基于高溫合金的高速飛行器折疊舵結構設計與研究

陳 克，金 玲，徐 倩，雷 豹，王聰偉，梁祖典

(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

近年來，折疊翼/舵工程應用需求迫切，是高速飛行器領域的研究熱點。高速飛行器在飛行時，折疊翼/舵作為一個整體在高熱流大載荷環境中承受嚴酷力熱耦合作用[1-2]，高速飛行器的高性能飛行對折疊翼/舵結構設計技術提出了新的挑戰[3]。

當前，高速飛行器折疊翼/舵設計面臨難以集折疊與防熱功能于一體的問題。傳統的高速飛行器翼/舵采用金屬骨架蒙皮加復合材料防熱套的結構形式，其中前者和后者分別實現承載和防熱的功能[4-5]，但鑒于連接、轉動部位的熱密封、熱匹配性能難以保證[6]，該結構形式不適用于分體結構，無法滿足折疊需求；傳統的折疊翼/舵無熱防護措施或防熱結構，普遍應用于低速領域，在低速領域的工程應用和理論研究較為成熟[7]，但目前尚未應用于高速領域。

基于上述需求和現狀，本文設計并通過仿真分析驗證了一種適應高熱流大載荷飛行環境、基于高溫合金材料、具有軸向及法向雙重鎖緊機構的折疊舵，探索了新型的高速飛行器折疊翼/舵結構形式和設計方法。

1 折疊舵結構形式與材料的選擇

1.1 定/動舵面結構

防熱型空氣舵結構形式，目前主要有金屬骨架蒙皮+防熱套結構，以及防熱承載一體化復合材料結構。

金屬骨架蒙皮+防熱套結構形式簡單，工藝成熟度高，成本低；但不適用于分體結構，載荷傳遞特性差，展開動態過程對防熱套產生不利影響，連接、轉動部位難以處理，熱密封、熱匹配性能有待驗證。

防熱承載一體化復合材料結構形式簡單，材料性能強，適用于整體結構，但不適用于分體結構，對集中載荷敏感，工藝成熟度一般，成本高。

根據飛行使用工況，折疊舵以分體結構的形式作為一個整體在大載荷高熱流環境中飛行，要求結構鎖緊可靠, 在熱環境下載荷傳遞特性良好，因此，不宜采用金屬骨架蒙皮+防熱套結構和防熱承載一體化復合材料結構，須探索其他結構形式。

隨著高溫合金材料體系的快速發展，其承溫能力逐年提高，在高溫下能夠保持較高力學性能，在1 200～1 500 ℃的高溫條件下，屈服極限較常溫平均下降約40%[8]，是一種耐高溫金屬材料。

面對嚴酷飛行熱環境，定/動舵面采用耐高溫金屬材料結構，以實現結構的可分體化和防熱承載一體化，并選取高溫合金這一類耐高溫金屬作為折疊舵主要材料。定/動舵面材料選擇GH4720Li高溫合金。GH4720Li高溫合金是一種新型高性能難變形材料，合金化程度高，具有優異的高溫力學性能和較高的使用溫度[9]，其熔點位于1 190～1 270 ℃，已應用到新一代戰略導彈和大推力火箭發動機動力裝置中[10]。

1.2 折疊展開機構和解鎖/鎖緊機構

折疊舵機構動力源形式，目前主要有彈簧和火工品。

彈簧結構簡單，可靠性高，可重復使用，工作時產生動載荷小，成熟度高，通用性強，成本低，無污染。但在一定結構空間限制下輸出力有限，在極限展開過程載荷工況下難以滿足輸出需求，長期貯存易發生蠕變。

火工品輸出力大，作動速度快且時間短，在極限展開過程載荷工況下能滿足輸出需求。但結構相比彈簧更復雜，工作時產生動載荷大，對舵系統產生沖擊大，展開到位后仍具有較大動能，動態性高，導致一次鎖緊困難。在鎖緊過程中須控制時序，可靠性低，須增加多路火工品及電纜連接，不能重復使用，有污染，成本高。

根據地面及飛行使用工況，折疊舵的展開及鎖緊是多次反復動作過程，要求結構簡單，操作便利，機構作動可靠性高，因而宜采用被動動力源進行蓄能，以釋放彈性勢能進行驅動。

折疊展開機構采用彈簧產品中的板簧作為動力源，材料選擇18Ni300超高強度鋼。18Ni300超高強度鋼是一種高溫合金鋼，是現有馬氏體時效鋼中具有最佳強韌性的鋼，在強度大幅度提高的同時保持了良好的韌性，具有超高強度、高韌性、良好的高溫性能、優良的加工性、低硬化指數、良好成形性、時效處理時幾乎不變形等優良性能，是廣泛應用于航空航天領域的彈簧類產品[11]。

