非斷裂式膨脹管分離裝置設(shè)計(jì)與分析*

彭 飛，陽志光，王立朋，孫 璟

(北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076)

為擺脫地球引力，航天運(yùn)載器需耗費(fèi)大量燃料，而運(yùn)載效費(fèi)比要求航天運(yùn)載器以盡可能少的推進(jìn)劑將盡可能多的有效載荷送入預(yù)定軌道。為實(shí)現(xiàn)這一目標(biāo)，當(dāng)前航天運(yùn)載器多被設(shè)計(jì)為多級(jí)構(gòu)型，從而能夠讓已經(jīng)完成任務(wù)的部段盡快脫離。目前，航天運(yùn)載器級(jí)間分離、頭體分離及星箭分離已普遍采用線式分離裝置，尤其是新近出現(xiàn)并在實(shí)際航天工程領(lǐng)域獲得廣泛應(yīng)用的膨脹管分離裝置，其相較傳統(tǒng)點(diǎn)式火工分離裝置具有更好的分離同步性及分離可靠性。

國內(nèi)學(xué)者通過實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬分析對(duì)膨脹管分離裝置的分離可靠性[1-6]及以分離可靠性為優(yōu)化目標(biāo)的構(gòu)型優(yōu)化問題[7,8]進(jìn)行了研究，國外學(xué)者早期也僅基于分離可靠性對(duì)膨脹管分離裝置進(jìn)行了一系列設(shè)計(jì)參數(shù)確定及材料選型研究[9-13]，對(duì)該裝置的降沖擊設(shè)計(jì)及相關(guān)理論研究工作涉及較少。

然而，隨著當(dāng)前航天運(yùn)載器對(duì)分離系統(tǒng)要求的不斷提升，傳統(tǒng)膨脹管分離裝置分離沖擊過大的問題越發(fā)凸顯，這其中由于分離板斷裂引起的沖擊又尤為嚴(yán)重，美國宇航局曾估計(jì)45%的航天器失效是由于動(dòng)力環(huán)境過于惡劣而導(dǎo)致[14]。

為降低分離過程產(chǎn)生的沖擊載荷，航天工程界采用了多種降沖擊手段，主要有3類方法：(1)對(duì)沖擊源(分離裝置)進(jìn)行改型設(shè)計(jì)以從源頭降低分離沖擊載荷[15-18]；(2)設(shè)計(jì)對(duì)沖擊載荷具有抑制作用的傳播路徑[19-25]；(3)對(duì)受沖擊對(duì)象的安裝平臺(tái)采用沖擊隔離或衰減措施以保護(hù)受沖擊對(duì)象[26-27]。本文中即從航天器線式分離裝置沖擊源降沖擊角度出發(fā)，對(duì)一種非斷裂式膨脹管分離裝置進(jìn)行承載性能及分離沖擊響應(yīng)分析。

1 常規(guī)及非斷裂式膨脹管分離裝置構(gòu)型

常規(guī)膨脹管分離裝置與新型非斷裂式膨脹管分離裝置如圖1所示。常規(guī)膨脹管分離裝置一般由上下連接框、分離板及扁平管組成，在分離過程中，扁平管內(nèi)裝藥爆炸將產(chǎn)生高溫高壓的爆轟產(chǎn)物推動(dòng)扁平管膨脹，進(jìn)而擠壓分離板沿其削弱槽發(fā)生斷裂來完成分離。對(duì)于非斷裂式膨脹管分離裝置，其在分離階段前通過分離板與上端框間的嚙合齒進(jìn)行連接并承受載荷，在分離階段，依靠扁平管膨脹推動(dòng)分離板彎曲變形來完成分離。

由于分離裝置在分離前需要作為箭體結(jié)構(gòu)的一部分參與承載，故若單研究非斷裂式膨脹管分離裝置的分離特性是不完備的，需要首先分析其靜力承載能力，并確定一種或幾種能夠與常規(guī)膨脹管分離裝置具有相同甚至更佳承載性能的構(gòu)型,以開展后續(xù)分離沖擊響應(yīng)對(duì)比分析。

