吊帶非正常斷裂的故障分析與優化措施

余鳳華，徐 宏，閤 霞

（航空工業航宇救生裝備有限公司航空防護救生技術航空科技重點實驗室，襄陽441003）

多年來，國內外學者對助推器的回收技術進行了大量研究，國外學者在此領域很早就投入研究。20 世紀中期，美國和歐洲的一些國家對K-1 運載火箭子級回收進行相應的空投試驗[1-2]與“阿里安-5”火箭助推器的回收工作[3]。21 世紀以來，“戰神I-X”運載火箭[4-5]完成了一系列回收系統工作試驗；美國X-38 原型機使用翼傘進行了回收驗證試驗[6]。

國內的相關研究起步較晚，但是近年來，國內學者在該領域的研究逐漸投入大量精力與時間。文獻[7]針對運載火箭助推器的回收系統技術展開討論，并提出關鍵建議。文獻[8-12]對火箭助推器回收系統進行相關的仿真分析研究，2019 年3 月，我國在某衛星發射中心用運載火箭，將其送入太空，成功進入地球同步軌道。其中2#助推器中首次安裝了傘分系統，對助推器落區控制的實施效果進行摸底。傘分系統工作過程中，減速傘下吊帶意外斷裂，致使減速傘提前分離，從而導致傘分系統工作異常。

經分析研究及大量試驗驗證，確定減速傘下吊帶的斷裂原因為非正常位置受力所致。后查閱大量國內外文獻資料發現，對該課題的研究涉及較少，僅在《AIAA Paper-75-1388》[13]中有所提及，且與本文所述的斷裂現象及原因一致。

本文針對特定項目研制中的實際問題進行分析研究，并提出解決措施，旨在引起相關方對吊帶非正常位置受力導致的斷裂問題的關注及重視。

1 減速傘提前分離故障原因分析

傘分系統的工作流程見圖1。

相關信息表明，減速傘未按照預定程序，在工作15 s 時與助推器分離，而是在工作約8 s 時提前分離，從而導致翼傘工作異常，與助推器分離，并未實現對助推器落區的有效控制。

1.1 視頻資料分析

從助推器內部安裝的攝像頭所采集的視頻信息來看：

（1）穩定傘工作段

工作程序正常。

（2）減速傘工作段

工作程序異常。既定工作程序是：頭錐中段分離后，減速傘拉直、啟動火工品工作、5 s 解除第一級收口，10 s 解除第二級收口、張滿，15 s 時減速傘分離，拉走翼傘傘包，拉出翼傘。而視頻資料顯示：頭錐中段分離后，從減速傘的拉直到5 s解除第一級收口這一段工作是正常的，但到約8 s 時，與頭錐下段相連的減速傘下吊帶突然斷裂，減速傘提前分離。

（3）翼傘系統工作段

工作程序異常，既定工作程序是：翼傘系統開包、開包1 s 后翼傘拉直同時固定控制箱爆炸螺栓起爆、翼傘充氣、系統提起、轉子下吊帶拉直受力,翼傘攜帶頭錐下段進入穩態滑翔。由于減速傘提前分離，翼傘提前工作，開傘速度過大導致翼傘開傘力過大，翼傘與頭錐下段連接的轉子下吊帶斷裂，翼傘系統與頭錐下段分離。

1.2 落地現場檢查情況

根據落地現場部分殘骸的照片可確認：

減速傘傘衣、傘繩完好，減速傘下吊帶四合一頂部彎折處（與減速傘繩環下端的U 形環連接處）斷裂，減速傘分離用爆炸螺栓未工作（見圖2）。

圖2 減速傘Fig.2 Brake parachute

1.3 測試數據分析

測試數據的匯總及分析見表1。

表1 測試數據匯總及分析Table 1 Summary and analysis of test data

1.4 綜合分析

本次傘分系統首飛，通過對視頻信息、落地現場照片及測試數據的分析，可知故障現象為：減速傘一分四下吊帶在一級收口解除后發生四合一頂部彎折處斷裂，導致后續的工作時序異常，翼傘系統提前工作，開傘力過大，拉斷了控制箱爆炸螺栓和翼傘與頭錐下段連接的轉子下吊帶，導致翼傘系統與頭錐下段分離，工作失效。

1.5 故障原因分析

采用全面質量管理的“人、機、料、法、環”五大要素法對“減速傘下吊帶四合一頂部彎折處斷裂”這一故障原因進行分析，排除了減速傘下吊帶強度設計不足、減速傘下吊帶材料來源及生產過程不符合質量控制程序、減速傘下吊帶縫合部強度損失，導致吊帶強度降低3 個故障原因，有可能造成減速傘下吊帶斷裂的原因有以下兩個：

