嚴(yán) 旭, 雷 豹, 楊東生, 張瑾瑜, 范新中

(中國運載火箭技術(shù)研究院, 北京 100076)

0 引言

戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈通常用于毀傷戰(zhàn)術(shù)或戰(zhàn)役目標(biāo)，具有精度高、響應(yīng)速度快、生存能力強(qiáng)和毀傷性能好等特點，一般具有較大的批量。戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈武器在使用及維護(hù)過程中，其艙段面臨重復(fù)拆卸和多次安裝等問題。目前艙段連接形式眾多，其中楔環(huán)連接方式在魚雷等應(yīng)用較多、空空導(dǎo)彈應(yīng)用較多的為偏心銷連接方式，水下航行器則多采用盤式連接。其中地地戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈，其艙段連接常用的結(jié)構(gòu)形式主要有以下兩種，圖1(a)為插接式，用以實現(xiàn)徑向?qū)?；圖1(b)為對接式，用以實現(xiàn)軸向?qū)?。?.2 m直徑艙段選用插接式為例，其上下端框在側(cè)壁環(huán)向加工2圈，共需約96個均布的通孔，通過安裝對接螺栓實現(xiàn)徑向?qū)?。對接式則是在上端框平面均布多個通孔，并在相應(yīng)位置側(cè)壁均布相應(yīng)的螺栓盒安裝開口，通過安裝對接螺栓以實現(xiàn)艙段連接。

(a)插接式連接結(jié)構(gòu)(徑向?qū)?

對于大多數(shù)艙段，由于裝配要求較高，因此常采用人工對接裝配，插接式及對接式連接結(jié)構(gòu)由于安裝緊固件較多，存在結(jié)構(gòu)復(fù)雜，操作時間長等問題。針對該問題本文設(shè)計出了一種新型的連接裝置，該連接裝置由卡箍、鉸鏈、連接螺栓3部分組成，結(jié)構(gòu)簡單，操作時間短，具有較高的連接效率。

本文主要對該連接結(jié)構(gòu)的原理進(jìn)行了介紹，分析了其在軸向力載荷作用下的受力情況，以相對滑動作為失效判據(jù)給出了預(yù)緊力的計算方法，分析了影響其承載能力的因素，最后采用有限元計算方法，計算了該連接裝置在1 000 kN軸向載荷作用下的強(qiáng)度和塑性應(yīng)變分布，對艙段的連接方式的擴(kuò)充和連接效率的提高具有一定的借鑒意義。

1 結(jié)構(gòu)原理及連接形式

圖2為該連接裝置的結(jié)構(gòu)示意圖，卡箍之間一端采用鉸鏈連接，另一端采用螺栓連接。上下殼體完成對接后，便可直接用卡箍連接，通過力矩扳手對連接螺栓施加預(yù)緊力便可完成連接。

圖2 連接裝置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of the connecting device

表1為該連接結(jié)構(gòu)的兩種樣式，對于直徑小于1 m的艙段其連接結(jié)構(gòu)可采用2個卡箍、1個連接螺栓、1個鉸鏈；對于直徑大于1 m的艙段則采用4個卡箍、2個連接螺栓、2個鉸鏈。

表1 艙段間連結(jié)構(gòu)形式及適用范圍

圖3(a)為艙段殼體結(jié)構(gòu)形式，殼體沿周向均布相應(yīng)的凹槽，用于接螺栓及鉸鏈留出安裝空間。殼體下端有若干個凹凸相間的鍵槽相匹配，用于限制艙段扭轉(zhuǎn)，上殼體與下殼體的結(jié)構(gòu)形式完全一致。其截面示意如圖3(b)所示，其連接原理是將兩艙段外表面配合處加工成斜面，艙段上下殼體對接時由卡箍卡住并對連接螺栓施加力矩，使卡箍的斜面和艙段法蘭斜面緊密貼合，從而把兩艙段連接起來，整個殼體的受力主要分布在連接卡箍上，因此提高整體的連接強(qiáng)度，此外在卡箍上開有減重槽，后續(xù)艙段對接時可通過填充硅橡膠等低密度防熱材料以達(dá)到減重效果。