鎖緊機構采用彈簧產品中的圓柱螺旋壓縮彈簧作為動力源，材料選擇GH4169高溫合金。鎖緊結構采用典型的插銷結構，插銷結構作為作動部件在彈簧的作用下插入相應插銷孔內進行鎖緊，與定/動舵面選擇相同材料，保證材料相容性。GH4169高溫合金彈簧用合金鋼絲制作，具有良好的中、高溫環境下的力學及化學性能，能在溫度差異較大的環境中穩定工作，能為航空航天工業提供安全可靠的高性能彈簧[12]。

針對板簧、彈簧存在保持應力不變條件下，應變隨時間延長而增加的現象，即長期貯存發生蠕變，在結構設計時，選擇可快速重復裝拆、反復多次折疊展開的折疊舵結構設計方案，有效降低蠕變風險和不利影響。保證折疊舵在長期貯存時保持為低應力的展開狀態，而在折疊舵正式使用前，通過快速裝配，扭轉可活動舵面，使折疊舵轉為高應力的折疊狀態，具備使用條件。若長期不再使用，則再次通過快速裝配，轉變為低應力的展開狀態進行長期貯存。

2 折疊舵結構方案

2.1 總體結構

基于定/動舵面、折疊展開機構和解鎖/鎖緊機構的基本結構形式與材料，確定折疊舵的結構方案。

折疊舵主要由動舵、定舵、折疊展開機構、解鎖/鎖緊機構組成。動舵在折疊展開機構驅動下相對定舵轉動；初始折疊狀態(如圖1所示)由解鎖銷進行鎖緊和解鎖；為應對高熱流、長時間的氣動熱環境[13]對到位鎖緊機構力學性能的顯著削弱，提高折疊舵承載性能和整體剛度，采用軸向和法向雙重鎖緊機構，展開到位狀態(如圖2所示)，由軸向鎖緊機構和法向鎖緊機構共同對動舵進行鎖緊。

圖2 展開到位狀態折疊舵結構

折疊舵于大動壓高負載條件下展開，于大載荷高熱流條件下飛行。板簧僅在超聲速低溫流動氣體環境中工作，故不考慮熱對材料性能的影響；其他零件須承受高超聲速高溫流動氣體環境，故考慮熱對材料性能的影響。折疊舵材料如表1所示。

表1 折疊舵材料

2.2 工作原理

折疊舵各部分結構、機構的作動順序如下：

(1)折疊舵所在艙段內的拔銷機構的銷軸頂住解鎖銷，實現初始鎖緊；

(2)拔銷機構接收到解鎖信號實現作動，銷軸失去約束退出定舵收回艙段內，與初始鎖緊時頂住的解鎖銷分離，實現初始解鎖；

(3)動舵失去約束，在板簧積蓄的勢能作用下開始轉動，擠壓解鎖銷向下運動，實現折疊展開；

(4)從動舵接近到位與定舵產生碰撞前開始，滑鎖楔形齒面逐漸與動舵折疊軸內側的楔形齒面嚙合，鎖緊銷楔形斜面和平面逐漸與動舵折疊軸外側下方的凹槽嚙合；而后動舵與定舵發生碰撞，同時與滑鎖、鎖緊銷發生擠壓并逐漸衰減，實現到位鎖緊。

2.3 折疊展開機構

折疊展開機構主要由板簧、動套、定套、圓柱桿、滑鎖、定舵彈簧、固鎖、堵蓋組成，如圖3所示。

圖3 折疊展開機構

折疊展開機構以板簧扭轉一定角度積蓄勢能作為動力源進行驅動，板簧的舵尾端固定，舵尖端在初始折疊狀態和到位展開鎖緊狀態分別扭轉一個定值大角度和一個定值小角度。板簧和其頭部、尾部的動套、定套通過圓柱桿串于一體，動套、定套分別通過方形榫槽連接于動舵、定舵以對板簧進行周向限位，堵蓋依靠螺釘固定于定舵對板簧進行軸向限位并保持折疊軸外形封閉。可在定舵內沿軸向滑動的滑鎖、不可在定舵內沿軸向滑動的固鎖頭部伸入動舵中的部分對動舵的轉動進行導向。滑鎖、固鎖尾部通過沿圓周均勻分布的凸鍵嵌入定舵凹槽進行周向限位，動舵與滑鎖頭部接觸的折疊軸內側和定舵彈簧對滑鎖進行軸向限位，板簧尾部的定套對固鎖進行軸向限位。

