引信系統螺紋連接界面的沖擊傳遞特性模擬方法研究

蘇煜，李毅，劉小玉，周春燕

（1.北京理工大學 宇航學院，北京 100081；2.中國工程物理研究院電子工程研究所，四川, 綿陽 621900）

螺紋連接的可靠性、工藝制作的簡易性、安裝與拆卸的便捷性，使螺紋連接結構廣泛用于侵徹彈的引信連接.引信系統控制著彈藥是否起爆，起爆點的位置對作戰效能起著至關重要的作用，引信系統內部電子元器件的安全性、信號識別的準確性一直都是引信研制的重要問題[1-2].螺紋之間的連接結構復雜、接觸面不連續、在沖擊過程中多次碰撞[3-4]，導致大量的非線性因素，沖擊過載的傳遞在螺紋連接結構中難以預測，而引信的力學環境關系到電子元器件的安全性，過載的信號識別決定了引爆火藥的時機，因此研究螺紋連接界面的沖擊過載傳遞特性非常重要.

針對螺紋連接在沖擊載荷作用下的力學行為，很多學者對螺栓連接進行了研究.GRIMSMO 等[5]通過實驗研究了鋼螺栓端板連接處在沖擊荷載作用下的行為，發現相比于準靜態試驗，螺栓的變形更加對稱，連接處吸收的能量也更多.NGUYEN 等[6]研究了霍普金森拉桿系統中螺栓緊固件的螺紋形狀對應力波傳遞特性的影響.YU 等[7]通過實驗與有限元的方法，研究了循環載荷作用下螺栓連接結構的應力分布、應變累積以及磨損機制.LIU 等[8]進行了有限跨度螺栓連接復合防護結構的彈道試驗，研究了螺栓連接區域的承載和破壞特性，以及結構各部分的能量耗散.GUO 等[9]將裝配的螺栓法蘭接頭連接在霍普金森入射桿的底端，研究了螺栓法蘭接頭在不同載荷脈沖作用下的振動和耗散響應.SANBORN 等[10]通過沖擊和準靜態兩階段加載研究了摩擦對螺栓連接臨界滑移的影響.ZHENG 等[11]建立含無限元的三維有限元數值模擬模型，研究了單激波作用下螺栓接觸狀態的演變和松動過程.上述對螺栓連接結構的研究，沖擊載荷主要通過連接結構的結合面進行傳遞，螺栓與螺帽的螺紋連接界面對沖擊載荷傳遞的影響占比較小.

在侵徹彈中引信的沖擊載荷主要通過螺紋連接界面進行傳遞，目前對于整個彈體的試驗研究，發現由螺紋旋入的引信體，除了受到彈體過載外，還會承受額外的沖擊，引信承受比彈體更大的過載[12-15].ZHANG 等[16]采用有限元仿真模擬了侵徹彈打擊目標的過程，闡明了在侵徹過程中彈體與引信之間的螺紋變形會產生間隙，并由于間隙的存在，螺紋連接面上將發生相互碰撞，螺紋的碰撞對引信內部的過載有非常嚴重的影響.張冬梅等[17]對侵徹過程的測試信號進行時頻分析，發現測量信號中存在與螺紋連接結構的振動頻率一致的振動信號，該頻率成分的信號幅值較高對過載產生較大影響.以上對于整彈的研究，由于彈體本身結構以及被沖擊靶體的結構動力學特性會導致傳遞到螺紋的沖擊信號非常復雜，不利于開展螺紋連接界面的沖擊過載傳遞特性分析，因此需要設計簡潔的沖擊實驗，對單獨的螺紋連接結構件輸入單激波脈沖信號來準確獲取螺紋連接界面的沖擊傳遞特性.

