低沖擊剪切式膨脹管分離裝置設(shè)計(jì)與分析

馮麗娜，李 東，田建東，陳 楷

(1.北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076； 2. 中國(guó)運(yùn)載火箭技術(shù)研究院，北京 100076)

0 引言

分離系統(tǒng)是航天運(yùn)載器最關(guān)鍵的分系統(tǒng)之一，其主要功能是在飛行過程中將已經(jīng)完成工作任務(wù)、對(duì)繼續(xù)飛行無用的部分拋掉，以達(dá)到減小飛行器無用質(zhì)量、提高運(yùn)載效率的目的。在一次典型的航天發(fā)射中，存在助推器分離、級(jí)間分離、整流罩分離、有效載荷分離等諸多分離要求[1]?；鸸し蛛x裝置以其比能量大、使用簡(jiǎn)單、作用速度快等優(yōu)勢(shì)被廣泛應(yīng)用于分離部位。由于其以火工品作為能量源，特點(diǎn)是在瞬時(shí)釋放巨大的能量，產(chǎn)生極大的沖擊載荷和振動(dòng)。短時(shí)、高量級(jí)的力和熱環(huán)境給裝置的研究、設(shè)計(jì)和驗(yàn)證工作帶來了很大的難度，同時(shí)也導(dǎo)致裝置在分離過程中產(chǎn)生較為惡劣的沖擊環(huán)境。

結(jié)構(gòu)受動(dòng)載荷作用與僅受到不隨時(shí)間變化的靜態(tài)載荷或準(zhǔn)靜態(tài)載荷時(shí)表現(xiàn)的力學(xué)現(xiàn)象不同，幅值為P0的靜載荷作用于結(jié)構(gòu)或設(shè)備時(shí)，可能遠(yuǎn)不至于對(duì)它造成破壞，但同樣幅值的動(dòng)載荷作用于同一結(jié)構(gòu)或設(shè)備就完全有可能使其破壞，即使不造成結(jié)構(gòu)破壞，由于動(dòng)載荷所引起的結(jié)構(gòu)振動(dòng)也可能會(huì)影響結(jié)構(gòu)的正常工作[2]。因此，對(duì)分離裝置進(jìn)行降沖擊設(shè)計(jì)很有必要。線性分離裝置在航天運(yùn)載器上的應(yīng)用越來越廣泛[3]，膨脹管分離裝置作為線式分離裝置的一種，相對(duì)于其他分離裝置的沖擊較小，因此應(yīng)用前景廣闊。其構(gòu)型豐富，包括Super Zip、Super-sep、非斷裂式的膨脹管分離裝置等[4-14]，其可繼續(xù)優(yōu)化和改進(jìn)的空間較大。在結(jié)構(gòu)承載優(yōu)化方面，國(guó)內(nèi)謝魯[15-16]最早公開了關(guān)于膨脹管分離裝置的研究，對(duì)膨脹管分離裝置進(jìn)行了詳細(xì)的方案設(shè)計(jì)并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，為后續(xù)膨脹管分離裝置的設(shè)計(jì)奠定了基礎(chǔ)。寧波大學(xué)廖浩嵐[17]對(duì)用于膨脹管分離裝置分離板部件的鋁合金進(jìn)行了動(dòng)態(tài)斷裂韌性的研究，對(duì)兩種常用的鋁合金材料進(jìn)行了準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)加載實(shí)驗(yàn)，獲得相應(yīng)材料參數(shù)，為膨脹管分離裝置分設(shè)計(jì)提供參考。北京宇航系統(tǒng)工程研究所孫璟等[18]、宋保永等[19]及胡振興等[20]對(duì)裝置的削弱槽形狀、炸距等結(jié)構(gòu)參數(shù)和敏感性進(jìn)行了研究，為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)打下堅(jiān)實(shí)基礎(chǔ)。在沖擊環(huán)境的研究方面，國(guó)防科技大學(xué)馬治國(guó)等[21]通過有限元分析的方式對(duì)膨脹管分離裝置的沖擊來源進(jìn)行了分析，獲得裝置由于膨脹管對(duì)分離端面的撞擊以及分離板斷裂時(shí)應(yīng)力的釋放引起的分離板振動(dòng)。李康等[22]對(duì)分離板材料參數(shù)對(duì)沖擊特性的影響進(jìn)行了有限元分析。北京宇航系統(tǒng)工程研究所彭飛等[23]對(duì)非斷裂式的膨脹管凹槽板分離裝置進(jìn)行了研究，得到了使得裝置可靠承壓的嚙合齒臨界角，并仿真驗(yàn)證了裝置能降低分離過程中產(chǎn)生的沖擊值。馮麗娜等[24]研究了削弱槽位置對(duì)膨脹管分離裝置沖擊特性的影響，當(dāng)削弱槽位于分離板正中間時(shí)，其斷裂模式以拉伸斷裂為主，該類分離裝置稱為拉伸型膨脹管分離裝置；當(dāng)削弱槽位于分離板與扁平管接觸區(qū)域的端部時(shí)，分離板以剪切斷裂破壞為主，該類分離裝置稱為剪切式膨脹管分離裝置，研究結(jié)果表明剪切式膨脹管凹槽板分離裝置分離過程中產(chǎn)生的沖擊極值較低。以上研究均表明分離板的斷裂對(duì)裝置的沖擊影響很重要，為本文的研究基礎(chǔ)。