對(duì)于非斷裂式膨脹管分離裝置，最突出的特點(diǎn)就是將常規(guī)膨脹管分離裝置的分離板與上端框間的螺接改為齒嚙合連接，如圖2所示，因此，在開展分離動(dòng)響應(yīng)分析前，首先研究其嚙合齒傾角θ對(duì)裝置靜力承載能力的影響是直觀且合理的。

2 非斷裂式膨脹管分離裝置承壓性能分析

航天運(yùn)載器在飛行過程中將承受沿其軸線的后向大過載作用，導(dǎo)致彈箭體結(jié)構(gòu)主要處于承壓狀態(tài)。分離裝置作為彈箭體結(jié)構(gòu)的重要組成部分，其承壓性能需要在設(shè)計(jì)過程中進(jìn)行嚴(yán)格考核。為獲得不同構(gòu)型非斷裂式膨脹管分離裝置的承壓特性，對(duì)非斷裂式和常規(guī)膨脹管分離裝置進(jìn)行承壓能力對(duì)比分析。

2.1 模型建立

采用Abaqus Explicit模塊建立常規(guī)及非斷裂式膨脹管分離裝置有限元模型及坐標(biāo)系，如圖3所示，對(duì)于非斷裂式膨脹管分離裝置選取具有4種不同嚙合齒傾角(0°、5.7°、15°、30°)的構(gòu)型進(jìn)行分析。分析所建模型長L=42 mm，高H=120 mm，寬W取真實(shí)膨脹管分離裝置兩連接螺栓間距W=34 mm。各分離裝置除含嚙合齒的上端框及分離板具有構(gòu)型差異外，其余組成部分均具有相同幾何尺寸。對(duì)所建立的各型膨脹管分離裝置進(jìn)行質(zhì)量統(tǒng)計(jì)，結(jié)果顯示，具有4種不同嚙合齒傾角的非斷裂式膨脹管分離裝置與常規(guī)膨脹管分離裝置具有相同質(zhì)量，均為0.159 kg。

在對(duì)分離裝置進(jìn)行承壓性能分析時(shí)，固支分離裝置下端框底端面，同時(shí)對(duì)分離裝置垂直于寬度W方向的前后端面施加對(duì)稱約束(約束其z向平動(dòng)自由度及x向與y向轉(zhuǎn)動(dòng)自由度)，在分離裝置上端框頂端面施加壓力載荷，設(shè)置各接觸面摩擦因數(shù)為0.1，并開啟幾何非線性。在承壓性能分析中，分離裝置各組成部分材料采用彈塑性材料模型進(jìn)行描述，具體性能參數(shù)如表1所示。

表1 分離裝置各部件材料屬性Table 1 Material parameters of separation devices

2.2 承壓性能分析結(jié)果

分析獲得了不同構(gòu)型膨脹管分離裝置的承壓性能曲線(載荷-位移曲線，提取圖3中測點(diǎn)2處位移)，如圖4所示。由圖4可知，在嚙合齒傾角為15°、30°的情況下，非斷裂式膨脹管分離裝置在分別承受至10.7、2.4 kN壓載時(shí)，分離板即已發(fā)生滑移并相對(duì)上端框張開，失去進(jìn)一步承載的能力，其承載峰值遠(yuǎn)低于常規(guī)膨脹管分離裝置的承載峰值18.0 kN。而對(duì)于嚙合齒傾角為0°、5.7°構(gòu)型，其承壓峰值分別為36.7、25.8 kN，均高于常規(guī)膨脹管分離裝置的承壓峰值。

現(xiàn)對(duì)嚙合齒進(jìn)行受力分析來解釋產(chǎn)生上述結(jié)果的原因。當(dāng)非斷裂式膨脹管分離裝置上下端框受到靜壓力載荷作用時(shí)，分離板與上端框任意一對(duì)嚙合齒的受力情況如圖2所示。圖中Fp為上端框嚙合齒受到的由外載荷P所引起的壓力，F(xiàn)n為上端框嚙合齒受到的分離板嚙合齒支持力，F(xiàn)f為上端框嚙合齒受到的摩擦力。為使上端框與分離板嚙合齒在外載荷P作用下不發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)，根據(jù)受力分析，需滿足Fp沿齒面切向分量Fpsinθ小于等于摩擦力Ff，即：

