基于納米吸能流體的火工點式分離裝置緩沖技術研究

董龍雷，韓 祎，官 威，嚴 健, 胡振興, 張 希, 孫海亮

(1.西安交通大學航天航空學院，西安 710049; 2.北京宇航系統工程研究所，北京 100076)

0 引言

火工裝置工作時會產生很大的沖擊載荷，沖擊環境是航天器經歷的最惡劣的力學環境之一。這種沖擊載荷雖然作用時間短暫，但因其產生的能量巨大，對航天器結構所產生的破壞作用不容忽視。NASA統計分析1963—1985年間發射的航天器所有故障中，有88次可能與火工沖擊或者振動有關的故障，其中63次是火工沖擊直接或者間接引起[1]。火工沖擊環境同樣對運載火箭造成嚴重災難，美國馬歇爾航天中心統計分析發現，1983—1998年間美國本土運載火箭22次事故中5次為分離系統引起[2]。近年來，國內多個航天器遇到嚴重的火工沖擊問題[3-4]。隨著我國北斗導航衛星系統、長期駐留空間站和深空探測等航天工程的發展，開展火工裝置的降沖擊防護技術研究具有重要工程價值。

目前國內外火工沖擊防護方案主要從改進沖擊源與優化能量傳遞途徑兩方面進行，多為被動式設計：1)優化設計火工分離裝置，減小沖擊源[5]；2)載荷傳遞路徑中安裝載荷隔離和載荷緩沖裝置[6]；3)加強航天器沖擊敏感儀器抗火工沖擊環境設計[7]。但從整體的抗沖擊效果來看，傳統的防護措施抗沖擊效果有限，面對大推力火箭上火工裝置的強沖擊環境問題存在很大的挑戰。

納米多孔材料具有非常大的比表面積，利用納米多孔材料界面吸收能量，能夠實現較高的吸能密度[8-9]。近年來，越來越多的學者研究納米多孔材料，Chen等[10]首先提出了納米吸能流體防護的概念，并通過準靜態壓潰實驗驗證了其能夠提升管件的吸能密度。Liu等[11]進行了納米流體的建模研究，利用有限元模擬的方法研究了納米吸能流體填充到一種鎳制微桁架結構中的效果，也得到了其能夠提高承載能力與吸能密度的結論。孫岳霖[12]對車用納米吸能流體系統的能量耗散機理進行了研究。此外，相關研究[13]表明相比于準靜態實驗結果，動態下納米吸能流體的吸能效率能提高將近3倍。總體來說，無論是在準靜態還是動態載荷下，納米吸能流體都比常用吸能材料的吸能效率高1個量級以上，因而當用在抗爆炸沖擊緩沖結構中時，納米流體將會表現出遠超傳統緩沖結構的吸能抗沖擊性能。

綜上所述，納米多孔材料具有高吸能密度以及高吸能效率，可作為緩沖結構用于火工分離裝置等會產生高速沖擊的結構。然而，現階段對于納米吸能流體防護結構的研究多集中在準靜態和低速加載試驗研究，對于納米吸能流體防護結構在中高速沖擊下的吸能機理和動力學行為還缺乏系統研究。本文針對火工點式分離裝置特點，開展了火工點式分離裝置納米吸能流體沖擊載荷緩沖技術研究。

1 納米流體吸能原理研究

本節分析納米流體在被壓縮時的運動規律與吸能原理，為納米吸能裝置的研發提供理論基礎。圖1為納米吸能流體工作裝置簡圖。由于液體不會潤濕碳納米孔材料，當活塞開始壓縮時，液體不會侵入納米孔。活塞繼續壓縮，隨著外加壓力P持續增大，固液界面毛細血管力被克服，液體材料滲入納米孔，體系體積減少，機械能轉換為固-液界面能。

圖1 納米流體工作裝置簡圖Fig.1 Schematic diagram of nanofluid working device

當受限流體的尺寸接近納米級別的標度尺寸時，在宏觀流體中被忽略的部分特性變得至關重要。當納米流體在固體表面流動時，會出現滑移現象，可通過滑移長度來表征這一現象。如式(1)所示[14]

(1)