本文結(jié)合實(shí)驗(yàn)結(jié)果、數(shù)值模擬和工程實(shí)際要求，對(duì)低沖擊剪切式膨脹管凹槽板分離裝置展開詳細(xì)設(shè)計(jì)，使得裝置在分離可靠性最大的同時(shí)沖擊極值最低。獲得優(yōu)化的低沖擊剪切式膨脹管分離裝置，在分離裕度相同的前提下，新型剪切式膨脹管分離裝置沖擊極值降低了64.4%。

1 傳統(tǒng)拉伸型膨脹管凹槽板分離裝置分析

首先對(duì)傳統(tǒng)拉伸型膨脹管凹槽板分離裝置進(jìn)行數(shù)值模擬?；鸺蠈?duì)沖擊較為敏感的部位多為慣性器件及有效載荷上的精密儀器安裝處。其中有效載荷位于分離裝置的上面，因此在分離裝置的研制實(shí)驗(yàn)階段，一般用一個(gè)較長(zhǎng)的鋁板將分離裝置懸掛，模擬實(shí)際飛行過程中分離裝置的邊界，在分離裝置與連接板的界面處安裝加速度計(jì)測(cè)量沖擊環(huán)境。本節(jié)中的數(shù)值模擬模型與實(shí)驗(yàn)條件相同，分離裝置上端面與2 m邊界板通過螺栓連接，其他部位為自由邊界條件，整體模型如圖1所示。結(jié)構(gòu)局部模型如圖2所示。整體模型包括Euler網(wǎng)格和Lagrange網(wǎng)格兩部分，鉛皮炸藥索、填充物和空氣為Euler網(wǎng)格，結(jié)構(gòu)件為L(zhǎng)agrange網(wǎng)格。其中，Euler網(wǎng)格的尺寸為0.17～1.03 mm，共506 880個(gè)網(wǎng)格；Lagrange網(wǎng)格尺寸為0.13～4.56 mm，共233 286個(gè)網(wǎng)格，均為八節(jié)點(diǎn)六面體網(wǎng)格。數(shù)值模擬中的材料參數(shù)引自文獻(xiàn)[21]。

圖1 分離裝置數(shù)值模擬整體模型Fig.1 The whole numerical simulation model of the separating device

(a) Lagrange 網(wǎng)格

(b) Euler 網(wǎng)格圖2 分離裝置數(shù)值模擬局部模型示意圖Fig.2 Local numerical simulation model of the separating device

數(shù)值模擬得到分離裝置變形和分離的全過程，如圖3所示。

圖3 不同時(shí)刻膨脹管分離裝置變形圖Fig.3 The deformation figures of the expanding tube separation device at different time