（1）減速傘工作段,角速度過大，助推器姿態不穩定，產生的載荷可能大大超過了預期值。

由表1 可知，減速傘下吊帶斷裂時，箭體3 個方向的過載值原始數據為ax=8.24g，ay=-5.06g，az=4.35g，過載值過大，由于測試位置及未濾波等因素的影響，此數據只能僅供參考。另外，與減速傘下吊帶上端連接的U 形環的破壞強度為18 t；與減速傘下吊帶下端單點連接的爆炸螺栓轉接件承載能力為6.5 t，此兩處均未破壞；進一步證明，減速傘下吊帶的斷裂不是由于載荷過大造成的。故該故障原因可以排除。

（2）減速傘工作段，角速度過大，助推器姿態不穩定，導致減速傘吊帶非正常位置受力，使吊帶強度遭到較大破壞。

助推器結構由頭錐、氧化劑箱、箱間段、燃燒劑箱、后過渡段、尾段、尾翼、發動機等部件組成，自身的氣動穩定性不佳，其幾何外形見圖3。

圖3 助推器外形尺寸Fig.3 Size of boster

減速傘工作初始狀態參數的理論值與實際值對比見表2。

從表1 提供的測試數據看，經過穩定傘的穩定調姿及減速作用，助推器的旋轉擺動呈明顯收斂趨勢，但由于助推器幾何外形（見圖3）自身的氣動穩定性不佳，經長時間僅靠穩定傘減速到頭錐中段分離時，仍達不到表2 角速度為零的理論狀態。由表2 可看出，減速傘實際開始工作時，助推器姿態不夠穩定；另外，由于減速傘系統長度較長，環縫型減速傘充氣較慢，因此，從頭錐中段分離穩定傘失效，到減速傘一級收口狀態張滿這段長約2 s 時間內，助推器沒有傘的作用，再加上自身角速度的作用，對系統工作狀態很不利。由表1 可看出，穩定傘分離 時，系 統 的 角 速 度 值 為ωx=-150（°）/s、ωy=-60.68（°）/s、ωz=52（°）/s，而減速傘下吊帶斷裂，減速傘與頭錐下段提前分離時，系統的角速度值 為ωx=-150（°）/s、ωy=-132.9（°）/s、ωz=101.8（°）/s，y 軸和z 軸方向的角速度增加了近一倍，說明在沒有傘作用的2 s 內助推器姿態更不穩定，這對減速傘的工作是十分不利的，容易發生吊帶與承力金工件非正常位置受力的情況，導致吊帶強度大幅降低。

表2 減速傘工作狀態參數Table 2 Parameters of working conditions of brake parachute

美軍在為研究某型降落傘的強度問題而做的空投試驗中，在第6 次投放時，發生了吊帶斷裂問題[13]。損傷分析表明：傘似乎正常開傘充氣。就在傘完全張滿時，吊帶與連接環連接的位置斷裂。故障發生在一具第一次使用的降落傘上。理論分析表明：吊帶理論強度為135 000 磅（600.1 kN）的兩組吊帶通過金屬連接環連接（見圖4），當吊帶處于非正常位置受力時，吊帶的破壞強度降低為44 600 磅（198.3 kN），僅為理論強度的1/3。

減速傘下吊帶與減速傘傘繩環的連接也是通過U 形環轉接的（見圖5），其受力狀態與文獻中所述狀態非常相似。因此，該故障原因不能排除。

圖4 吊帶損傷分析Fig.4 Damage analysis of sling

圖5 減速傘下吊帶與減速傘傘繩環的連接Fig.5 Connection between the sling and the brake parachute

根據故障原因分析排查，“減速傘一分四下吊帶在一級收口解除后發生四合一頂部彎折處斷裂”的主要原因是“對助推器角速度過大，姿態不穩定認識不足，在減速傘工作段，對承力金工件非正常位置工作狀態考慮不充分，導致減速傘吊帶非正常位置受力，使吊帶強度遭到較大破壞”。

2 非正常位置受力導致吊帶斷裂的機理分析與驗證

項目組通過減速傘下吊帶的靜態拉伸試驗和動態沖擊試驗對吊帶斷裂機理進行分析研究。

靜態拉伸試驗采用的試驗件共兩組，采用的試驗件與首飛件狀態相同。

一組是吊帶正常位置受力的靜拉試驗（見圖6）。當載荷達到151.9 kN 時，理論強度為196 kN的減速傘下吊帶頂部彎折處斷裂，破壞強度為理論值的77.5%。

吊帶正常位置受力時，整個帶寬內的經向纖維均勻受力，平均分擔施加的載荷，每一根纖維的受力均不超過它的極限載荷。

圖6 吊帶正常位置受力Fig.6 Normal force of sling

另一組是吊帶非正常位置受力的靜拉試驗（見圖7），U 形環傾斜一定角度，隨著載荷的增加，減速傘下吊帶四合一頂部彎折處出現了局部纖維斷裂的情況，隨后吊帶繼續向U 形環低點處移動，并合包帶縫線撕裂，吊帶卡在U 形環角點處，當載荷達到88.2～106.8 kN 時，理論強度為196 kN 的減速傘下吊帶頂部彎折處全部斷裂。減速傘下吊帶非正常位置受力時，破壞強度僅為理論值的50%左右。

