郭 欣， 朱仕堯， 劉觀日， 于 兵， 唐 科， 雷勇軍

(1.國防科技大學(xué) 軍事職業(yè)教育技術(shù)服務(wù)中心，長沙 410073；2.國防科技大學(xué) 空天科學(xué)學(xué)院，長沙 410073；3.北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076)

隨著運載火箭向重型化發(fā)展，傳統(tǒng)點式和柔性包帶式的星箭連接裝置已無法滿足其承載要求。新型剛性包帶形式的連接裝置,如圖1所示。(以下簡稱剛性包帶裝置)采用環(huán)繞上、下端框的整根楔形截面圓弧包帶作為連接裝置，能夠有效提升星箭連接剛度，具有重要的工程應(yīng)用價值。

國內(nèi)外研究人員針對柔性包帶軸向承載能力和分離過程的動力學(xué)運動規(guī)律已開展了較為深入的研究。秦朝燁等[1-4]對柔性包帶連接的剛度、軸向振動響應(yīng)和動力學(xué)特性進行了分析。白邵竣等[5]基于接觸理論提出了柔性包帶連接的非線性動力學(xué)有限元建模方法。譚雪峰等[6-8]提出了包帶分離面徑向沖擊預(yù)示的簡化圓環(huán)方法，并對包帶連接結(jié)構(gòu)進行了動力學(xué)模擬及故障分析。Singaravelu等[9]應(yīng)用斷裂力學(xué)研究了包帶式星箭系統(tǒng)的承載能力。Barrans等[10]采用有限元法對包帶的極限軸向承載能力進行預(yù)測。武新峰等[11-12]對包帶連接結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化設(shè)計并基于LS-DYNA對分離過程和沖擊響應(yīng)進行了分析?？凳颗蟮萚13]采用解析法和Abaqus軟件研究了溫度變化對柔性包帶裝置預(yù)緊力的影響。由于剛性包帶裝置的設(shè)計概念提出較晚[14]，結(jié)構(gòu)形式、預(yù)緊力加載方式以及分離和捕獲方法與柔性包帶差異較大，且涉及熱力耦合、非線性接觸等復(fù)雜力學(xué)問題，因此目前尚沒有針對剛性包帶裝置的分離運動規(guī)律和捕獲回收過程的詳細研究。

圖1 連接狀態(tài)下的剛性包帶式星箭連接裝置三維示意圖

針對剛性包帶分離與捕獲過程中的動態(tài)響應(yīng)問題，本文首先介紹了剛性包帶式運載火箭星箭連接裝置的系統(tǒng)組合和結(jié)構(gòu)特點；然后在合理假設(shè)基礎(chǔ)上建立其非線性多體動力學(xué)有限元分析模型，與試驗結(jié)果對比驗證模型正確性；隨后分析剛性包帶接頭速度、解鎖運動軌跡、捕獲運動狀態(tài)以及解鎖沖擊等動力學(xué)響應(yīng)特點；最后研究了緩釋解鎖裝置解鎖時間和包帶預(yù)緊力等參數(shù)對剛性包帶分離與捕獲動力學(xué)過程的影響規(guī)律。

1 剛性包帶式星箭連接裝置簡介

由圖2可知，剛性包帶形式的運載火箭星箭連接裝置由單條整體式剛性包帶、上下端框、緩釋解鎖裝置以及捕獲器組成。剛性包帶為采用鋁制鍛環(huán)制造的整體式包帶，包帶內(nèi)側(cè)為V型槽結(jié)構(gòu)，相比柔性包帶具有較高的結(jié)構(gòu)剛度和強度。剛性包帶兩端接頭均設(shè)置有安裝孔，緩釋解鎖裝置固定在安裝孔之間。剛性包帶的頂端和底端分別設(shè)有上、下端框，且上端框(即衛(wèi)星連接端)的底端面和下端框(即火箭連接端)的頂端面均有楔形凸緣，從而與剛性包帶內(nèi)側(cè)V型槽進行連接配合。下端框外壁周向均布安裝捕獲器，且捕獲器的內(nèi)側(cè)安裝有彈簧片，用于實現(xiàn)對剛性包帶的捕獲和限位。

