膨脹管-凹槽板爆炸分離裝置降沖擊研究

孫 璟， 陳劭睿， 翁 飛， 胡振興， 陳 榮

(1. 北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076； 2. 大連理工大學(xué) 工程力學(xué)系，遼寧 大連 116024;3. 國防科技大學(xué) 文理學(xué)院，長沙 410073)

爆炸分離裝置是一種兼有連接、解鎖和分離功能的裝置，是實現(xiàn)航天運輸系統(tǒng)級間、頭體、頭罩、尾罩、口蓋等正常分離的關(guān)鍵元件[1]，是運載火箭的重要組成部分。它的主要任務(wù)是在有效載體發(fā)射到預(yù)定目標(biāo)位置后，使運載火箭、載人飛船和航天飛機(jī)等宇航飛行器完成預(yù)定工作的級和艙段與主體解鎖、分離，其分離和解鎖的成敗直接關(guān)系到空間飛行器的任務(wù)完成，以及人員與設(shè)備的安全。

膨脹管-凹槽板分離裝置是一種典型的線式分離裝置[2-3]，其結(jié)構(gòu)示意和工作過程如圖1所示。膨脹管-凹槽板分離裝置具有承力能力強(qiáng)、可靠性高、無污染和剛度連續(xù)等優(yōu)點，在國內(nèi)外多個型號上廣泛應(yīng)用，以往常用于整流罩橫向分離、級間解鎖等對沖擊載荷要求不高的位置。隨著有效載荷尺寸及質(zhì)量的增加，該種分離裝置將應(yīng)用于有效載荷與箭體的連接和解鎖[4-5]。但是，能否真正替代以往的星(站)箭解鎖裝置，還需對膨脹管-凹槽板分離裝置開展降沖擊研究工作。

分離裝置在作用時產(chǎn)生的沖擊被認(rèn)為是沖擊的主要來源[6]，膨脹管-凹槽板分離裝置解鎖過程中引起的沖擊來源，已有相關(guān)研究[7]表明：主要沖擊源是扁平管對上下端框的碰撞和分離板斷裂過程中的應(yīng)力釋放及分離板的振動。因此，本文對膨脹管-凹槽板分離裝置進(jìn)行了改進(jìn)設(shè)計，并開展了仿真分析和試驗驗證以改善整個膨脹管分離過程的沖擊環(huán)境。

圖1 膨脹管-凹槽板爆炸分離裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of the super-zip

1 仿真分析模型與參數(shù)設(shè)置

1.1 仿真模型

以膨脹管-凹槽板分離裝置[8]中雙邊分離結(jié)構(gòu)形式為例，采用LS-DYNA有限元結(jié)構(gòu)動力學(xué)計算軟件中拉格朗日歐拉耦合算法實現(xiàn)分離裝置的分離過程[9]，仿真模型如圖2所示。部件：扁平管、分離板內(nèi)、分離板外、上邊界、下邊界、上端面、下端面、螺釘均劃分成拉格朗日單元；扁平導(dǎo)爆索爆炸變形區(qū)域及填充物(聚乙烯)設(shè)置為歐拉網(wǎng)格，兩種網(wǎng)格單元的結(jié)合區(qū)域為混合拉格朗日歐拉網(wǎng)格單元區(qū)。各部件之間的相互作用定義為面面接觸裝置中基于罰函數(shù)法的對稱接觸算法(surface-to-surface contact)[10]。拉格朗日單元變形在達(dá)到設(shè)定的閾值條件后自動刪除，表明該處已達(dá)到破壞應(yīng)變。

圖2 膨脹管-凹槽板分離裝置計算模型Fig.2 The simulation model of the typical super-zip

1.2 材料參數(shù)

本文計算中，材料模型和參數(shù)的選取參考宋保永等的研究。膨脹管-凹槽板分離裝置模型的分離板采用鋁合金材料，此種鋁合金的應(yīng)力應(yīng)變曲線呈兩段線性，本構(gòu)關(guān)系可寫為

