低沖擊火工分離裝置優(yōu)化設計研究

姜新才，黃 猛，周 楊，陳 勇，先明春，2

(1.四川航天川南火工技術有限公司，瀘州 646000；2.南京理工大學化工學院，南京 210000)

0 引言

航天火工分離裝置是一種連接與分離機構，主要應用于火箭、衛(wèi)星、導彈的級間分離、艙段分離與星箭分離等場合。該類裝置通常用于連接特定待分離部件，當接到分離指令時，通過引爆內部裝藥將預定分離部位打開以實現(xiàn)可靠分離。現(xiàn)階段常用的航天火工分離裝置主要包括爆炸螺栓、拔銷器、切割器、分離螺母等。火工分離裝置具有高可靠性、高同步性和大承載能力等諸多優(yōu)點，因而在各航天型號中得到了廣泛應用。

在實現(xiàn)分離功能時，航天火工分離裝置的火工藥劑的化學能會轉化為各零組件的動能，產(chǎn)生火工沖擊。火工沖擊指安裝在結構上的火工裝置動作所導致的裝備局部強作用機械瞬態(tài)響應[1]。一般包括星箭分離、組合體的分離解鎖、太陽翼和天線展開產(chǎn)生的沖擊環(huán)境等，具有瞬態(tài)、高頻和高能量級的特點。通常情況下，火工沖擊載荷對主結構的影響較小，但是卻能夠對含有沖擊敏感的元器件和脆性材料的儀器設備造成損傷，從而導致任務失敗或帶來災難性的事故。美國國家航空航天局(NASA)曾經(jīng)統(tǒng)計分析了從1963—1985年間的所有飛行故障，從中分離出88次可能與爆炸沖擊或振動有關的故障，經(jīng)分析，其中超過63次是由爆炸沖擊直接或間接引起，占71.6%[2]。因此需采取一定的措施降低分離產(chǎn)生的沖擊響應。近年來隨著航天型號對火工分離帶來的沖擊要求逐步提高，對低沖擊火工分離裝置的應用需求逐漸增多。

為了支撐低沖擊火工分離裝置的設計開發(fā)，本文以某低沖擊火工分離裝置的優(yōu)化設計作為典型，對其分離過程涉及各個環(huán)節(jié)的降沖擊優(yōu)化開展深入研究，并開展了相關的試驗驗證，最終成功將其分離沖擊降低到1 000g以下。

1 優(yōu)化問題的提出

某低沖擊火工分離裝置的原理驗證試驗反映，其結構方案能夠滿足基本分離解鎖功能，但分離過程測得最大沖擊響應加速度結果約為1 800g(沖擊響應曲線如圖1所示)，超出不大于1 000g的指標要求。因此，有必要在原方案的基礎上，分析產(chǎn)生沖擊的關鍵影響因素，開展進一步優(yōu)化設計，降低其分離沖擊，減小對外部結構的干擾。

圖1 某低沖擊分離火工裝置沖擊響應曲線

2 降沖擊優(yōu)化設計方案

2.1 火工分離沖擊的產(chǎn)生及抑制措施

對火工沖擊產(chǎn)生的來源、各來源作用特征，以及國內外分離裝置研究現(xiàn)狀等進行了對比分析，目前廣泛認可的火工沖擊載荷的來源由3個部分組成[3-4]：

1)含能材料(火藥、炸藥)爆炸引起沖擊波、應力波的傳播；

2)承載結構突然斷裂(解鎖)，預載荷產(chǎn)生的應變能釋放，形成應力波傳播和結構諧振效應；

3)爆炸分離物以一定速度和沖量撞擊結構特定部位(如緩沖塊、捕獲器等)，形成應力波和(或)結構諧振。

沖擊載荷產(chǎn)生后，在結構中以波的形式傳播，根據(jù)介質結構的構型和材料的不同，其傳遞和衰減的特性也隨之變化，并且沖擊響應會隨著傳遞距離的增加，響應不斷衰減。

因而，在抑制火工沖擊載荷方面，主要從兩個方面進行：

1)低沖擊分離裝置的研制：從源頭(火工品)上降低沖擊源輸出沖擊載荷的量級。低沖擊分離裝置改進設計的主要途徑是通過降低裝藥量、增加預緊力釋放時間或者是添加一些吸能材料吸收或隔離機械撞擊的能量，從而降低沖擊載荷。