此外，螺紋連接結構復雜、接觸較多，存在大量非線性因素.目前針對螺紋結構的研究主要采用實驗和有限元數值分析的方法，而在有限元數值分析過程中，螺紋結構三維模型建模困難，需要的網格較多，將花費大量的計算資源.同時在大型武器中存在較多的螺紋結構，由于計算資源的限制，有限元方法無法實現考慮每個螺紋結構精細模型的分析計算，因此需要螺紋結構的簡化模型代替，已有部分學者對螺紋結構的簡化模型進行了研究.賀李平等[18]實體螺栓聯接模型和梁單元聯接模型在模態和應力分析中具有廣泛的適用性； ZHAO 等[19]用薄層單元表示螺栓連接結構之間的接觸剛度，得到螺栓界面接觸剛度隨螺栓預緊力變化的定量規律；ADEL 等[20]提出雙層薄層單元模擬混合結構中的螺栓接頭界面并與模態試驗驗證，表明雙層薄層單元模型可用于大型結構中螺栓接頭界面的模態分析；鄢阿敏等[21-22]用薄層單元模擬侵徹彈中彈體與引信系統的螺紋連接，有效提高了仿真模型模態分析的仿真精度.以上針對薄層單元模擬螺紋連接結構動態響應的研究主要集中在結構的振動分析，而適用于振動分析的薄層單元應用于沖擊時仿真結果不理想，未考慮沖擊過程中螺紋的碰撞作用對結構力學環境的影響，螺紋結構在沖擊工況下的簡化模擬需要進一步的改進.

為了使螺紋結構件的撞擊面受到均勻的應力脈沖，本文采用大直徑霍普金森壓桿系統，對螺紋結構件進行沖擊.建立有限元精細螺紋結構件開展沖擊數值模擬，由實驗測量數據驗證有限元模型的有效性，對比了螺紋結構件中心位置與結構件頂端的加速度峰值大??；并通過有限元分析了預緊力對螺紋結構件的沖擊響應影響規律.最后提出考慮螺紋間碰撞作用的非線性薄層單元簡化模型，并利用簡化模型分析了不同層數螺紋對沖擊響應的影響.

1 大直徑霍普金森桿沖擊實驗

在霍普金森壓桿系統的沖擊過程中，子彈撞擊入射桿產生的應力波，從0 到達峰值的上升速度快，能產生非常大的加速度，滿足引信系統在受到沖擊過載時的高g值要求.同時本文研究的螺紋結構直徑較大，常用的霍普金森桿件直徑較小，沖擊面積較小，容易產生局部應力集中，不能對結構件造成均勻的應力沖擊，沖擊效果較差.因此針對本文研究的螺紋結構件，需使用大直徑的霍普金森壓桿系統對螺紋連接結構件進行沖擊實驗.

1.1 實驗裝置

霍普金森桿壓桿系統由圓柱形的子彈、入射桿、透射桿組成.子彈長600 mm、入射桿長4 000 mm、透射桿長3 000 mm，直徑均為100 mm，如圖1 所示.

圖1 霍普金森壓桿系統Fig.1 Impact test of the Hopkinson pressure bar system

螺紋連接結構試件由帶有外螺紋的內芯以及帶有內螺紋的套筒組成，套筒長140 mm、直徑140 mm，內芯長100 mm、直徑100 mm，螺紋規格為ISO 標準的M10×100 mm，嚙合長度為100 mm，如圖2 所示.

圖2 螺紋結構件Fig.2 Threaded structure

為了獲得沖擊載荷作用下螺紋連接結構件加速度響應，在套筒與內芯的凹槽內粘上b-k 加速度計，如圖3 所示；為了獲得沖擊波的信號，在入射桿200 mm 處貼上應變片.

圖3 套筒與內芯加速度計的位置Fig.3 Positions of sleeve and accelerometer

使用高速攝像儀拍攝子彈的飛行過程，根據位移與時間的關系計算出子彈的撞擊速度為4 111 mm/s，如圖4 所示.

圖4 測量子彈的撞擊速度Fig.4 Measuring the impact velocity of the bullet

2 螺紋結構精細建模與計算

有限元仿真可以通過數值計算獲得實驗中難以測量的結構內部數據，同時相較于實驗更容易觀察螺紋結構件的整個沖擊變化過程，通過有限元仿真的方法可以更加全面、有效地研究螺紋連接界面的沖擊傳遞特性.因此，建立具備螺紋細節特征的精細有限元模型，計算分析螺紋結構件在大直徑霍普金森桿沖擊下的力學行為.

2.1 有限元精細建模

本文采用八節點六面體網格按照實驗設備等比例建模.在相同網格密度下六面體網格數量是四面體網格的1/4，且四面體網格容易出現剪切自鎖，使結構剛度過大，六面體網格很大程度上縮減了計算所需的時間成本，仿真結果有更高的精確性.