圖7 吊帶非正常位置受力Fig.7 Abnormal force of sling

當吊帶非正常位置受力時，整個帶寬內的經向纖維受力不均勻，部分纖維承擔了施加的全部載荷，超過它的極限載荷，導致局部斷裂，從而大大降低了吊帶的整體強度，進而造成吊帶全部纖維斷裂。

動態沖擊試驗（見圖8）采用的試驗件與首飛件狀態相同，用以與靜拉試驗做對比。

兩次沖擊試驗，減速傘下吊帶均是在四合一頂部彎折處出現了斷裂情況，理論強度為196 kN 的減速傘下吊帶的斷裂強度分別為119.6 kN（是理論強度的61%）和138.2 kN（是理論強度的70.5%）。

靜拉試驗和沖擊試驗的結果表明：減速傘下吊帶承受沖擊載荷時的斷裂強度比靜載時更小，沖擊破壞強度是靜拉破壞強度的79%～91%；減速傘下吊帶的強度薄弱部位是在吊帶四合一頂部與大U 形環連接處。

靜拉試驗和沖擊試驗的試驗結果也讓項目組確認故障原因是“減速傘吊帶非正常位置受力，使吊帶強度遭到較大破壞”。

3 減速傘吊帶非正常位置受力的優化措施

根據故障機理分析，需要從程序、結構及強度3 方面采取措施，以防止吊帶在非正常位置受力。

3.1 減速傘工作程序優化

借鑒重裝遙控空投系統的成熟技術，在減速傘下端增加一具20 m2的減速穩定傘。頭錐中段分離穩定傘失效后，減速穩定傘比減速傘先拉出傘包，充氣，對助推器起穩定減速作用，其拉直張滿時間約0.8 s，可起到優化減速傘工作程序的作用（見圖9），盡量減少助推器自身角速度再增大的趨勢。

增加20 m2的減速穩定傘，在減速傘傘繩環下端增加4 根9 m 長的連接帶，以保證20 m2的減速穩定傘能可靠拉直。為避免套接的方式對9 m 吊帶造成的強度損失，取消傘繩環，采用將64 根傘繩按8 根一組的方式分成8 組，再分別與4 根9 m 吊帶的8 個帶頭縫合的方式，減少金屬連接件，保證吊帶強度。具體連接方式見圖10。4 根9 m 吊帶的自由端與載荷連接器連接。

圖10 傘繩及其下端9 m 吊帶縫合方式Fig.10 Closure method of the rope and its 9 m sling

3.2 連接件結構改進

經討論與分析，根據減速傘工作環境，借鑒國內外吊帶連接件的相關設計經驗，將減速傘下吊帶的連接件U 形環（見圖11）改成載荷連接器[14-16]（見圖12），以防止吊帶非正常位置受力，保證吊帶強度。

圖11 U 形環Fig.11 U-shaped ring

圖12 載荷連接器Fig.12 Load connector

3.3 吊帶結構及強度的適應性改進

（1）采用4 根單獨吊帶取代一分四吊帶，以增加吊帶工作的可靠性（見圖13）。

圖13 吊帶結構Fig.13 Sling structure

（2）提高單根吊帶的強度，以應對姿態不穩定時單根吊帶承受系統載荷的工況。將4 根減速傘下吊帶理論強度設計為196 kN。吊帶采用雙根27-5000 芳Ⅲ帶縫制，詳細結構見圖14。實際靜拉強度可以達到151.9～156.8 kN。

圖14 減速傘下吊帶詳細結構Fig.14 Detailed structure of sling under brake parachute

（3）增加吊帶長度至2.2 m，使吊帶與助推器裝配后的收斂角小于45°，以改善吊帶的受力條件，保證吊帶強度。

4 優化措施驗證情況

2020 年3 月，采取了優化措施的傘分系統安裝在一個助推器中，結合運載火箭發射某衛星任務，進行了第二次試飛試驗。試驗中，減速傘工作正常，減速傘下吊帶完好，充分驗證了優化措施的有效性。減速傘落地狀態見圖15。

圖15 第二次試飛中的減速傘Fig.15 Brake parachute in the second flight

5 結 論

本文以某項目研制過程中，減速傘提前分離故障為切入點，探討了吊帶在非正常位置受力導致的吊帶斷裂問題。并根據相關視頻資料及落地現場的檢查情況，以及采集到的測試數據，對故障機理進行了全面分析，并結合減速傘下吊帶靜態拉伸試驗及動態沖擊試驗，借鑒國內外吊帶系統的相關設計經驗，提出了從工作程序、結構及強度3方面采取措施，解決吊帶在非正常位置受力導致的吊帶斷裂問題。

該項目的后續飛行試驗中減速傘下吊帶完好，充分驗證了解決非正常位置受力導致吊帶斷裂問題的改進措施是有效的。

吊帶非正常位置受力導致的斷裂問題研究既有效地解決了項目研制中的故障問題，又為后續產品的研制提供新的思路和設計經驗，具有較高的借鑒和參考價值。