2)緩沖技術：在沖擊傳遞路徑上通過隔離、附加連接環(huán)節(jié)、吸能裝置等手段增加沖擊載荷的衰減量，達到降低沖擊的效果。

2.2 降沖擊優(yōu)化設計思路

通過分析低沖擊分離裝置的結構特征，為實現(xiàn)火工分離裝置的降沖擊優(yōu)化設計，在沖擊產(chǎn)生源上通過選用緩釋主裝藥從源頭降低沖擊的產(chǎn)生；在結構設計上通過設計燃氣整流結構、優(yōu)化解鎖結構從結構本體降低沖擊載荷；在沖擊的阻斷方面通過轉換點火方式將氣流方向進行轉換和增加緩沖墊等對沖擊進行阻斷吸收。同時，針對優(yōu)化后的火工分離裝置產(chǎn)生的沖擊響應進行解耦分析，獲得沖擊響應組成及其貢獻，為同類裝置的沖擊抑制提供借鑒方法。研究思路框圖如圖2所示。

圖2 降沖擊優(yōu)化設計思路

2.3 降沖擊優(yōu)化分析

2.3.1 沖擊產(chǎn)生源

根據(jù)火工沖擊產(chǎn)生來源及控制機理，選擇合適的沖擊來源對于降低火工系統(tǒng)的沖擊載荷更為有效。點火器作為低沖擊火工分離裝置的動力來源，其輸出性能決定裝置沖擊響應的幅值大小，而點火器輸出性能又主要取決于主裝藥劑性能。通過對比不同主裝藥狀態(tài)的爆壓特性及沖擊響應測試，確定無硫黑火藥(YH19A)最適合作為低沖擊火工分離裝置的主裝藥劑。

2.3.1.1 主裝藥劑燃燒特性研究

火工藥劑的燃燒是一種極為復雜的物理化學過程，本文結合火工藥劑的實際應用，采用定容爆壓測試的方式進行藥劑的燃燒特性研究，通過試驗對比不同主裝藥的燃燒特性[5]。具體為：分別將硼/硝酸鉀煙火藥(YH18)、羧斯鋇(QB08)、鋁--高氯酸鉀煙火藥(YH01)及無硫黑火藥(YH19A)(依次標記為A,B,C,D狀態(tài))等4種藥劑作為點火器的主裝藥(4種藥劑分別根據(jù)各自的火藥力大小選取不同裝藥量，保持爆壓相互接近)，于10 mL測壓彈中進行爆壓測試。發(fā)火試驗照片如圖3所示，典型測試曲線如圖4所示，測試結果統(tǒng)計如表1所示，建壓時間柱狀圖如圖5所示。

表1 不同藥劑定容爆壓測試數(shù)據(jù)統(tǒng)計表

圖3 測試P-t曲線的發(fā)火試驗照片

圖4 藥劑定容爆壓測試典型曲線

圖5 不同藥劑建壓時間對比圖(平均值)

從測試結果可以看出，4種藥劑從開始建壓至峰值壓力所需時間，無硫黑火藥(YH19A)最為緩慢，換算為輸出峰壓上升速率，硼/硝酸鉀煙火藥(YH18)、羧斯鋇(QB08)、鋁--高氯酸鉀煙火藥(YH01)從開始建壓至峰值壓力的上升速率分別為3.94，8.58，7.60 MPa/ms，分別是無硫黑火藥(YH19A)的1.3倍、2.8倍、2.5倍。試驗結果顯示，無硫黑火藥(YH19A)上升速率最為緩慢，說明藥劑的燃燒平緩，能量持續(xù)緩慢釋放，分析其瞬間產(chǎn)生的沖擊應較小。

2.3.1.2 主裝藥劑沖擊測試試驗研究

針對上述A～D這4種不同主裝藥的點火器，配備低沖擊分離裝置進行常溫沖擊響應測試試驗，測試X,Y,Z這3個方向的沖擊。測試照片如圖6所示，試驗時裝置活塞被約束不分離。測試結果統(tǒng)計如表2所示，軸向沖擊對比最大值(平均值)如圖7所示。

圖6 沖擊測試實物照片

表2 不同藥劑沖擊測試數(shù)據(jù)統(tǒng)計表

圖7 不同藥劑軸向沖擊對比圖(平均值)