螺紋牙型是螺紋連接結構件的關鍵部位，螺紋牙型處的網格密度對模型的仿真精確性影響較大，因此需采用較密的網格對螺紋進行劃分.本文對M10 螺紋中經處布置6 層網格，在牙尖處布置2 層網格，1 層螺距布置16 層網格，網格的特征尺寸為0.4 mm.由于螺紋的導程角對螺紋結構的剛度有影響，也會在沖擊過程中影響螺紋之間的不均勻接觸狀態，不能簡單地將螺紋連接結構當作軸對稱結構進行建模計算，因此本文對螺紋連接結構的精細建?？紤]了螺紋的導程角，螺紋的導程角將使螺紋連接結構建模難度大大增加，需要對單層螺紋進行精細的切割設計，才能實現螺紋處六面體網格的螺旋上升.同時為了使內外螺紋牙型之間嚙合效果較好，建模時使內芯上的內外螺紋與套筒上的外內螺紋無縫嚙合.子彈、桿件與墊片幾何模型為圓柱形，無復雜的細節特征，可以使用較大尺寸的網格進行劃分，采用的網格特征尺寸為7 mm.螺紋連接結構件共637 444 個單元，788 758 個節點；子彈、桿件、墊片共117 392 個單元，129 444 個節點，有限元模型如圖5所示.

圖5 霍普金森桿沖擊螺紋結構件的有限元模型Fig.5 Finite element model of Hopkinson rod impact threaded structure

2.2 前處理設置

對網格模型進行前處理設置，定義子彈與入射桿、入射桿與墊片、套筒與墊片、內螺紋與外螺紋、墊片與透射桿面對面自動接觸，設置靜摩擦因數為0.2，動摩擦因數為0.15，將剛度大的材料設為主從面、反之則為副從面.由于螺紋處的網格較密，采用共節點建模方法將產生大量網格，將浪費大量的計算資源，因此對套筒頂蓋、內芯內部與螺紋牙型不共節點建模，采用tie 接觸的方式連接本是完整體的套筒以及內芯，定義套筒頂蓋與套筒內螺紋、內螺紋與內芯tie 接觸.

將實驗得到的子彈速度4 111 mm/s，以設置初始速度方式施加到組成子彈的每一個網格節點上.此方法相較于在入射桿端面直接加載應力波，仿真還原性更高，螺紋結構件的加速度峰值響應精度更好.本文中所有模型皆采用該沖擊工況.

分別對不同組件設置材料屬性，各組件均采用彈塑性模型，子彈、桿件的材料為鋁，螺紋結構件的套筒為鈦合金TC11，內芯為05Cr17Ni4Cu4Nb.材料參數如表1 所示.

表1 材料參數Tab.1 Material parameters

2.3 有效性驗證

將實驗測得入射沖量以及螺紋結構件加速度數據與有限元模型對應位置處的計算結果對比，驗證仿真模型的有效性.

如圖6 所示，子彈撞擊入射桿產生的入射沖量，實驗與數值結果一致性較好，表明數值模擬作用于結構件的入射沖量與實驗基本一致.入射沖量是由入射應力與桿件軸向截面面積相乘，再進行關于時間的積分計算得到.

圖6 實驗與仿真的入射沖量Fig.6 Incident impulse of experiment and simulation

由實驗和數值得到的套筒頂端加速度響應如圖7 所示，內芯底端的加速度響應如圖8 所示.從圖中可以看出，套筒與內芯的實驗與數值加速度響應，整體趨勢一致性較好，加速度峰值相差較小，表明了螺紋結構件有限元精細模型的有效性.

圖7 實驗與數值的套筒加速度Fig.7 Experimental and numerical sleeve acceleration

圖8 實驗與數值的內芯加速度Fig.8 Experimental and numerical core acceleration

2.4 內芯的沖擊過載響應

引信系統通過對加速度信號的識別來控制火藥的引爆時機，研究螺紋連接結構的內芯沖擊過載響應特性是引信控制設計的重要問題依據之一.

通過螺紋結構件精細模型的數值計算，選取內芯距離端面50 mm 處的中心節點與套筒頂端處的加速度響應，如圖9 所示，從圖中可以看出，內芯中心節點的加速度響應峰值比套筒頂端更大，表明螺紋的相互碰撞將加劇過載的傳遞，內芯的力學環境更為惡劣.同時還對加速度響應曲線計算了FFT 譜，如圖10所示，其中大部分能量集中在6 600 Hz 的基頻上，內芯中心各頻率的振幅明顯比套筒頂端的要強，更為明顯地表現出沖擊載荷引起的螺紋相互碰撞，將產生更為劇烈的動態響應.