式中，?P/?z為沿納米流體流動方向的壓強梯度，μ為納米流體的流動速度，D為受限納米流體的直徑，Ls為滑移長度。通過分析可以看出納米受限流體的尺寸對流體黏度以及流速有顯著影響，而黏度與滑移長度之間同樣存在較為復雜的關系。因此，通過參數模型的求解建立納米受限流體的滲透壓以及運動方程存在困難。本文引用修正的Laplace-Young方程來描述受限流體的滲透壓和輸運過程，這個方程的參數可以直接從分子動力學(Molecular Dynamics，MD)模擬文件中提取。此模型可精確表征流體進入納米孔道的能量變化過程以及流動過程中的阻力。式(2)所示為流體進入納米孔道中所需的驅動壓強。

(2)

式中，Pin=4Δγ/D為經典的毛細阻尼項，Δγ為固液界面張力，ΔP=4ηL/D為輸運阻力，L為滲入液體柱的長度，η為橫向單位面積的阻力。

其工作原理為：當壓強作用于納米流體時，首先壓縮液體做功，外力機械功轉換為液-固兩相間的表面張力和摩擦力；繼續壓縮壓力增大，越過臨界壓力之后，液體將突破毛細阻力進入納米孔道中，機械能轉化成固-液界面能。

圖2 納米流體吸收能量示意圖Fig.2 Schematic diagram of nanofluid absorbing energy

圖2為納米流體的典型壓強-體積變化曲線，該圖反映了一個典型的液體滲入滲出納米孔道的吸能原理。在壓縮初期由于壓強較低，壓強-體積變化曲線近似為一條直線，這是因為在液體滲入孔道之前，主要是混合液體本身的壓縮；當外界壓強上升到滲入壓強Pin時，液體分子克服毛細阻力進入納米孔道中，固-液界面能不斷增加；液體分子逐漸將孔道容積充滿，此時壓力對混合液進行壓縮，與第一階段相似，壓強-體積變化曲線近似一條直線快速上升；卸載開始后，整個系統的壓強又回到初始狀態。整個壓縮-卸載過程，會形成一個滯環曲線，而其包圍的面積即為系統吸收的能量。根據實驗發現，整個系統吸收的能量能達到100 J/g甚至更高，遠遠大于傳統的吸能材料，如泡沫材料在0.1～3 J/g，形狀記憶合金在0.3～20 J/g。

2 納米吸能流體緩沖結構設計及仿真分析

納米流體適合用作吸能材料，且能量吸收效果在很大范圍內可調。但是單純的納米流體不適合作為吸能結構件，需要將納米流體填充到特定的結構中。因此，本節設計了帶緩沖機構的活塞裝置，并進行有限元仿真驗證。開展了填充不同臨界壓強納米吸能流體的活塞緩沖裝置的準靜態壓縮特性和能量吸收特性研究。

2.1 有緩沖結構的活塞裝置設計

根據實際火工點式分離裝置的尺寸要求，設計了活塞裝置。活塞設計尺寸參數如圖3所示，分為活塞壓頭和缸筒兩部分。

(a) 活塞壓頭

(b) 缸筒圖3 活塞結構尺寸模型Fig.3 Piston structure size

根據圖3所示的尺寸模型建立了活塞的CATIA模型，如圖4所示，分為全剖視圖和全局視圖兩部分。

(a) 全剖視圖

(b)全局視圖圖4 活塞CATIA模型Fig.4 CATIA model of piston

2.2 有限元模型的建立

2.2.1 模型導入及調整

將上述CATIA所建模型導入Abaqus軟件，增加所填充流體的部件并進行裝配，有限元模型如圖5所示。

圖5 活塞有限元模型Fig.5 Finite element model of piston

2.2.2 參數設置及網格化分

納米流體的主要力學特征為可壓縮性(大變形)和液態性(體積響應)，其背后的微觀機理對納米吸能結構的宏觀力學響應無顯著影響，因此可利用有限元的方法進行模擬。典型的納米流體壓縮行為的宏觀力學表現為3個階段：當外界壓強較低時，納米流體呈現“彈性形變”；達到滲入壓強Pin后，出現滲入平臺，產生“塑性”大變形；當所有納米孔道被液體分子填充完畢后，滲入平臺結束，納米流體剛度顯著上升[11]。

