典型航天火工裝置降沖擊技術(shù)研究

唐 科，胡振興，曲展龍，吳會強(qiáng)

(北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076)

0 引言

火工分離裝置是航天運(yùn)載火箭的重要組成部分，作為典型的單點(diǎn)失效系統(tǒng)之一，直接影響航天運(yùn)載火箭系統(tǒng)性能、安全性和可靠性，直接影響到飛行任務(wù)的成敗。據(jù)對國內(nèi)外資料的統(tǒng)計，歷史上因分離裝置引起的安全事故和飛行失敗屢見不鮮。

1986年起，美國航天局總部委托Langley研究中心牽頭匯總有關(guān)失效調(diào)查報告[1]。結(jié)果表明：在1963—1985年的23年中，共計出現(xiàn)過88起可能與爆炸沖擊或振動有關(guān)的故障，超過63次是由爆炸沖擊直接或間接引起的，占71%以上，且多是災(zāi)難性故障。爆炸沖擊是航天運(yùn)載火箭最復(fù)雜和嚴(yán)酷的力學(xué)環(huán)境之一，是影響飛行任務(wù)成敗的重要因素。

火工沖擊產(chǎn)生的沖擊主要為高頻瞬態(tài)沖擊[2]，主要特點(diǎn)是高量級，近場沖擊在4 000～100 000g之間；時間短，一般在20 ms以內(nèi)；傳播形式為應(yīng)力波[3]。國內(nèi)外學(xué)者在火工沖擊方面開展了多方面的研究，在火工裝置沖擊源產(chǎn)生、傳播路徑、抑制方法、試驗(yàn)預(yù)示、試驗(yàn)方法等方面取得了豐富的研究成果[4]。1999年5月美國頒布了NASA-STD-7003爆炸沖擊試驗(yàn)規(guī)范[5]，并于2011年12月升級為了NASA-STD-7003A[6]，系統(tǒng)地介紹了航天器爆炸沖擊試驗(yàn)規(guī)范，闡述了爆炸沖擊試驗(yàn)環(huán)境的特點(diǎn)、環(huán)境預(yù)示方法以及爆炸沖擊的試驗(yàn)?zāi)M技術(shù)等。國內(nèi)也建立了GJB150.18A-2009沖擊試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)[7]，規(guī)定了軍用裝備沖擊試驗(yàn)的相關(guān)要求。

在火工裝置的爆炸沖擊研究中，北京宇航系統(tǒng)工程研究所的馮麗娜等[8-10]圍繞扁平管分離裝置的膨脹特性開展了性能仿真和試驗(yàn)研究工作，研究了膨脹管的輸出特性、削弱槽位置對膨脹管分離裝置沖擊的性能影響和爆炸膨脹能量測試方法，獲得了一種較低沖擊的膨脹管分離裝置結(jié)構(gòu)和一套爆炸能量顯性化測試方法。南京航空航天大學(xué)的高慶等[11]對線式分離結(jié)構(gòu)高應(yīng)力釋放下的高頻沖擊開展了研究，通過沖擊環(huán)境的預(yù)示分析和試驗(yàn)驗(yàn)證，辨識了分離結(jié)構(gòu)高應(yīng)力釋放下的高頻瞬態(tài)沖擊影響程度，摸清了地面和飛行過程中的高頻瞬態(tài)沖擊差異。王軍評等[12]研究了爆炸螺栓沖擊響應(yīng)的主要影響因素，根據(jù)爆炸螺栓解鎖和撞擊的作動過程，建立了預(yù)緊狀態(tài)下的爆炸螺栓數(shù)值模型，研究了預(yù)緊力、藥量、撞擊部位材料對結(jié)構(gòu)沖擊響應(yīng)的影響。

在相關(guān)學(xué)者的研究基礎(chǔ)上，本文圍繞航天運(yùn)載火箭用的某星箭解鎖用反推式分離螺母裝置和膨脹管-凹槽板線式分離裝置開展降沖擊設(shè)計和評價。

1 分離螺母裝置降沖擊研究

分離螺母裝置其分離沖量低、沖擊水平相對較低，通常用于對沖擊水平要求高的環(huán)節(jié)，如星箭解鎖環(huán)節(jié)。隨著分離沖擊要求越來越高，現(xiàn)有的分離螺母沖擊水平也難以滿足衛(wèi)星需要，因此，需要對分離螺母裝置進(jìn)一步降低沖擊水平。分離螺母裝置主要由分離螺母、捕獲器、對接螺栓組成，具有連接、軸向承載、分離和捕獲等功能。分離螺母分為直推式和反推式兩種狀態(tài)，由分瓣螺母、支承環(huán)、殼體、密封圈等組成，見圖1[13]。

