最大推力約15.348kN，活塞運(yùn)動(dòng)速度持續(xù)增加，但加速度逐漸減小，最終將以64.297 9m/s速度撞擊后蓋，產(chǎn)生較大后坐力。

表1 基本計(jì)算參數(shù)

Tab.1 Parameters of model

圖3 拔銷器工作過程中各參數(shù)仿真曲線

為驗(yàn)證拔銷器工作過程仿真的準(zhǔn)確性，對(duì)該拔銷器進(jìn)行發(fā)火試驗(yàn)（如圖4所示）。由于活塞運(yùn)動(dòng)不可視、不可測，通過實(shí)測發(fā)火時(shí)的推力數(shù)據(jù)與仿真的推力數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，來旁證拔銷器仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。試驗(yàn)時(shí)將拔銷器活塞穿在拉桿內(nèi)，擰緊螺母對(duì)拉桿施加擰緊力矩，通過拉桿將徑向加載力（20kN）作用在活塞上，加載的徑向力通過力傳感器監(jiān)測，通過拔銷器軸向的力傳感器來測量拔銷器工作時(shí)的推力。

經(jīng)試驗(yàn)，該拔銷器滿足承載力和回縮行程要求，工作過程中實(shí)測推力數(shù)據(jù)如圖5所示，在1ms內(nèi)產(chǎn)生第一次推力峰值（0.7ms處，約15kN），該推力為正值，此時(shí)燃?xì)馔苿?dòng)活塞向限位后蓋方向運(yùn)動(dòng)，同時(shí)產(chǎn)生向力傳感器方向的反作用力壓縮力傳感器，力傳感器表現(xiàn)為正值，即為拔銷器推力數(shù)值。在約1ms處，推力回零，表征活塞運(yùn)動(dòng)到位時(shí)刻，容腔不再變化，燃?xì)鈮毫橄到y(tǒng)內(nèi)力。當(dāng)活塞運(yùn)動(dòng)到位后，瞬間以高速撞擊后蓋，拉動(dòng)力傳感器，力傳感器表現(xiàn)為負(fù)值，由于是瞬間撞擊，會(huì)產(chǎn)生較大后坐力（峰值約48kN），之后拔銷器整體回彈震蕩，力傳感器示數(shù)以近似對(duì)稱的形式逐漸回零。將實(shí)測數(shù)據(jù)中1ms以內(nèi)的推力數(shù)據(jù)與仿真推力值進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖6所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，仿真數(shù)據(jù)曲線與實(shí)測數(shù)據(jù)曲線在峰值和變化率上較為接近，區(qū)別在于實(shí)測推力數(shù)據(jù)有一定延遲，而仿真所采用的內(nèi)彈道方程組為解析算法，各變量均是瞬間從0開始變化。雖然仿真和試驗(yàn)存在一定時(shí)間差，但總體變化趨勢基本一致，推力峰值結(jié)果具有一定可比性，經(jīng)對(duì)比兩者峰值最大偏差在10%以內(nèi)，考慮到試驗(yàn)數(shù)據(jù)的離散性且仿真模型存在一定的數(shù)學(xué)假設(shè)，該拔銷器的仿真計(jì)算的準(zhǔn)確性可接受。

圖4 拔銷器發(fā)火試驗(yàn)狀態(tài)

圖5 推力實(shí)測數(shù)據(jù)

圖6 仿真與實(shí)測的推力數(shù)據(jù)對(duì)比

3 不同工況參數(shù)下拔銷器工作性能影響分析

由圖5所示的拔銷器實(shí)測推力數(shù)據(jù)可知，因活塞高速碰撞后蓋，會(huì)造成較高的后坐力，易對(duì)相連、相鄰設(shè)備造成破壞，而且較大后坐力往往會(huì)產(chǎn)生較大噪聲和沖擊。因此，本文將活塞運(yùn)動(dòng)過程中的峰值推力和活塞到位瞬間的后坐力作為拔銷器工作過程分析的主要目標(biāo)。其中，拔銷器活塞運(yùn)動(dòng)過程中的峰值推力可直接由仿真求得，后坐力因與瞬間碰撞有關(guān)，不能直接求得，但考慮到瞬間碰撞過程產(chǎn)生的沖量等于活塞運(yùn)動(dòng)速度和質(zhì)量的乘積，而活塞質(zhì)量是常數(shù)，因此后坐力可直接由活塞到位碰撞時(shí)的速度反映。