(1)

鋁合金材料的熱力學(xué)狀態(tài)量采用Gruneisen狀態(tài)方程描述，可以通過沖擊波試驗標(biāo)定狀態(tài)方程的參數(shù)，壓力P(以壓為正)由式(2)確定

(γ0+aμ)E

(2)

P=ρ0C2μ+(γ0+aμ)E(當(dāng)μ≤0時)

(3)

式(2)和式(3)分別對應(yīng)了加載和卸載狀態(tài)下物態(tài)方程的表示形式。式中：E為內(nèi)能；μ=ρ/ρ0-1反映了材料的壓縮程度，ρ0和ρ分別為材料初始密度和當(dāng)前密度；γ0為Gruneisen系數(shù)；a為Gruneisen系數(shù)的一階項修正系數(shù)，a一般取為0。式(2)中C,S1,S2,S3來自沖擊Hugoniot參數(shù)，由沖擊絕熱線確定

D=C+S1u+S2u2+S3u3

(4)

式(4)對應(yīng)了下列沖擊波速度和質(zhì)點速度之間關(guān)系式的系數(shù)，對于一般金屬材料而言，有S2=S3=0。

橡膠/聚乙烯材料使用Mat_Piecewise_Linear_Plasticity模型，設(shè)置為彈性材料。扁平管為不銹鋼材料，在有限元分析中所使用的材料模型為Mat_Power_Law_Plasticity。該模型提供了各向同性硬化的彈塑性模型。屈服應(yīng)力σy為塑性應(yīng)變的函數(shù)，滿足等式(5)

(5)

扁平管采用格林乃森狀態(tài)方程。其中：C為vs-vp曲線(沖擊波波速-波后質(zhì)點粒子速度曲線)的截距;S1,S2,S3為vs-vp曲線的斜率參數(shù)；γ0為格林乃森系數(shù);a為γ0的一介提及修正系數(shù);μ=ρ/ρ0-1，ρ為材料當(dāng)前密度；對于一般金屬材料而言，S2=S3=0。具體的參數(shù)如表1所示。

表1 扁平管狀態(tài)方程具體參數(shù)Tab.1 Material parameters of expanding tube

黑索金炸藥采用JWL(Jones-Wilkins-Lee)狀態(tài)方程，其表達(dá)式為

(6)

式中：p為爆炸過程中材料的狀態(tài)量壓力；E0和V分別為炸藥爆炸過程的比內(nèi)能和比容；A，B，ω,R1和R2為相應(yīng)系數(shù)，由炸藥的特性參數(shù)決定，可從由爆轟試驗的數(shù)據(jù)擬合確定。計算中采用了裝藥量線密度為2.4 g/m(根據(jù)體密度ρ0確定仿真模型裝藥半徑)。仿真模型詳細(xì)的計算參數(shù)如表2和表3所示。

表2 分離結(jié)構(gòu)的材料及狀態(tài)方程參數(shù)Tab.2 Material parameters for super-zip structures

