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. 北京宇航系統工程研究所，北京 100076； 2. 大連理工大學 工程力學系，遼寧 大連 116024;3. 國防科技大學 文理學院，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，是實現航天運輸系統級間、頭體、頭罩、尾罩、口蓋等正常分離的關鍵元件[1]，是運載火箭的重要組成部分。它的主要任務是在有效載體發射到預定目標位置后，使運載火箭、載人飛船和航天飛機等宇航飛行器完成預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系到空間飛行器的任務完成，以及人員與設備的安全。

膨脹管-凹槽板分離裝置是一種典型的線式分離裝置[2-3]，其結構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、可靠性高、無污染和剛度連續等優點，在國內外多個型號上廣泛應用，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量的增加，該種分離裝置將應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生的沖擊被認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-凹槽板分離裝置進行了改進設計，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設置

1.1 仿真模型

以膨脹管-凹槽板分離裝置[8]中雙邊分離結構形式為例，采用LS-DYNA有限元結構動力學計算軟件中拉格朗日歐拉耦合算法實現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、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；扁平導爆索爆炸變形區域及填充物(聚乙烯)設置為歐拉網格，兩種網格單元的結合區域為混合拉格朗日歐拉網格單元區。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法的對稱接觸算法(surface-to-surface contact)[10]。拉格朗日單元變形在達到設定的閾值條件后自動刪除，表明該處已達到破壞應變。

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

本文計算中，材料模型和參數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，此種鋁合金的應力應變曲線呈兩段線性，本構關系可寫為

(1)

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

(γ0+aμ)E

(2)

P=ρ0C2μ+(γ0+aμ)E(當μ≤0時)

(3)

式(2)和式(3)分別對應了加載和卸載狀態下物態方程的表示形式。式中：E為內能；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前密度；γ0為Gruneisen系數；a為Gruneisen系數的一階項修正系數，a一般取為0。式(2)中C,S1,S2,S3來自沖擊Hugoniot參數，由沖擊絕熱線確定

D=C+S1u+S2u2+S3u3

(4)

式(4)對應了下列沖擊波速度和質點速度之間關系式的系數，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。屈服應力σy為塑性應變的函數，滿足等式(5)

(5)

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

表1 扁平管狀態方程具體參數Tab.1 Material parameters of expanding tube

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

(6)

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

表2 分離結構的材料及狀態方程參數Tab.2 Material parameters for super-zip structures

表3 炸藥RDX的材料及狀態方程參數Tab.3 Material parameters for RDX

2 仿真分析分離裝置分離過程及截面內應力波的傳播規律

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，很快沿著導爆索發生爆轟，在瞬態的強沖擊波作用下，結構中產生了應力波，如圖3(a)所示；在炸藥爆轟后，產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強度相對較弱，所以爆轟氣體首先向兩側鼓出，使扁平管逐漸變圓，此時削弱槽處產生應力集中，分離板產生裂紋并沿著削弱槽擴展，由于炸藥爆轟速度遠大于結構中應力波傳播速度，所以應力波速度大于裂紋擴展速度，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，裂紋擴展至圖示截面，引人關注的是爆轟氣體分裂為左右兩個部分，可以看出，此氣團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，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沖擊波的傳播規律，初步探索爆炸分離過程的沖擊產生原因，作為后續沖擊環境分析的依據。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生瞬態高壓區；在圖4(b)時刻，扁平管上下端與上下連接框的界面處產生瞬間高壓區，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，整個裝置中存在復雜的波系，但是，可以看出，此時沖擊波的壓力要遠小于圖4(a)～圖4(b)時刻。分析圖4(a)和圖4(b)時刻瞬態高壓產生的原因，從圖中可以看出，此高壓主要發生在反射波區，由于扁平管內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向密實介質傳播時，會發生強烈的反射。

圖3 典型時刻平板分離的Mises應力(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律Fig.4 Propagation of shock wave in the section of super-zip

3 降沖擊方案設計的提出

相關研究表明，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力釋放及分離板的振動，占比45%。根據上述研究，對膨脹管-凹槽板分離裝置進行降沖擊設計改進。

方案A：將連接框與分離板的連接面設計為低密度材料如橡膠，隔離分離板斷裂應力釋放和振動引起的沖擊，結構示意如圖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選擇將橡膠墊內嵌在連接框內部，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，結構示意如圖6所示。其中，虛線區域均為設計的凸臺，因為建立模型對稱性的原因，上下區域表現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，但由于不允許扁平管在結構中自由晃動，將連續接觸更改為間斷接觸。本方案中，改進后接觸面積減小為原來的3%。

4 仿真分析預測兩種方案的降沖擊能力

兩種改進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，對結構中監測點加速度歷史采用butterworth濾波器進行頻率帶寬為10 kHz濾波后，再進行標準的沖擊譜線分析，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

理論上可以完成監測點的三個維度(X、Y、Z)的結果提取，但考慮到試驗Y向(軸向)是工程結構中最關注的方向，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分別統計了仿真計算獲取的基礎結構和2種改進結構不同測點對應的4 kHz內和8 kHz內最大沖擊值。

表4 基礎狀態結構加速度處理結果Tab.4 Shock environment of original design

表5 改進方案A結構加速度處理結果Tab.5 Shock environment of improved design A

表6 改進方案B結構加速度處理結果Tab.6 Shock environment of improved design B

與基礎結構狀態類似，兩種設計方案在均呈現隨著距離沖擊源越遠，其沖擊峰越小，說明結構改進的方向是符合基本規律的。對比兩方案可知，就4 kHz和8 kHz內最大峰值而言，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內最大峰值大于基礎結構的。為了便于對比兩種改進結構的降沖擊特性，通過將改進方案8 kHz內最大峰值與基礎結構的數值進行比值，比值大小代表改進結構的降沖擊的效率，其數值大于1說明改進方案無效，因此該值越小降沖擊的效果越好。

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

表7 改進結構降沖擊效率對比Tab.7 Shock reduction effectiveness of the improved designs

分析其原因，改進方案A設計僅隔離了分離板和連接框接觸面傳遞的沖擊，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

根據降沖擊方案仿真分析的結果，選改進方案B狀態開展了膨脹管-凹槽板分離裝置平板試驗件分離沖擊測試試驗，與本研究中基礎狀態平板試驗沖擊測試試驗結果進行對比。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方向的測試結果如圖9所示。相關的數據統計如表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 基礎與改進方案B仿真分析和沖擊試驗結果對比Tab.8 Comparison of simulation analysis and impact test results between original design and improved design B

從表8可知，對于基礎結構，仿真與測試結構的最大誤差控制在16%，對于改進B結構，仿真與測試結構的最大誤差控制在14%，結果表明，仿真模型是可行的，在一定誤差范圍內，可以有效地預測測試結果。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。

6 結 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波的傳爆規律，并且針對膨脹管-凹槽板分離裝置產生沖擊的兩個主要來源進行了結構改進設計和仿真對比分析，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。得到如下結論：

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

(2)有關分離裝置分離過程面內波的傳爆規律：炸藥爆轟波傳出，在扁平管與左右分離板的界面處產生瞬態高壓區，隨后在扁平管上下端與上下連接框的界面處產生瞬間高壓區，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律，為改善整個膨脹管分離過程的沖擊環境，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。