（1）主裝藥量對(duì)峰值推力及活塞速度的影響

主裝藥量控制著拔銷器的總能量，對(duì)拔銷器性能有較大影響。因此，本文仍以前述拔銷器結(jié)構(gòu)為例，分析不同主裝藥量的工況下，拔銷器峰值推力與活塞速度的變化規(guī)律。為避免出現(xiàn)主裝藥量較小時(shí)無法解鎖的情況，更改負(fù)載阻力1為200N，其余參數(shù)均保持不變，保證僅主裝藥量為單一變量。為獲得較明顯的規(guī)律，共進(jìn)行5個(gè)工況的對(duì)比，每種工況對(duì)應(yīng)不同的主裝藥量，拔銷器峰值推力和活塞速度的變化曲線如圖7所示。

由圖7可以明顯看出，主裝藥量提高時(shí)，拔銷器的峰值推力和活塞速度均呈增大趨勢。降低主裝藥量可以有效的降低峰值推力和活塞速度，即可有效降低拔銷器工作過程中的推力和后坐力。

（2）負(fù)載阻力對(duì)峰值推力及活塞速度的影響

以負(fù)載阻力為單一變量時(shí)，由于負(fù)載阻力決定了活塞運(yùn)動(dòng)后的阻力加速度，因此對(duì)活塞的運(yùn)動(dòng)過程有較大影響。仍以前述拔銷器結(jié)構(gòu)為例，為獲得較明顯的規(guī)律，進(jìn)行了5個(gè)不同負(fù)載阻力工況的對(duì)比，固定主裝藥量為310mg，其余參數(shù)均保持不變，保證負(fù)載阻力為單一變量，拔銷器峰值推力和活塞速度的變化如圖8所示。

圖7 不同主裝藥量下的峰值推力和活塞速度

圖8 不同負(fù)載阻力下的仿真結(jié)果

由圖8可以明顯看出，當(dāng)負(fù)載阻力提高時(shí)，拔銷器的峰值推力增大，活塞速度逐漸減小。這說明負(fù)載阻力提高時(shí)，需要更大的推力才能推動(dòng)活塞運(yùn)動(dòng)；且阻力越大，活塞減速越明顯。

綜上可以得出：調(diào)整負(fù)載阻力，拔銷器的推力及活塞速度變化趨勢不明顯，且不能同時(shí)降低拔銷器的峰值推力和活塞速度。這是由于仿真時(shí)均假設(shè)負(fù)載阻力為恒定值，而實(shí)際上，若能使負(fù)載阻力在啟動(dòng)階段減小，則拔銷器產(chǎn)生的峰值推力減小，而活塞開始運(yùn)動(dòng)后，再令負(fù)載阻力增大，則活塞速度會(huì)下降更快，減小活塞到位撞擊產(chǎn)生的后坐力。因此，通過合理調(diào)整各階段拔銷器的負(fù)載阻力，可以實(shí)現(xiàn)峰值推力和活塞速度的同步降低。

4 拔銷器性能優(yōu)化

為提升拔銷器普適能力，對(duì)拔銷器的主要性能（推力和后坐力）進(jìn)行優(yōu)化，根據(jù)上一章的結(jié)論，可以通過降低主裝藥量和調(diào)整負(fù)載阻力的方式來優(yōu)化。

（1）降低主裝藥量

根據(jù)上文的結(jié)論，降低主裝藥量可以降低推力和后坐力。一般情況下，拔銷器在設(shè)計(jì)階段設(shè)計(jì)主裝藥量時(shí)，為保證藥量足夠使活塞運(yùn)動(dòng)剪斷剪切銷，且具有足夠的可靠性，裝藥量往往遵循“寧大勿小”的原則。此外，剪切銷的剪切力又需保證在振動(dòng)過載下不被活塞產(chǎn)生的過載力剪斷，也會(huì)取較大裕度。這就造成原始拔銷器設(shè)計(jì)時(shí)，存在主裝藥量過高的現(xiàn)象。原始拔銷器剪切銷剪切力2為1413.7N，而活塞質(zhì)量0.069kg，則剪切銷可以承受的振動(dòng)過載max為

而一般使用條件下拔銷器只需滿足50n的振動(dòng)過載即可，可見原始拔銷器抗振動(dòng)的裕度達(dá)到了41.8倍，過裕度現(xiàn)象嚴(yán)重。