初始狀態(tài)的剛性包帶徑向尺寸大于端框楔形凸緣，并呈現(xiàn)開口狀態(tài)。在安裝過程中，剛性包帶首先升溫，然后逐漸收緊包帶接頭，使包帶V型槽與上下端框凸緣配合，并用緩釋解鎖裝置固定包帶接頭相對位移，利用包帶自然降溫收縮在內(nèi)部產(chǎn)生預(yù)緊力，實現(xiàn)星箭間連接承載功能。剛性包帶分離時，通過緩釋解鎖裝置緩釋包帶接頭，在儲備的彈性勢能作用下向外彈出，受到捕獲器限制而停止外擴，并在倒鉤型彈簧片作用下減少反彈，最終實現(xiàn)包帶捕獲；與此同時上端框在分離彈簧作用下與下端框?qū)崿F(xiàn)分離，如圖 2所示。

圖2 剛性包帶式星箭連接裝置的分離前后示意圖

2 剛性包帶式星箭連接裝置模型建立

由于剛性包帶安裝和預(yù)緊所儲備的彈性勢能在釋放時轉(zhuǎn)化為分離的動能，該彈性勢能對分離和捕獲過程影響較大，因此本文考慮剛性包帶從自由、連接再到釋放的全過程，將整個仿真過程分為安裝、固定和釋放3個過程。其中安裝過程主要完成包帶升溫和安裝，固定過程主要用來通過降溫產(chǎn)生預(yù)緊力，釋放過程主要完成包帶的分離與捕獲。

2.1 連接裝置結(jié)構(gòu)有限元模型

首先，按照圖3所給截面參數(shù)繪制上、下端框和包帶的回轉(zhuǎn)體幾何模型，采用有限元分析軟件Abaqus進行部件網(wǎng)格劃分，除了分離彈簧外所有部件均采用體單元建模，并在有接觸關(guān)系的表面劃分較為細致的網(wǎng)格以避免模型接觸失效。然后，根據(jù)部件間物理連接關(guān)系進行結(jié)構(gòu)系統(tǒng)組集，建立了剛性包帶式星箭連接裝置自由狀態(tài)下的有限元模型，如圖4所示。其中共劃分單元59 875個，節(jié)點83 910個。上、下端框、包帶以及捕獲器主體結(jié)構(gòu)均為鋁合金材料(牌號2A14T6)，僅捕獲器掛鉤部分為不銹鋼材料(牌號PH13-8Mo)，相關(guān)材料參數(shù)如表1所示。

2.2 載荷邊界條件

如表2所示，對不同分析步中載荷與邊界條件進行逐一設(shè)置，其中下端框底端固支約束在3個分析步中保持不變；上端框頂端簡支只在安裝過程中施加，以抵消包帶未安裝時的分離彈簧作用力，在包帶安裝后隨即失效。在安裝過程內(nèi)，先對包帶施加溫度載荷，然后在包帶的接頭處施加位移載荷，使包帶接頭收緊至固定位置。此外，安裝過程只考慮上下端框間、包帶與上下端框和包帶與捕獲器的掛鉤間的接觸，不考慮包帶與捕獲器的接觸，因此包帶可以直接穿越捕獲器進行安裝；而在固定與釋放時間步中考慮所有可能的接觸關(guān)系，從而實現(xiàn)捕獲器對包帶的捕獲。

圖3 剛性包帶式星箭連接裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)(mm)

圖4 剛性包帶式星箭連接裝置的有限元模型

表1 端框和包帶的材料參數(shù)

表2 不同分析步中的載荷和邊界變化

2.3 模型正確性驗證

包帶接頭預(yù)緊力在安裝-預(yù)緊過程中的變化，如圖5所示。安裝過程中，接頭預(yù)緊力用于克服包帶自身變形，隨時間緩慢增大；安裝后，包帶熱量向端框傳導(dǎo)，自身溫度逐漸降低，接頭預(yù)緊力迅速增大；當兩者溫度趨同時，預(yù)緊力趨于穩(wěn)定。分析結(jié)果與地面試驗結(jié)果基本吻合，最終預(yù)緊力分別為17.9 kN和16.4 kN。剛性包帶在降溫預(yù)緊后周向預(yù)緊力的分布圖，如圖6所示。從圖6可知，剛性包帶的預(yù)緊力從0°(包帶接頭)到180°(包帶中點)逐漸增大。分析結(jié)果與試驗結(jié)果規(guī)律相符。綜上，接頭預(yù)緊力變化規(guī)律和包帶周向預(yù)緊力分布的分析結(jié)果與地面試驗結(jié)果較為一致，說明所建模型和分析方法合理可信。