表3 炸藥RDX的材料及狀態(tài)方程參數(shù)Tab.3 Material parameters for RDX

2 仿真分析分離裝置分離過程及截面內(nèi)應(yīng)力波的傳播規(guī)律

圖3給出了模型爆炸分離過程幾個典型時刻平板分離裝置的變形情況，由圖可知，炸藥起爆后，很快沿著導(dǎo)爆索發(fā)生爆轟，在瞬態(tài)的強(qiáng)沖擊波作用下，結(jié)構(gòu)中產(chǎn)生了應(yīng)力波，如圖3(a)所示；在炸藥爆轟后，產(chǎn)生的爆轟氣體會擠壓周圍的聚乙烯填充物，由于扁平管的左右兩側(cè)強(qiáng)度相對較弱，所以爆轟氣體首先向兩側(cè)鼓出，使扁平管逐漸變圓，此時削弱槽處產(chǎn)生應(yīng)力集中，分離板產(chǎn)生裂紋并沿著削弱槽擴(kuò)展，由于炸藥爆轟速度遠(yuǎn)大于結(jié)構(gòu)中應(yīng)力波傳播速度，所以應(yīng)力波速度大于裂紋擴(kuò)展速度，參見圖3(b)；隨著炸藥的爆轟完成，扁平管很快趨于圓形，在圖3(c)中，裂紋擴(kuò)展至圖示截面，引人關(guān)注的是爆轟氣體分裂為左右兩個部分，可以看出，此氣團(tuán)會形成兩個突出部分，使扁平管變成橢圓形，加劇分離板削弱槽處的破壞；在圖3(d)時刻，分離板已完全斷開，并開始向外擺動，由圖3(e)時刻可知，裂紋的間隙逐漸增大，直至扁平管膨脹到最大；在圖3(f)時刻，扁平管已逐漸收縮，近似為圓形狀態(tài)，此時可以看出，分離板斷裂的上下兩個部分存在相互碰撞接觸，看不出裂紋間隙；此后扁平管會出現(xiàn)膨脹收縮，同時與擺動的分離板存在一定的接觸碰撞作用，此過程能量逐漸耗散，最后分離板與扁平管趨于靜止。

同時，研究解鎖裝置二維截面內(nèi)沖擊波的傳播規(guī)律，初步探索爆炸分離過程的沖擊產(chǎn)生原因，作為后續(xù)沖擊環(huán)境分析的依據(jù)。由于二維截面與實際三維模型的剛度存在差異，所以此處只做定性分析。如圖4(a)所示，炸藥爆轟波傳出，在扁平管與左右分離板的界面處產(chǎn)生瞬態(tài)高壓區(qū)；在圖4(b)時刻，扁平管上下端與上下連接框的界面處產(chǎn)生瞬間高壓區(qū)，此后，上述兩列波系疊加，向上下連接框傳播，如圖4(c)時刻；在圖4(d)時刻，整個裝置中存在復(fù)雜的波系，但是，可以看出，此時沖擊波的壓力要遠(yuǎn)小于圖4(a)～圖4(b)時刻。分析圖4(a)和圖4(b)時刻瞬態(tài)高壓產(chǎn)生的原因，從圖中可以看出，此高壓主要發(fā)生在反射波區(qū)，由于扁平管內(nèi)填充物的聲阻抗要小于扁平管和分離板的聲阻抗[8]，所以在沖擊波由稀疏介質(zhì)向密實介質(zhì)傳播時，會發(fā)生強(qiáng)烈的反射。

圖3 典型時刻平板分離的Mises應(yīng)力(Pa)Fig.3 Mises stress of the super-zip at different time (Pa)

圖4 沖擊波在解鎖裝置截面的傳播規(guī)律Fig.4 Propagation of shock wave in the section of super-zip

3 降沖擊方案設(shè)計的提出

相關(guān)研究表明，膨脹管-凹槽板分離裝置解鎖過程中的沖擊源分為兩部分：一部分為扁平管對上下端框的碰撞，占比55%；另一部分為分離板斷裂過程中的應(yīng)力釋放及分離板的振動，占比45%。根據(jù)上述研究，對膨脹管-凹槽板分離裝置進(jìn)行降沖擊設(shè)計改進(jìn)。

方案A：將連接框與分離板的連接面設(shè)計為低密度材料如橡膠，隔離分離板斷裂應(yīng)力釋放和振動引起的沖擊，結(jié)構(gòu)示意如圖5所示。考慮到直接增加橡膠墊會降低該處連接剛度，方案A選擇將橡膠墊內(nèi)嵌在連接框內(nèi)部，在連接框滿足承載的前提下，橡膠墊盡可能的厚，本方案橡膠墊的厚度為2 mm。