對(duì)該分離裝置進(jìn)行分離實(shí)驗(yàn)，在裝置與連接板相接的界面處設(shè)置4個(gè)加速度計(jì)測(cè)量沖擊，并在實(shí)驗(yàn)后測(cè)量分離板斷開后在削弱槽處的張開距離。分離裝置作用過程中，扁平管更靠近下連接框，與下連接框連接的分離板張開距離較大。數(shù)值模擬獲得的與上、下連接框連接的分離板張開距離分別為27.70,30.05 mm，與之對(duì)應(yīng)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果分別為29.64,30.40 mm。數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果誤差較小，實(shí)驗(yàn)中分離板在斷開后，分離板斷口處產(chǎn)生毛刺，導(dǎo)致用卡尺測(cè)得的間距結(jié)果稍大，而且實(shí)際材料性能等方面會(huì)有一些散差，因此實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果有一定差異且略高于模擬結(jié)果。對(duì)比連接框上與分離裝置界面處加速度計(jì)的沖擊數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)結(jié)果，以實(shí)驗(yàn)結(jié)果的最大值作為對(duì)比進(jìn)行量綱為1化處理，后續(xù)沖擊結(jié)果均按該方法進(jìn)行處理，不再贅述，對(duì)比結(jié)果如圖4所示。

圖4 沖擊數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.4 Shock result comparison between experiment and simulation

實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)應(yīng)得較好,驗(yàn)證了數(shù)值模擬的有效性。

2 剪切式膨脹管凹槽板分離裝置設(shè)計(jì)

本文對(duì)剪切式膨脹管分離裝置進(jìn)行詳細(xì)的設(shè)計(jì)。為使分離板在端部盡可能發(fā)生純剪切斷裂，需將削弱槽的上端加固，保證端部的固定?？蓪⒎蛛x板與連接框設(shè)計(jì)為一體。此外，由于削弱槽在中間的分離裝置在分離板斷裂后有4瓣分離板通過向上擺動(dòng)吸收剩余的動(dòng)能，而剪切式膨脹管分離裝置的分離板，分離后僅靠?jī)砂攴蛛x板吸收剩余的動(dòng)能，若其根部(分離板下端通過螺栓與連接框相接處)彎折過大，應(yīng)變超過其破壞應(yīng)變，有可能使分離板在非削弱槽處發(fā)生斷裂，產(chǎn)生多余物，工程設(shè)計(jì)中不允許該情況出現(xiàn)。理論分析可知，分離板斷裂后，在剩余動(dòng)能的作用下向上擺動(dòng)，在擺動(dòng)至最高點(diǎn)時(shí)動(dòng)能為零，此時(shí)分離板根部以塑性鉸的變形累積了最多的塑性變形能。設(shè)傳統(tǒng)分離板擺動(dòng)到最高點(diǎn)時(shí)與垂直方向的角度為φ，傳統(tǒng)分離板下端與螺栓連接處的厚度為t，4瓣分離板的總變形能如式(1)所示

(1)

(2)

圖5 一體剪切式分離裝置Fig.5 Integral shearing type separating device

輸出不同時(shí)刻一體剪切式分離裝置的變形情況，如圖6所示。

圖6 不同時(shí)刻一體剪切式分離裝置變形圖Fig.6 Deformation figures of the integral shearing type separating device at different time

數(shù)值模擬得到的一體剪切式分離裝置沖擊結(jié)果與傳統(tǒng)拉伸型分離裝置沖擊實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖7所示。一體剪切式分離裝置的降沖擊效果明顯，界面相同位置處加速度計(jì)的沖擊極值平均結(jié)果相對(duì)傳統(tǒng)拉伸型分離裝置降低了66.6%，其降沖擊效果明顯。

圖7 一體剪切式分離裝置與傳統(tǒng)拉伸型分離裝置沖擊結(jié)果對(duì)比Fig.7 Shock response results of integral shearing type separating device and original device

3 剪切式膨脹管凹槽板分離裝置優(yōu)化設(shè)計(jì)

分離板和連接框的一體設(shè)計(jì)使其加工難度很大，對(duì)該裝置進(jìn)行了改進(jìn)設(shè)計(jì)，仍然將分離板與連接框相連，但按兩瓣設(shè)計(jì)，上部分用叉形連接框裝配，叉形連接框不僅將兩瓣分離板連接在一起，同時(shí)引入了界面，起到了阻礙沖擊向上傳遞的作用。所設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)如圖8所示。

圖8 分瓣剪切式分離裝置Fig.8 Split shearing type separation plate

對(duì)該分瓣剪切式分離裝置進(jìn)行數(shù)值模擬，輸出不同時(shí)刻一體剪切式分離裝置的變形情況，如圖9所示。分瓣剪切式分離裝置界面處加速度計(jì)得到的沖擊響應(yīng)與一體剪切式分離裝置相同位置處加速度計(jì)獲得的沖擊響應(yīng)數(shù)值模擬結(jié)果接近，對(duì)比沖擊結(jié)果如圖10所示。