圖5 剛性包帶接頭預(yù)緊力隨時間變化曲線

圖6 剛性包帶周向預(yù)緊力分布圖

包帶接頭預(yù)緊力隨包帶和端框單元總數(shù)變化的曲線，如圖7所示。通過對比不同網(wǎng)格細分下的分析結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)：隨著有限元模型網(wǎng)格的不斷細化，單元數(shù)量逐漸增大；當單元數(shù)量大于59 000時，分析結(jié)果對網(wǎng)格尺寸不敏感(相對偏差小于2%)；本研究所建模型單元數(shù)量達到59 875個，滿足網(wǎng)格無關(guān)性要求。

圖7 剛性包帶接頭預(yù)緊力隨單元數(shù)變化曲線

3 分離與捕獲過程動力學(xué)分析

本部分在34 kN預(yù)緊力和2 ms緩釋解鎖狀態(tài)下，分析剛性包帶分離與捕獲過程中的接頭運動速度、包帶運動規(guī)律和上端框沖擊響應(yīng)。為便于結(jié)果討論，在+x側(cè)包帶上沿周向選取6個特征截面，其中1#截面為包帶接頭，2#～5#截面依次對應(yīng)與捕獲器1～4接觸位置，6#截面位于包帶中點，截面位置見圖4(a)，測點位置見圖3(c)。取1#截面上的特征點作為接頭速度測點。在與包帶接頭對應(yīng)的上端框位置，沿+z方向由上至下選取上、中和下3個位置作為沖擊響應(yīng)測點，測點位置見圖4(a)。

3.1 接頭運動速度分析

①0～2 ms：在該階段包帶處于緩釋狀態(tài)，隨著限位載荷逐漸減小，接頭速度隨時間單調(diào)遞增至5.72 m/s；此過程整個包帶未與捕獲器碰撞，始終處于外擴狀態(tài)；②2～7.2 ms：包帶接頭速度呈現(xiàn)小幅波動式緩慢增長，最大值可達10.01 m/s；此過程中包帶存在釋放殘余振動且各典型截面先后開始碰撞捕獲器，導(dǎo)致接頭速度波動；③7.2～20 ms：接頭速度迅速衰減，隨后在4.00 m/s附近振蕩變化，此過程包帶受到捕獲器阻攔發(fā)生反彈，內(nèi)能與動能開始相互轉(zhuǎn)化，因此速度具有明顯振蕩特征。

3.2 包帶運動規(guī)律分析

包帶內(nèi)側(cè)徑向位置隨時間變化曲線，如圖8(a)所示。其中1#截面在3 ms最先脫離端框，隨后6#和5#截面在3.4 ms附近脫離，2#和4#截面在4 ms附近脫離，最后3#截面在5.9 ms與端框脫離。整個包帶脫離過程持續(xù)5.9 ms，其中包帶接頭與中點位置首先脫離，中間部分隨后脫離，最后分離的位置位于2#與3#截面之間(即捕獲器1與捕獲器2之間)。這是由于包帶接頭位置在解鎖過程中最先釋放，而從接頭到中點的包帶預(yù)緊力逐漸越大，因此存儲的彈性勢能也越來越多，因此1#和6#截面會較快分離。此外，3#截面位置在18.5 ms后徑向位置又小于端框半徑，但上端框在11.2 ms(圖中豎直線)已高于捕獲器，上下端框完成分離，因此包帶與上端框并不會發(fā)生碰撞。

包帶外側(cè)徑向位置隨時間變化曲線，如圖8(b)所示。其中1#和6#截面分別在5 ms和7 ms附近沖出捕獲器徑向包絡(luò)，隨后包帶5#和2#截面在6.5 ms附近與捕獲器內(nèi)壁發(fā)生碰撞，4#截面與捕獲器碰撞時間為8 ms，而3#截面與捕獲器最后碰撞，碰撞時間為10 ms；以上4個位置與捕獲器碰撞后，2#～5#截面位置均存在小幅反彈。說明捕獲器彈簧片在一定程度上限制了包帶的回彈運動。

