航天器火工分離螺母的火工沖擊環(huán)境數(shù)值仿真研究

張 歡，劉天雄，李長江，向樹紅，張慶明

（1.北京空間飛行器總體設(shè)計部，北京 100094；2.北京衛(wèi)星環(huán)境工程研究所，北京 100094；3.北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點實驗室，北京 100081）

0 引言

火工裝置是由作動器、裝藥和功能機(jī)構(gòu)組成，利用裝藥燃燒或爆炸產(chǎn)生的載荷通過功能機(jī)構(gòu)來完成特定功能的裝置[1]。航天器火工裝置在完成連接與釋放、切割與破碎、閥門打開與關(guān)閉等動作時會產(chǎn)生高量級、寬頻帶、短時間的復(fù)雜爆炸沖擊環(huán)境，從而對航天器電子儀器、脆性材料、輕薄結(jié)構(gòu) 等產(chǎn)生破壞作用。典型火工沖擊故障模式包括晶體、陶瓷、環(huán)氧材料、玻璃封裝材料、焊點、電纜引線頭等的破裂、密封失效、污染粒子擴(kuò)散、繼電器和開關(guān)的抖動及切換、微電子芯片結(jié)構(gòu)變形等[2-3]。

火工分離螺母用于衛(wèi)星與運(yùn)載火箭上面級的連接。本文使用LS-DYNA 程序?qū)鸸し蛛x螺母分離過程開展數(shù)值仿真分析，重點關(guān)注分離螺母解鎖時序的正確性、應(yīng)力波在結(jié)構(gòu)材料中的傳播過程以及關(guān)鍵位置的結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)和載荷輸出，以便對該螺母的試驗結(jié)果做出預(yù)示。該仿真可作為提高火工分離螺母可靠性和開展優(yōu)化設(shè)計等工作的參考，其仿真結(jié)果可為航天器抗火工沖擊防護(hù)設(shè)計提供更加真實的載荷輸入，對縮短設(shè)計周期、提高分離方案有效性有重要意義。

1 數(shù)值仿真模擬算法

1.1 有限元控制方程

在動力學(xué)有限元分析中，系統(tǒng)的控制方程可描述為[2]

式中：M為總質(zhì)量矩陣；C為阻尼系數(shù)矩陣；K為總剛度矩陣；f為節(jié)點載荷向量。

在顯式動力學(xué)理論中，通常采用直接積分法中的中心差分格式對運(yùn)動控制方程進(jìn)行積分。在中心差分格式中的加速度和速度可用位移表示為

式中：ut是t時刻的位移；ut-Δt是t-Δt時刻的位移；ut+Δt是t+Δt時刻的位移。將式(2)和式(3)代入式(1)可得用于求解各個離散時間點的位移的遞推公式：

在此遞推算法中存在一個起步問題，當(dāng)t=0時，為了計算uΔt，除了初始條件u0已知外，還需要知道u-Δt。由式(2)、式(3)可得

式中，(0)u˙ 可以從給定的初始條件中得到，而 (0)u˙ 則可以利用t=0 時的式(1)得到。

應(yīng)該注意到中心差分格式是條件穩(wěn)定算法，即增量步長Δt必須小于某個臨界值Δtcr，否則算法將是不穩(wěn)定的。中心差分格式的解的穩(wěn)定性條件是[3]

