全箭動特性試驗八點自由懸吊系統適應性分析

張永亮，李寶海，蘇 里，王鵬輝，于 瑾

（北京強度環境研究所，北京，100076）

0 引 言

大型運載器的實尺寸動特性試驗是型號研制過程中的重要地面試驗之一[1]。全箭動特性是火箭結構的固有特性，對控制系統設計等至關重要，通常采用全箭動特性試驗方法獲取動特性數據。而實現運載器地面動特性試驗，其中一個關鍵要素是模擬運載器在空中的自由-自由邊界條件。目前中國全箭動特性試驗邊界模擬技術主要以彈簧-鋼索柔性懸吊支承為主，其部件均為機械裝置，結構緊湊，線性度好，制造與維護簡單方便[2]。

彈簧-鋼索柔性懸吊支承針對長征二號捆綁（CZ-2E）運載火箭、長征三號乙（CZ-3B）運載火箭、長征七號（CZ-7）運載火箭等芯級捆綁助推的構型[3]，由于其豎立停放狀態是芯級尾段承載，所以采用的是芯級四點懸掛系統，與無助推構型一致。而長征五號（CZ-5）運載火箭雖然也是芯級捆綁助推的構型，但是其豎立停放狀態是助推尾段承載，芯級尾段不承載。所以針對CZ-5火箭助推器承力的特點，全彈動特性試驗改變以往的四點懸掛系統采用全新的八點自由懸掛系統，每個助推器設置兩個懸掛點，四個助推形成八點自由懸掛系統[4]。

芯級承力四點自由懸掛時為靜態懸掛，將芯級吊裝入位與懸掛系統連接后，懸掛系統就處于靜止狀況。助推器承力八點自由懸吊有所不同，屬于動態懸掛。

CZ-5為兩級半構型運載火箭，CZ-5B為一級半構型運載火箭[3]，整流罩狀態差異較大，因此均開展了全箭動特性試驗。CZ-5芯級和CZ-5B芯級質量分布狀態差異明顯。八點自由懸吊系統的結構形式結合CZ-5和CZ-5B質量分布差異，將導致助推和芯級各部段的受力狀態有所差異。

本文研究全箭動特性試驗八點自由懸吊系統的適用性范圍，指導全箭動特性試驗的方案設計，研究方法基于八點自由懸吊系統的結構形式，結合CZ-5和CZ-5B運載火箭的結構形式和試驗質量特性變化狀態。進行了相關試驗狀態的結構靜力分析，同時對比分析狀態轉換模擬液加注泄出流程狀態的結構靜力學受力變化規律，進而得到優化的模擬液加注泄出流程，確保試驗安全。

1 自由懸吊系統

為了模擬運載器飛行狀態自由-自由邊界條件，支承系統由懸吊系統（下支承）和橫向穩定系統（上支承）組成。懸吊系統有作動筒、蝶形彈簧、調節拉桿、鋼絲繩及連接件組成，并懸掛于振動塔內的井字梁上。橫向穩定系統由橫向穩定彈簧和安全環組成[5]。

目前中國的全箭動特性試驗的懸吊系統包括四點自由懸吊系統和八點自由懸吊系統（見圖1）。所以針對CZ-5火箭助推器承力的特點，全箭動特性試驗改變以往的四點懸掛系統采用全新的八點自由懸掛系統。

圖1 自由懸吊系統Fig.1 Free Suspension System

續圖1

CZ-5和CZ-5B采用相同的八點自由懸吊系統。由于每個助推僅有兩個懸吊點，由于其結構特性，每個助推的兩個懸吊點除承載功能，還釋放了助推相對懸掛點處的一個角自由度和兩個平動自由度[6]。

圖2 八點自由懸吊系統單個助推處結構Fig.2 Eight-point Free Suspension System

2 全箭動特性試驗狀態對比

CZ-5和CZ-5B構型差別較大，均開展了全箭動特性試驗。試驗場地在新一代全箭振動塔。振動塔內部試驗工位總尺寸達18 m×18 m×75 m，懸掛承載能力達到1500 t[5]。塔內除自由懸吊系統以外，還配有模擬液加注系統、激振測量及數據采集與處理系統。CZ-5和CZ-5B均采用八點自由懸吊系統，也均采用蒸餾水模擬液氧、煤油貯箱內的推進劑。

全箭動特性參數在實際飛行過程中變化緩慢，工程上一般采用“凍結系數法”進行結構動力學分析。在全箭動特性試驗中會選取關鍵的飛行秒狀態進行試驗，如起飛秒、最大動壓秒、跨聲速秒等。而每個飛行秒狀態的狀態模擬，在結構形式無變化的情況下，主要是通過模擬液加注系統，改變模擬液質量實現。因此全箭動特性試驗中，不同飛行秒狀態轉換過程的主要工作內容是模擬液的加注或泄出。