試驗結果顯示,不同類型點火器其對分離裝置的沖擊載荷均沿軸向最大，后續(xù)可通過改變點火方向進行沖擊緩沖；采用無硫黑火藥(YH19A)產(chǎn)生的沖擊最小，其最大沖擊相比硼/硝酸鉀煙火藥(YH18)、羧斯鋇(QB08)、鋁--高氯酸鉀煙火藥(YH01)藥劑分別減少16%、30%和23%，沖擊減緩明顯，這是由于無硫黑火藥(YH19A)燃燒較為緩慢，這也與理論分析一致，故采用無硫黑火藥(YH19A)作為低沖擊火工分離裝置的主裝藥劑有利于降低沖擊響應。

2.3.2 結構設計

目前，成熟的低沖擊分離火工裝置大多采用分瓣螺母的預解鎖結構，該結構通過分瓣螺母與螺栓之間的螺紋旋合實現(xiàn)連接承載功能，通過解除對分瓣螺母的約束使其徑向張開實現(xiàn)對螺栓的釋放、解鎖。

在火工裝置解鎖時，預緊力迅速釋放，因預緊力產(chǎn)生的結構變形能瞬間轉化為動能，將引起結構沖擊和振動響應，擰緊力矩大小與加速的響應峰值呈線性關系[6]。為了使預緊力緩慢釋放，美國SN9500系列分離螺母在分瓣螺母解除徑向約束前，利用轉子帶動分瓣螺母轉動釋放擠壓應力，從而降低了沖擊響應[7]。本項目在分離火工裝置分瓣螺母與箍套間設計旋轉活塞，將燃氣的動力轉換為旋轉解鎖力，使螺栓頭先擰松再解鎖，降低預緊力釋放帶來的沖擊效應。預緊力緩慢釋放設計方案如圖8所示。

圖8 預緊力緩釋方案示意圖

同時，在分瓣螺母與箍套的解鎖結構處，將垂直的解鎖角調整為與解鎖角度和螺紋牙形角匹配的解鎖角，并在過渡處增加倒角，降低解鎖時分瓣螺母與箍套的撞擊。

此外，在燃氣作用于火工裝置動作零件前增加燃氣整流裝置，燃氣整流裝置位于燃氣通道末端，可阻擋燃氣軸向沖擊直接作用在運動零部件上，并在周向上均布有數(shù)個徑向的通氣孔，從而使軸向流動的高溫高壓燃氣沿徑向均勻流動，減緩到達運動零部件的燃氣速度并使燃氣能量更加均勻。

2.3.3 沖擊阻斷、吸收

低沖擊分離火工裝置工作時，火工藥劑燃燒產(chǎn)生的高溫高壓燃氣會驅動活塞等運動零件高速運動，而運動零件在運動到位后與殼體或其他結構件之間的撞擊會產(chǎn)生較大的沖擊；同時，低沖擊分離火工裝置安裝在箭體/艙體上時，相互之間的剛性接觸也使得低沖擊分離火工裝置工作產(chǎn)生的沖擊順利地傳遞到箭體/艙體結構上。

為了對該部分沖擊進行阻斷吸收，可采用柔性吸能法，通過在運動零件到位行程內設置柔性緩沖材料做成的緩沖裝置，形成一個低通濾波器，低頻柔性材料的大變形能夠吸收運動零件對殼體或其他結構件的撞擊能量，降低沖擊響應[8]；同時，可通過改變點火方式阻斷軸向上的沖擊，使得各個方向上的沖擊響應均衡分布。

2.3.3.1 緩沖材質選擇及力學特性測試

(1)緩沖材質能量能量耗散系數(shù)

能夠起到緩沖與減振效果的常用材料有發(fā)泡硅膠、硅橡膠及金屬橡膠等，其中金屬橡膠具有耐高溫、抗輻射、長壽命等特點，可用于長壽命空間飛行器上[9]。實物圖如圖9所示。

圖9 不同材質緩沖墊實物照片

項目針對上述材質制作的緩沖墊采取靜態(tài)壓縮試驗方式進行力學性能測試，其載荷--位移曲線測試結果如圖10～12所示。

圖10 發(fā)泡硅膠載荷--位移曲線

從3種材料的載荷--位移曲線圖可以看出：3種材料的載荷--位移曲線均呈現(xiàn)非線性變化，且加載曲線與卸載曲線不重合，這說明材料在加載過程中耗散了能量，將其作為緩沖材料理論上是可行的；且不同材質曲線有所差異，說明其減緩能量的能力有區(qū)別，即能量耗散系數(shù)不同。