圖9 內芯與套筒的加速度峰值對比Fig.9 Comparison of internal and external acceleration peaks

圖10 加速度響應FFT 譜Fig.10 Acceleration response FFT spectrum

因此，引信系統中螺紋連接的內部電子器件將受到更強的過載沖擊，需要更為謹慎地考慮內部電子器件的安全，以及設置更準確的起爆閾值，達到最大的爆炸效果.

2.5 預緊力對沖擊過載的影響

在矩形應力波沖擊載荷作用下螺紋連接的松動與初始預緊力有關[11]，由此可見螺紋連接結構預緊力的存在，會對螺紋連接結構在沖擊載荷作用下的力學行為產生影響.因此針對預緊力對內芯的沖擊過載影響進行分析，在內芯的底層網格的中面創建預緊力橫截面，并分別施加30、50 MPa 的截面預緊力.其中施加30 MPa 截面預緊力的內芯應力分布如圖11 所示，在預緊力作用下前4 層的螺紋牙型主要承受了阻止內芯進一步旋入的壓縮應力，螺紋凹槽受到防止滑移的拉伸應力.

圖11 內芯的應力云圖Fig.11 Stress cloud picture of inner core

提取不同預緊力模型內芯中心節點加速度響應，并進行FFT 變換，進行頻譜分析，為了便于比較，頻率范圍設定在20 kHz 以內，如圖12 所示.由圖中可以看出，預緊力的存在一定程度上抑制了內芯的動態響應，施加的預緊力越大，抑制效果越明顯.觀察6 600 Hz 的基頻響應處，可以明顯看到，在施加50 MPa 預緊力的工況下，內芯的基頻響應獲得了較大程度的抑制，說明施加一定載荷的預緊力可以有效減少內芯加速度峰值的響應，有助于緩解引信內部電子器件的安全問題.

圖12 不同預緊力的內芯加速度響應FFT 譜Fig.12 FFT spectrum to different preloading forces

提取30 MPa 預緊力作用下，內芯底部單元的應力動態響應，如圖13 所示，從圖中0～2 ms 的應力響應可以看出，結構的動態響應呈現上升趨勢.是由于沖擊應力波在結構內往復傳播的過程中，壓縮應力波傳播到端面反射為拉伸應力波，拉伸應力波導致螺紋牙型分離，分離后的螺紋牙型再次發生碰撞，產生新的應力波，應力波的疊加導致在一段時間內，結構的動態響應加劇.觀察0 ms 時的初始預緊應力和10 ms 時的預緊應力，發現在沖擊載荷作用后結構內部的預緊力減弱.是由于反射后的拉伸應力波導致螺紋牙型嚙合松動，應力波在結構內的反復傳播過程中，多次反射的拉伸應力波作用下，導致整體螺紋結構件松動，預緊力減小.

圖13 內芯底部單元的應力響應Fig.13 Stress response of inner core bottom element

3 螺紋結構非線性薄層單元簡化模型

螺紋連接結構復雜，精細有限元建模難度大，武器中螺紋結構較多，無法實現每個螺紋的精細建模計算.需要有較高可行性的簡化模型實現建模的簡單化，避免復雜模型建模過程中因忽略螺紋結構造成的計算精度下降.

目前有很多學者采用各向同性薄層單元模擬簡化螺紋連接結構，簡化模型的研究主要集中在結構的模態分析與頻率分析上，能很好地在模態與頻率分析上替代復雜的螺紋連接.但是對于沖擊過載問題的研究較少，所提出的薄層單元簡化模型對沖擊過程中螺紋結構的加速度響應精度較差，無法有效表征沖擊過程中的碰撞作用.

因此本文提出一種考慮螺紋間碰撞過程，并具有更高加速度峰值響應精度的非線性薄層單元簡化模型.

3.1 非線性薄層單元

在沖擊工況下，螺紋牙型的碰撞作用是影響結構力學響應的重要因素，因此提出一種考慮螺紋碰撞作用的非線性薄層單元簡化模型來模擬螺紋連接在沖擊工況下的力學行為.

針對螺紋連接結構在受到沖擊壓縮作用時的螺紋牙型的力學行為進行分析.初始狀態下套筒外內螺紋受到沖擊載荷的作用向上移動與內外螺紋進行碰撞發生壓縮變形，導致螺紋牙型之間產生間隙；隨后內外螺紋脫離接觸發生分離，在微小的間隙中運動一段時間后又在螺紋牙型的另一側碰撞再分離，如此周而復始.螺紋牙型之間的碰撞分離過程，如圖14 所示.通過各向同性的薄層單元模擬螺紋連接并借鑒動剛度的方法，將薄層單元一段微小剪切變形的剛度設置為0，應力狀態為0，以此來表征螺紋牙型碰撞分離過程中的無約束自由狀態.薄層單元的微小變形如圖15 所示.