由于加注和泄出過程中，相應貯箱壓力有一定范圍的變化，為保護貯箱結構安全，會對加注和排泄流程進行優化，一般加注順序由下向上：先助推煤油、助推氧，后芯級氧；排泄順序由上向下：先芯級氧、后助推氧、助推煤油。助推加注采用對稱加注。加注順序要求：先助推煤油、助推氧，后芯級氧；排泄順序要求：先芯級氧、后助推氧、助推煤油。

因此模擬液加注和排泄過程中產品質量特性狀態不同于試驗飛行秒狀態的質量特性狀態。

CZ-5和CZ-5B采用的液氫、液氧和煤油推進劑。在標準壓力和標準溫度下，液體推進劑密度分別為：液氧，1136.6 kg/m3；液氫，70.432 kg/m3；煤油，836.5 kg/m3。而模擬液蒸餾水密度為1000 kg/m3。

CZ-5按照等質量原則模擬，僅氧箱推進劑在起飛時刻滿箱狀態的模擬受最大容積限制無法實現等質量模擬，其他均按等質量模擬，且氫箱按空箱處理，所以CZ-5模擬液的加注量稍小于飛行狀態推進劑質量。CZ-5B按等體積模擬由于密度不同，相對于飛行介質，CZ-5B液氧貯箱模擬液質量減少，煤油貯箱模擬液質量增加。但是總質量也是稍小于飛行狀態推進劑質量，且氫箱也是按空箱處理，詳見表1。

表1 全箭試驗各狀態質量分析Tab.1 Integrated Launch Vehicle Test Mass Analysis of Each State

對比分析可見CZ-5按等質量模擬狀態模擬偏差較小，但在起飛狀態質量偏差較大。按等體積模擬質量偏差大，但是在起飛時刻偏差小于等質量模擬狀態。

CZ-5B按等體積模擬由于密度不同，相對于飛行介質，CZ-5B液氧貯箱溶液質量減少12.02%，煤油貯箱溶液質量增加19.54%。其中在2 s狀態差值最大。通過分析表明，試驗狀態下助推與芯級的質量比，CZ-5B大于CZ-5。

3 受力分析

八點自由懸吊系統通過助推尾段連接，實現全箭承載和自由邊界模擬，所以助推的載荷狀態較為復雜，特別是助推尾段載荷最為惡劣。

基于上述的技術狀態和分析結果，下面分析CZ-5和CZ-5B試驗狀態的助推模塊受力狀態，圖3為助推模塊的受力分析，根據力和力矩平衡原理，可以計算得尾段的載荷狀態。除試驗狀態載荷外還需考慮到狀態轉換過程中正常加泄流程下的載荷狀態。進而確定系統載荷分布規律和最大載荷狀態。

利用下列方程可求出上下捆綁水平支撐力，進而求得助推尾段的剪力載荷：

根據受力分析有：

G0不變，G1越大，F1越大。即助推質量與芯級質量之比越大，助推尾段下捆綁的載荷越大。由于助推下捆綁點為三捆綁拉桿形式，尾段在此捆綁點處主要受到剪力的作用。因此狀態轉換加泄流程最大剪力載荷狀態按照助推貯箱加注至轉換后的質量狀態，芯級貯箱還是狀態轉換前的質量狀態進行分析。而排泄流程按照芯級貯箱排泄至轉換后的質量狀態，助推貯箱還是狀態轉換前的質量狀態進行分析。

首先分析的是CZ-5全箭動特性試驗助推下捆綁剪力載荷，分析結果見圖4。分析結果表明，試驗狀態起飛時刻的助推下捆綁剪切力為41 268 N。而73 s轉換至2 s的加注過程中，助推下捆綁剪切力最大達到了41 768 N。其次在2 s轉換至30 s的排泄過程中，助推下捆綁剪切力最大達到了41 719 N。其他狀態隨著總加注量的減少，助推下捆綁剪切力也隨之減小。因此起飛時刻（2 s）加注和排泄過程中是助推下捆綁剪切力最大的時刻。

圖4 CZ-5基本型助推尾段剪力載荷隨時間狀態變化Fig.4 CZ-5 Booster Tail Shearing Load Varies with the Second Status

