低沖擊剪切式膨脹管分離裝置設計與分析

馮麗娜，李 東，田建東，陳 楷

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

0 引言

分離系統是航天運載器最關鍵的分系統之一，其主要功能是在飛行過程中將已經完成工作任務、對繼續飛行無用的部分拋掉，以達到減小飛行器無用質量、提高運載效率的目的。在一次典型的航天發射中，存在助推器分離、級間分離、整流罩分離、有效載荷分離等諸多分離要求[1]。火工分離裝置以其比能量大、使用簡單、作用速度快等優勢被廣泛應用于分離部位。由于其以火工品作為能量源，特點是在瞬時釋放巨大的能量，產生極大的沖擊載荷和振動。短時、高量級的力和熱環境給裝置的研究、設計和驗證工作帶來了很大的難度，同時也導致裝置在分離過程中產生較為惡劣的沖擊環境。

結構受動載荷作用與僅受到不隨時間變化的靜態載荷或準靜態載荷時表現的力學現象不同，幅值為P0的靜載荷作用于結構或設備時，可能遠不至于對它造成破壞，但同樣幅值的動載荷作用于同一結構或設備就完全有可能使其破壞，即使不造成結構破壞，由于動載荷所引起的結構振動也可能會影響結構的正常工作[2]。因此，對分離裝置進行降沖擊設計很有必要。線性分離裝置在航天運載器上的應用越來越廣泛[3]，膨脹管分離裝置作為線式分離裝置的一種，相對于其他分離裝置的沖擊較小，因此應用前景廣闊。其構型豐富，包括Super Zip、Super-sep、非斷裂式的膨脹管分離裝置等[4-14]，其可繼續優化和改進的空間較大。在結構承載優化方面，國內謝魯[15-16]最早公開了關于膨脹管分離裝置的研究，對膨脹管分離裝置進行了詳細的方案設計并進行了實驗驗證，為后續膨脹管分離裝置的設計奠定了基礎。寧波大學廖浩嵐[17]對用于膨脹管分離裝置分離板部件的鋁合金進行了動態斷裂韌性的研究，對兩種常用的鋁合金材料進行了準靜態和動態加載實驗，獲得相應材料參數，為膨脹管分離裝置分設計提供參考。北京宇航系統工程研究所孫璟等[18]、宋保永等[19]及胡振興等[20]對裝置的削弱槽形狀、炸距等結構參數和敏感性進行了研究，為結構設計打下堅實基礎。在沖擊環境的研究方面，國防科技大學馬治國等[21]通過有限元分析的方式對膨脹管分離裝置的沖擊來源進行了分析，獲得裝置由于膨脹管對分離端面的撞擊以及分離板斷裂時應力的釋放引起的分離板振動。李康等[22]對分離板材料參數對沖擊特性的影響進行了有限元分析。北京宇航系統工程研究所彭飛等[23]對非斷裂式的膨脹管凹槽板分離裝置進行了研究，得到了使得裝置可靠承壓的嚙合齒臨界角，并仿真驗證了裝置能降低分離過程中產生的沖擊值。馮麗娜等[24]研究了削弱槽位置對膨脹管分離裝置沖擊特性的影響，當削弱槽位于分離板正中間時，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；當削弱槽位于分離板與扁平管接觸區域的端部時，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，研究結果表明剪切式膨脹管凹槽板分離裝置分離過程中產生的沖擊極值較低。以上研究均表明分離板的斷裂對裝置的沖擊影響很重要，為本文的研究基礎。

本文結合實驗結果、數值模擬和工程實際要求，對低沖擊剪切式膨脹管凹槽板分離裝置展開詳細設計，使得裝置在分離可靠性最大的同時沖擊極值最低。獲得優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 傳統拉伸型膨脹管凹槽板分離裝置分析

首先對傳統拉伸型膨脹管凹槽板分離裝置進行數值模擬。火箭上對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驗階段，一般用一個較長的鋁板將分離裝置懸掛，模擬實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測量沖擊環境。本節中的數值模擬模型與實驗條件相同，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。結構局部模型如圖2所示。整體模型包括Euler網格和Lagrange網格兩部分，鉛皮炸藥索、填充物和空氣為Euler網格，結構件為Lagrange網格。其中，Euler網格的尺寸為0.17～1.03 mm，共506 880個網格；Lagrange網格尺寸為0.13～4.56 mm，共233 286個網格，均為八節點六面體網格。數值模擬中的材料參數引自文獻[21]。

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

(a) Lagrange 網格

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

數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

對該分離裝置進行分離實驗，在裝置與連接板相接的界面處設置4個加速度計測量沖擊，并在實驗后測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，與之對應的實驗結果分別為29.64,30.40 mm。數值模擬結果和實驗結果誤差較小，實驗中分離板在斷開后，分離板斷口處產生毛刺，導致用卡尺測得的間距結果稍大，而且實際材料性能等方面會有一些散差，因此實驗結果與數值模擬結果有一定差異且略高于模擬結果。對比連接框上與分離裝置界面處加速度計的沖擊數值模擬和實驗結果，以實驗結果的最大值作為對比進行量綱為1化處理，后續沖擊結果均按該方法進行處理，不再贅述，對比結果如圖4所示。

