削弱槽位置對膨脹管分離裝置沖擊特性的影響

馮麗娜，李 東，田建東，孫 璟，吳晗玲

（1. 北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京，100076；2. 中國運載火箭技術研究院，北京，100076）

0 引 言

分離裝置是航天運載器上極其關鍵的部位，其能否可靠工作關系到整個發(fā)射任務的成敗[1,2]。膨脹管分離裝置是航天運載器上常用的無污染線式火工分離裝置，其在工作時，不是將導爆索的爆炸能量直接作用于分離連接件上，而是通過填充物作用于扁平管，使其膨脹做功給分離板加載，從而達到拉斷或剪斷分離板以實現解鎖分離的目的。整個作用系統(tǒng)爆炸產物始終密封于扁平管內，既有線式分離裝置連接強度高、界面剛度連續(xù)的優(yōu)點，又避免了柔性導爆索等線式分離裝置有污染、會產生極高的分離沖擊等缺點。然而，膨脹管分離裝置仍然是一種工作沖擊量級較大的產品，該特性也大大限制了其應用范圍，特別是一些臨近上面級的部分，儀器設備集成度高，采取降沖擊措施的代價較大。因此，為了擴展其應用范圍，有必要對膨脹管分離裝置開展系統(tǒng)的降沖擊改進設計。

膨脹管分離裝置最早由美國洛克希德公司研發(fā)，經過多年的研究和改進，已形成了包括 Super Zip、Super-Sep、非斷裂式的膨脹管分離裝置及冗余的膨脹管分離裝置等多種構型[3～10]。其中，NASA的報告中，曾采用試驗的方法研究膨脹管分離裝置的最佳參數組合，建議分離板選擇硬度高的材料[11,12]。Kevin等人對削弱槽在分離板端部的分離裝置的靜承載能力、應力水平、分離功能等進行了仿真計算，并進行了試驗驗證[13]。然而文獻中缺少關于該種類型膨脹管分離裝置的詳細理論分析及其與削弱槽在分離板中間的傳統(tǒng)膨脹管分離裝置產生的沖擊對比。

在近十幾年內，膨脹管分離裝置在中國也得到了廣泛應用，如用于要求高承載、無污染的分離結構部位。中國對膨脹管分離裝置中的分離板也進行過相關的研究，包括分離裝置的有限元分析、參數優(yōu)化[14,15]、試驗研究及參數敏感性分析[16]。在沖擊環(huán)境的研究方面，馬治國等人通過有限元分析的方式對膨脹管分離裝置沖擊的主要來源進行了分析，結果表明，沖擊主要來源于扁平管對分離端框的撞擊及分離板斷裂時因應力釋放引起的分離板振動，分析得到兩種沖擊源對結構沖擊貢獻分別為55%和45%[17]，其研究方法對本文具有很大的借鑒意義。

為了對膨脹管分離裝置進行降沖擊設計，本文分別從能量分配和受力角度分析了削弱槽位置改變對其產生沖擊的影響。根據理論分析和工程實際設計了具有新型分離板的分離裝置，對改進前后的結構進行有限元仿真，應用沖擊響應譜對改進前后的結構進行了沖擊評價，并從能量和應力角度對結構進行了分析。

1 理論分析

1.1 能量分配分析

膨脹管分離裝置作用過程是炸藥高能量分配和傳遞的過程，本文將膨脹管分離裝置分離過程中的能量分配分成3個階段：a）炸藥爆炸，總能量釋放，傳遞能量給填充物，通過填充物作用于扁平管，使其獲得初動能；b）扁平管膨脹變形，擠壓分離板，使分離板發(fā)生較大的變形，致最終斷裂，該過程中的能量包括分離板因大變形產生的變形能，分離板斷裂形成新表面的表面能，分離板在斷裂后擺動的動能，連接框能量（包括振動的動能及應力波在內部傳播的內能），扁平管變形能及剩余動能；c）殘余動能、結構變形能和內能等的相互轉化及耗散。膨脹管分離裝置的典型結構形式及能量的主要分配、傳遞過程如圖1所示。

圖1中，連接框能量可繼續(xù)向上部結構傳遞，形成惡劣沖擊環(huán)境，尤其需要控制。在總能量一定的條件下，需將炸藥的爆轟能量在上、下兩分離體間合理分配。改進方法包括阻斷能量之間的傳遞或改變能量傳播方向。連接框的能量主要來自于扁平管膨脹時對其的撞擊、分離板斷裂時變形能的迅速釋放以及分離板擺動的動能。可見，分離板對該部分能量的影響很大，若將削弱槽從分離板與扁平管相互作用的中間部位移至該作用區(qū)域的端部，在分離板斷裂后，擺動的分離板隨下分離體被拋開，可完全切斷分離板擺動動能對上連接框能量的輸入，進而減少向上部結構的能量傳遞。

