某爆炸分離裝置分離過程仿真研究與設計改進

秦玉靈，渠弘毅，荊 江，王巨民，李曉東

（北京航天長征飛行器研究所，北京，100076）

0 引 言

爆炸分離裝置是保障武器系統上面級與運載級有效分離的關鍵結構，主要由爆炸螺栓及捕捉組件組成，當前國內外工程中爆炸裝置結構設計的合理性一般通過地面真實爆炸分離試驗考核。陳榮[1]通過物理模型用解析方式分析了爆炸分離裝置保護罩安全性，確定了各參量影響權重；皮本樓[2]提出了基于機械撞擊方式的雙層板式分離沖擊環境模擬方法，對關鍵參數優化設計并用有限元方法進行驗證，證實了優化計算可提高試驗準確性和效率；毛勇建[3]對分離沖擊模擬技術進行了全面總結和分析，并展望了今后發展趨勢。當前研究多集中在解析或試驗方法，爆炸分離裝置分離過程中各組件變形及破壞情況無法監測，傳統的基于彈塑性本構的通用有限元分析方法亦無法模擬爆炸分離過程中各組件損傷破壞進程，分離過程仿真需考慮材料破壞過程，將材料本構關系由彈塑性擴展至漸進式損傷斷裂模型。

本文針對某爆炸分離裝置在地面分離試驗過程中結構變形情況進行復現及結構改進，首先以現有通用有限元分析軟件Abaqus平臺為基礎進行二次開發，將材料損傷本構關系引入材料力學模型，然后建立爆炸分離裝置有限元模型，開展爆炸分離過程中各組件損傷破壞進程的精確模擬和分析，復現地面試驗情況，確定結構薄弱環節，最后針對識別出的薄弱環節進行結構設計改進，并對改進后結構進行分離環境動態響應預示。

1 金屬材料損傷本構

1.1 靜態損傷本構

彈塑性金屬材料外載荷作用下的受力破壞過程，會先后經歷應力水平低于材料屈服強度σs的彈性變形階段、應力水平處于屈服強度與強度極限σb之間的彈塑性硬化階段和超過強度極限之后的剛度退化階段。彈塑性硬化階段材料開始發生永久塑性變形出現損傷，隨著永久變形量的積累，損傷程度增加，發生大變形，但在首次達到強度極限之前，材料卸載剛度不變，塑性變形按照硬化規律使材料屈服強度持續提升，稱此階段為前損傷階段。應力水平首次到達強度極限之后繼續加載，伴隨損傷程度的加深材料性能將持續“軟化”，最終導致斷裂，稱此過程為后損傷階段。定義應力水平首次到達強度極限時的狀態為損傷分界點，金屬材料損傷本構關系示意如圖1所示。

圖1 材料損傷本構關系示意Fig.1 Damage Constructive Model

按照彈塑性理論建立前損傷階段材料的硬化損傷本構模型，以增量形式表示為

式中Dep為前損傷階段的材料形變剛度；dε為應變增量矢量；dσ為應力增量矢量。

對于結構設計常用金屬材料，材料硬化律可由屈服面方程[4]描述為

式中σeq為Von Mises等效應力；σy為硬化屈服強度，其中，σs為材料靜態屈服強度；為材料硬化函數、對線性強化彈塑性材料，其中，E為材料彈性模量；ET為材料隨動硬化切線模量；為等效塑性應變：

由損傷力學原理推導，前損傷階段材料形變剛度表達式為

式中C為材料線彈性剛度矩陣，且

dp為以二階張量形式體現的前損傷階段材料剛度損傷系數：

后損傷階段材料硬化損傷進程結束，進入蠕變軟化損傷進程。引入損傷變量dh表示材料模量的損失程度，按照Lemaitre應變等效假設[5,6]：實際應力σ作用于實際受損材料所產生的應變與有效應力σ作用于無損材料產生的應變相等，有：