Fpsinθ≤Ff

(1)

而在平衡狀態(tài)下，F(xiàn)f、Fn及Fp存在以下關(guān)系(μ為接觸面摩擦因數(shù))：

Ff=μFn=μFpcosθ

(2)

則式(1)可改寫為：

θ≤arctanμ

(3)

式(3)取等號(hào)時(shí)的θ值在螺紋研究領(lǐng)域被稱為自鎖角。根據(jù)式(3)可知，為使上端框與分離板嚙合齒在外載荷P作用下不發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)，在接觸面摩擦因數(shù)為0.1時(shí)，嚙合齒傾角θ需小于等于5.7°。

3 非斷裂式膨脹管分離裝置分離動(dòng)響應(yīng)分析

根據(jù)分離裝置承壓性能分析結(jié)果可知，在接觸面摩擦因數(shù)取0.1的情況下，當(dāng)嚙合齒傾角大于5.7°后，由于自鎖特性消失，非斷裂式膨脹管分離裝置承壓能力大幅降低，遠(yuǎn)小于常規(guī)膨脹管分離裝置的承載能力。因此，在分離動(dòng)響應(yīng)分析中，僅研究嚙合齒傾角為0°及5.7°構(gòu)型的非斷裂式膨脹管分離裝置。

3.1 模型建立

用于分離動(dòng)響應(yīng)分析的各分離裝置有限元模型與前述用于承壓性能分析的模型基本一致，同樣采用Abaqus Explicit模塊進(jìn)行分析，不同的是，由于膨脹管分離裝置的分離過程是一個(gè)短時(shí)動(dòng)態(tài)加載過程并可能伴隨結(jié)構(gòu)(分離板)斷裂現(xiàn)象，故需考慮材料的應(yīng)變率效應(yīng)及損傷特性。

分析中，各膨脹管分離裝置上下端框及內(nèi)外分離板所選用的鋁合金EN AW-7108 T6為一種典型彈塑性金屬材料，具有較強(qiáng)的延展性[28]，分析中采用的考慮該材料應(yīng)變率效應(yīng)的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系如圖5所示?？紤]到常規(guī)膨脹管分離裝置分離板的實(shí)際破壞模式為拉伸破壞及剪切破壞，針對(duì)本材料聯(lián)合采用延展型損傷模型及剪切型損傷模型，并選用最大等效塑性應(yīng)變失效判據(jù)，所采用的兩型損傷模型的損傷曲線分別如圖6～7所示[29]。

鋁合金EN AW-7108 T6的延展型損傷曲線如圖6所示，橫軸為應(yīng)力三軸度，縱軸為斷裂應(yīng)變，應(yīng)力三軸度定義為：

η=-p/q

(4)

式中：η表示應(yīng)力三軸度，p表示靜水壓力，q表示Mises應(yīng)力。

鋁合金EN AW-7108 T6的剪切型損傷曲線如圖7所示，橫軸為剪應(yīng)力比，縱軸為斷裂應(yīng)變，剪應(yīng)力比定義為：

θs=(q+ksp)/τmax

(5)

式中：θs表示剪應(yīng)力比，p表示靜水壓力，q表示Mises應(yīng)力，τmax表示最大剪應(yīng)力，ks為材料參數(shù)，鋁合金的典型取值為0.3。

3.2 可靠分離內(nèi)壓峰值的確定

根據(jù)現(xiàn)有膨脹管分離裝置分離內(nèi)壓曲線的一般經(jīng)驗(yàn)趨勢(shì)，對(duì)所分析的各型分離裝置膨脹管內(nèi)壁分別施加如圖8所示的對(duì)應(yīng)內(nèi)壓載荷。各載荷峰值取能保證對(duì)應(yīng)分離裝置正常分離的最小值，對(duì)于常規(guī)膨脹管分離裝置，即保證其分離板在分離過程中完全斷裂；對(duì)于非斷裂式膨脹管分離裝置，即保證其分離板在分離過程中產(chǎn)生足夠大的分離張角。從圖8可知，具有兩種不同嚙合齒傾角(0°及5.7°)的非斷裂式膨脹管分離裝置分離內(nèi)壓峰值均小于常規(guī)膨脹管分離裝置，且5.7°嚙合齒傾角構(gòu)型的非斷裂式膨脹管分離裝置分離內(nèi)壓峰值僅為常規(guī)膨脹管分離裝置分離內(nèi)壓峰值的四分之一，說明通過合理改變分離裝置的分離模式能夠降低分離裝置所需裝藥量。