本文設計的緩沖裝置中的活塞壓頭、缸筒均采用普通鋼，定義其材料密度為7.8×103kg/m3，楊氏模量為210 GPa，泊松比為0.3。通過狀態方程(Equation of State, EOS)對納米流體的壓縮行為進行描述。采用線性的Us-Up Hugoniot形式描述液體的彈性變形，并引入EOS壓實方程來描述納米流體滲透過程的非彈性體積變形。作用在納米流體材料上的壓強與密度關系[15]

(3)

為了描述滲透壓實效應，引入P-α EOS壓實方程

(4)

式中，PT為多孔介質承受的壓強，α=ρ/ρs，ρs為多孔介質的質量密度，孔隙率φ為多孔介質的孔容積VP與總容積V之比，即φ=VP/V，因此α=1/(1-φ)。

載荷及邊界條件設置如下：將下平面的6個自由度完全約束住，給定上表面緩慢勻速增加的位移量。此外，在接觸設置上選擇罰函數解法，并定義摩擦系數為0.1。納米流體網格劃分中，采用降階積分的八節點三維實體單元(C3D8R)。利用Abaqus/Explicit進行分析，并設置軟件輸出所選取單元的位移及其反作用力，由此計算出壓強，來反映納米流體壓縮和吸能特性。

2.2.3 準靜態壓縮仿真分析

定義液體開始滲入納米孔道所需壓強為5.8 MPa，所有孔隙均壓實所需壓強為6.2 MPa。理論上，準靜態條件下壓縮填充該納米流體的活塞結構，得到的活塞上表面結點的壓強位移曲線在壓強為5.8～6.2 MPa時應有一個斜率遠小于5.8 MPa前的“平臺”。其他參數設置如上。

圖6為臨界壓強6 MPa的納米吸能流體結構在準靜態加載下的壓強-位移曲線。由圖6可以看出，在加載初始階段，壓強與位移基本呈線性關系，此時納米流體發生彈性變形。曲線在壓強為6 MPa附近有一個明顯的平臺，此時納米流體中的基礎液體在外壓作用下滲入納米多孔材料的孔道，這一結果與2.2.2節中的理論預期相符，而平臺起始壓強即為該納米流體的臨界壓強Pin。平臺結束后曲線繼續快速上升，此時理論上所有納米孔道均已被液體充滿。卸載時，曲線以近似加載初始階段的斜率下降，最終曲線與坐標軸圍成了一個封閉的圖形，該圖形的面積即為準靜態加載-卸載過程中納米流體緩沖機構所吸收的能量。

圖6 準靜態加載下的壓強-位移曲線Fig.6 Pressure-displacement curve under quasi-static loading

參照前述仿真，建立了3個不同臨界壓強下的有限元模型，分析不同臨界壓強下的納米流體吸能特性。不同臨界壓下的滲透壓強和孔隙壓實所需壓強的參數設置如表1所示。圖7為納米流體在不同臨界壓強下的準靜態加載的壓強-位移曲線。由圖7中可以看出，準靜態條件下，填充不同臨界壓強納米流體的模型在彈性變形階段壓強-位移曲線幾乎完全重合，相同尺寸模型的曲線平臺長度基本相同，但臨界壓強大的模型曲線平臺顯然更高。相同準靜態條件下，臨界壓強更大者吸收的能量更多。

表1 納米流體的不同臨界壓強及滲透壓參數設置

圖7 納米流體在不同臨界壓強下的準靜態 加載的壓強-位移曲線Fig.7 Pressure displacement of nanofluids under quasi-static loading at different critical pressures

3 納米流體防護抗沖擊試驗

上文主要對納米流體系統的滲入滲出機制以及吸能特性開展了機理性研究和仿真分析。本節著重對其工程應用進行探索，將納米吸能流體作為傳統吸能結構的填充材料，研究其整體的力學特性，從準靜態試驗和落錘沖擊試驗兩方面入手。

3.1 準靜態加載試驗

3.1.1準靜態試驗方法

圖8 MTS-880試驗機(局部圖)Fig.8 MTS-880 testing machine (partial view)