圖9 不同時(shí)刻分瓣剪切式分離裝置變形圖Fig.9 Deformation figures of the split shearing type separating device at different time

圖10 兩種剪切式分離裝置沖擊結(jié)果對(duì)比Fig.10 Comparision of shock results of the two shearing type separation devices

兩種結(jié)構(gòu)的沖擊量級(jí)很接近。從變形斷裂角度分析，對(duì)于分瓣剪切式分離裝置，削弱槽端部的固定不如一體式分離裝置好，分離板上端會(huì)有少量的張開，其端部通過變形吸收一部分炸藥索輸出的能量，如圖11所示。但叉形連接框的界面又阻斷了一部分能量的傳遞。一體式分離板的分離裝置保證了削弱槽兩端的剛度差異，可使分離板最大限度發(fā)生剪切斷裂，釋放的應(yīng)變能在橫向耗散。綜合以上兩種因素，兩種結(jié)構(gòu)的降沖擊效果接近。

圖11 分瓣剪切式分離裝置變形過程中分離板有少量的張開Fig.11 Separating plates open slightly during the deformation of the split shearing type separating device

制備了分瓣剪切式分離裝置，通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了分瓣剪切式分離裝置的降沖擊特性。并將斷裂后的分離板斷口置于掃描電鏡下進(jìn)行微觀形貌觀察，如圖12所示，斷面有大量的剪切型韌窩，說明分離板以剪切斷裂為主。

圖12 剪切型分離板斷口形貌特征掃描Fig.12 Scanning diagram of fracture morphology of shearing type separation device

分瓣剪切式分離裝置與傳統(tǒng)拉伸型分離裝置通過實(shí)驗(yàn)測(cè)得的沖擊值的對(duì)比如圖13所示。分離板削弱槽位置改變后，分離裝置的沖擊值得到了有效的降低。在相同界面處，分瓣剪切式分離裝置相對(duì)于傳統(tǒng)拉伸型分離裝置，沖擊極值降低了70.3%。

圖13 分瓣剪切式分離裝置與傳統(tǒng)拉伸型分離裝置的沖擊結(jié)果對(duì)比Fig.13 The shock responses comparation of the split shearing type separation device and original device

本文對(duì)分瓣剪切式分離裝置的作用過程進(jìn)行數(shù)值模擬，獲得其沖擊結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖14所示，進(jìn)一步表明數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。

圖14 分瓣剪切式分離裝置沖擊數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.14 Shock responses of the split shearing type separation from experiment and numerical simulation

在相同的炸藥索藥量下，分瓣剪切式分離裝置實(shí)現(xiàn)了降沖擊，但需進(jìn)一步比較裝置改進(jìn)前后的分離可靠性。采用分離藥量的裕度來對(duì)比可靠性，通過數(shù)值模擬的方式獲得了裝置改進(jìn)前后的臨界分離藥量，即最小分離藥量。結(jié)果表明分瓣剪切式分離裝置的臨界分離藥量大于傳統(tǒng)拉伸型分離裝置。分析該現(xiàn)象的原因，改進(jìn)后的分離板根部彎折處變厚，在分離板斷裂前對(duì)扁平管的約束加強(qiáng)，使其產(chǎn)生大變形需要的力和能量更大，需要提供更多的能量才能使分離板完全斷裂。因此，其臨界分離藥量增大。

通過數(shù)值模擬比較結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后分離板對(duì)扁平管約束情況的變化，輸出分離裝置中間部分的分離板與扁平管短軸方向的接觸力，接觸力對(duì)時(shí)間積分得到?jīng)_量，沖量越大表明分離板對(duì)扁平管的約束作用越強(qiáng)。輸出傳統(tǒng)拉伸型分離裝置和分瓣剪切式分離裝置在相同設(shè)計(jì)藥量的炸藥索作用下，分離板在分離過程中所受沖量的變化曲線，如圖15所示?？梢姺职昙羟惺椒蛛x板破壞所需的沖量大于傳統(tǒng)拉伸型分離裝置，其對(duì)扁平管的約束明顯強(qiáng)于傳統(tǒng)拉伸型分離裝置。