式中Tn為有限元系統(tǒng)的最小固有振動周期。

1.2 算法選擇

LS-DYNA 以Lagrange 算法為主，兼有Euler和ALE（Arbitrary Lagrange Eulerian）算法[4-5]。作為LS-DYNA的主要算法，Lagrange算法用Lagrange坐標(biāo)系來描述物體變形，點的坐標(biāo)固結(jié)在變形體的內(nèi)部，并跟蹤質(zhì)點的運(yùn)動，它的質(zhì)量自動守恒，能夠清晰地顯示求解區(qū)域內(nèi)部多種物質(zhì)的界面和自由界面，明確地定義及直觀地處理邊界條件；但對于大變形情況，網(wǎng)格可能發(fā)生嚴(yán)重畸變而導(dǎo)致計算終止。Euler 算法用Euler 坐標(biāo)系描述物體運(yùn)動，坐標(biāo)系固定在空間里，當(dāng)物體運(yùn)動變形時，坐標(biāo)系不變，適用于描述材料有大扭曲變形的問題，然而它不顯式地描述接觸面和材料邊界，因此對各類固體邊界和接觸面的定義很不方便，也不便于描述復(fù)雜的材料本構(gòu)關(guān)系。ALE 算法是為解決流體問題而在吸收Lagrange 算法和Euler 算法的基礎(chǔ)上發(fā)展起來的一種混合算法，它可以克服單元嚴(yán)重畸變引起的數(shù)值計算困難，很好地處理整個物體發(fā)生空間位移及本身發(fā)生大變形的問題，并實現(xiàn)流-固耦合的動態(tài)分析。由于火工分離螺母包含火工單元，若采用Lagrange 網(wǎng)格，炸藥及空氣在數(shù)值模擬的過程中會產(chǎn)生大的變形，畸變的網(wǎng)格可能會減慢運(yùn)算速度甚至?xí)?dǎo)致計算終止[4-7]，所以本文對空氣及炸藥采用ALE 網(wǎng)格，螺栓等其他結(jié)構(gòu)采用Lagrange 網(wǎng)格，并采用*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID 工具完成ALE 與Lagrange 網(wǎng)格的耦合。

1.3 材料本構(gòu)及狀態(tài)方程

火工分離螺母采用帶失效模式的塑性隨動模型[4]，彈塑性材料模型包括隨動硬化、各向同性硬化及其組合硬化3 種模式，硬化模式由硬化參數(shù)β（0≤β≤1）控制，當(dāng)β=0 時材料為隨動硬化，β=1時則為各向同性硬化，0＜β＜1 時為混合硬化?？刂脐P(guān)鍵字為*MAT_PLASTIC_KINEMATIC，輸入數(shù)據(jù)主要包括：密度ρ，彈性模量E，泊松比υ，初始屈服極限σ0，切線模量ET。材料參數(shù)見表1。

表1 火工分離螺母的拉格朗日域材料參數(shù)[4]Table 1 Material parameters of Lagrange region for pyroshock separation nut

1.3.1 線性狀態(tài)方程

空氣采用空白材料模型，用線性狀態(tài)方程描述，材料參數(shù)見表2[4]。

線性多項式狀態(tài)方程為：Pa=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5μ+C6μ2)E，其中：Pa為空氣壓力；E為單位體積內(nèi)能；μ=ρ/ρ0- 1，ρ為當(dāng)前氣體密度，ρ0為初始空氣密度；C0～C6是狀態(tài)方程參數(shù)，對于空氣，C0=C1=C2=C3=C6=0，C4=C5=γ-1，γ是比熱系數(shù)。

表2 空氣材料模型的狀態(tài)方程參數(shù)Table 2 Parameters of material and state equation of air

1.3.2 爆轟產(chǎn)物狀態(tài)方程

火工品采用高能炸藥燃燒材料模型，由JWL狀態(tài)方程描述。

爆轟產(chǎn)物狀態(tài)方程是炸藥爆轟C-J 狀態(tài)之后，爆轟產(chǎn)物系統(tǒng)中各物理量（壓力、體積、溫度等）之間的關(guān)系式，它體現(xiàn)了炸藥的做功能力。LS-DYNA 中凝聚炸藥及爆轟產(chǎn)物材料模型采用了JWL 狀態(tài)方程，控制關(guān)鍵字為*EOS_JWL。JWL狀態(tài)方程的形式為

式中：P為爆轟產(chǎn)物的壓力；V是相對比容，V=v/v0，量綱為1，v= 1/ρ是比容，v0是初始比容；e是比內(nèi)能，可由炸藥的絕對內(nèi)能es和初始比內(nèi)能e0得出，es=mCVT，e0=es/v0=ρ0mCVT，e=es/v=e0/V；A、B、R1、R2、ω這5 個常數(shù)需通過試驗數(shù)據(jù)擬合，當(dāng)炸藥密度大于1 g/cm3時，可通過γ擬合法，而不需做試驗。

本文采用的材料參數(shù)見表3。

表3 火工品材料C-J 參數(shù)及JWL 狀態(tài)方程參數(shù)[8]Table 3 Parameters of material C-J and JWL state equation of detonater