圖11 硅橡膠載荷--位移曲線

圖12 金屬橡膠載荷--位移曲線

能量耗散系數(shù)是衡量材料阻尼減振特性的重要參數(shù)，能量耗散系數(shù)越大，材料的阻尼性能越好，反之就越差。由下列公式計算3種材料的能量耗散系數(shù),表示一個循環(huán)損耗的能量，為遲滯回線(圖中卸載曲線與橫軸)所圍成的面積；W是最大變形勢能，為加載曲線與橫軸所圍成的面積

根據(jù)曲線計算3種材料的能量耗散參數(shù)統(tǒng)計如表3所示，能量耗散系數(shù)對比圖如圖13所示。

圖13 不同材質的耗散系數(shù)對比圖

表3 緩沖材質能量耗散參數(shù)統(tǒng)計表

從試驗結果可知，發(fā)泡硅膠的能量耗散系數(shù)最大，分別約為硅橡膠、金屬橡膠的2.5倍、1.4倍，說明發(fā)泡硅膠的阻尼性能最好，金屬橡膠次之，硅橡膠最小，理論上將發(fā)泡硅膠作為緩沖材質用于降低沖擊載荷效果最佳，這也由后續(xù)試驗所驗證。

(2)緩沖材質降沖擊對比測試

根據(jù)以上測試，硅橡膠阻尼性相對最差，故僅就金屬橡膠、發(fā)泡硅膠兩種材質進行降沖擊對比測試。測試時，將兩種材質的緩沖墊裝入相同狀態(tài)的低沖擊火工分離裝置，在相同條件下測試其沖擊響應。測試結果統(tǒng)計如表4所示，軸向沖擊對比圖(平均值)如圖14所示。

圖14 不同緩沖材料沖擊測試結果柱狀圖(平均值)

從測試結果可以看出，3個方向中均為縱向沖擊最大，而徑向、切向沖擊相當；兩種緩沖材質降沖擊效果有明顯差異，發(fā)泡硅膠降緩沖程度較金屬橡膠高約34%，這也與理論分析相符合。選擇發(fā)泡硅膠作為產(chǎn)品降沖擊材質更合理有效。后續(xù)相關研究均采用此方案。

2.3.3.2 改變點火方式

根據(jù)文獻資料及廠內分離裝置設計經(jīng)驗，通過改變點火方式能夠對降沖擊起到有利作用，研究過程中對比了徑向及軸向兩種點火方式，并針對兩種不同點火方式進行了試驗研究，試驗結果表明徑向點火方式能夠有效降低產(chǎn)品沖擊。

兩種點火方式?jīng)_擊測試照片如圖15所示，兩種點火方式的沖擊測試數(shù)據(jù)統(tǒng)計結果如表5所示，不同點火方式?jīng)_擊對比圖(平均值)如圖16所示。

(a)軸向點火

表5 不同點火方式?jīng)_擊測試結果

圖16 不同點火方式?jīng)_擊測試對比圖(平均值)

試驗結果顯示，同狀態(tài)下，改變點火方式會對沖擊產(chǎn)生明顯差別，徑向點火方式相較于軸向點火方式對于縱向沖擊的減緩較為明顯，約高46%，選用徑向點火方式對于實現(xiàn)低沖擊目標更為有效，同時點火方式的改變對徑向、切向的沖擊響應影響不大。后續(xù)選用徑向點火方式。

2.4 低沖擊火工分離裝置優(yōu)化方案

結合前文所述各環(huán)節(jié)的降沖擊設計，確定某低沖擊火工分離裝置分離主裝藥設計、結構設計、到位緩沖設計以及點火方式的優(yōu)化措施(各參數(shù)優(yōu)化設計結果如表6所示)，形成優(yōu)化后的低沖擊火工分離裝置樣機，示意圖如圖17所示。

表6 各參數(shù)優(yōu)化設計

圖17 低沖擊火工分離裝置示意圖

3 低沖擊火工分離裝置優(yōu)化驗證及沖擊解耦

對優(yōu)化后的低沖擊火工分離裝置進行發(fā)火試驗，測試其沖擊響應，同時測試裝置分離過程中的內部壓力變化。測試試驗照片如圖18所示，測試的多參量時域曲線如圖19所示。