圖5 膨脹管-凹槽板分離裝置降沖改進(jìn)方案AFig.5 The improved design for shock reduction:design A

方案B：將扁平管與連接框的接觸面設(shè)計為凸臺型，通過減小碰撞時兩個零件之間的接觸和傳遞面積，結(jié)構(gòu)示意如圖6所示。其中，虛線區(qū)域均為設(shè)計的凸臺，因為建立模型對稱性的原因，上下區(qū)域表現(xiàn)出的凸臺只顯示了一半。扁平管與連接框完全不接觸是隔離沖擊的理想狀態(tài)，但由于不允許扁平管在結(jié)構(gòu)中自由晃動，將連續(xù)接觸更改為間斷接觸。本方案中，改進(jìn)后接觸面積減小為原來的3%。

4 仿真分析預(yù)測兩種方案的降沖擊能力

兩種改進(jìn)方案加速度測點位置如圖7所示。測點分別在膨脹管-凹槽板分離裝置連接框(測點C6)、U型框側(cè)壁(測點C7)和U型框上端框(測點C8)。測點C6 ，C7 ，C8至沖擊源距離分別為50 mm，100 mm，130 mm。特別地，對結(jié)構(gòu)中監(jiān)測點加速度歷史采用butterworth濾波器進(jìn)行頻率帶寬為10 kHz濾波后，再進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)的沖擊譜線分析，可得到各測點的沖擊譜線。

圖6 膨脹管-凹槽板分離裝置降沖改進(jìn)方案BFig.6 The improved design for shock reduction:design B

圖7 膨脹管-凹槽板分離裝置仿真分析加速度測點位置Fig.7 Positions for acceleration measurement on the super-zip

理論上可以完成監(jiān)測點的三個維度(X、Y、Z)的結(jié)果提取，但考慮到試驗Y向(軸向)是工程結(jié)構(gòu)中最關(guān)注的方向，其量級一般較大，降低了Y方向的沖擊等同于降低了膨脹管-凹槽板分離裝置整體沖擊水平。因此，表4～表6分別統(tǒng)計了仿真計算獲取的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)和2種改進(jìn)結(jié)構(gòu)不同測點對應(yīng)的4 kHz內(nèi)和8 kHz內(nèi)最大沖擊值。

表4 基礎(chǔ)狀態(tài)結(jié)構(gòu)加速度處理結(jié)果Tab.4 Shock environment of original design

表5 改進(jìn)方案A結(jié)構(gòu)加速度處理結(jié)果Tab.5 Shock environment of improved design A

表6 改進(jìn)方案B結(jié)構(gòu)加速度處理結(jié)果Tab.6 Shock environment of improved design B

與基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)狀態(tài)類似，兩種設(shè)計方案在均呈現(xiàn)隨著距離沖擊源越遠(yuǎn)，其沖擊峰越小，說明結(jié)構(gòu)改進(jìn)的方向是符合基本規(guī)律的。對比兩方案可知，就4 kHz和8 kHz內(nèi)最大峰值而言，方案B降沖擊的效果較好明顯好于方案A，與此同時，方案A在測點6處的8 kHz內(nèi)最大峰值大于基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的。為了便于對比兩種改進(jìn)結(jié)構(gòu)的降沖擊特性，通過將改進(jìn)方案8 kHz內(nèi)最大峰值與基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的數(shù)值進(jìn)行比值，比值大小代表改進(jìn)結(jié)構(gòu)的降沖擊的效率，其數(shù)值大于1說明改進(jìn)方案無效，因此該值越小降沖擊的效果越好。

改進(jìn)方案A在8 kHz內(nèi)，7號和8號測點有一定的降沖擊效率，但在6號測點出現(xiàn)了沖擊效率大于1情況。而對于方案B在8 kHz內(nèi)，三個測點均具有降沖擊效率，顯然，仿真對比中，改進(jìn)方案B明顯好于改進(jìn)方案A，如表7所示。