(a) 艙段殼體結(jié)構(gòu)示意圖

在裝配過程中只有卡箍斜面與殼體的斜面是裝配面，極限公差情況兩種配合面存在較小的間隙，后續(xù)通過施加預(yù)緊力使卡箍與其配合面貼合。

圖4為該連接結(jié)構(gòu)在預(yù)緊力和軸向拉力的共同作用下，卡箍和對接框徑向截面內(nèi)的受力分析示意圖。

圖4 卡箍和對接框徑向截面內(nèi)的受力分析Fig.4 Force analysis in radial section of clamp and butt frame

圖4中，和分別為單位弧長上卡箍與對接框之間的壓力和摩擦力，為單位弧長上對接框之間的正壓力，為單位弧長上對接框所受軸向拉力，為預(yù)緊力，艙段對接處理論外徑，為摩擦系數(shù)，為卡箍與上下殼體的配合面傾角。

卡箍形塊水平方向力平衡方程為

2(sin-cos)=

(1)

對接框豎直方向力平衡方程為

cos+sin=+

(2)

在軸拉過程中預(yù)緊力所產(chǎn)生的壓力提供摩擦力，因此依據(jù)滑移判據(jù)，即卡箍與上下殼體端面產(chǎn)生相對位移，可得預(yù)緊力公式為

(3)

2 結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析

2.1 有限元模型

本文采用的有限元模型分為軸對稱模型和實體模型。其中軸對稱模型將實體模型簡化，卡箍與上下殼體及上下殼體之間均定義接觸，下殼體下端固支，在上殼體上端參考點施加載荷。

實體模型如圖5所示，艙段直徑為1 200 mm，殼體厚度為2 mm，卡箍與上下殼體及上下殼體之間均定義接觸，預(yù)緊力及軸向載荷分別在相應(yīng)參考點施加軸向力載荷。上下殼體及卡箍所選用材料均為2A14鋁合金，材料參數(shù)如表2所示。計算過程分為兩個分析步，第一個分析步為在卡箍的兩對接面上分別施加預(yù)緊力，第二個分析步為施加軸向力載荷。

圖5 有限元模型示意圖Fig.5 Finite element analysis model

表2 材料參數(shù)

2.2 配合面傾角對承載能力的影響

卡箍及上下殼體配合面的傾角是該連接結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵參數(shù)，本節(jié)通過建立軸對稱模型，研究了其對整體結(jié)構(gòu)連接特性的影響，在保持其他結(jié)構(gòu)參數(shù)不變的情況下，通過改變配合面傾角，計算其極限承載能力即殼體發(fā)生破壞時的承載能力，仿真計算結(jié)果如圖6所示。隨著配合面傾角的增大，連接結(jié)構(gòu)的軸向極限承載能力隨之有一定程度的降低，且基本呈線性變化?？ü績A角從9°到19°，該連接結(jié)構(gòu)的受軸向拉力載荷作用下，其極限承載能力降低約41%。

圖6 配合面傾角對連接結(jié)構(gòu)極限承載能力的影響Fig.6 The influence of the clamp angle on the bearing capacity of the structure

2.3 摩擦系數(shù)對承載能力的影響

當(dāng)配合面傾角為15°時，建立軸對稱模型，選取兩種不同摩擦系數(shù)0.1，0.3，施加載荷按照位移控制，計算得到該連接結(jié)構(gòu)的極限承載，在摩擦系數(shù)為0.1時其極限承載能力約為1 881 kN，當(dāng)摩擦系數(shù)增大至0.3時其極限承載能力增大至2 664 kN，增大約40%。

圖7(a)(b)所示分別為摩擦系數(shù)0.1及0.3條件下卡箍的應(yīng)力分布。由圖可知，摩擦系數(shù)越大卡箍的應(yīng)力越小，結(jié)合其極限承載能力分析結(jié)果，摩擦力的增加能夠提高該連接裝置的承載能力。

