李新寬，李程剛，張 醒，徐 林，史立濤，李 昊，宋攀

（上海宇航系統(tǒng)工程研究所，上海 201109）

0 引言

助推器捆綁機(jī)構(gòu)用于連接火箭的助推器和芯級(jí)，一般包括主捆綁點(diǎn)連接解鎖機(jī)構(gòu)和輔捆綁點(diǎn)連接解鎖機(jī)構(gòu)［1-4］。主捆綁點(diǎn)連接解鎖機(jī)構(gòu)一般方案為由火工切割裝置組成的球鉸結(jié)構(gòu)，主要用于傳遞助推器的推力載荷和芯級(jí)質(zhì)量載荷。在助推器安裝、火箭飛行階段，需配合輔傳力點(diǎn)裝置通過(guò)角度轉(zhuǎn)動(dòng)功能補(bǔ)償箭體結(jié)構(gòu)的不匹配和受載變形，并在分離時(shí)刻可靠解鎖［1］。

為控制助推器推力傳遞到芯級(jí)的彎矩以及氣動(dòng)外形，國(guó)內(nèi)外火箭芯級(jí)和助推器之間理論間距較小，一般為300 mm［5］。而國(guó)內(nèi)外火箭主傳力點(diǎn)連接解鎖裝置一般位于芯級(jí)和助推器均為鉚接艙段處，可充分利用兩側(cè)艙段的內(nèi)部空間進(jìn)行裝置的安裝和助推器組裝操作［6-19］，如圖1 所示。

圖1 典型主捆綁點(diǎn)連接分離機(jī)構(gòu)Fig.1 Connection and separation mechanisms at the typical main force transfer point

我國(guó)的CZ-2EF 液體捆綁火箭，主捆綁點(diǎn)位于助推器鉚接后過(guò)渡段和芯級(jí)后過(guò)渡段內(nèi)［6-8］，CZ-5E液體捆綁火箭的主捆綁點(diǎn)位于助推器鉚接頭錐和芯級(jí)箱間段內(nèi)。國(guó)外的阿里安3、4 火箭主捆綁點(diǎn)位于助推器鉚接尾段和芯級(jí)尾段［9-11］，阿里安5 火箭主捆綁點(diǎn)方案同樣位于助推器頭錐和芯級(jí)級(jí)間段內(nèi)［12］。

作為我國(guó)首型固液捆綁火箭，CZ-6A 運(yùn)載火箭主捆綁點(diǎn)布局：①助推器側(cè)，位于固體發(fā)動(dòng)機(jī)殼體中部，受限于固體發(fā)動(dòng)機(jī)鋼制密封結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，主捆綁機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)方案需在艙壁外側(cè)，無(wú)法利用其內(nèi)部空間以進(jìn)行集中力承載和擴(kuò)散設(shè)計(jì)，同時(shí)固體發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部裝藥安全因素對(duì)集中力擴(kuò)散要求較高；②芯級(jí)側(cè)，位于芯級(jí)尾段中部，遠(yuǎn)離芯級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)架，無(wú)法借助芯級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)架進(jìn)行鋼架設(shè)計(jì)，其內(nèi)部含發(fā)動(dòng)機(jī)等儀器設(shè)備，空間狹窄，不具備裝置嵌入艙段內(nèi)部和人員進(jìn)艙操作的可利用空間。

此外，國(guó)內(nèi)的液體助推器與芯級(jí)對(duì)接時(shí)，為未加注燃料的空殼狀態(tài)，質(zhì)量較輕約為10 t，對(duì)接時(shí)采用球頭插入球窩方案［25］，但須對(duì)火工品切割裝置進(jìn)行力矩加載，帶動(dòng)助推器斜向上移動(dòng)，難度較大。而且該處火工品對(duì)接螺紋一旦遇到卡滯問(wèn)題，只能對(duì)火工品強(qiáng)制拆除，安全風(fēng)險(xiǎn)較大。新一代CZ-6A火箭的固體助推器因已灌裝固體藥劑，吊裝對(duì)接時(shí)質(zhì)量超過(guò)70 t，遠(yuǎn)大于現(xiàn)役型號(hào)質(zhì)量，且加載處空間極為狹窄，大大提升了對(duì)接難度。

綜合上述可知，現(xiàn)有成熟捆綁機(jī)構(gòu)無(wú)法滿足新一代固液捆綁火箭的需求，需提出一種新型主捆綁機(jī)構(gòu)方案。本文通過(guò)主捆綁機(jī)構(gòu)空間尺寸優(yōu)化設(shè)計(jì)、集中力擴(kuò)散拓?fù)鋬?yōu)化設(shè)計(jì)、捆綁點(diǎn)對(duì)接機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)，對(duì)新一代CZ-6A 火箭主捆綁機(jī)構(gòu)開(kāi)展優(yōu)化設(shè)計(jì)、力學(xué)分析和試驗(yàn)驗(yàn)證。