表7 改進(jìn)結(jié)構(gòu)降沖擊效率對比Tab.7 Shock reduction effectiveness of the improved designs

分析其原因，改進(jìn)方案A設(shè)計僅隔離了分離板和連接框接觸面?zhèn)鬟f的沖擊，忽略了通過連接螺栓向上傳遞的路徑，因此降沖擊效果有限。而改進(jìn)方案B通過扁平管和連接框的碰撞面積減少向上傳遞的沖擊，該接觸面是碰撞沖擊傳遞的唯一路徑，因此改善效果良好。

5 試驗驗證

根據(jù)降沖擊方案仿真分析的結(jié)果，選改進(jìn)方案B狀態(tài)開展了膨脹管-凹槽板分離裝置平板試驗件分離沖擊測試試驗，與本研究中基礎(chǔ)狀態(tài)平板試驗沖擊測試試驗結(jié)果進(jìn)行對比。平板試驗件截面形式和尺寸同仿真模型。試驗件照片如圖8所示。從圖9可知，最下端為膨脹管-凹槽板分離裝置，依次而上的是U型框和L型框。與仿真模型中6號和8號測點對應(yīng)位置處裝有加速度傳感器，7號測點受安裝空間限制未安裝，傳感器Y方向的測試結(jié)果如圖9所示。相關(guān)的數(shù)據(jù)統(tǒng)計如表8所示。

圖8 膨脹管-凹槽板分離裝置平板試驗件圖Fig.8 Photos of the super-zip test

圖9 試驗獲取的沖擊譜線Fig.9 Shock spectrum obtained by the test

表8 基礎(chǔ)與改進(jìn)方案B仿真分析和沖擊試驗結(jié)果對比Tab.8 Comparison of simulation analysis and impact test results between original design and improved design B

從表8可知，對于基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)，仿真與測試結(jié)構(gòu)的最大誤差控制在16%，對于改進(jìn)B結(jié)構(gòu)，仿真與測試結(jié)構(gòu)的最大誤差控制在14%，結(jié)果表明，仿真模型是可行的，在一定誤差范圍內(nèi)，可以有效地預(yù)測測試結(jié)果。因此，通過從軸向方向的沖擊對比可知，扁平管與連接框是在Y方向相互碰撞，減少兩者之間的碰撞面積對減小該方向的沖擊有直接的貢獻(xiàn)。

6 結(jié) 論

本文通過對膨脹管-凹槽板分離裝置爆炸過程的仿真分析，了解了裝置分離過程及平面內(nèi)波的傳爆規(guī)律，并且針對膨脹管-凹槽板分離裝置產(chǎn)生沖擊的兩個主要來源進(jìn)行了結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計和仿真對比分析，選仿真分析中降沖效果較好的方案B開展了試驗驗證工作。得到如下結(jié)論：

(1)通過對比仿真和試驗結(jié)果，測點加速度峰值的最大誤差控制在16%內(nèi)，仿真方法是合理有效的，該仿真模型完成的預(yù)測可以有效地為工程應(yīng)用提供指導(dǎo)建議。

(2)有關(guān)分離裝置分離過程面內(nèi)波的傳爆規(guī)律：炸藥爆轟波傳出，在扁平管與左右分離板的界面處產(chǎn)生瞬態(tài)高壓區(qū)，隨后在扁平管上下端與上下連接框的界面處產(chǎn)生瞬間高壓區(qū)，然后上述兩列波系疊加，向上下連接框傳播。

(3)基于分離裝置的爆轟作用規(guī)律，為改善整個膨脹管分離過程的沖擊環(huán)境，通過減小扁平管與上下連接框碰撞面積且接觸面積減小為原來的3%，結(jié)果表明軸向方向的沖擊被一定程度削弱了，可見，減小扁平管與上下連接框碰撞面積是降沖擊的有效手段。