某拔銷器工作過程仿真分析及優化設計

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化設計

張威 劉群 任法璞 劉新偉 楊昭 周傳霞

（北京空間機電研究所，北京 100094）

拔銷器是廣泛應用于航空、航天領域的火工裝置，文章以某型號拔銷器為基礎，利用經典內彈道理論構建了拔銷器工作過程的仿真分析模型，并通過試驗驗證了仿真模型的準確性；此外，通過對不同工況下拔銷器工作過程的仿真分析，總結出了降低拔銷器工作推力和后坐力的方法，并以此方法進行了該拔銷器的優化設計。經仿真計算和試驗驗證，優化后拔銷器的推力和后坐力較優化前均大幅下降，表明了優化設計的有效性。文中的研究成果可為同類產品的仿真分析及優化設計提供一定的參考。

拔銷器 仿真 推力 后坐力 優化設計 火工裝置

0 引言

近年來隨著我國國防工業的發展，火工技術也有了顯著的進步，其中火工裝置已成為航空、航天領域的一個重要組成部分，起著不可替代的作用。作為實現機械動作的一種高效裝置，火工裝置在與適當的機構組合后可以實現各種作動功能要求[1]。

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

為了實現對拔銷器等火工裝置的精確設計，目前已有一些針對火工裝置工作過程的分析和研究，如：文獻[5]利用ANSYS有限元分析軟件，對一種火工裝置進行靜止放置、最大過載、分離過程中的應力應變分析，對火工裝置的工作過程有了初步的仿真結果；文獻[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，模擬了火工裝置動態分離時對航天器產生的典型響應；文獻[7]通過建立火工裝置的運動模型，研究了不同結構下火工裝置工作過程的緩沖措施。現有的研究主要集中在應用有限元軟件來模擬火工裝置工作過程，有限元方法計算速度慢、可移植性差，不利于工程設計時的快速迭代，也很難將分析方法直接應用到不同種類的火工裝置的分析上；此外，現有研究主要集中在分離螺母類火工裝置中，少有關于拔銷器裝置工作過程及性能優化方面的文獻。為了精確、快速地模擬拔銷器的工作性能，總結優化設計方法，本文以某型號拔銷器為例進行了仿真分析，通過分析不同工況下拔銷器的推力和活塞速度，總結了降低拔銷器峰值推力和后坐力的方法，并根據該方法對拔銷器進行了優化設計，最終通過試驗驗證了該優化方法的正確性，拔銷器優化后性能顯著提高。

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、限位后蓋、主裝藥及殼體組成（如圖1所示）。在實際應用時，拔銷器的活塞零件會伸出殼體一部分（長為）。在拔銷器接到起爆信號前，活塞在剪切銷的作用下無法運動，其各零件之間不能發生相對運動，活塞的伸出部分穿在航天器結構中，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，電起爆器接到信號點燃主裝藥，產生壓力推動活塞剪斷剪切銷并向左運動，活塞回縮至一定程度后，緩沖環與限位后蓋發生碰撞并變形，起到一定緩沖吸能作用，最后活塞停止運動，活塞的回縮量達到，此時穿在航天器結構中的部分全部縮回，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 某拔銷器結構示意

拔銷器在航空航天領域中的應用主要是在起爆前提供剛性約束，起爆后解除該約束，且需要保證起爆時產生的后坐力不破壞航天器自身結構。因此，在總體結構對拔銷器提出指標要求時，主要關心拔銷器提供的剛性約束力（即徑向承載力）以及其起爆時對總體結構產生的力（即推力、后坐力）。同時，由于拔銷器提供給總體結構的剛性約束是靠拔銷器活塞伸出部分（回縮行程）穿入總體結構而產生的，因此該回縮行程也是總體結構的一個重要指標。本文以圖1所示拔銷器為例，對其工作過程和工作原理進行分析。該拔銷器具體性能指標要求為：1）起爆前徑向承載力20kN；2）工作時的后坐力不大于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對比

拔銷器起爆時，電起爆器點燃主裝藥產生的燃氣壓力作用在活塞上，是拔銷器活塞回縮的動力；活塞初始狀態下受到剪切銷的約束，在剪斷剪切銷后才能發生運動，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產生摩擦阻力，一般將這些阻力統稱為負載阻力。