1 主捆綁機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)

1.1 狹窄空間下結(jié)構(gòu)尺寸分布優(yōu)化設(shè)計(jì)

主捆綁機(jī)構(gòu)布局受力如圖2 所示，采取以下多種結(jié)構(gòu)尺寸分布優(yōu)化方案：

1）布局考慮球鉸中心點(diǎn)貼近芯級(jí)艙壁，即L1盡量小，如圖2 所示。由于工程實(shí)際結(jié)構(gòu)中，芯級(jí)結(jié)構(gòu)外壁存在凸出的大梁結(jié)構(gòu)，因此將該中心點(diǎn)布置于大梁截面中心，L1=80 mm，可避免芯級(jí)出現(xiàn)較大彎矩，同時(shí)提供了充分的徑向空間（L2=220 mm）用于助推支座的集中力均勻擴(kuò)散。

圖2 主捆綁機(jī)構(gòu)受力簡(jiǎn)圖Fig.2 Force diagram of the main binding mechanism layout

2）捆綁機(jī)構(gòu)軸向空間如圖3 所示。球鉸兩側(cè)向芯級(jí)和助推器的承載擴(kuò)散及防松等結(jié)構(gòu)均向軸向及切向借空間設(shè)計(jì)。

圖3 捆綁機(jī)構(gòu)軸向空間Fig.3 Axial space of the binding mechanism

3）所有載荷傳遞均主要通過(guò)主結(jié)構(gòu)配合面如圖4 所示。球頭中部開(kāi)錐孔套入擴(kuò)散支座錐臺(tái)等方案，以弱化通過(guò)螺栓進(jìn)行載荷傳遞，提高承載可靠性，降低徑向空間需求。

圖4 優(yōu)化后的支座插入球頭Fig.4 Support insertion ball after optimization

1.2 助推側(cè)結(jié)構(gòu)拓?fù)鋬?yōu)化設(shè)計(jì)

助推器側(cè)通過(guò)助推器支座及其擴(kuò)散筋連接固體發(fā)動(dòng)機(jī)上下加強(qiáng)環(huán)，為實(shí)現(xiàn)偏置集中力的承載和均勻擴(kuò)散功能，該設(shè)計(jì)采用OptiStruct 軟件進(jìn)行拓?fù)鋬?yōu)化-工程化迭代設(shè)計(jì)。該方法基于材料分布的拓?fù)鋬?yōu)化方法，大多以單元密度作為設(shè)計(jì)變量，將連續(xù)體的材料分布問(wèn)題轉(zhuǎn)化為離散單元的刪除與保留問(wèn)題［20-24］。主要優(yōu)化流程如圖5所示。

圖5 拓?fù)鋬?yōu)化-工程化迭代設(shè)計(jì)流程Fig.5 Flow chart of the topology optimizationengineering design

助推支座優(yōu)化設(shè)計(jì)的初始區(qū)域如圖6 所示，優(yōu)化和工程化結(jié)果如圖7 所示，優(yōu)化設(shè)計(jì)前、后支反力情況如圖8 所示。由圖5 可知，應(yīng)力方差約束為最大、最小值間應(yīng)力差不大于10 MPa，主要表征助推器支座的力傳遞到對(duì)接面擴(kuò)散能力，目標(biāo)函數(shù)為支座優(yōu)化結(jié)構(gòu)柔順性最小，即整體剛度最大。

圖6 助推支座優(yōu)化設(shè)計(jì)的初始區(qū)域Fig.6 Initial region of the booster support optimization design

圖7 助推支座優(yōu)化和工程化結(jié)果Fig.7 Results of optimization and engineering

圖8 助推支座優(yōu)化設(shè)計(jì)前、后支反力情況Fig.8 Support reaction force before and after optimization

優(yōu)化后，質(zhì)量和力擴(kuò)散效果均存在明顯改善，其中：①助推支座由67.5 kg 降至59.5 kg，輕量化效果明顯；②固體發(fā)動(dòng)機(jī)殼體各螺栓連接點(diǎn)的載荷明顯較為一致，螺栓軸力最大/最小比值由62.3%下降到1.5%，力擴(kuò)散效果較優(yōu)。

1.3 主捆綁機(jī)構(gòu)對(duì)接結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)及分析

優(yōu)化后主捆綁機(jī)構(gòu)采取球窩法蘭的錐臺(tái)與芯級(jí)尾段支座的錐孔進(jìn)行導(dǎo)向、定位方案，如圖9所示。

圖9 主捆綁機(jī)構(gòu)對(duì)接優(yōu)化設(shè)計(jì)方案Fig.9 Design of the docking scheme for the main binding mechanism