(a) 反推式

(b) 直推式圖1 分離螺母結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure drawing of separation nut

從國外的研究結(jié)果來看，美國HI-SHEAR公司兩型產(chǎn)品的沖擊源分析見表1，從表中可以看出，對于SN9400來說，預(yù)緊力釋放產(chǎn)生的沖擊最大，占總沖擊的60%；而對于SN9500來說，機(jī)構(gòu)碰撞所產(chǎn)生的沖擊最大，占總沖擊的50%，這是由于SN9500采取了預(yù)緊力緩釋機(jī)構(gòu)，從而使得總沖擊大幅度降低[14]。兩種分離螺母結(jié)構(gòu)見圖2。

表1 兩型分離螺母沖擊源分析Tab.1 Analysis of shock source of two type separation nut

(a)SN9400

(b) SN9500 圖2 兩種分離螺母結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Structure drawing of two separate nuts

綜上所述，針對反推式的分離螺母，可以從火工沖擊、預(yù)緊力釋放、機(jī)構(gòu)碰撞等方面開展分離螺母裝置降沖擊技術(shù)研究。盡管預(yù)緊力對沖擊貢獻(xiàn)較大，但由于它牽涉結(jié)構(gòu)的連接剛度，一般不能通過降低預(yù)緊力來達(dá)到降沖擊的目的。若通過增加預(yù)緊力釋放時間來達(dá)到降沖擊目的，會使機(jī)構(gòu)更加復(fù)雜。因此，對于現(xiàn)有的分離螺母裝置而言，只能從優(yōu)化零組件結(jié)構(gòu)形式上進(jìn)行降沖擊設(shè)計。

1)進(jìn)氣管座燃?xì)馔ǖ栏倪M(jìn)。改進(jìn)前燃?xì)馔ǖ廊鐖D3(a)所示，兩個點(diǎn)火器產(chǎn)生的高溫高壓氣體直接通過進(jìn)氣道作用在分離螺母內(nèi)部零件上，導(dǎo)致燃?xì)鈱A筒組合產(chǎn)生較大的軸向沖擊。改進(jìn)后把燃?xì)馔ǖ栏臑橹苯?，使燃?xì)庠谶M(jìn)氣管座內(nèi)部發(fā)生轉(zhuǎn)彎，削減燃?xì)鈱A筒組合的軸向沖擊，達(dá)到減小沖擊的作用，如圖3(b)所示。

(a)改進(jìn)前 (b)改進(jìn)后 圖3 進(jìn)氣管座對比Fig.3 Gas channel structure comparison

2)撞擊吸能結(jié)構(gòu)改進(jìn)。更改前，支承環(huán)運(yùn)動，撞擊進(jìn)氣管座，依靠彈簧緩沖。為了進(jìn)一步降低沖擊，采用蜂窩緩沖材料，通過變形吸能，降低支撐環(huán)的速度，并吸收能量，如圖4所示。

(a)改進(jìn)前

(b)改進(jìn)后圖4 吸能結(jié)構(gòu)對比Fig.4 Comparison of energy absorbing structures

為了保證能夠有較大的壓縮率，對比了單層蜂窩和組合雙層蜂窩緩沖材料的壓縮特性。組合雙層蜂窩壓縮時，存在兩個平臺段，壓縮強(qiáng)度和平穩(wěn)段應(yīng)力水平顯著增大，具有更好的吸能效果，如圖5所示。通過空氣炮試驗(yàn)，在標(biāo)準(zhǔn)的沖擊測試平板上，彈丸以30 m/s速度撞擊蜂窩試驗(yàn)件，鋁蜂窩材料可以顯著地降低沖擊載荷各頻率段的沖擊值[15]，多層疊加蜂窩相對單層蜂窩具有更好的緩沖效果。蜂窩性能評價測試如圖6所示。

(a)單層蜂窩

(b)雙層組合蜂窩圖5 蜂窩材料靜壓縮曲線對比Fig.5 Comparison of static compression curves of honeycomb materials