圖4 沖擊數值模擬和實驗結果對比Fig.4 Shock result comparison between experiment and simulation

實驗和數值模擬結果對應得較好,驗證了數值模擬的有效性。

2 剪切式膨脹管凹槽板分離裝置設計

本文對剪切式膨脹管分離裝置進行詳細的設計。為使分離板在端部盡可能發生純剪切斷裂，需將削弱槽的上端加固，保證端部的固定。可將分離板與連接框設計為一體。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吸收剩余的動能，而剪切式膨脹管分離裝置的分離板，分離后僅靠兩瓣分離板吸收剩余的動能，若其根部(分離板下端通過螺栓與連接框相接處)彎折過大，應變超過其破壞應變，有可能使分離板在非削弱槽處發生斷裂，產生多余物，工程設計中不允許該情況出現。理論分析可知，分離板斷裂后，在剩余動能的作用下向上擺動，在擺動至最高點時動能為零，此時分離板根部以塑性鉸的變形累積了最多的塑性變形能。設傳統分離板擺動到最高點時與垂直方向的角度為φ，傳統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

數值模擬得到的一體剪切式分離裝置沖擊結果與傳統拉伸型分離裝置沖擊實驗結果對比如圖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的沖擊極值平均結果相對傳統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拉伸型分離裝置沖擊結果對比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化設計

分離板和連接框的一體設計使其加工難度很大，對該裝置進行了改進設計，仍然將分離板與連接框相連，但按兩瓣設計，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，同時引入了界面，起到了阻礙沖擊向上傳遞的作用。所設計的結構如圖8所示。

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

對該分瓣剪切式分離裝置進行數值模擬，輸出不同時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得到的沖擊響應與一體剪切式分離裝置相同位置處加速度計獲得的沖擊響應數值模擬結果接近，對比沖擊結果如圖10所示。

圖9 不同時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果對比Fig.10 Comparision of shock results of the two shearing type separation devices

兩種結構的沖擊量級很接近。從變形斷裂角度分析，對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生剪切斷裂，釋放的應變能在橫向耗散。綜合以上兩種因素，兩種結構的降沖擊效果接近。

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，通過實驗驗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拉伸型分離裝置通過實驗測得的沖擊值的對比如圖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于傳統拉伸型分離裝置，沖擊極值降低了70.3%。

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

本文對分瓣剪切式分離裝置的作用過程進行數值模擬，獲得其沖擊結果和實驗結果對比如圖14所示，進一步表明數值模擬結果的準確性。

圖14 分瓣剪切式分離裝置沖擊數值模擬和實驗結果對比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現了降沖擊，但需進一步比較裝置改進前后的分離可靠性。采用分離藥量的裕度來對比可靠性，通過數值模擬的方式獲得了裝置改進前后的臨界分離藥量，即最小分離藥量。結果表明分瓣剪切式分離裝置的臨界分離藥量大于傳統拉伸型分離裝置。分析該現象的原因，改進后的分離板根部彎折處變厚，在分離板斷裂前對扁平管的約束加強，使其產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。

通過數值模擬比較結構改進前后分離板對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，接觸力對時間積分得到沖量，沖量越大表明分離板對扁平管的約束作用越強。輸出傳統拉伸型分離裝置和分瓣剪切式分離裝置在相同設計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。可見分瓣剪切式分離板破壞所需的沖量大于傳統拉伸型分離裝置，其對扁平管的約束明顯強于傳統拉伸型分離裝置。

圖15 分瓣剪切式分離裝置與傳統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上進行改進：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，使其發生破壞。數值模擬中將兩瓣分離板接觸處的節點綁定，工程中可通過用鋼板夾緊或一體制備的方式實現；2)減小分離板對扁平管的約束，將整個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。裝置改進過程如圖16所示，每一步改進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過程Fig.16 Improvement of the shear type separating device

圖17 分瓣剪切式分離裝置改進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，數值模擬得到該裝置的臨界分離藥量為傳統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構。當改進后裝置的使用藥量為傳統拉伸型分離裝置使用藥量的1.3倍時，兩種裝置的分離裕度相同。在降沖擊方面，該改進裝置既保證了分離板最大限度發生剪切破壞，同時又有叉形連接框引入的界面，此外，分離板對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，但炸藥索上移會加大扁平管對上部的撞擊。為得到最終的降沖擊效果，計算改進剪切式膨脹管分離裝置在炸藥索線密度為原結構炸藥索線密度1.3倍時，即在保證分離裕度的前提下比較降沖擊效果，所得結果如圖18所示。

(a) 縱軸線性坐標

新型剪切式膨脹管分離裝置在該分離裕度藥量下10 000 Hz內的沖擊響應極值量綱為1的結果為0.193 46，傳統拉伸型分離裝置在該分離裕度藥量下10 000 Hz內的沖擊響應極值量綱為1的結果為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拉伸型分離裝置高，但仍然達到了明顯的降沖擊效果。

4 結論

膨脹管分離裝置的分離板構型對其分離性能及產生的沖擊影響很大，本文對剪切式膨脹管分離裝置進行詳細設計和優化。結果表明：

1)剪切式膨脹管分離裝置相對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于拉伸型膨脹管分離裝置更難分離；

3)優化設計后的剪切式膨脹管分離裝置在與傳統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%。