1.4 預(yù)緊力的施加

根據(jù)文獻(xiàn)[9]，擰緊力矩T與軸向預(yù)緊力p的換算公式分別為

式中：K是擰緊力矩系數(shù)，一般取0.2；d是螺栓直徑；F0是軸向力；S是螺栓截面積。本模型中，T= 70 N·m，d= 0.012 m。經(jīng)計算p= 258 020 759 Pa。

使用如圖1的預(yù)緊力載荷曲線，施加位置為螺栓中部截面。該曲線使預(yù)緊力得到緩慢施加而不產(chǎn)生明顯的應(yīng)力波效應(yīng)，脈寬的選取為計算開始至預(yù)緊力開始釋放的時間。

圖1 預(yù)緊力曲線Fig.1 Initial stress curve

1.5 接觸類型選擇

使用*CONTACT_SURFACE_TO_SURFACE 工具定義零件間的接觸，同時使用*CONTACT_ INTERIOR 關(guān)鍵字定義Lagrange 域網(wǎng)格的自體接觸，這樣定義的接觸可以降低因連續(xù)的兩層單元出現(xiàn)負(fù)體積而使計算停止的概率，使動力松弛部分預(yù)緊力的計算更加穩(wěn)定。

2 有限元模型建立

仿真分兩步進(jìn)行：先建立分離螺母模型，實現(xiàn)螺母的正確解鎖；然后建立分離螺母與星箭接口局部結(jié)構(gòu)組裝模型，并輸出星箭界面載荷，為衛(wèi)星的防護(hù)設(shè)計提供載荷輸入。

2.1 火工分離螺母有限元模型

采用TRUEGRID 和LS-PREPOST 軟件作為前處理軟件，Lagrange網(wǎng)格均采用SOLID實體單元，ALE 網(wǎng)格采用SOLID_ALE 單點多物質(zhì)單元。單元尺寸最小0.02 cm，最大0.1 cm，單元總數(shù)454 619。劃分好的有限元模型剖面圖見圖2。

圖2 火工分離螺母有限元模型剖面圖Fig.2 Sections of pyroshock separation nut FEA mode

2.2 火工分離螺母-航天器結(jié)構(gòu)一體化建模

火工分離螺母和航天器結(jié)構(gòu)的組合體模型見圖3，其中衛(wèi)星接頭采用SOLID 單元，運(yùn)載火箭上面級為實體SOLID 單元加SHELL 殼單元，SHELL 厚度為2 mm，連接界面采用共節(jié)點。計算時提取典型位置A1、A2、A3 的加速度響應(yīng)數(shù)據(jù)。

圖3 火工分離螺母-航天器結(jié)構(gòu)一體化模型Fig.3 Integration FEA model of pyroshock separation nut and spacecraft structure

3 計算結(jié)果與分析

3.1 動態(tài)解鎖過程

火工分離螺母的解鎖過程見圖4，解鎖過程按正確的工作時序完成，在做功元件活塞的推動作用下鎖緊瓣發(fā)生較大變形。

圖4 火工分離螺母的動態(tài)解鎖過程Fig.4 Dynamic separation process of pyroshock separation nut

3.2 火工品爆炸過程

圖5和圖6顯示了應(yīng)力波在衛(wèi)星接頭和運(yùn)載火箭上面級的傳播過程，這一過程在100 μs 左右開始，“波”的形狀已不太明顯，這主要是由應(yīng)力波 過界面后的反射、折射和衍射引起的。因為衛(wèi)星接頭的剛度比運(yùn)載上面級的剛度大，所以應(yīng)力波在衛(wèi)星接頭中的傳播更快，應(yīng)力波過界面后迅速衰減。

圖5 衛(wèi)星接頭上的應(yīng)力波傳播Fig.5 Stress wave propagation in satellite tie-in material

圖6 運(yùn)載上面級上的應(yīng)力波傳播Fig.6 Stress wave propagation in upper stage of launch vehicle

提取結(jié)構(gòu)靠近分離螺母近場典型位置的加速度響應(yīng)曲線（見圖7）可看出：在1 ms 內(nèi)按照爆炸、預(yù)緊力釋放、結(jié)構(gòu)撞擊的時序出現(xiàn)了3 個峰值，其中爆炸過程峰值明顯，并且很快衰減；預(yù)緊力釋放過程的峰值最大，能量釋放最多；碰撞過程的峰值不明顯，能量釋放較少，與產(chǎn)品手冊中提供的數(shù)據(jù)一致。