圖15 分瓣剪切式分離裝置與傳統(tǒng)拉伸型分離裝置中分離板與扁平管沖量變化曲線Fig.15 The change curve of impulse between flat tube and separation plate on the split shearing type separation device and original device

為使分離藥量裕度下降的程度減小，在分瓣剪切式分離裝置的基礎(chǔ)上進(jìn)行改進(jìn)：1)將兩分離板夾緊，避免削弱槽以上部分的變形，減少該部分消耗的能量，使能量集中在削弱槽處，使其發(fā)生破壞。數(shù)值模擬中將兩瓣分離板接觸處的節(jié)點(diǎn)綁定，工程中可通過用鋼板夾緊或一體制備的方式實(shí)現(xiàn)；2)減小分離板對(duì)扁平管的約束，將整個(gè)分離板都削薄為與底端彎折部位相同的厚度(仍然大于傳統(tǒng)分離裝置)，削弱槽處分離厚度與原分離裝置相同；3)將炸藥索向上移，使得炸藥索的能量更多地向削弱槽部分傳遞。裝置改進(jìn)過程如圖16所示，每一步改進(jìn)后分離板與扁平管之間的沖量變化曲線如圖17所示。

圖16 剪切式分離裝置的改進(jìn)過程Fig.16 Improvement of the shear type separating device

圖17 分瓣剪切式分離裝置改進(jìn)過程中分離板與扁平管之間沖量的變化曲線Fig.17 The change curve of impulse between flat tube and separation plate in the process of improvement of split shearing type separation device

通過以上改進(jìn)措施獲得了臨界分離藥量減小的新型剪切式膨脹管分離裝置，數(shù)值模擬得到該裝置的臨界分離藥量為傳統(tǒng)拉伸型分離裝置的臨界分離藥量的1.3倍，新型剪切式膨脹管分離裝置的臨界分離藥量仍然大于原結(jié)構(gòu)。當(dāng)改進(jìn)后裝置的使用藥量為傳統(tǒng)拉伸型分離裝置使用藥量的1.3倍時(shí)，兩種裝置的分離裕度相同。在降沖擊方面，該改進(jìn)裝置既保證了分離板最大限度發(fā)生剪切破壞，同時(shí)又有叉形連接框引入的界面，此外，分離板對(duì)扁平管的約束降低后，能量更多地向橫向釋放，都有利于降低沖擊，但炸藥索上移會(huì)加大扁平管對(duì)上部的撞擊。為得到最終的降沖擊效果，計(jì)算改進(jìn)剪切式膨脹管分離裝置在炸藥索線密度為原結(jié)構(gòu)炸藥索線密度1.3倍時(shí)，即在保證分離裕度的前提下比較降沖擊效果，所得結(jié)果如圖18所示。

(a) 縱軸線性坐標(biāo)

新型剪切式膨脹管分離裝置在該分離裕度藥量下10 000 Hz內(nèi)的沖擊響應(yīng)極值量綱為1的結(jié)果為0.193 46，傳統(tǒng)拉伸型分離裝置在該分離裕度藥量下10 000 Hz內(nèi)的沖擊響應(yīng)極值量綱為1的結(jié)果為0.542 79，在分離裕度相同的前提下，新型剪切式膨脹管分離裝置沖擊極值降低了64.4%。盡管使用藥量比傳統(tǒng)拉伸型分離裝置高，但仍然達(dá)到了明顯的降沖擊效果。

4 結(jié)論

膨脹管分離裝置的分離板構(gòu)型對(duì)其分離性能及產(chǎn)生的沖擊影響很大，本文對(duì)剪切式膨脹管分離裝置進(jìn)行詳細(xì)設(shè)計(jì)和優(yōu)化。結(jié)果表明：

1)剪切式膨脹管分離裝置相對(duì)于拉伸型分離裝置沖擊值大大降低；

2)剪切式膨脹管分離裝置相對(duì)于拉伸型膨脹管分離裝置更難分離；

3)優(yōu)化設(shè)計(jì)后的剪切式膨脹管分離裝置在與傳統(tǒng)拉伸型膨脹管分離裝置分離裕度相同的前提下，沖擊極值降低64.4%。