因此，通過降低主裝藥量進(jìn)行拔銷器優(yōu)化的思路是：首先降低剪切銷剪切力，然后降低主裝藥的藥量，實(shí)現(xiàn)推力和后坐力的優(yōu)化。

（2）調(diào)整負(fù)載阻力

若能使負(fù)載阻力在啟動(dòng)階段減小，則拔銷器產(chǎn)生的峰值推力減??；而活塞開始運(yùn)動(dòng)后，再令負(fù)載阻力變大，則活塞速度會(huì)下降更快，減小活塞到位撞擊產(chǎn)生的后坐力。通過合理調(diào)整各階段內(nèi)拔銷器的負(fù)載阻力，可以實(shí)現(xiàn)峰值推力和活塞速度的同步降低。

優(yōu)化前的拔銷器開始工作時(shí)，首先由活塞運(yùn)動(dòng)剪斷剪切銷。此階段中，因剪切銷剪切力存在過裕度現(xiàn)象，可以通過降低該剪切力來降低該階段的負(fù)載阻力，從而降低峰值推力。此后，活塞在回縮過程中，只承受摩擦力。因此，若在該階段補(bǔ)充額外的負(fù)載阻力，則可以更有效降低活塞速度。優(yōu)化前的拔銷器雖然已經(jīng)設(shè)置了緩沖環(huán)零件，但由于緩沖環(huán)長度短，有效形變距離短，作用時(shí)間短，不能有效改善活塞到位時(shí)撞擊。

因此，通過調(diào)整負(fù)載阻力進(jìn)行拔銷器優(yōu)化的思路是：在啟動(dòng)階段降低負(fù)載阻力，并在活塞運(yùn)動(dòng)階段增加負(fù)載阻力。理想目標(biāo)是在活塞滿足工作行程后且未與限位后蓋碰撞前，即緩慢停止運(yùn)動(dòng)。文獻(xiàn)[10]中提到一種利用油壓阻尼來減小活塞運(yùn)動(dòng)到位時(shí)的碰撞的方法，但由于油液是不可壓縮的，需要設(shè)計(jì)對(duì)應(yīng)油腔和出油孔，這與拔銷器小型化、簡單化的設(shè)計(jì)理念相悖，因此不適合用于拔銷器。金屬蜂窩作為一種重要的輕量化結(jié)構(gòu)已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于航空航天、船舶以及汽車等制造行業(yè)，作為一種多孔固體材料，由于其結(jié)構(gòu)和功能的特殊性，在緩沖吸能領(lǐng)域應(yīng)用廣泛[11-15]。根據(jù)大量理論和試驗(yàn)研究，當(dāng)蜂窩受到其晶格軸向載荷時(shí)，其應(yīng)力與應(yīng)變的曲線如圖9所示。研究表明，蜂窩受壓時(shí)分三個(gè)階段，即線彈性階段、平臺(tái)階段、密實(shí)化階段。在線彈性階段，隨著變形增加，應(yīng)力逐漸增大，且在進(jìn)入平臺(tái)期之前會(huì)出現(xiàn)一個(gè)初始峰值應(yīng)力。進(jìn)入平臺(tái)階段后，隨變形的增加，應(yīng)力保持不變。最后進(jìn)入密實(shí)化階段，應(yīng)力值急劇增加，產(chǎn)生應(yīng)變較小，力學(xué)性能趨于實(shí)體基材的力學(xué)性能[16-20]。因此，本文在拔銷器優(yōu)化設(shè)計(jì)時(shí)采用了蜂窩結(jié)構(gòu)，利用蜂窩對(duì)活塞施加持續(xù)的阻力。

采用上述思路優(yōu)化后的拔銷器如圖10所示，優(yōu)化后的拔銷器取消了原結(jié)構(gòu)中（見圖1）的剪切銷和緩沖環(huán)，增加了金屬蜂窩和推力軸承。由于蜂窩能夠在拔銷器不工作時(shí)頂住活塞從而實(shí)現(xiàn)軸向定位，因此可取消剪切銷零件。蜂窩平臺(tái)階段壓潰力為600N，相比于剪切銷剪切力大幅度下降，從而降低啟動(dòng)階段的負(fù)載阻力。且由于啟動(dòng)階段總的負(fù)載阻力減小，剪切力過裕度情況減弱，可大幅度降低主裝藥量。通過金屬蜂窩對(duì)活塞的持續(xù)阻力作用，活塞運(yùn)動(dòng)階段不再僅受摩擦阻力作用，增加了蜂窩的壓潰力作為阻力，活塞運(yùn)動(dòng)階段總的負(fù)載阻力增大，使活塞速度得到有效降低，減緩了活塞與限位后蓋的碰撞。增加推力軸承是為了避免安裝蜂窩時(shí)限位后蓋旋轉(zhuǎn)帶動(dòng)蜂窩產(chǎn)生周向旋轉(zhuǎn)而發(fā)生扭曲，影響蜂窩的軸向力學(xué)性能。