(a) 摩擦系數(shù)為0.1條件下卡箍應(yīng)力分布

但是在實際工程應(yīng)用中，一方面增大摩擦系數(shù)會增大卡箍內(nèi)力不均勻的程度，此外，摩擦系數(shù)增大會導(dǎo)致卡箍的安裝困難，因此不建議采用增大摩擦系數(shù)的方式來提高該連接裝置的承載能力。

2.4 預(yù)緊力對承載能力的影響

為保證上下殼體之間的牢固連接，在初始安裝時需要對卡箍對接面施加一定的預(yù)緊力。圖8為在施加預(yù)緊力0 kN及50 kN作用下，該連接裝置在100 kN軸向力載荷作用下殼體位移分布，從圖中可知，其上殼體產(chǎn)生的變形分別為1.98 mm及1.48 mm，即在相同載荷作用下，預(yù)緊力增大，其上殼體產(chǎn)生的變形減小。

(a) 預(yù)緊力為0 kN在1 000 kN軸拉工況下位移分布

在該連接結(jié)構(gòu)中，預(yù)緊力的影響主要表現(xiàn)為隨著預(yù)緊力增大，導(dǎo)致卡箍與上下殼體對接面的壓力增大，從而產(chǎn)生的摩擦力增大，因此其軸向承載能力隨之增大。

2.5 1 000 kN軸向力載荷作用下連接結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布

由前文計算結(jié)果可知，在軸對稱模型下計算得到直徑1 200 mm艙段，采用該連接結(jié)構(gòu)，其極限承載能力約為1 881 kN，但該模型在計算時未考慮鉸鏈連接處以及螺栓連接處殼體開槽的影響。1 000 kN目前已經(jīng)能覆蓋絕大多數(shù)戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈艙段間的連接工況，因此本節(jié)采用1 000 kN的載荷條件，采用實體模型對其進(jìn)行計算。

施加預(yù)緊力后計算結(jié)果如圖9所示，上殼體應(yīng)力最大處位于鉸鏈連接處，最大應(yīng)力為112 MPa，卡箍的最大應(yīng)力區(qū)也位于鉸鏈連接處，最大應(yīng)力約為290 MPa，施加預(yù)緊力端卡箍的位移約為1 mm。

圖9 施加預(yù)緊力后上殼體應(yīng)力分布Fig.9 Stress distribution of cabin structure after preload

施加1 000 kN載荷后上殼體的應(yīng)變分布如圖10所示，其最大應(yīng)力分布區(qū)域為連接卡箍處，該處平均應(yīng)力為200 MPa;最大應(yīng)力位于安裝鉸鏈開槽處，該處所受應(yīng)力為壓應(yīng)力，最大應(yīng)力為300 MPa。上殼體對應(yīng)的最大塑性變形同樣位于該區(qū)域，對應(yīng)的塑性應(yīng)變?yōu)?.75%；下殼體應(yīng)力分布狀態(tài)與上殼體類似。在施加1 000 kN的載荷后，上殼體上端位移為1.5 mm，上下殼體間的間隙約為0.05 mm。

圖10 施加1 000 kN軸向載荷后上殼體塑性應(yīng)變分布Fig.10 Plastic strain distribution cabin structure after exert 1 000 kN axial load

3 結(jié)論

本文設(shè)計了一種新型的艙段間快速對接裝置，分析了其在軸向力載荷作用下的受力情況，并以相對滑動作為失效判據(jù)給出了預(yù)緊力的計算方法，并在此基礎(chǔ)上分析了卡箍傾角、摩擦系數(shù)、預(yù)緊力等對承載能力的影響。具體結(jié)論如下：

1)卡箍預(yù)緊力會對該連接結(jié)構(gòu)的承載能力產(chǎn)生一定程度的影響，預(yù)緊力增大，導(dǎo)致卡箍與上下殼體對接面的壓力增大，從而產(chǎn)生的摩擦力增大，因此其軸向承載能力增大。

2)卡箍與殼體配合面傾角、摩擦系數(shù)等同樣會對該連接結(jié)構(gòu)承載能力產(chǎn)生影響，隨著配合面傾角增大以及摩擦系數(shù)的減小，均會導(dǎo)致該連接裝置承載能力產(chǎn)生顯著下降。