劉立東，范瑞祥，程堂明，張 然，郭金剛

（北京宇航系統工程研究所，北京，100076）

0 引言

火箭豎立在發(fā)射臺上進行轉運和檢查時，常常數小時暴露于地面風中。此時，作為隨機變量的地面風成為作用于火箭結構上的主要干擾[1,2]，地面風是指高度在150 m以內的大氣風，其特點是空間和時間上速度和方向都迅速變化，這種風載荷通常是火箭尾部結構和發(fā)射臺的重要輸入參數。當火箭豎立在發(fā)射平臺上時，會引起箭體結構的變形和振動，造成底部彎曲應力[3]，甚至引起結構破壞或發(fā)射失敗。國外不少型號，如美國的先鋒、土星等火箭地面風載荷都較為嚴重，其中雷神全尺寸試驗期間，當地面風速達到27 m/s時，發(fā)射臺上的箭體遭到傾倒破壞[4]。因此，部分運載火箭在發(fā)射臺上設置專用的防風減載裝置，避免地面風載荷引起的結構適應性問題。

由于中國之前發(fā)射場均處于內陸，火箭的地面風速設計條件一般為平均風速10～13 m/s。而海南文昌發(fā)射場為沿海發(fā)射場，其地面風場特性與內陸其他發(fā)射場相比差異較大，本文通過海南文昌發(fā)射場地面風研究分析，結合某火箭型號特點，提出適合中國“新三垂”轉場模式火箭的防風減載裝置設計方案，并給出減載實施效果。

1 國外火箭防風減載情況

1.1 土星V火箭

土星V火箭設計中在發(fā)射塔和火箭之間設計了一種防風減載結構，將地面風帶來的彎矩效果減至最小，土星V火箭的防風減載器設置在逃逸塔和發(fā)射塔之間，整體承載結構類似一種框架結構，如圖1所示。

圖1 土星V火箭防風減載裝置示意Fig.1 Saturn V Wind Damper

1.2 宇宙神 V火箭

宇宙神 V火箭在臍帶塔和火箭之間設置了防風減載結構，如圖2所示。

圖2 宇宙神V火箭防風減載裝置示意Fig.2 Atlas V Wind Damper

1.3 戰(zhàn)神I火箭

戰(zhàn)神I火箭盡管目前已經終止了研制，在其研制方案中，同樣也有解決地面風帶來載荷影響的相應結構，具體如圖3所示。

圖3 戰(zhàn)神I火箭防風減載裝置示意Fig.3 Arex I Wind Damper

國外在20世紀60年代就開展了地面風對火箭影響的研究，而且這種研究一直持續(xù)至今，地面防風減載裝置也一直在不斷完善改進，在設置防風減載裝置時，充分考慮了對技術的繼承性和對現有產品的適應性。

2 海南文昌發(fā)射場地面風載荷

火箭豎立在發(fā)射臺上，作用在火箭上的風載荷及結構截面彎矩示意如圖4所示。

圖4 地面風及箭體截面載荷示意Fig.4 Load Condition Caused By Ground Wind

工程設計過程中，地面風風剖面一般采用Davenport指數規(guī)律，由于其形式簡單而得到廣泛應用，如加拿大規(guī)范NBC1990[5]。

式中為基準高度平均風速；zb為基準高度；v(z)為相對基準高度z米的地面風平均風速；k為經驗指數，規(guī)范推薦值一般情況如表1所示[6]。

表1 k系數取值情況Tab.1 Value ofk

海南發(fā)射場實測發(fā)現，地面風速隨高度增加迅速變大。地面風統計結果如圖5所示，擬合后k≈0.35，該特征與內陸發(fā)射場明顯不同。因此，淺層風剖面規(guī)律不僅與地貌相關，而且與當地地理、氣象環(huán)境密切相關。

圖5 地面風統計情況Fig.5 Ground Winds in Different Areas

3 海南文昌發(fā)射場地面風載荷

統計分析發(fā)現，海南發(fā)射場50 m高度的平均風速須由10 m/s增大至15 m/s以上，由此引起火箭根部彎矩載荷增加。此時火箭研制處于初樣后期，風速增加將可能導致火箭尾部結構和發(fā)射臺的研制出現重大反復。因此，需要研制和設計一種防風減載裝置，最大限度降低火箭根部載荷。參照國際上火箭防風減載裝置應用情況，盡量不改變現有的火箭結構和地面發(fā)射支持系統結構，并且要求防風減載裝置具備較強的可操作性，同時具備一定的橫向剛度，以滿足減載指標要求。

按照方案設計原則，主要利用箭上二級發(fā)動機的機架4個現有的M20螺紋孔接頭結構，采用合理的拉耳與臍帶塔連接，在臍帶塔和火箭之間設置防風減載機構。

3.1 防風減載裝置拓撲優(yōu)化分析

由于防風減載裝置安裝在距離發(fā)射平臺約30 m的高空，并且跨距長達10 m，在保證剛度要求的前提下，需要結構質量最小，因此開展了以側向結構剛度最大為目標的變密度拓撲優(yōu)化設計，其數學模型表述如下：

式中iu為第i個單元的相對密度；p為工況總數；ρ0為單元原始密度；0iV為第i個單元的體積；0m為所有單元原始密度時的結構總質量。

拓撲優(yōu)化模型及優(yōu)化結構如圖6所示。

3.2 防風減載裝置剛度設計分析

防風減載裝置剛度指標與火箭根部載荷相關，將防風減載裝置等效為梁模型，建立臍帶塔、防風減載裝置及火箭豎立狀態(tài)有限元模型，如圖7所示。為保證火箭載荷在要求值范圍內，計算防風減載裝置的橫向剛度指標2k需要不小于1×105。

圖7 有限元模型示意Fig.7 The Finit Element Model

在拓撲優(yōu)化及結構優(yōu)化設計的基礎上，詳細設計防風減載結構。防風減載結構主要由轉軸、橫梁、連接接頭、連接環(huán)、轉動銷接頭、調節(jié)接頭等構成。其中轉軸、接頭結構選用鋼材，橫梁及其他結構選用鋁合金。在此基礎上建立了防風減載裝置有限元模型，從計算結果來看，可以將整體橫向剛度提升到4×105左右，滿足設計指標要求。

圖8 計算結果Fig.8 The Resault of Finit Element Model

3.3 防風減載實施效果評價

某火箭在合練試驗中分別進行了不加防風減載裝置狀態(tài)和加防風減載裝置狀態(tài)的風載荷標定試驗，獲取了箭體典型截面上應變值與彎矩的關系，在特定加載工況下，火箭尾部彎矩試驗值與計算值對比情況如表2所示。

表2 尾端根部彎矩及頭部位移對比Tab.2 The Root Bending Moment&the Head Deformation

4 結論

發(fā)射場地面風載荷對火箭結構設計有著重要的影響，某火箭在設計初期采用的內陸發(fā)射場地面風指標并不適應沿海發(fā)射場，研制過程當中，詳細總結了海南文昌發(fā)射場風場數據和使用條件，結合型號結構特點，設計并使用了防風減載裝置，計算和試驗結果表明防風減載裝置減載效果明顯，達到了型號應用目的。