圖9 蜂窩材料的壓縮應(yīng)力應(yīng)變曲線

圖10 優(yōu)化后拔銷器結(jié)構(gòu)

對(duì)優(yōu)化后拔銷器的工作過程進(jìn)行仿真，仿真結(jié)果如圖11所示，優(yōu)化后的拔銷器因沒有修改殼體和活塞結(jié)構(gòu)，初始容腔及活塞質(zhì)量等均未發(fā)生變化，因此整體計(jì)算參數(shù)與表1一致，發(fā)生變化的仿真參數(shù)僅有剪切銷剪切力變?yōu)榉涓C的壓潰力600N，主裝藥量降低為110mg。

圖11 優(yōu)化后的拔銷器的工作過程仿真曲線

對(duì)比圖11與圖3可以明顯看出，優(yōu)化后的拔銷器推力和活塞速度均明顯下降，說明優(yōu)化后拔銷器的推力與后坐力均明顯下降。此外，拔銷器工作過程中，容腔壓力明顯下降，活塞位移達(dá)到回縮行程的時(shí)間明顯增加。以上結(jié)果亦可反映出，優(yōu)化后的拔銷器工作時(shí)間延長，推力和后坐力均明顯下降。

圖12 仿真與實(shí)測推力數(shù)據(jù)對(duì)比

對(duì)優(yōu)化后的拔銷器進(jìn)行發(fā)火試驗(yàn)，推力傳感器采集的實(shí)測數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)如圖12所示，其第一個(gè)波峰表示拔銷器的推力，后續(xù)振蕩部分表示拔銷器的后坐力。由圖12可以看出，推力實(shí)測數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)的吻合度較好（其中時(shí)間的偏移是因?yàn)榉抡婺J(rèn)從0時(shí)刻開始，而試驗(yàn)采樣不從0時(shí)刻開始），表明優(yōu)化后拔銷器的仿真結(jié)果是準(zhǔn)確的。

為直觀體現(xiàn)拔銷器的優(yōu)化成果，對(duì)比優(yōu)化前后拔銷器推力、活塞速度的仿真數(shù)據(jù)，結(jié)果如圖13所示，對(duì)比優(yōu)化前后拔銷器推力實(shí)測數(shù)據(jù)如圖14所示。

圖13 優(yōu)化前后拔銷器仿真數(shù)據(jù)對(duì)比

由圖13～14可以明顯看出，拔銷器的推力和活塞速度均大幅度下降，且工作時(shí)間大幅度提高。這是由于蜂窩的作用減緩了產(chǎn)品的工作時(shí)間，使拔銷器整體工作時(shí)間延長，符合設(shè)計(jì)預(yù)期，說明優(yōu)化方法有效。此外，經(jīng)試驗(yàn)人員反饋，拔銷器工作時(shí)產(chǎn)生的聲音也得到了很大程度的降低。這是由于后坐力的下降使拔銷器工作時(shí)沖量下降，對(duì)周圍零部件產(chǎn)生的沖擊得到了緩解。

圖14 拔銷器優(yōu)化前后推力實(shí)測數(shù)據(jù)

5 結(jié)束語

本文經(jīng)過對(duì)某型號(hào)拔銷器工作過程進(jìn)行分析，利用經(jīng)典內(nèi)彈道理論構(gòu)建了拔銷器工作過程仿真分析模型，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了仿真模型的準(zhǔn)確性。此外，通過對(duì)不同工況下拔銷器的工作過程進(jìn)行仿真，得出了降低拔銷器工作推力及后坐力的方法，并按此思路進(jìn)行了該拔銷器的優(yōu)化設(shè)計(jì)。仿真分析和試驗(yàn)驗(yàn)證結(jié)果表明，拔銷器推力和后坐力均大幅度下降，確定了優(yōu)化設(shè)計(jì)的有效性。本文所進(jìn)行的研究可為同類產(chǎn)品的仿真分析及優(yōu)化設(shè)計(jì)提供一定的參考。

[1] 陳文龍, 楊樹彬, 楊安民, 等. 低沖擊火工驅(qū)動(dòng)裝置性能仿真研究[J]. 火工品, 2010(2): 25-28.