圖1 膨脹管分離裝置的典型結構形式及分離過程中的能量分配Fig.1 Typical Structure of Expanding Tube Separation Device and Energy Distribution During Separation

1.2 分離板受力分析

膨脹管分離裝置的分離過程是靠分離板的變形斷裂實現連接體的解鎖與分離，因此，需對其斷裂模式進行細致的研究。在斷裂力學中，一般把斷裂分為3種模式：裂紋在拉應力作用下的張開型斷裂、裂紋在剪切力作用下的面內剪切型斷裂和面外剪切型斷裂。其具體受載及變形形式如圖2所示。

文學軍等通過霍普金森拉桿試驗研究了U型槽試件在I/II復合型動態(tài)斷裂時的沖擊特性，結果表明，試件發(fā)生純II型斷裂時的應力極值明顯小于試件發(fā)生純I型斷裂時的應力極值[19]。因此，若將分離板的斷裂模式設計為II型斷裂則可有效降低裝置產生的沖擊。

圖2 3種斷裂模式示意[18]Fig.2 Diagram of Three Fracture Modes

對膨脹管分離裝置的分離板部件進行受力分析，將分離板（如圖1a中的分離板）提取出來，簡化為兩端固支的金屬梁，扁平管在實際膨脹過程中，對分離板的作用力為中間大兩端小的分布載荷，本文分析2種極端加載情況：均布載荷和集中載荷作用。在2種加載方式下，分離板梁模型的剪力及彎矩如圖 3所示。

圖3 分離板簡化模型在不同載荷作用下的受力分析Fig.3 Force Analysis of Simplified Model of Separation Plate under Different Loads

續(xù)圖3

在均布載荷作用下，分離板中間處剪力為零，只受彎矩作用。因此，對于削弱槽在分離板與扁平管相互作用區(qū)域的中間部位的常規(guī)分離板，其在均布載荷作用下的破壞形式為彎矩作用下發(fā)生拉伸破壞，即I型斷裂。若分離板承受集中載荷作用，其在中間處拉應力和剪應力都最大，為I/II復合型斷裂。分離板在實際過程中的受載形式介于均布載荷和集中載荷之間，為確定其主要失效模式，將斷裂后的分離板斷口置于掃描電鏡下進行微觀形貌觀察，如圖4所示。斷裂源區(qū)位于削弱槽根部，整個斷面均呈正韌窩形貌，表明分離板的斷裂模式為受到拉應力作用而發(fā)生的塑性斷裂，即常規(guī)分離板主要為I型斷裂模式。

分離板實際受載為分布載荷，可認為是均布載荷和集中載荷的組合，從圖3的受力分析可以確定，分離板與扁平管相互作用區(qū)域的端部剪切力最大。當采用削弱槽在端部的設計時，可使分離板發(fā)生II型斷裂。

圖4 傳統(tǒng)分離板斷口形貌特征掃描Fig.4 Scanning Diagram of Fracture Morphology of Traditional Separation Plate

2 有限元仿真

通過理論分析的結果改進分離板的設計，為使分離板發(fā)生穩(wěn)定的剪切破壞，削弱槽兩側剛度應有一定的差異，當分離板削弱槽的上側與連接框設計為一體時，削弱槽兩側剛度差異最大，首先分析該一體化的分離板。同時不改變分離面厚度、藥量等其它參數。使用 HYPERMESH對幾何模型進行網格劃分，再用LS-DYNA流固耦合算法進行仿真計算，其中，炸藥、填充物和空氣設置為歐拉單元，其他結構設置為拉格朗日單元。計算的前600 μs通過設置螺栓的熱變形給其施加預緊力，600 μs時炸藥起爆，計算結束時間為1200 μs。所使用的膨脹管分離裝置各部分結構材料參數及計算方法見文獻[17]，此處不再贅述。分離裝置兩端連接兩個完全相同的端框，端框上設有立方體金屬塊，用來模擬加速度塊，以輸出結構產生的沖擊，評價結構沖擊特性。膨脹管分離裝置有限元模型如圖 5所示。

圖5 膨脹管分離裝置有限元模型Fig.5 Finite Element Model of Expanding Tube Separation Device

改進前后結構具體形式及分離后的變形圖如圖 6所示，為清晰顯示結構變形，不顯示空氣域。其中，剪切式一體分離板下端仍通過螺栓與主體結構連接，在相同藥量的作用下，削弱槽在端部的分離板實現了穩(wěn)定的斷裂和分離。

圖6 膨脹管分離裝置分離前后結構變形Fig.6 Structural Deformation before and after the Separation of Expanding Tube Separation Device