基于MTS-880材料試驗機(見圖8)對納米流體填充活塞試件進行準靜態壓縮試驗，以一定的速率進行加載。從試驗機上讀取力與位移數據，用以后續分析。

此外，分析比較了納米流體和蜂窩鋁作為緩沖活塞結構填充材料在準靜態試驗下的吸能效果。3種不同規格和型號的鋁蜂窩芯墊如圖9所示，尺寸如表2所示，其置放順序為型號Ⅰ(下)、型號Ⅱ(中)、型號Ⅲ(上)。納米流體材料如圖10所示。

圖9 不同型號和規格的蜂窩鋁芯墊Fig.9 Honeycomb aluminum core pads of different models and specifications

表2 不同型號蜂窩鋁芯墊尺寸

圖10 納米吸能流體Fig.10 Energy absorbing nanofluid

3.1.2 試驗結果分析

圖11為對活塞緩沖結構(填充鋁蜂窩芯墊)實施位移加載測得的壓縮力-位移曲線，其加載速率設置為10 mm/min。圖12為對活塞緩沖結構(填充納米流體)實施位移加載測得的壓縮力-位移曲線，其中加載速率為1 mm/min。圖13為兩種材料壓縮到相同位移的壓縮力-位移曲線，通過對曲線進行積分，蜂窩材料圍成的面積為0.7710 J，納米流體圍成的面積為63.2 J。因此，在準靜態試驗中，加載到同等位移條件下，納米流體吸能效果更好。由納米流體的密度為1.24～1.3102 g/cm3，納米多孔與基液的質量比為0.6∶10，基于活塞裝置中填充的納米流體質量，可以得出納米流體的吸能密度的6.32 J/g，納米顆粒的吸能密度為112.8 J/g。

值得注意的是，兩種材料在設置加載條件有所區別。蜂窩鋁芯墊的加載屬于一種壓潰試驗，可以壓縮至整個空間，且不可重復使用。納米流體的加載可重復使用，吸能效果會有略微的降低。

圖11 蜂窩壓縮位移控制的力-位移曲線Fig.11 Force-displacement of displacement control under honeycomb compression

圖12 納米流體壓縮位移控制的力-位移曲線Fig.12 Force-displacement of displacement control under nanofluid compression

圖13 加載相同位移下的兩種材料的力-位移曲線Fig.13 Compression force-displacement of two materials under the same displacement

3.2 落錘沖擊試驗

3.2.1 試驗平臺搭建及材料準備

為進一步測試納米吸能流體抗沖擊效果，開展了落錘沖擊試驗。利用XJL-300A型落錘試驗機對納米流體填充活塞進行力學響應測試。該試驗臺為落地式系統，由高度可調的底座平臺(用于放置試驗件)、滑軌、落錘、底部緩沖機構以及數據采集分析系統組成。具體試驗設備如表3所示，試驗平臺如圖14所示。試驗中，依照2.1節設置的活塞尺寸，加工3套，實物如圖15所示。試驗中采用的3種納米吸能流體的臨界壓強分別為5，10，20 MPa，實物如圖16所示。

表3 抗沖擊試驗設備

圖14 落錘沖擊試驗平臺Fig.14 Drop hammer impact test platform

圖15 活塞實物Fig.15 Piston parts

圖16 3種不同配比的納米吸能流體 (從左至右依次為：5，10，20 MPa)Fig.16 Three kinds of nano energy absorbing fluids with different proportions(From left to right: 5, 10, 20 MPa)

3.2.2 落錘沖擊試驗方法

本文設計加工了3套緩沖活塞結構，用于對照比較試驗，一套不添加任何填充材料，一套添加鋁蜂窩芯墊，一套添加納米流體，如圖17所示。此外，為了測試納米流體在不同沖擊速度下的緩沖性能，將落錘分布置于300，1 000，2 000 mm這3個不同高度。基本試驗流程為：將納米流體填充的緩沖活塞結構置于可調的底座平臺，調到基準位置，確保落錘與活塞壓頭頂面正中心接觸；通過軟件設定沖擊速度(落錘下落高度)，點擊開始；系統將提升落錘至設定的高度，并沿滑軌進行自由落體，直至與試件接觸完成沖擊；LMS數據采集系統將記錄整個沖擊過程的沖擊力和加速度信號，以供后續分析。