圖18 多參量測試照片

圖19 低沖擊火工分離裝置分離過程中多參量時域曲線

根據(jù)上文論述，火工裝置動作時產(chǎn)生的沖擊響應由以下3種類型的沖擊源構成：

1)火工藥劑作用引起沖擊波和應力波在鋼體結構中的傳播；

2)火工裝置內運動部件以一定速度撞擊剛性結構表面，形成應力波和結構諧振響應；

3)火工裝置上預緊力突然卸載產(chǎn)生的應變能突然釋放，形成應力波傳播和結構諧振響應。

火工沖擊響應實際是多種沖擊源耦合在一起的產(chǎn)物。為量化本產(chǎn)品結構各沖擊源所占比例，根據(jù)作用過程中的多參量時域曲線，采用時序區(qū)分法來辨識各沖擊源所激起的沖擊響應。

通過圖19的多參量時域曲線進行不同沖擊源在時序上的區(qū)分。點火器開始作用時刻便有沖擊產(chǎn)生，在藥劑燃燒完成并作用后壓力便迅速上升，在12.1 ms時壓力達到最大值0.46 MPa，此時大活塞開始作用，燃燒室內的容積相應增大，壓力隨之下降，并伴隨著擋圈解鎖過程，并在t=12.9 ms 時刻完成擋圈解鎖過程，隨后預緊力卸載完成后推動活塞繼續(xù)運動，壓力持續(xù)下降，此時活塞撞擊緩沖墊并經(jīng)歷回彈后壓力趨緩(容腔變化較小)，加速度穩(wěn)定而緩慢衰減。綜合上述分析，圖19中區(qū)域Ⅰ為火工藥劑爆燃作用激起的沖擊響應，區(qū)域Ⅱ為預緊力釋放激起的響應，區(qū)域Ⅲ為活塞撞擊激起的沖擊響應。

為綜合評價各沖擊源的影響，并量化得到各沖擊源所占比例，利用以下公式對沖擊曲線進行數(shù)值分析計算，得到各沖擊源在整個時序中的平均值[10]

式中，Esm為每一個沖擊源在整個頻率/時間范圍內沖擊響應的相對平均值，單位為g；Es(f)為在不同頻率/時間上特定的沖擊源的沖擊響應絕對值，單位為g；fl為最低分析頻率/時間；fh為最高分析頻率/時間；N為樣本數(shù)。

根據(jù)上式及圖19圖譜，對沖擊曲線數(shù)值進行計算，得出分離裝置沖擊源解耦分析結果，見表7，沖擊源占比如圖20所示。

表7 低沖擊分離裝置(含緩沖)沖擊源解耦分析結果

圖20 沖擊響應源占比餅圖

低沖擊分離裝置(含緩沖)沖擊解耦分析的結果表明，該分離裝置作用過程中火藥爆燃引起的沖擊響應貢獻最大，達到55.8%；預緊力釋放對總的沖擊響應的貢獻次之，達到41.4%；而活塞撞擊激起的沖擊響應貢獻率最小，為2.8%，此部分沖擊所占比例較小是增加緩沖裝置后沖擊被大幅度吸收所致。

4 結論

結合火工分離沖擊的產(chǎn)生及抑制機理，從主裝藥類型、結構設計、緩沖部件及點火方式等各個環(huán)節(jié)對某低沖擊火工分離裝置進行了降沖擊優(yōu)化設計，并進行了試驗驗證。試驗結果表明，優(yōu)化設計措施能夠顯著降低火工分離裝置發(fā)火后的沖擊響應，最終滿足分離沖擊不大于1 000g的指標要求，并得出結論如下：

1)在沖擊產(chǎn)生源上，采用無硫黑火藥作為低沖擊火工分離裝置的主裝藥劑能夠有效降低沖擊響應；

2)在結構設計上，對結構進行優(yōu)化及采用燃氣整流裝置有利于降低沖擊響應；

3)在沖擊的阻斷吸收上，采用發(fā)泡硅膠緩沖墊吸收活塞撞擊能量，將點火方式由軸向點火改為徑向點火，能夠有效降低沖擊響應。