2.4 解鎖/鎖緊機構

解鎖/鎖緊機構主要由解鎖銷、滑鎖、定舵彈簧、鎖緊銷、鎖緊彈簧、止動蓋組成，如圖4所示。初始鎖緊/解鎖機構集于一體，同時具備軸向和法向鎖緊機構兩種鎖緊裝置，可以有效提高結構在力熱耦合環境中的承載能力、整體剛度和鎖緊可靠性。

圖4 解鎖/鎖緊機構

初始折疊鎖緊狀態時，采用一個與具備初始解鎖反饋信號判斷功能的拔銷機構、具備到位鎖定反饋信號判斷功能的信號反饋裝置機電集成一體化的解鎖銷，對動舵進行初始鎖緊，其下方安裝拔銷機構與銷軸。定舵內位于解鎖銷舵尖方向并與之平行的兩個鎖緊銷，由下方處于大壓縮量的鎖緊彈簧向上頂住，與動舵相抵；鎖緊彈簧下端由止動蓋提供支承，可在定舵折疊軸內沿軸向滑動的兩個滑鎖頭部的楔形齒面與動舵折疊軸內的楔形齒面相抵住，不能形成嚙合，每轉動一個定值角度方能完全嚙合；尾部由處于大壓縮狀態的定舵彈簧提供壓縮力頂住。初始解鎖時，拔銷機構工作拔出銷軸，解除對解鎖銷的支撐。此時，板簧給解鎖銷向下的壓力使解鎖銷下落；同時，動舵失去了解鎖銷對其的約束，實現解鎖并開始轉動。到位展開鎖緊狀態時，動舵接近首次展開到位與定舵碰撞前，鎖緊銷下方大壓縮狀態的鎖緊彈簧將鎖緊銷逐漸推入動舵下側的凹槽內，實現鎖緊銷與動舵凹槽的嚙合；同時，滑鎖尾部大壓縮狀態的定舵彈簧將滑鎖逐漸推入動舵折疊軸內的楔形齒面內，實現軸向和法向的雙重鎖緊。

飛行過程中，氣動載荷通過折疊舵傳遞至舵傳動系統的路徑：動舵面→動舵楔形齒面與滑鎖楔形齒面的嚙合面/動舵下側凹槽與鎖緊銷上端嚙合面→滑鎖凸鍵與定舵凹槽貼合面/鎖緊銷與定舵貼合面→定舵與舵軸連接孔→舵傳動系統。載荷傳遞路徑短、彎路少，傳遞接觸面積大，結構傳力特性良好，表明設計合理。

3 有限元分析與計算

折疊舵在飛行過程中同時承受氣動加熱和氣動載荷，結構在高熱流環境下產生很高的溫度變化，材料的強度、剛度、本構關系、熱導率、比熱容、延伸率發生明顯變化，帶來結構力熱耦合問題，故依次進行傳熱分析、靜強度和剛度分析。

3.1 建模并劃分網格

對折疊舵模型進行網格劃分，共劃分為76萬余個四面體單元，如圖5所示。

3.2 邊界條件及加載

載荷為展開到位后全舵面壓力中心處載荷，對于鎖緊機構校核工況，集中載荷方向分為順時針加載和逆時針加載，如圖6所示；位移邊界條件為固支舵軸與定舵叉接位置，如圖5所示。

圖5 折疊舵網格劃分、約束及加載示意圖

圖6 折疊舵集中載荷加載方向示意圖

3.3 傳熱計算結果

折疊舵整體達到溫度峰值時，定/動舵面前緣最高溫度達到1 173 ℃，鎖緊機構尚未達到其溫度峰值。前緣未達到材料熔化溫度范圍1 190～1 270 ℃且未承受大載荷，表明工作正常。

隨著熱量從定/動舵面表面向結構內部傳遞，定/動舵面前緣最高溫度降低至1 067 ℃，溫度分布如圖7所示。作為定/動舵面之間連接部件的鎖緊機構則達到溫度峰值，其中軸向鎖緊機構最高溫度達到851.7 ℃，法向鎖緊機構最高溫度達到779.9 ℃，溫度分布如圖8所示。將此時折疊舵溫度分布作為后續結構靜強度和剛度仿真分析的溫度場輸入。