圖7 近場典型位置的加速度響應(yīng)Fig.7 Acceleration response at typical position in near field

3.3 組合體計算結(jié)果

典型位置A2 的y向加速度響應(yīng)曲線（見圖8），與試驗1 ms 數(shù)據(jù)對比，加速度響應(yīng)與試驗數(shù)據(jù)量級相同，且按照解鎖過程爆炸、預(yù)緊力釋放及結(jié)構(gòu)撞擊的時序出現(xiàn)了3 個峰值，與試驗情況相符。

圖8 典型位置A2 的y 向加速度響應(yīng)Fig.8 y direction acceleration response at typical position A2

提取了星箭界面衛(wèi)星接頭一側(cè)的載荷曲線（見圖9～圖11），可以看出：x向和z向的載荷曲線相似，均為沿時間軸上下振蕩；y向載荷有3 個較大的離散峰值，曲線在時間軸一側(cè)，其值均為正。3個曲線可作為星箭接口結(jié)構(gòu)火工沖擊響應(yīng)預(yù)示的輸入條件。

圖9 星箭界面x 向界面力Fig.9 x orientation load of satellite and launch vehicle interface

圖10 星箭界面y 向界面力Fig.10 y orientation load of satellite and launch vehicle interface

圖11 星箭界面z 向界面力Fig.11 z orientation load of satellite and launch vehicle interface

3.4 結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)預(yù)示

以星箭界面提取的力曲線作為載荷輸入，通過MPC 將星箭界面節(jié)點與一個節(jié)點連接，在該點施加3 向載荷，以NASTRAN SOL112 SOLVER 為求解器，對圖3中典型位置A1、A2、A3 的y向結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)進(jìn)行預(yù)示，并與試驗結(jié)果進(jìn)行對比（如圖12～圖14所示），可以看出，典型位置的結(jié)構(gòu)加速度沖擊響應(yīng)與試驗值基本吻合。預(yù)示結(jié)果滿足制定組件沖擊試驗條件的要求，火工分離螺母動作時產(chǎn)生的瞬態(tài)沖擊載荷可以作為火工沖擊防護(hù)設(shè)計的載荷輸入。

圖12 A1 位置y 向的加速度響應(yīng)與試驗值對比Fig.12 Comparison between calculation and test data of acceleration response in y direction at position A1

圖13 A2 位置y 向的加速度響應(yīng)與試驗值對比Fig.13 Comparison between calculation and test data of acceleration response in y direction at position A2

圖14 A3 位置y 向的加速度響應(yīng)與試驗值對比Fig.14 Comparison between calculation and test data of acceleration response in y direction at position A3

4 結(jié)論

本文使用LS-DYNA對火工分離螺母的動態(tài)分離過程進(jìn)行了數(shù)值仿真，根據(jù)仿真結(jié)果，得到以下主要結(jié)論：

1）LS-DYNA 軟件能夠很好地模擬火工分離螺母的動作，準(zhǔn)確反映火工品爆炸、預(yù)緊力釋放及零件結(jié)構(gòu)撞擊過程。應(yīng)力波在剛度大的結(jié)構(gòu)材料中傳播更快，過界面后迅速產(chǎn)生衰減。此傳播信息可以作為沖擊環(huán)境防護(hù)設(shè)計的參考。

2）關(guān)鍵點的加速度響應(yīng)隨動作時序產(chǎn)生離散的峰值，火工品爆炸、結(jié)構(gòu)預(yù)緊力釋放及零件結(jié)構(gòu)撞擊時將分別產(chǎn)生加速度響應(yīng)峰值。螺栓結(jié)構(gòu)預(yù)緊力釋放過程引起的結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)峰值大于爆炸應(yīng)力波傳播引起的結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)峰值。結(jié)構(gòu)撞擊引起的加速度響應(yīng)峰值與應(yīng)力波引起的結(jié)構(gòu)響應(yīng)峰值相當(dāng)。

3）火工分離螺母-航天器結(jié)構(gòu)一體化建模所提取的界面力曲線可以作為火工沖擊防護(hù)設(shè)計的載荷輸入；本文使用的數(shù)值仿真方法可用于航天器結(jié)構(gòu)響應(yīng)預(yù)示。

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