假定損傷變量dh在應力應變的增量過程中保持不變，由式（8）得：

將式（7）、（9）代入式（10），得到后損傷階段的損傷本構方程：

1.2 動態損傷本構

動載荷作用下的材料本構與靜載作用下的材料本構存有差異，對于金屬材料主要體現在應變率對硬化律的影響上。不同材料塑性硬化律受應變率影響的程度不同，這種敏感性是一種材料效應，與結構的幾何特征無關。在諸多描述應變率敏感行為的動態本構[7～10]中，Comper_Symonds和Johnson_Cook模型[11,12]是工程上較常使用的2種硬化律模型，2種模型形式略有差異，本質都是在式（2）靜態硬化律基礎上，通過引入獨立的應變率影響函數，建立動態硬化屈服強度σy'與靜態硬化屈服強度σy的比例關系。

Comper_Symonds模型：

Johnson_Cook模型（簡化）：

式中D，n，C為應變率相關系數；ε0為Johnson_Cook的參考應變率。

將式（2）中的靜態硬化屈服強度 yσ用動硬化屈服強度替換，前后損傷本構方程式（2）～（4）和式（8）、式（9）形式保持不變，即可將金屬材料的靜態損傷本構模型轉化用于動態問題求解。

2 爆炸分離裝置結構變形機理研究

2.1 爆炸分離裝置結構及試驗變形情況

爆炸分離裝置內部結構如圖2所示。

圖2 爆炸分離裝置結構示意Fig.2 Construction for the Explosion Separator

如圖2所示，主要由爆炸螺栓及捕捉組件構成，含阻尼件、壓片、蓋板和裝置底座，其中阻尼件和壓片共同減緩分離瞬間爆炸螺栓對蓋板和裝置底座的沖擊作用，壓片材料為45#鋼，蓋板材料為5A06鋁合金。蓋板和裝置底座在分離前后必須密閉，防止分離產物飛出形成多余物。

分離試驗前、后分離裝置結構及變形情況如圖3所示，對比可知，分離試驗后，裝置底座與蓋板之間產生了約5 mm的縫隙，結構密封性破壞，阻尼件和壓片被爆炸螺栓撞擊后形成的碎屑或碎塊可從該縫隙飛出，形成金屬多余物，對飛行試驗安全造成隱患。

圖3 分離試驗前、后爆炸分離裝置Fig.3 Explosion Separator before and after Explosion Test

2.2 爆炸分離裝置結構損傷進程有限元分析

基于金屬材料損傷本構對爆炸分離裝置在分離過程中的損傷破壞進程開展有限元分析，首先建立裝置碰撞仿真模型，然后確定爆炸螺栓分離速度，對分離后碰撞沖擊過程中各部件損傷破壞進程進行虛擬仿真，確定結構薄弱環節，為裝置后續設計改進提供指導。

爆炸分離裝置有限元模型如圖4所示。有限元建模過程中各材料選用損傷本構建立材料性能，阻尼件結構采用SHELL單元，其余結構采用六面體實體單元，蓋板和底座采用螺栓連接，底座模擬真實安裝方式固定，據分離時刻初始沖量計算得到爆炸螺栓初始速度為50 m/s，在此基礎上開展動態響應分析。

圖4 爆炸分離裝置有限元模型Fig.4 FEM of the Explosion Separator

圖5～10為分離0～1.6 ms時間段內爆炸分離裝置內各組件運動情況，據此可對爆炸分離過程中各部件損傷及變形情況有直觀了解。

圖5 初始速度Fig.5 Initial Velocity

圖6 0.2ms時刻速度Fig.6 Velocity at 0.2ms

圖7 0.5ms時刻速度Fig.7 Velocity at 0.5ms

圖8 0.85ms時刻速度Fig.8 Velocity at 0.85ms

圖9 1.2ms時刻速度Fig.9 Velocity at 1.2ms

圖10 1.6ms時刻速度Fig.10 Velocity at 1.6ms

由圖5～10可知，分離后爆炸螺栓以50 m/s速度向前沖出，首先沖擊壓片并帶動壓片與之共同前進擠壓阻尼件，壓片頂端首先擠壓阻尼件并共同變形，待爆炸螺栓將壓片完全壓扁后，螺栓與壓片共同整體擠壓阻尼件直至沖擊能量全部耗盡，此時因壓片頂部受擠壓產生大變形導致爆炸分離裝置蓋板向上翹起，裝置底座與蓋板之間產生了較大的縫隙，仿真結果與試驗現象一致。