CHEN Wenlong, YANG Shubin, YANG Anmin, et al. The Simulation Study on the Property of a Low Shock Pyrotechnic Actuated Device[J]. Initiators and Pyrotechnics, 2010(2): 25-28. (in Chinese)

[2] BEMENT L J, SCHIMMEL M L. A Manual for Pyrotechnic Design, Development and Qualification: 110172[R]. NASA Technical Memorandum, 1995.

[3] GONTHIER K A, POWERS J M. Formulation Predictions and Sensitivity Analysis of a Pyrotechnically Actuated Pin Puller Model[J]. Journal of Propulsion and Power, 1994(10): 501-507.

[4] 楊寧, 范伯鈞, 洪青峰, 等. 分離螺母沖擊環(huán)境數(shù)值仿真研究[J]. 載人航天, 2017(6): 776-783.

YANG Ning, FAN Bojun, HONG Qingfeng, et al. Numerical Analysis of Shock Response in Typical Low Impact Separation Nut[J]. Manned Spaceflight, 2017(6): 776-783. (in Chinese)

[5] 楊濤, 張為華. 導(dǎo)彈級(jí)間分離連接機(jī)構(gòu)有限元分析[J]. 彈箭與制導(dǎo)學(xué)報(bào), 2006(26): 12-16.

YANG Tao, ZHANG Weihua. Finite Analysis of Stage-separation Connecting Appliances of Missle[J]. Journal of Projectiles, Rockets, Missiles and Guidance, 2006(26): 12-16. (in Chinese)

[6] 張歡, 劉天雄, 李長江, 等. 航天器火工分離螺母的火工沖擊環(huán)境數(shù)值仿真研究[J]. 航天器環(huán)境工程, 2014(4): 363-368.

ZHANG Huan, LIU Tianxiong, LI Changjiang, et al. Numerical Simulation of Pyrotechnic Shock Environment Concerning Pyroshock Separation Nut of Spacecraft[J]. Spacecraft Environment Engineering, 2014(4): 363-368. (in Chinese)

[7] LIU Qun, WANG Wentao, ZHANG Wenfeng. Study on Buffering Performance of Thin-walled Metal Tube with Different Angles[J]. Defence Technology, 2018(12): 363-368.

[8] 李晝堂. 火藥與內(nèi)彈道[M]. 北京: 國防工業(yè)出版社, 1988: 121-122.

LI Zhoutang. Gunpowder and Interior Ballistics[M]. Beijing:National Defense Industry Press, 1988: 121-122. (in Chinese)

[9] 高濱. 火工驅(qū)動(dòng)分離裝置的應(yīng)用[J]. 航天返回與遙感, 2004, 25(1): 55-59.

GAO Bin. Application of Pyrotechnically Actuated Devices[J]. Spacecraft Recovery & Remote Sensing, 2004, 25(1): 55-59. (in Chinese)

[10] 陳勁, 郝芳. 小過載火工作動(dòng)筒方案設(shè)計(jì)探討[J]. 航天返回與遙感, 2002, 23(1): 52-54.

CHEN Jin, HAO Fang. The Project Discussion of a Small Over Loading Damp Action Barrel[J]. Spacecraft Recovery and Remote Sensing, 2002, 23(1): 52-54. (in Chinese)

[11] 周祝林, 徐玉珍, 孫佩瓊. 復(fù)合材料平板及蜂窩芯綜合性能測試與分析[J]. 纖維復(fù)合材料, 2002, 19(4): 17-20.

ZHOU Zhulin, XU Yuzhen, SUN Peiqiong. Test and Analysis of Composite Flat Plate and Honeycomb Core[J]. Fiber Composites, 2002, 19(4): 17-20. (in Chinese)

[12] 張培源, 陳志奎, 嚴(yán)波. 蜂窩材料面內(nèi)變形的極性本構(gòu)方程和貯能機(jī)理[J]. 重慶大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 1994, 17(5): 10-16.

ZHANG Peiyuan, CHEN Zhikui, YAN Bo. Equivalent Constitutive Equatlons with Polarily and the Mechanism of Storing Energy of Honeycomb Materials in Plane Deformation[J]. Journal of Chongqing University, 1994, 17(5): 10-16. (in Chinese)

[13] 張廣平, 戴干策. 復(fù)合材料蜂窩夾芯板及其應(yīng)用[J]. 纖維復(fù)合材料, 2000, 17(2): 25-27.