圖14 螺紋牙型碰撞分離過程Fig.14 Collision separation process of thread profile

圖15 薄層單元的微小剪切應變Fig.15 Tiny shear strain of thin layer element

在有限元的顯示分析中，薄層單元應力更新的本構方程表示為

在薄層單元沿軸向的剪切變形γ ＜0 或γ0＜γ時，剛度矩陣

在薄層單元長度方向的剪切變形0 ＜γ ＜γ0時，Kij=0，并且應力的更新方程表示為

從上述對非線性薄層單元如何表征在沖擊工況下螺紋連接的碰撞作用的描述，要實現螺紋連接結構模型的簡化，需要確定非線性薄層單元的4 個參數：密度 ρ、泊松比 υ、彈性模量E或剪切模量G、沿軸向的微小變形 γ0.其中E和G可通過各向同性材料的公式相互轉換.

3.2 參數的確定

由于薄層單元模擬的是相互嚙合的螺紋牙型，內外螺紋牙型的體積分數各占1/2，因此密度和泊松比，采用內外螺紋構材料參數的均值.

剪切模量可由鄢阿敏等[22]提出的理論計算公式獲得，表達式為

式中：t為薄層單元的厚度；A為薄層單元與被連接結構的接觸面積；K為螺紋連接結構的剛度.K可以通過有限元模擬一層嚙合螺紋牙型的靜力學拉伸行為獲得，也可采用ZHANG 等[16]提出的螺紋連接結構剛度的理論計算方式，具體的表達式為

式中：Eb和En分別為內芯和套筒的彈性模量；Sb和Sn分別為內芯和套筒的橫截面積； δba、 δna分別為內芯和套筒的螺紋牙在單位力作用下的軸向總撓動.其中下標b 和n 分別表示內芯和套筒；a 表示螺紋牙在單位力作用下產生的所有軸向撓度之和（彎矩引起的撓度、剪切載荷引起的撓度、螺紋牙根部傾斜引起的撓度、螺紋牙根部剪切引起的撓度、以及螺栓和螺母徑向收縮和膨脹引起的撓度）.

針對薄層單元軸向微小變形 γ0，由單元角應變的計算公式得到：

式中 Δ為螺紋牙型的碰撞間隙，由于難以計算螺紋牙型碰撞變形產生的間隙，將沖擊波的峰值應力以分布載荷的形式作用于一端固定的長方形單元上，產生的壓縮位移視為由碰撞變形產生的間隙.因此間隙的計算公式為

式中：σmax為沖擊波峰值應力；l為薄層單元長度.

3.3 簡化模型的建模

螺紋連接結構件的簡化模型由3 個部分組成：內芯、薄層單元、套筒.其中薄層單元的厚度2 mm與螺紋牙型的尺齒高相同，分別向內芯與套筒延伸1/2 的厚度，長度8 mm 為2 倍螺紋的層高，一個薄層單元表征兩層螺紋牙型的相互嚙合狀態；由于薄層單元替代螺紋牙型向內、向外延伸了1 mm，因此內芯外徑收縮為98 mm，套筒內徑擴大為102 mm，其他特征尺寸保持與實驗一致；有限元簡化模型如圖16所示.

圖16 螺紋結構件簡化模型Fig.16 Simplified model of threaded structure

內芯、套筒、薄層單元均采用六面體網格劃分，薄層單元表面與內芯、套筒共節點連接，簡化模型共11 076 個單元，13 241 個節點，六面體網格的最小特征尺寸為2 mm.相比于螺紋結構件的精細模型，網格數量減少為精細模型的1/48，最小特征尺寸增大5 倍.在顯示動力學分析中，材料的波速與網格最小特征尺寸決定了計算過程中的最小時間步，網格的數量決定了計算的次數.因此簡化模型將比精細模型的計算效率提高了240 倍，同時釋放了計算機的內存空間，解決了螺紋連接結構計算時間過長、占用內存過多，以及無法對擁有較多螺紋連接結構的大型武器建模計算等問題.

對非線性的薄層單元的本構方程，按照式(1)和式(3)進行UMAT 子程序的編寫.設置調用自定義本構方程的材料卡片，編輯對應的材料參數，賦予非線性薄層單元的材料屬性.薄層單元的參數如表2 所示.其他前處理設置與精細模型保持一致.