圖8 剛性包帶徑向關(guān)鍵位置的徑向位置時間歷程曲線

3.3 上端框沖擊響應(yīng)分析

上端框測點的沖擊響應(yīng)時間歷程曲線，如圖9所示。從圖9可知，下點的響應(yīng)整體幅值最大(峰值為1.9×104m/s2，對應(yīng)11 ms)，中點次之，上點處的響應(yīng)整體幅值最小(峰值為5.1×103m/s2，對應(yīng)11 ms)。不難發(fā)現(xiàn)：隨著節(jié)點位置遠離端框分離截面，分離沖擊響應(yīng)迅速減小至3.7%，說明分離沖擊對衛(wèi)星連接端的影響較小。

圖9 上端框關(guān)鍵測點的加速度沖擊響應(yīng)

4 包帶分離與捕獲過程影響因素分析

在構(gòu)型確定的情況下，緩釋解鎖裝置的解鎖時間和剛性包帶的預(yù)緊力水平會直接影響剛性包帶分離過程的動力學(xué)行為，需要對其影響規(guī)律進行詳細研究。

4.1 解鎖時間對包帶運動分離與捕獲過程的影響

當釋放開關(guān)啟動后，緩釋解鎖裝置內(nèi)部螺桿與飛輪需要一定解鎖時間以完成相對螺旋式滑動從而實現(xiàn)解鎖操作，因此解鎖時間(或解鎖速度)會影響預(yù)緊剛性包帶的彈性勢能釋放過程，進而影響其分離運動。本部分主要關(guān)注包帶解鎖時間對包帶分離和捕獲運動的影響規(guī)律，并假設(shè)解鎖過程中包帶預(yù)緊力按線性規(guī)律減小。不同解鎖時間條件下的接頭運動速度時間歷程，如圖10所示。從圖10可知，隨著解鎖時間由2 ms延長至6 ms，接頭速度的變化趨勢較為相似，即緩釋段速度明顯增大，隨后速度增大至峰值并迅速減小，最后呈現(xiàn)波動變化規(guī)律。在緩釋過程中的接頭速度整體呈減小趨勢，且速度峰值出現(xiàn)時間逐漸后移，峰值取值由10.01 m/s下降至7.05 m/s，減小29.6%。

圖10 不同緩釋時間條件下的包帶接頭速度時間歷程

不同解鎖時間條件下的包帶與端框和捕獲器配合時間,如圖11所示。從圖11可知，隨著解鎖時間延長，包帶與端框分離時刻和與各捕獲器接觸時刻均延后。當解鎖時間達到6 ms時，在20 ms內(nèi)包帶甚至仍未與端框分離，只有接頭位置與捕獲器發(fā)生碰撞，并且分離順序由先1#和6#截面再中間截面的順序變?yōu)?#～6#截面依次分離。這是由于隨著解鎖時間逐漸延長，包帶分離運動明顯放緩，導(dǎo)致包帶中點處較大的彈性勢能得到緩慢釋放，使#6截面的彈出速度明顯減小，最終包帶呈現(xiàn)從接頭處緩慢展開的運動趨勢。雖然包帶緩慢分離可以降低沖擊響應(yīng)，但是上述運動趨勢容易導(dǎo)致上端框傾斜分離，在工程實踐中應(yīng)盡量避免。

圖11 不同緩釋時間條件下的包帶與端框和捕獲器配合關(guān)系

衛(wèi)星安裝平面處的加速度沖擊響應(yīng)時間歷程曲線，如圖12所示。從圖12可知，隨著解鎖時間延長，衛(wèi)星所承受的沖擊響應(yīng)不斷減小，沖擊峰值出現(xiàn)時間在8～10 ms，峰值取值由1.90×104m/s2下降至1.45×104m/s2，減小23.7%。

圖12 不同解鎖時間條件下的上端框沖擊加速度響應(yīng)