(a)試驗(yàn)平臺

(b)測試結(jié)果圖6 蜂窩性能評價測試Fig.6 Honeycomb performance evaluation test

3)連接螺栓優(yōu)化。為了進(jìn)一步減小分離螺母解鎖過程中通過兩個固定螺栓傳遞到結(jié)構(gòu)上的撞擊沖擊，在壓環(huán)與分離螺母之間以及壓環(huán)的固定螺釘下增加減振橡膠墊。通過設(shè)計限位的臺階螺釘，利用螺紋根部的臺階面與被連接結(jié)構(gòu)定位，便于控制力矩和控制橡膠墊變形量，實(shí)現(xiàn)浮動壓環(huán)設(shè)計，如圖7所示。通過發(fā)火試驗(yàn)對比，增加浮動壓環(huán)結(jié)構(gòu)后，該設(shè)計方式使8 kHz內(nèi)沖擊譜最大值降低了43%，4 kHz內(nèi)沖擊譜最大值降低了31%。該設(shè)計方案表明浮動式壓環(huán)設(shè)計方案具有優(yōu)良的降沖擊效果。

（4）實(shí)驗(yàn)操作與交流：圍占2格的圖形，先在釘子板上圍圖形，并把圍出的圖形畫下來，再和同伴說一說，這些圖形是占2格嗎？如何說明？

(a)普通連接結(jié)構(gòu)

(b)浮動壓環(huán)結(jié)構(gòu)圖7 連接螺栓減振結(jié)構(gòu)Fig.7 Connecting bolt damping structure

為了對降沖效果進(jìn)行評價，設(shè)計了600 mm×600 mm的標(biāo)準(zhǔn)平板，見圖8，通過懸掛的方式，進(jìn)行沖擊試驗(yàn)[16]。通過在標(biāo)準(zhǔn)平板上開展數(shù)值模擬，并開展高低常溫的發(fā)火試驗(yàn)測試，獲得了整個運(yùn)動過程中產(chǎn)生的振動沖擊。

(a)試驗(yàn)平臺

(b)測點(diǎn)位置圖8 沖擊測試平臺Fig.8 Shock test platform

爆炸沖擊仿真分析和試驗(yàn)結(jié)果對比見圖9，對于同一測點(diǎn)，Z向沖擊比其他兩個方向大，對稱位置的點(diǎn)值基本相同。由于參數(shù)缺失，仿真結(jié)果普遍高于試驗(yàn)結(jié)果。通過采取結(jié)構(gòu)上的降沖擊措施，分離螺母裝置的頻域爆炸分離沖擊從4 540g降低到了1 097g，峰值頻域也發(fā)生了改變，沖擊尤其是高頻沖擊被有效抑制，取得了良好的降沖擊效果，見圖10。

圖9 8 kHz下沖擊數(shù)據(jù)對比Fig.9 Comparison of shock data at 8 kHz

圖10 改進(jìn)前后沖擊測試結(jié)果對比Fig.10 Comparison of impact test results before and after improvement

2 膨脹管-凹槽板分離裝置降沖擊研究

對膨脹管-凹槽板分離裝置沖擊特性開展研究，建立了計算模型，模型上的沖擊測點(diǎn)位置見圖11。連接到標(biāo)準(zhǔn)的線性測試平臺后[16]，沖擊測試平臺的測點(diǎn)分布位置見圖12。計算所用到的主要材料參數(shù)見表2、表3。

圖11 膨脹管分離裝置沖擊計算模型Fig.11 Shock calculation model of Super ZIP

圖12 測點(diǎn)分布圖Fig.12 Distribution map of measuring points

表2 炸藥RDX的JWL狀態(tài)方程參數(shù)Tab.2 Parameters of JWL equation of state for explosive RDX

表3 扁平管材料參數(shù)Tab.3 Flat tube material parameters

仿真計算和試驗(yàn)對比結(jié)果見圖13。仿真分析結(jié)果普遍大于試驗(yàn)測試結(jié)果。經(jīng)分析，由于仿真分析選取的為節(jié)點(diǎn)加速度，真實(shí)試驗(yàn)測試為測點(diǎn)區(qū)域的均值，無法測試到具體某點(diǎn)的加速度。因此，仿真分析的結(jié)果大部分大于試驗(yàn)結(jié)果，但在量級和趨勢上相近，仿真結(jié)果對于定性分析是可信的。