CZ-5B全箭動特性試驗助推下捆綁剪力載荷，分析結果見圖5。由圖5可知，試驗狀態起飛時刻的下捆綁剪切力為48 108 N。而66 s轉換至2 s的加注過程中，助推下捆綁剪切力最大達到了49 617 N。其次在2 s轉換至46 s的排泄過程中，助推下捆綁剪切力最大達到了49 147 N。其他狀態隨著總加注量的減少，助推下捆綁剪切力也隨之減小。因此起飛時刻（2 s）加注和排泄過程中是助推下捆綁剪切力最大的時刻。

圖5 CZ-5B助推尾段剪力載荷隨時間狀態變化Fig.5 CZ-5B Booster Tail Shearing Load Varies with the Second Status

由圖4和圖5結果對比可知，試驗狀態下CZ-5B助推尾段的剪力載荷是CZ-5的116.6%，狀態轉換時CZ-5B助推尾段的剪力載荷是CZ-5的118.8%，最大剪力載荷達到了49617 N。

而狀態轉換過程中按原有優化原則的加注泄出流程進行操作，將導致比試驗狀態還要大的載荷狀態。其中CZ-5狀態轉換助推尾段的剪力載荷是試驗狀態的101.2%，CZ-5B狀態轉換助推尾段的剪力載荷是試驗狀態的103.1%。

工程實際中，助推之間載荷狀態存在一定不一致性，助推尾段的剪力載荷可能更大。如果較大的剪切載荷，將增大結構破壞的風險。

4 流程優化分析

由于CZ-5的載荷狀態的安全余量在標準要求的范圍內，因此在狀態轉換的加注泄出流程上，可按照正常流程開展實施。但是CZ-5B的載荷狀態的安全余量較小，考慮助推之間載荷的不一致性，有影響安全余量的風險。為降低加注泄出過程中助推尾段的載荷，對加注流程進行優化。

加泄流程優化方案：

a）加注過程：首先加注芯級貯箱模擬液至要求狀態，然后加注助推貯箱的模擬液至要求狀態；

b）泄出過程：首先泄出助推貯箱的模擬液至要求狀態，然后泄出芯級貯箱的模擬液至要求狀態；

CZ-5B起飛時刻（2 s）和跨聲速（46 s）優化后的助推載荷狀態最大值與試驗狀態載荷一致。最大動壓（66 s）以后的其他狀態載荷狀態均不超過CZ-5狀態，所以，僅需對起飛時刻（2 s）和跨聲速（46 s）進行加泄流程優化。

為保證起飛時刻（2 s）試驗狀態的安全實施，在試驗過程中對助推和芯級進行了變形監測及防護方案。

變形監測及防護方案：在每組懸掛系統上的油缸內配備測力裝置，以實時監測各個懸掛點的受力情況。同時在每個助推承力框下面均布放置3個支撐柱，支撐柱與承力框留有安全距離，起到傾倒限位的防護作用。同時在每個助推的承力框上安裝絕對傾角傳感器和視頻監控系統，如圖6所示。

圖6 監測傳感器安裝Fig.6 Installation of the Monitor Sensor

試驗監測了CZ-5B最大動壓（66 s）至起飛時刻（2 s）的4個助推尾段下端面至芯級的相對距離及助推承力框的絕對傾角，用于測量八點自由懸吊系統釋放角自由度的狀態，測量結果主要關心變化量。測量結果如表2所示。

表2 監測結果Tab.4 Monitoring Results

表4結果表明，傾角變化大，助推尾段下端面和芯級尾段之間的位移變化也大，符合物理規律。同時最大的傾角和位移發生在助推II和助推III。反映了助推及試驗系統的狀態差異性。經過上述分析和采取的相關措施，試驗最終安全順利完成。

5 結束語

CZ-5和CZ-5B運載火箭構型差異，推進劑加注量差異及模擬液模擬原則差異，結合助推模塊在八點自由懸吊系統支撐的狀態下的受力分析結果表明，CZ-5運載火箭按照正常的流程狀態轉換，助推尾段的載荷具有一定的安全余量，而CZ-5B運載火箭在起飛狀態（2 s）助推尾段的剪力載荷增大至CZ-5載荷的116.6%。狀態轉換助推尾段的剪力載荷增大至CZ-5載荷的118.8%。較高的載荷有影響助推尾段結構安全余量的風險。為保證試驗的安全，CZ-5B運載火箭動特性試驗方案設計優化模擬液加注泄出流程，并采取了防護和監測。最終通過試驗驗證，證明了優化方案的有效性。針對CZ-5準備的八點自由懸掛自由邊界模擬系統，由于其動態懸掛的特點，在特殊情況下不適用于CZ-5B運載火箭。因此全箭動特性試驗實施方案策劃之初需對相關系統進行適應性分析，確定試驗的安全有效開展。