圖11～14為沖擊能量耗盡時的末秒時刻爆炸分離裝置及各組件變形情況，可知末秒時刻壓片和阻尼件均被壓扁，無法繼續吸能，壓片變形過程中頂部鼓起向外擠壓蓋板，使蓋板產生4.94 mm的變形量，與試驗測量所得蓋板變形量一致。

圖11 整體結構末秒時刻變形Fig.11 Deformation of the Explosion Separator at the Last Second

圖12 蓋板末秒時刻變形Fig.12 Deformation of the Cover Plate at the Last Second

圖13 壓片末秒時刻變形Fig.13 Deformation of the Pressed-plate at the Last Second

圖14 阻尼件末秒時刻變形Fig.14 Deformation of the Damper at the Last Second

3 爆炸分離裝置結構設計改進

由以上分析可知，爆炸分離沖擊能量通過壓片、阻尼件及蓋板3個組件的變形吸收。爆炸分離沖擊能量確定的前提下，蓋板變形量的減小只能通過減小壓片頂部變形量或改變壓片頂部變形方向、提高阻尼件吸能、提高蓋板剛度3種途徑來實現。

爆炸分離裝置結構設計改進過程中，將壓片倒置180°，使壓片頂部變形方向由原向上擠壓蓋板改為向下擠壓裝置底面，減小蓋板受力；將阻尼件中各鋪層厚度由原0.5 mm增至1 mm，提高阻尼件剛度，從而提高其對沖擊能量的吸收能力；將蓋板材料由原鋁合金改為鈦合金，提高材料強度和結構剛度，從而提高蓋板對沖擊能量的適應能力。對改進后結構在爆炸分離過程中各組件損傷變形情況開展有限元分析，結果如圖15～18所示。

圖15 改進后整體結構末秒時刻變形Fig.15 Deformation of the Updated Structure at the Last Second

圖16 改進后蓋板末秒時刻變形Fig.16 Deformation of the updated cover-plate at the last second

圖17 改進后壓片末秒時刻變形Fig.17 Deformation of the Updated Pressed-plate at the Last Second

圖18 改進后阻尼件末秒時刻變形Fig.18 Deformation of the Updated Damper at the Last Second

由圖15～18可知，末秒時刻蓋板變形最大約0.48 mm，由爆炸螺栓在分離過程中垂向與蓋板發生微小撞擊產生，蓋板與爆炸分離裝置貼合面處變形量約0.3 mm，遠低于改進前該處4.94 mm的變形量；壓片和阻尼件均未壓扁，尚有一定吸能能力；壓片變形過程中頂部鼓起向下擠壓裝置底面，因底面剛度較高并未產生明顯變形。

圖19、圖20為改進后裝置及蓋板試驗后變形情況，可知結構設計改進后爆炸分離裝置無明顯變形，與仿真分析結果一致，證實了設計改進的合理性。

圖19 改進后裝置試驗后變形Fig.19 Deformation of the Updated Structure after the Test

圖20 改進后蓋板試驗后變形Fig.20 Deformation of the Updated Cover-plate after the Test

據以上分析可知，改進后爆炸分離裝置與蓋板貼合良好，兩者間相對間隙僅0.3 mm，杜絕了爆炸分離中產生的碎屑由此飛出形成多余物的風險，達到了設計改進目的。裝置內部壓片及阻尼件尚可繼續吸能，證明了該結構形式的爆炸分離裝置對該量級的爆炸沖擊具有良好的環境適應性且有一定設計余量。

4 結 論

a）爆炸分離裝置分離過程仿真需要考慮材料的破壞過程，需將材料本構關系由彈塑性擴展至漸進式損傷斷裂模型；

b）本文基于動態損傷本構的爆炸分離過程仿真與試驗對比結果一致，證明仿真模型正確可信；

c）對文中研究的爆炸分離裝置設計缺陷定位準確，設計改進有效，可為后續同類產品設計提供參考。