ZHANG Guangping, DAI Gance. Composite Honeycomb Sandwich Panel and Its Application[J]. Fiber Composites, 2000, 17(2): 25-27. (in Chinese)

[14] 陳勇軍, 左孝青, 史慶南, 等. 金屬蜂窩的開發(fā)、發(fā)展及應(yīng)用[J]. 材料導(dǎo)報(bào), 2003, 17(12): 32-35.

CHEN Yongjun, ZUO Xiaoqing, SHI Qingnan, et al. Development and Application of Metal Honeycomb[J]. Materials Review, 2003, 17(12): 32-35. (in Chinese)

[15] 姚武文, 馮春曉, 路陽. 飛機(jī)蜂窩構(gòu)件的粘接修理技術(shù)[J]. 粘接, 2003, 24(1): 40-42.

YAO Wuwen, FENG Chunxiao, LU Yang. Bonding and Repairing Technique for Airplane Honeycomb Components[J]. Bonding, 2003, 24(1): 40-42. (in Chinese)

[16] 孫玉瑾. 六邊形金屬蜂窩芯材的異面沖擊性能[D]. 西安: 西安理工大學(xué), 2009.

SUN Yujin. Impact Properties of Hexagonal Honeycomb Core[D]. Xi'an: Xi'an University of Technology, 2009. (in Chinese)

[17] GIBSON L J, ASHBY M F. Cellular Solids Structure and Properties[M]. Oxford: Pergamon, 1988: 3-149.

[18] ZHOU Q, MAYER R. Charaeterization of Alununum Honeycomb Material Failure in Large Deformation Compression, Shear, and Tearing[J]. Joumal of Engineering Materials and Technology, 2002(124): 412-420.

[19] SCHWINGSHACKI C W, AGLIETI G S, CUNNINGHAM P R. Determination of Honeycomb Material Properties-existing Theories and an Alternative Dynamic Approach[J]. Journal of Areospace Engineering, 2006(19): 177-183.

[20] 賈斌, 馬志濤, 龐寶君, 等. 含泡沫鋁防護(hù)結(jié)構(gòu)的超高速撞擊數(shù)值模擬研究[J]. 高壓物理學(xué)報(bào), 2009, 23(6): 453-459.

JIA Bin, MA Zhitao, PANG Baojun, et al. Numerical Simulation Investigation in Hypervelocity Impact on Shield Structure Containing Aluminum Foam[J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2009, 23(6): 453-459. (in Chinese)

Simulation Analysis and Optimization Design of a Pin Puller

ZHANG Wei LIU Qun REN Fapu LIU Xinwei YANG Zhao ZHOU Chuanxia

（Beijing Institute of Space Mechanics & Electricity, Beijing 100094, China）

Pin puller is widely used in aeronautics and astronautics. In this paper, based on a certain type of pin puller, a numerical simulation analysis model of the working process of the pin puller is established by using the classical interior ballistic theory, and the accuracy of the simulation model is verified by test. In addition, through the simulation and analysis of the working process of the pin puller under different parameters, the method of reducing the working thrust and recoil force of the pin puller is obtained, and the optimal design of the pin puller is carried out by this method. Through numerical simulation and experimental verification, the thrust and recoil force of the pin puller are greatly reduced, which confirms the effectiveness of the optimal design. This study provides an important reference for the simulation analysis and optimization design of similar products.

pin puller; simulation; thrust; recoil force; optimization design; initiating explosive device

V414.1

A

1009-8518(2021)03-0062-10

10.3969/j.issn.1009-8518.2021.03.007

2021-02-18

國家重大科技專項(xiàng)工程

張威, 劉群, 任法璞, 等. 某拔銷器工作過程仿真分析及優(yōu)化設(shè)計(jì)[J]. 航天返回與遙感, 2021, 42(3): 62-71. ZHANG Wei, LIU Qun, REN Fapu, et al. Simulation Analysis and Optimization Design of a Pin Puller[J]. Spacecraft Recovery & Remote Sensing, 2021, 42(3): 62-71. (in Chinese)

張威，男，1991年生，2017年獲燕山大學(xué)機(jī)械設(shè)計(jì)及理論專業(yè)碩士學(xué)位，工程師，主要從事衛(wèi)星火工裝置設(shè)計(jì)工作。E-mail：zw_smilesunshine@163.com。

（編輯：夏淑密）