表2 薄層單元材料參數Tab.2 Thin-layer element material parameters

3.4 簡化模型的有效性分析

由于螺紋連接的引信結構內部力學環境的研究是引信結構設計的關鍵，需要最大程度上確保內芯的沖擊響應精確度.因此將精細模型、非線性薄層單元、各向同性薄層單元內芯中心節點處的加速度響應進行對比，驗證模型過載響應的有效性，如圖17 所示.從圖中可以看出，考慮碰撞作用的非線性薄層單元加速度響應峰值與精細模型較為接近，相較于未考慮碰撞的薄層單元有較大改進；同時薄層單元的加速度響應也表現出和加速度響應整體一致的衰減趨勢，很好地表現出了螺紋連接結構給結構帶來的阻尼作用.

圖17 3 種模型的內芯中心節點加速度響應Fig.17 Acceleration of central node of three models

將3 種模型的加速度響應進行傅里葉變換，得到FFT 譜，如圖18 所示，從圖中可以看出，非線性薄層單元簡化模型相比于未考慮碰撞的薄層單元，在低于20 kHz 的頻率部分產生的能量更大，與精細模型更為接近.非線性薄層單元整體能量有從低頻到高頻向下過渡的趨勢，展現出薄層單元不具備的響應特性，較為貼合螺紋結構在實際沖擊過程中的真實情況.在40 kHz 的高頻部分顯示出較高程度的一致性.

圖18 3 種模型的加速度FFT 譜Fig.18 Acceleration FFT spectra of three models

結合加速度響應曲線和FFT 譜，可以得到，非線性薄層單元較好地表征了螺紋連接結構在沖擊過程中的碰撞作用，相較于未考慮碰撞的薄層單元，螺紋結構的過載響應峰值精度更好，結構響應的整體趨勢更為一致.本文提出的非線性薄層單元可以較好地模擬沖擊工況下，螺紋碰撞導致的動態響應.

3.5 螺紋層數對沖擊響應的影響

根據本文提出的非線性薄層單元簡化模型，對螺紋層數進行優化設計，研究不同層數螺紋對內芯中心加速度響應的影響.簡單刪減薄層單元軸向的層數，以此來表征不同層數的螺紋模型，如圖19 所示，黃色六面體網格為非線性薄層單元，1 層薄層單元表征2 層螺紋.其中分別為24 層螺紋的全螺紋模型，18 層螺紋的3/4 層螺紋模型，12 層螺紋的半螺紋模型，6 層螺紋的1/4 層螺紋模型.

圖19 不同螺紋層的簡化模型Fig.19 Simplified model of different thread layers

分別選取內芯中心節點的加速度響應，并對每個加速度響應曲線進行10 kHz 的低通濾波，以便于進行不同螺紋層數加速度響應峰值的比較，如圖20所示.從圖中可以看出，在接近2 ms 位置處不同螺紋層模型的內芯加速度響應達到峰值，半螺紋模型的峰值響應最低，半螺紋結構相較于其他螺紋層結構表現出更好的安全性.

圖20 不同螺紋層模型的加速度響應Fig.20 Acceleration response of different threaded models

4 結 論

通過數值模擬分析了螺紋結構件在大直徑霍普金森桿單脈沖下的沖擊過載傳遞特性，利用精細模型研究了預緊力對動態響應的影響，由實驗驗證了有限元精細模型的有效性.并提出了考慮螺紋間碰撞作用的非線性薄層單元簡化模型，根據簡化模型對螺紋層數進行了結構優化.得出以下主要結論：

①螺紋連接界面的相互碰撞將增大內部結構的過載，導致螺紋連接的內部空間力學環境更為惡劣.引信系統結構設計時需合理考慮螺紋產生的影響.

②預緊力可以有效緩解螺紋連接界面對過載的增大效果，施加一定載荷的預緊力，有助于緩解引信內部電子器件的安全問題.沖擊應力波在螺紋結構件內的往復傳播產生的拉伸應力波將導致螺紋結構件松動.半螺紋相較于其他層數的螺紋對過載的傳遞影響更小，安全性更好.

③考慮螺紋間碰撞作用的非線性薄層單元簡化模型，能較好地表征沖擊工況下螺紋連接界面的碰撞，相比于未考慮碰撞的薄層單元簡化模型，加速度峰值響應的精確度有更好的提升.