圖13 測試和仿真結(jié)果對比Fig.13 Comparison of test and simulation results

通過仿真分析，辨識雙凹槽板-膨脹管分離裝置在解鎖過程中涉及的沖擊源，包括火工品爆炸及凹槽板斷裂、扁平管與分離板以及上下端框之間的碰撞等環(huán)節(jié)[17]。

1)扁平管膨脹撞擊端框過程。起爆后扁平管膨脹，以一定速度撞擊分離端框，提取扁平管上沿速度，如圖14所示。從圖中可以看出扁平管撞擊的速度達(dá)到200 m/s，這個高速撞擊會向端框中傳入一個沖擊波，這是膨脹管分離的一個重要沖擊源。

圖14 撞擊過程及速度Fig.14 Impact process and velocity

圖15 分離端框軸向應(yīng)力云圖Fig.15 Axial stress nephogram of separation end frame

圖16 分離端框軸向應(yīng)力Fig.16 Axial stress of separation end frame

為了進(jìn)一步研究上述兩部分沖擊源的占比，建立了兩種拉偏模型，如圖17所示。其中(a)圖僅考慮凹槽板斷裂的沖擊影響，(b)圖僅考慮扁平管碰撞端框的影響，分析結(jié)果見表4。凹槽板的振動對整個分離過程的沖擊貢獻(xiàn)約為39%，扁平管碰撞端框?qū)φ麄€分離過程的沖擊貢獻(xiàn)約為61%。

(a)僅考慮凹槽板斷裂

(b)僅考慮扁平管碰撞圖17 沖擊源占比分析模型Fig.17 Analysis model of shock source proportion

表4 分析結(jié)果Tab.4 Analysis results

為了進(jìn)一步研究膨脹管-凹槽板分離裝置降沖擊措施，按照增加減沖擊框、增加隔振板、在扁平管與上下端框之間增加隔振結(jié)構(gòu)3種措施進(jìn)行仿真分析，見圖18，并和無任何降沖措施的狀態(tài)進(jìn)行對比，見圖19?？芍黾訙p沖擊框、在扁平管與上下端框之間隔振具有較好的降沖擊效果。

(a)加減沖擊框狀態(tài)

(b)加隔振板狀態(tài)

(c)在扁平管與上下端框之間隔振結(jié)構(gòu)(長城式改進(jìn)結(jié)構(gòu))圖18 結(jié)構(gòu)降沖擊措施Fig.18 Structural shock reduction measures

圖19 8 kHz內(nèi)譜沖擊仿真結(jié)果對比Fig.19 Comparison of shock simulation results at 8 kHz

進(jìn)一步提取增加減沖擊框和長城式分離結(jié)構(gòu)的沖擊譜曲線,將其進(jìn)行對比,見圖20，在不同測點(diǎn)的Y向，均有一定的降沖擊效果。

(a)6-Y

(b)7-Y

(c)8-Y

(d)9-Y圖20 加速度曲線對比Fig.20 Acceleration curve comparison

3 結(jié)論

本文以典型的分離螺母點(diǎn)式分離裝置和膨脹管-凹槽板線式分離裝置為例，開展了沖擊激勵源的全面分析，并利用仿真預(yù)示和試驗(yàn)的方法，獲得了兩種典型分離裝置的降沖擊途徑和效果，可以得到以下結(jié)論和建議：

1)針對分離螺母裝置，沖擊源主要是從火工品工作、預(yù)緊力釋放、機(jī)構(gòu)碰撞3方面產(chǎn)生。通過對現(xiàn)有分離螺母裝置采取進(jìn)氣通道改進(jìn)，能進(jìn)一步降低火工品工作沖擊；通過對內(nèi)部撞擊吸能結(jié)構(gòu)和連接螺栓進(jìn)行優(yōu)化，能夠進(jìn)一步降低機(jī)構(gòu)碰撞產(chǎn)生的沖擊。通過上述措施，在保證預(yù)緊力不變的前提下，分離沖擊綜合降低了75%以上。

2)通過對膨脹管-凹槽板分離裝置的降沖擊技術(shù)進(jìn)行了研究，獲得了雙面凹槽板-膨脹管分離裝置的主要沖擊源是扁平管對分離端框的碰撞(61%)和分離板斷裂過程中的預(yù)緊力釋放及分離板的振動(39%)產(chǎn)生，增加減振框和在扁平管與上下端框之間采取隔振措施能起到一定的降沖擊效果。