3.2.3 試驗結果分析

通過落錘試驗測量的沖擊力及加速度如圖18和19所示，此處以活塞緩沖結構填充蜂窩(FW)、納米流體(5 MPa)、未填充任何材料(KZ)在高度為300 mm下測量的沖擊力和加速度為例。

(a) 未填充材料(空載)

(b) 填充蜂窩鋁芯墊

(c) 填充納米吸能流體

(a) 空載(KZ)

(b)蜂窩鋁芯墊

(c)納米流體(5 MPa)圖18 活塞填充不同材料在高度為300 mm下測量的沖擊力對比Fig.18 Comparison of measured impact force for piston filled with different materials at height of 300 mm

(a)空載(KZ)

(b)蜂窩鋁芯墊

(c)納米流體(5 MPa)圖19 活塞填充不同材料在高度為300 mm下 測量的沖擊加速度對比Fig.19 Comparison of measured impact acceleration for piston filled with different materials at height of 300 mm

在活塞緩沖結構中填充不同材料，以及在不同沖擊速度(沖擊高度)下測試的沖擊力和沖擊加速度如表4所示。圖20～21為緩沖結構填充不同材料在不同沖擊速度下的沖擊力和加速度比較。圖22～23為填充不同納米流體在不同沖擊速度下的沖擊力和加速度比較。

表4 不同填充材料及不同沖擊速度(沖擊高度)下的試驗結果

圖20 同一緩沖結構填充不同材料在不同沖擊速度 (沖擊高度)下的沖擊力比較Fig.20 Comparison of impact forces for the same buffer structure filled with different materials at different impact speeds(impact heights)

圖21 同一緩沖結構填充不同材料在不同沖擊速度 (沖擊高度)下的沖擊加速度比較Fig.21 Comparison of impact acceleration for the same buffer structure filled with different materials at different impact speeds(impact heights)

圖22 同一緩沖結構填充不同納米流體在不同沖擊速度 (沖擊高度)下的沖擊力比較Fig.22 Comparison of impact forces for the same buffer structure filled with different nanofluids at different impact speeds (impact heights)

圖23 同一緩沖結構填充不同納米流體在不同沖擊速度 (沖擊高度)下的沖擊加速度比較Fig.23 Comparison of impact acceleration for the same buffer structure filled with different nanofluids at different impact speeds (impact heights)

由圖20～21可以看出，在低速沖擊下，相比于空載情況，填充鋁蜂窩芯墊的緩沖效果要優于填充納米流體的情況。當提高沖擊速度后，填充納米流體的緩沖效果要優于鋁蜂窩芯墊，且臨界壓強越大，緩沖吸能效果越好，其中沖擊力峰值最大降低59.2%，沖擊加速度最大降低63.4%。由圖22～23可以看出，納米流體臨界壓強在5 MPa至20 MPa的范圍內時，沖擊力和加速度均表現一定的先上升后下降趨勢，這與納米流體的黏度以及結構設計有一定的關系，其中10 MPa下的納米流體黏度較大，會對緩沖效果產生影響。

4 結論

本文針對火工點式分離裝置工作時的強沖擊載荷特性，發展了一種基于納米吸能流體防護系統的抗沖擊技術，研究了不同臨界壓強納米流體的吸能特性，設計了納米吸能流體防護活塞結構，建立了納米吸能流體防護系統抗沖擊原理試驗裝置，為強沖擊環境下的防護提供了基礎。通過有限元仿真揭示了納米吸能流體的滲入滲出機制以及吸能原理，并通過準靜態試驗進行了驗證。仿真表明相同裝置下，施以相同的外界壓力條件，臨界壓強大的模型曲線吸能平臺越高，吸能能力也更好。在此基礎上，為了探究納米吸能流體防護系統的抗沖擊特性，進行了落錘沖擊試驗。落錘沖擊試驗結果表明，在相同的體積空間下，相比于傳統的蜂窩鋁材料，納米流體在高速、重載、高沖擊能量的情況下具有更好的抗沖擊吸能效果，且可重復使用。納米流體吸能密度高達122.8 J/g，沖擊力峰值較空載條件下降了59.2%，沖擊加速度峰值下降了63.4%。