然而，這種分離板和連接框一體化的結構工藝上制備難度較大。因此，考慮將這種一體的分離板設計成兩瓣，工藝上易于制備，同時保證了削弱槽兩側具有一定的剛度差異，有限元結果表明其分離斷裂過程中的變形穩(wěn)定。結構的上部分再通過短的叉形結構與上部結構連接。這種形式的分離板不僅可改變其斷裂模式，且叉形結構引入了界面，可以有效減少沖擊波向結構上部的傳播，進一步實現了降沖擊的目的。該種結構變形前后如圖7所示。

3 結果分析

對原始的膨脹管分離裝置、剪切式一體分離板構成的分離裝置及剪切式分瓣分離板構成的分離裝置進行有限元分析，輸出上端框同一位置處加速度塊的加速度響應，本文給出無量綱加速度a及沖擊響應譜SRS，分別為該加速度塊的加速度及沖擊響應除以3種結構在時間t或頻率f歷程中的最大加速度值。繪制出加速度-時間曲線和沖擊響應譜曲線，如圖8所示。

圖8 3種結構同一位置沖擊結果對比Fig.8 Impact Results of Three Structures

將削弱槽移至分離板端部，可有效降低 y方向加速度值。其中，分瓣式分離板構成的分離裝置的加速度值最小。由于分瓣式分離板構成的分離裝置變形穩(wěn)定，降沖擊效果明顯，且工程中易制備使用，下面將重點分析剪切式分瓣分離板構成的分離裝置。

3.1 能量分析

膨脹管分離裝置工作過程中，炸藥能量向結構傳遞與分配，在本文的仿真分析中，結構上下端框的質量相同，通過分析端框獲得的總能量（包括動能和應力波在其中傳播引起的變形能），可以對比改進前后分離裝置總能量向結構上下兩側的分配。原始膨脹管分離裝置上下對稱，上下端框獲得的能量相同，在改進結構（剪切式分瓣分離板構成的分離裝置）中，結構不對稱，炸藥總能量向結構上下兩側分配不同。在有限元結果中輸出原始結構端框總能量和改進結構上下端框的總能量，如圖9所示。

圖9 端框總能量對比Fig.9 Total Energy of End Frames

改進結構的上端框能量最小，而下端框能量最大。原始結構端框的能量和改進結構下端框的能量變化曲線都存在極值點。觀察有限元結果中結構的變形歷程，發(fā)現極值點與分離板擺動的最高點和最低點相對應，由此可見分離板擺動對結構能量分配和傳遞的影響很大。在改進結構中，分離板斷開后，擺動部分被拋掉，其擺動的能量不會向結構上部傳遞。并且將叉形連接結構引入了界面，進一步阻隔能量向上部結構的傳遞。

3.2 應力對比分析

為觀察結構中的受力，選取結構上兩個特征單元，輸出其應力變化曲線，選取的單元位置如圖10所示。

圖10 兩種結構特征單元位置示意Fig.10 Location of Characteristic Elements of Two Structures

y方向是分離結構向結構上部傳遞沖擊的方向，因此，重點分析兩個位置處單元 y方向的應力變化。特征單元應力-時間曲線如圖 11所示。同一位置單元應力變化曲線圖中的橫、縱坐標相同。

圖11 兩種結構特征單元處的y方向應力-時間曲線Fig.11 Stress-time Curve in y-direction at Two CharacteristicElements of the Two Structures

續(xù)圖11

對比圖11中的應力變化曲線，改進結構的單元y方向的應力明顯減少。這與結構的破壞形式相關，改進結構的分離板在剪應力最大的部位發(fā)生破壞，受力主要是 x方向，而原始結構是在彎矩最大處結構受拉應力破壞，在破壞后 y方向的沖擊比較大。在實際應用中，y方向的沖擊主要向上部分（儀器部位）傳遞，尤其需要控制，改進結構有效控制了該部分的沖擊載荷，可改善沖擊環(huán)境。

4 結 論

膨脹管分離裝置的分離板構型對其沖擊特性具有顯著影響。

a）本文首先對膨脹管分離裝置的能量分配和分離板受力進行了理論分析。結果表明：將削弱槽從分離板與扁平管相互作用的中間部位移至該區(qū)域的端部，可切斷分離板擺動動能向上部結構的傳遞并使之可在剪應力最大處發(fā)生II型斷裂模式，進而改變沖擊特性。

b）基于理論分析及工程實際，對膨脹管分離裝置進行了改進設計。采用有限元分析的方法定量分析了削弱槽位置對膨脹管分離裝置沖擊特性的影響。分析結果表明：改進后的設計可使能量更多的向下部結構傳遞，減少上部結構承受的沖擊載荷。這種削弱槽在分離板與扁平管相互作用區(qū)域端部的改進膨脹管分離裝置可有效改善沖擊環(huán)境。