綜上，拔銷器工作過程可分為3個主要階段：1）啟動階段，電起爆器點燃主裝藥產生壓力后，活塞不發生運動，燃氣容腔保持不變，隨著主裝藥不斷燃燒，容腔內壓力逐漸上升，作用在活塞上的燃氣壓力持續增加，當該壓力達到剪切銷的剪切力和其他負載阻力之和時，該階段結束。2）充分燃燒和運動階段，活塞剪斷剪切銷后，在燃氣壓力下克服負載阻力不斷運動，燃氣容腔不斷增大，主裝藥在變容條件下繼續燃燒，燃氣壓力逐步升高，到達峰值后開始下降。3）自由膨脹階段，主裝藥燃燒完畢后，不再繼續釋放壓力，隨著活塞的不斷運動，容腔繼續增大，燃氣壓力逐漸下降，活塞在燃氣壓力和負載阻力的合力作用下達到運動行程或活塞運動速度降低至零，則該階段結束。

根據經典內彈道理論，假設主裝藥是沿火藥表面的法線方向一層一層向內燃燒，燃燒時的內彈道方程如下[8-9]：

1）主裝藥燃燒函數

2）燃速方程

式中0表示火藥厚度；表示火藥燃燒產生的壓強；1、2和為燃速系數，表征了燃燒線速度和壓強之間的指數關系。

3）燃氣壓力變化方程：

式中為氣體常數；為燃氣質量；為燃氣溫度；1為容腔體積。燃氣壓力變化方程表述了燃氣壓力和燃燒腔體積、溫度及火藥燃燒比例之間的關系。

4）燃燒腔體積變化方程

5）熱方程

式中為熱能；為與燃氣接觸的散熱表面積；為燃氣與燃燒室外壁的換熱系數，包括對流換熱和輻射換熱；0為環境溫度；為外壁材料的導熱系數；為外壁材料的散熱系數。熱方程表示了燃燒腔溫度隨時間的 變化。

6）能量方程：工作過程中，火藥燃氣不斷膨脹做功，火藥燃燒釋放的能量一部分仍以內能形式存在，一部分轉化為機械能，還有一部分以熱散失等形式損耗，因此有

7）運動方程：活塞運動時，燃氣壓力為主動力，其他負載力為阻力，此時有

根據上述原理建立拔銷器工作過程的仿真計算流程（見圖2），構建各個階段的獨立內彈道方程組，然后通過判據確定各階段的初始條件和結束條件，從而形成拔銷器內彈道計算程序。

圖2 拔銷器工作過程仿真計算流程

Fig.2 Logic diagram of simulation

根據某拔銷器的結構尺寸及主裝藥量，確定該拔銷器的仿真基本計算參數（見表1）。通過仿真計算，拔銷器運動過程中活塞運動行程、推力、活塞運動速度分別如圖3所示。可以看出，活塞在0.1ms時開始運動，0.62ms時達到運動行程要求，過程中出現的最大推力約15.348kN，活塞運動速度持續增加，但加速度逐漸減小，最終將以64.297 9m/s速度撞擊后蓋，產生較大后坐力。

表1 基本計算參數

Tab.1 Parameters of model

圖3 拔銷器工作過程中各參數仿真曲線

為驗證拔銷器工作過程仿真的準確性，對該拔銷器進行發火試驗（如圖4所示）。由于活塞運動不可視、不可測，通過實測發火時的推力數據與仿真的推力數據進行對比，來旁證拔銷器仿真結果的準確性。試驗時將拔銷器活塞穿在拉桿內，擰緊螺母對拉桿施加擰緊力矩，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測，通過拔銷器軸向的力傳感器來測量拔銷器工作時的推力。

經試驗，該拔銷器滿足承載力和回縮行程要求，工作過程中實測推力數據如圖5所示，在1ms內產生第一次推力峰值（0.7ms處，約15kN），該推力為正值，此時燃氣推動活塞向限位后蓋方向運動，同時產生向力傳感器方向的反作用力壓縮力傳感器，力傳感器表現為正值，即為拔銷器推力數值。在約1ms處，推力回零，表征活塞運動到位時刻，容腔不再變化，燃氣壓力為系統內力。當活塞運動到位后，瞬間以高速撞擊后蓋，拉動力傳感器，力傳感器表現為負值，由于是瞬間撞擊，會產生較大后坐力（峰值約48kN），之后拔銷器整體回彈震蕩，力傳感器示數以近似對稱的形式逐漸回零。將實測數據中1ms以內的推力數據與仿真推力值進行對比，結果如圖6所示。可以發現，仿真數據曲線與實測數據曲線在峰值和變化率上較為接近，區別在于實測推力數據有一定延遲，而仿真所采用的內彈道方程組為解析算法，各變量均是瞬間從0開始變化。雖然仿真和試驗存在一定時間差，但總體變化趨勢基本一致，推力峰值結果具有一定可比性，經對比兩者峰值最大偏差在10%以內，考慮到試驗數據的離散性且仿真模型存在一定的數學假設，該拔銷器的仿真計算的準確性可接受。