圖7 定/動舵面溫度分布

圖8 軸向和法向鎖緊機構溫度分布

3.4 強度和剛度計算結果

由折疊舵載荷的傳遞路徑可知，應重點考核定/動舵與鎖緊機構之間連接部位、作為軸向鎖緊機構的滑鎖、作為法向鎖緊機構的鎖緊銷等關鍵部位的靜強度和剛度。

折疊舵的最大應力、應變及最大位移如表2所示。

表2 折疊舵的最大應力、應變及位移

(1)定/動舵面

定/動舵面的整體應力分布、整體應變分布、變形分布分別如圖9～11所示。

圖9 舵面整體應力分布

圖10 舵面整體應變分布

圖11 舵面變形分布

順時針加載集中載荷時，定/動舵面最大應力位于定舵和滑鎖#1連接區域的凹槽，最大應力1 041 MPa，小于材料在此局部區域溫度下的屈服強度；最大等效塑性應變位于定舵和滑鎖#1連接區域的凹槽，最大等效塑性應變1.076%，小于材料在此局部區域溫度下的延伸率。折疊舵最大位移出現在舵梢前緣處，最大位移1.06 mm。

逆時針加載集中載荷時，定/動舵面最大應力位于動舵和滑鎖#1連接區域的齒槽，最大應力995.8 MPa，小于材料在此局部區域溫度下的屈服強度；最大等效塑性應變位于動舵和滑鎖#1連接區域的齒槽，最大等效塑性應變1.194%，小于材料在此局部區域溫度下的延伸率。折疊舵最大位移出現在舵梢前緣處，最大位移0.93 mm。

(2)鎖緊機構

軸向、法向鎖緊機構的應力分布、應變分布分別如圖12～15所示。

圖12 軸向鎖緊機構應力分布

圖13 軸向鎖緊機構應變分布

順時針加載集中載荷時，軸向鎖緊機構最大應力位于滑鎖#1和定舵連接區域的凸鍵，最大應力1 027 MPa，小于材料在此局部區域溫度下的屈服強度；最大等效塑性應變位于滑鎖#1和定舵連接區域的凸鍵，最大等效塑性應變約為0，基本未進入屈服。法向鎖緊機構最大應力位于鎖緊銷和動舵凹槽連接區域的平面一側上端，最大應力555.9 MPa，小于材料在此局部區域溫度下的屈服強度；最大等效塑性應變為0，完全未進入屈服。

逆時針加載集中載荷時，軸向鎖緊機構最大應力位于滑鎖#1和定舵連接區域的凸鍵，最大應力1 017 MPa，小于材料在此局部區域溫度下的屈服強度；最大等效塑性應變為0，完全未進入屈服。法向鎖緊機構最大應力位于鎖緊銷和定舵凹槽連接區域的斜面一側中端，最大應力777.4 MPa，小于材料在此局部區域溫度下的屈服強度；最大等效塑性應變為0，完全未進入屈服。

圖14 法向鎖緊機構應力分布

圖15 法向鎖緊機構應變分布

上述分析結果表明：順、逆時針加載集中載荷時，定/動舵面、軸向鎖緊機構、法向鎖緊機構整體未進入屈服，結構靜強度和剛度滿足要求。

4 結 束 語

本文針對高速飛行器折疊舵進行了結構設計與研究，創新點主要有以下兩方面：

(1)對折疊舵采用了軸向和法向雙重鎖緊機構，提高了承載能力、整體剛度、鎖緊可靠性，減小了展開到位動載荷，利于機構小型化。重點解決了常規設計中僅有法向鎖緊機構單獨作為分體結構連接件，無法應對承載溢出的問題；

(2)對折疊舵采用基于高溫合金材料的定/動舵面和鎖緊機構。針對高熱流飛行環境，解決了折疊舵作為可活動分體結構，不宜采用傳統空氣舵防熱方案的問題，有效保證了防熱性能。

本文通過設計論證和仿真分析，探索了基于高溫合金材料、采用雙重鎖緊機構的新型折疊舵結構設計方案，并驗證了其理論可行性，為高速飛行器折疊翼/舵結構設計技術提供了新的理論參考。對于其在工程實際中的精細化分析方法以及推廣應用，需要進一步開展深入探究。