4.1 預(yù)緊力對包帶分離與捕獲過程的影響

由于預(yù)緊力水平直接關(guān)系到預(yù)緊剛性包帶的彈性勢能總量，因此會對剛性包帶的分離過程產(chǎn)生明顯影響。同時預(yù)緊力在剛性包帶靜力學(xué)設(shè)計中也具有重要地位，需要同時滿足材料強度極限限制和靜力學(xué)承載要求。本部分在滿足靜力學(xué)要求的預(yù)緊力范圍內(nèi)(20～40 kN)，重點研究包帶預(yù)緊力對包帶分離與捕獲運動的影響規(guī)律。不同預(yù)緊力條件下的包帶接頭速度變化規(guī)律,如圖13所示。從圖13可知，接頭速度變化規(guī)律未發(fā)生本質(zhì)改變，但隨著預(yù)緊力逐漸增大，0～2 ms緩釋階段的接頭速度整體呈增大趨勢。緩釋后速度呈現(xiàn)小幅波動式緩慢增大(對應(yīng)2～6 ms)，且波動幅度隨預(yù)緊力增大而明顯增大。速度峰值出現(xiàn)時間隨預(yù)緊力增大而有所提前，且峰值取值由7.79 m/s提升至10.65 m/s，增加36.7%。在6～20 ms的波動變化區(qū)間內(nèi)，接頭速度的振蕩幅度也同樣隨預(yù)緊力增大而增大。

圖13 不同預(yù)緊力條件下的包帶接頭速度時間歷程

不同預(yù)緊力情況下的包帶與端框和捕獲器的配合時間，如圖14所示。從圖14可知，包帶各典型截面的分離順序會因預(yù)緊力不同而發(fā)生明顯改變。當預(yù)緊力等于20 kN時，包帶按照1#～6#截面順序依次分離，且率先與捕獲器1接觸，與其他捕獲器接觸時刻均延后10 ms以上。當預(yù)緊力大于等于27 kN時，包帶按先1#和6#截面再到中間截面順序分離，且包帶與捕獲器接觸時刻均隨預(yù)緊力增大而提前。這是由于預(yù)緊力越小，包帶儲存的應(yīng)變勢能越小，包帶中點位置的彈性勢能在緩釋階段得到充分釋放，不能產(chǎn)生較大的分離速度，導(dǎo)致包帶接頭速度明顯大于包帶中點。與解鎖時間增長類似，預(yù)緊力過小也可能導(dǎo)致上端框傾斜分離，因此應(yīng)盡可能提高預(yù)緊力幅值。

圖14 不同預(yù)緊力條件下包帶與端框和捕獲器配合關(guān)系

不同預(yù)緊力情況下的衛(wèi)星安裝平面加速度沖擊響應(yīng)，如圖15所示。從圖15可知，隨著預(yù)緊力的增大，沖擊響應(yīng)也在不斷增大，且峰值出現(xiàn)時間也明顯發(fā)生改變，最大沖擊由1.69×103m/s2上升至2.7×104m/s2，提高一個量級。從減小沖擊響應(yīng)角度出發(fā)，應(yīng)盡量限制預(yù)緊力水平，這與改善包帶運動規(guī)律相矛盾。

圖15 不同預(yù)緊力條件下的上端框沖擊響應(yīng)時間歷程

5 結(jié) 論

本文以應(yīng)用于重型運載火箭的剛性包帶式星箭連接裝置為對象，建立其完整“安裝-預(yù)緊-分離”過程非線性多體動力學(xué)分析模型，重點研究剛性包帶分離與捕獲過程中的動力學(xué)響應(yīng)規(guī)律及其關(guān)鍵影響因素。主要結(jié)論如下：

(1)包帶接頭分離速度在緩釋階段速度迅速增大，隨后波動式緩慢增長，直至與捕獲器接觸；包帶接頭和中點位置率先與端框分離和與捕獲器接觸；分離沖擊沿火箭軸線方向迅速衰減。

(2)隨著解鎖時間延長和預(yù)緊力減小，包帶接頭分離速度逐漸降低，與捕獲器接觸時刻延后，接觸時長增加，衛(wèi)星所受沖擊逐漸減小；與脫離端框時間逐漸增大，甚至可能改變包帶分離運動規(guī)律，引起衛(wèi)星傾斜分離。

(3)解鎖時間和預(yù)緊力對包帶分離運動和加速度沖擊的影響規(guī)律相反，取值過大或過小對包帶分離過程均有不利影響，在工程應(yīng)用中應(yīng)給予綜合考慮。