圖4 拔銷器發火試驗狀態

圖5 推力實測數據

圖6 仿真與實測的推力數據對比

3 不同工況參數下拔銷器工作性能影響分析

由圖5所示的拔銷器實測推力數據可知，因活塞高速碰撞后蓋，會造成較高的后坐力，易對相連、相鄰設備造成破壞，而且較大后坐力往往會產生較大噪聲和沖擊。因此，本文將活塞運動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。其中，拔銷器活塞運動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，不能直接求得，但考慮到瞬間碰撞過程產生的沖量等于活塞運動速度和質量的乘積，而活塞質量是常數，因此后坐力可直接由活塞到位碰撞時的速度反映。

（1）主裝藥量對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，對拔銷器性能有較大影響。因此，本文仍以前述拔銷器結構為例，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律。為避免出現主裝藥量較小時無法解鎖的情況，更改負載阻力1為200N，其余參數均保持不變，保證僅主裝藥量為單一變量。為獲得較明顯的規律，共進行5個工況的對比，每種工況對應不同的主裝藥量，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，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）負載阻力對峰值推力及活塞速度的影響

以負載阻力為單一變量時，由于負載阻力決定了活塞運動后的阻力加速度，因此對活塞的運動過程有較大影響。仍以前述拔銷器結構為例，為獲得較明顯的規律，進行了5個不同負載阻力工況的對比，固定主裝藥量為310mg，其余參數均保持不變，保證負載阻力為單一變量，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 不同負載阻力下的仿真結果

由圖8可以明顯看出，當負載阻力提高時，拔銷器的峰值推力增大，活塞速度逐漸減小。這說明負載阻力提高時，需要更大的推力才能推動活塞運動；且阻力越大，活塞減速越明顯。

綜上可以得出：調整負載阻力，拔銷器的推力及活塞速度變化趨勢不明顯，且不能同時降低拔銷器的峰值推力和活塞速度。這是由于仿真時均假設負載阻力為恒定值，而實際上，若能使負載阻力在啟動階段減小，則拔銷器產生的峰值推力減小，而活塞開始運動后，再令負載阻力增大，則活塞速度會下降更快，減小活塞到位撞擊產生的后坐力。因此，通過合理調整各階段拔銷器的負載阻力，可以實現峰值推力和活塞速度的同步降低。

4 拔銷器性能優化

為提升拔銷器普適能力，對拔銷器的主要性能（推力和后坐力）進行優化，根據上一章的結論，可以通過降低主裝藥量和調整負載阻力的方式來優化。

（1）降低主裝藥量

根據上文的結論，降低主裝藥量可以降低推力和后坐力。一般情況下，拔銷器在設計階段設計主裝藥量時，為保證藥量足夠使活塞運動剪斷剪切銷，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過載下不被活塞產生的過載力剪斷，也會取較大裕度。這就造成原始拔銷器設計時，存在主裝藥量過高的現象。原始拔銷器剪切銷剪切力2為1413.7N，而活塞質量0.069kg，則剪切銷可以承受的振動過載max為

而一般使用條件下拔銷器只需滿足50n的振動過載即可，可見原始拔銷器抗振動的裕度達到了41.8倍，過裕度現象嚴重。

因此，通過降低主裝藥量進行拔銷器優化的思路是：首先降低剪切銷剪切力，然后降低主裝藥的藥量，實現推力和后坐力的優化。

（2）調整負載阻力

若能使負載阻力在啟動階段減小，則拔銷器產生的峰值推力減小；而活塞開始運動后，再令負載阻力變大，則活塞速度會下降更快，減小活塞到位撞擊產生的后坐力。通過合理調整各階段內拔銷器的負載阻力，可以實現峰值推力和活塞速度的同步降低。

優化前的拔銷器開始工作時，首先由活塞運動剪斷剪切銷。此階段中，因剪切銷剪切力存在過裕度現象，可以通過降低該剪切力來降低該階段的負載阻力，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，若在該階段補充額外的負載阻力，則可以更有效降低活塞速度。優化前的拔銷器雖然已經設置了緩沖環零件，但由于緩沖環長度短，有效形變距離短，作用時間短，不能有效改善活塞到位時撞擊。