3.3 分離沖擊響應(yīng)分析結(jié)果

對(duì)常規(guī)膨脹管分離裝置及0°與5.7°嚙合齒傾角構(gòu)型的非斷裂式膨脹管分離裝置膨脹管內(nèi)壁分別施加如圖8所示的對(duì)應(yīng)內(nèi)壓載荷，獲得其完全分離時(shí)刻狀態(tài)如圖9所示。

根據(jù)圖9可知，常規(guī)膨脹管分離裝置在0.64 ms時(shí)刻內(nèi)外分離板發(fā)生完全斷裂，而非斷裂式膨脹管分離裝置在相對(duì)較小的內(nèi)壓載荷作用下，0°及5.7°嚙合齒傾角構(gòu)型分別在0.30、0.40 ms時(shí)刻即產(chǎn)生了能夠保證正常分離的分離板分離張角。

分析獲得了如圖3所示各型膨脹管分離裝置3個(gè)測點(diǎn)位置的加速度時(shí)程曲線，提取各測點(diǎn)三向加速度時(shí)程曲線峰值，如表2～4所示，同時(shí)，繪制所分析的三型膨脹管分離裝置測點(diǎn)1三向加速度時(shí)程曲線如圖10～12所示。根據(jù)上述圖表內(nèi)容可知，由于分離模式的改變，即非斷裂式膨脹管分離裝置消除了常規(guī)膨脹管分離裝置的結(jié)構(gòu)斷裂式分離模式，而代之為機(jī)械變形式分離模式，5.7°嚙合齒傾角構(gòu)型各測點(diǎn)三向加速度峰值較常規(guī)構(gòu)型均獲得不同程度的下降，而0°嚙合齒傾角構(gòu)型在部分測點(diǎn)處加速度峰值反而增大，這說明對(duì)于非斷裂式膨脹管分離裝置，嚙合齒傾角不僅影響裝置的靜力承載能力，而且對(duì)分離沖擊響應(yīng)也將造成顯著影響。由5.7°嚙合齒傾角構(gòu)型的分析結(jié)果可見，合理選取嚙合齒傾角，能夠獲得在滿足承載性能要求前提下的非斷裂式膨脹管分離裝置降沖擊構(gòu)型。

測點(diǎn)ax/g常規(guī)構(gòu)型0°構(gòu)型5.7°構(gòu)型5.7°構(gòu)型相對(duì)常規(guī)構(gòu)型加速度峰值改變百分比1272 900378 92776 196↓72%2210 815217 50144 516↓79%3303 699194 72049 743↓84%

表3 各測點(diǎn)y方向的加速度峰值Table 3 Peak values of acceleration at y direction

表4 各測點(diǎn)z方向的加速度峰值Table 4 Peak values of acceleration at z direction

4 結(jié) 論

(1)非斷裂式膨脹管分離裝置將常規(guī)膨脹管分離裝置分離板與上端框的螺栓連接形式更改為齒嚙合連接形式，在接觸面摩擦因數(shù)一定的情況下，其承壓能力隨嚙合齒傾角的增大而降低，且其可靠承壓的嚙合齒臨界傾角為嚙合齒自鎖角；

(2)非斷裂式膨脹管分離裝置通過將常規(guī)膨脹管分離裝置結(jié)構(gòu)斷裂分離模式轉(zhuǎn)變?yōu)榻Y(jié)構(gòu)變形解鎖分離模式，嚙合齒臨界傾角(5.7°)構(gòu)型各測點(diǎn)處三向加速度峰值較常規(guī)膨脹管分離裝置均獲得降低，說明通過合理設(shè)計(jì)沖擊源構(gòu)型，改變分離模式，能夠進(jìn)一步降低膨脹管分離裝置在航天運(yùn)載器分離過程中產(chǎn)生的沖擊載荷。