因此，通過調整負載阻力進行拔銷器優化的思路是：在啟動階段降低負載阻力，并在活塞運動階段增加負載阻力。理想目標是在活塞滿足工作行程后且未與限位后蓋碰撞前，即緩慢停止運動。文獻[10]中提到一種利用油壓阻尼來減小活塞運動到位時的碰撞的方法，但由于油液是不可壓縮的，需要設計對應油腔和出油孔，這與拔銷器小型化、簡單化的設計理念相悖，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構已經被廣泛應用于航空航天、船舶以及汽車等制造行業，作為一種多孔固體材料，由于其結構和功能的特殊性，在緩沖吸能領域應用廣泛[11-15]。根據大量理論和試驗研究，當蜂窩受到其晶格軸向載荷時，其應力與應變的曲線如圖9所示。研究表明，蜂窩受壓時分三個階段，即線彈性階段、平臺階段、密實化階段。在線彈性階段，隨著變形增加，應力逐漸增大，且在進入平臺期之前會出現一個初始峰值應力。進入平臺階段后，隨變形的增加，應力保持不變。最后進入密實化階段，應力值急劇增加，產生應變較小，力學性能趨于實體基材的力學性能[16-20]。因此，本文在拔銷器優化設計時采用了蜂窩結構，利用蜂窩對活塞施加持續的阻力。

采用上述思路優化后的拔銷器如圖10所示，優化后的拔銷器取消了原結構中（見圖1）的剪切銷和緩沖環，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頂住活塞從而實現軸向定位，因此可取消剪切銷零件。蜂窩平臺階段壓潰力為600N，相比于剪切銷剪切力大幅度下降，從而降低啟動階段的負載阻力。且由于啟動階段總的負載阻力減小，剪切力過裕度情況減弱，可大幅度降低主裝藥量。通過金屬蜂窩對活塞的持續阻力作用，活塞運動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，活塞運動階段總的負載阻力增大，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限位后蓋旋轉帶動蜂窩產生周向旋轉而發生扭曲，影響蜂窩的軸向力學性能。

圖9 蜂窩材料的壓縮應力應變曲線

圖10 優化后拔銷器結構

對優化后拔銷器的工作過程進行仿真，仿真結果如圖11所示，優化后的拔銷器因沒有修改殼體和活塞結構，初始容腔及活塞質量等均未發生變化，因此整體計算參數與表1一致，發生變化的仿真參數僅有剪切銷剪切力變為蜂窩的壓潰力600N，主裝藥量降低為110mg。

圖11 優化后的拔銷器的工作過程仿真曲線

對比圖11與圖3可以明顯看出，優化后的拔銷器推力和活塞速度均明顯下降，說明優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，活塞位移達到回縮行程的時間明顯增加。以上結果亦可反映出，優化后的拔銷器工作時間延長，推力和后坐力均明顯下降。

圖12 仿真與實測推力數據對比

對優化后的拔銷器進行發火試驗，推力傳感器采集的實測數據與仿真數據如圖12所示，其第一個波峰表示拔銷器的推力，后續振蕩部分表示拔銷器的后坐力。由圖12可以看出，推力實測數據與仿真數據的吻合度較好（其中時間的偏移是因為仿真默認從0時刻開始，而試驗采樣不從0時刻開始），表明優化后拔銷器的仿真結果是準確的。

為直觀體現拔銷器的優化成果，對比優化前后拔銷器推力、活塞速度的仿真數據，結果如圖13所示，對比優化前后拔銷器推力實測數據如圖14所示。

圖13 優化前后拔銷器仿真數據對比

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，且工作時間大幅度提高。這是由于蜂窩的作用減緩了產品的工作時間，使拔銷器整體工作時間延長，符合設計預期，說明優化方法有效。此外，經試驗人員反饋，拔銷器工作時產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沖量下降，對周圍零部件產生的沖擊得到了緩解。

圖14 拔銷器優化前后推力實測數據

5 結束語

本文經過對某型號拔銷器工作過程進行分析，利用經典內彈道理論構建了拔銷器工作過程仿真分析模型，并通過試驗驗證了仿真模型的準確性。此外，通過對不同工況下拔銷器的工作過程進行仿真，得出了降低拔銷器工作推力及后坐力的方法，并按此思路進行了該拔銷器的優化設計。仿真分析和試驗驗證結果表明，拔銷器推力和后坐力均大幅度下降，確定了優化設計的有效性。本文所進行的研究可為同類產品的仿真分析及優化設計提供一定的參考。

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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

國家重大科技專項工程

張威, 劉群, 任法璞, 等. 某拔銷器工作過程仿真分析及優化設計[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年獲燕山大學機械設計及理論專業碩士學位，工程師，主要從事衛星火工裝置設計工作。E-mail：zw_smilesunshine@163.com。

（編輯：夏淑密）