導(dǎo)向錐面中心軸線水平，對(duì)接時(shí)僅需水平移動(dòng)，簡(jiǎn)單輕便，過(guò)程中錐臺(tái)可通過(guò)球鉸旋轉(zhuǎn)，自適應(yīng)助推器起吊的精度偏差，適應(yīng)助推器軸向-12～+7 mm 偏差下的對(duì)接功能［26］，對(duì)接起吊精度要求低。對(duì)接后連接球窩法蘭四周的多個(gè)小螺栓，與芯級(jí)尾段支座連接。

優(yōu)化后主捆綁機(jī)構(gòu)對(duì)接前，火工品切割裝置及核心的球鉸結(jié)構(gòu)均在單機(jī)狀態(tài)下總裝、檢測(cè)完畢，球鉸轉(zhuǎn)動(dòng)自由度可檢測(cè)，主捆綁機(jī)構(gòu)裝配質(zhì)量更高、對(duì)接風(fēng)險(xiǎn)更小、對(duì)接可靠性更高。

1.4 主捆綁機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)方案

綜上所述，優(yōu)化設(shè)計(jì)思路最終形成主捆綁機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)方案，如圖10 所示。該機(jī)構(gòu)由助推支座、火工品切割裝置、球窩法蘭、球頭、擋圈、定位銷等組成。

圖10 主捆綁機(jī)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)方案Fig.10 Main binding mechanism design scheme

2 靜強(qiáng)度分析

基于上述主捆綁機(jī)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)方案，開(kāi)展了靜強(qiáng)度分析，共分析了飛行、豎立2 個(gè)工況，其中：飛行工況為助推器分離前最大推力工況，豎立工況為全箭加注滿載后，所有重量壓在捆綁機(jī)構(gòu)的最大承載工況。

有限模型如圖11 所示，應(yīng)力圖如圖12 所示。分析結(jié)果顯示：在飛行、豎立工況下，機(jī)構(gòu)最大應(yīng)力為1 556 MPa，低于該材料1 620 MPa 的許用強(qiáng)度，滿足設(shè)計(jì)要求。

圖11 主捆綁機(jī)構(gòu)有限元模型Fig.11 Finite element model

圖12 球窩法蘭、助推支座應(yīng)力云圖Fig.12 Stress nephograms of the ball and socket flange and booster support

3 靜力試驗(yàn)

為了驗(yàn)證主捆綁機(jī)構(gòu)集中力承載及擴(kuò)散能力是否滿足設(shè)計(jì)要求，并驗(yàn)證有限元強(qiáng)度分析計(jì)算的正確性，開(kāi)展了靜力試驗(yàn)。對(duì)應(yīng)靜強(qiáng)度分析工況，靜力試驗(yàn)所進(jìn)行的試驗(yàn)工況及載荷等參數(shù)見(jiàn)表1。2 個(gè)工況的三向加載試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)如圖13 和圖14 所示。

圖13 芯級(jí)側(cè)三向組合加載試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)照片F(xiàn)ig.13 Site photo of the core level side triaxial combined loading test

圖14 助推側(cè)三向組合加載試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)照片F(xiàn)ig.14 Site photo of the booster side triaxial combined loading test

表1 靜力試驗(yàn)參數(shù)Tab.1 Parameters of the load carrying tests

載荷由零逐級(jí)加載至30%設(shè)計(jì)載荷，其中以10%設(shè)計(jì)載荷為一級(jí)，經(jīng)檢查，試驗(yàn)的安裝、加載及測(cè)量均無(wú)異常。

隨后進(jìn)行正式試驗(yàn)，載荷由零逐級(jí)加載至100%設(shè)計(jì)載荷，其中豎立工況試驗(yàn)位移、應(yīng)變隨載荷變化的曲線如圖15 所示。

圖15 豎立工況試驗(yàn)位移、應(yīng)變隨載荷變化曲線Fig.15 Variation curves of the displacement and strain with the load in the test under the vertical working condition

經(jīng)過(guò)設(shè)計(jì)載荷下試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真分析結(jié)果可以看到，有限元仿真分析能夠正確反映結(jié)構(gòu)在所施加載荷作用下的應(yīng)力分布，證明了仿真分析結(jié)果的正確性。主捆綁機(jī)構(gòu)通過(guò)所有工況設(shè)計(jì)載荷的考核，主承力構(gòu)件均未發(fā)生破壞，球鉸結(jié)構(gòu)未進(jìn)入屈服，結(jié)構(gòu)響應(yīng)符合預(yù)期，驗(yàn)證了設(shè)計(jì)的合理性和正確性。

4 對(duì)接試驗(yàn)

為了驗(yàn)證主捆綁機(jī)構(gòu)在狹窄空間下對(duì)接設(shè)計(jì)的正確性和便利性，開(kāi)展了對(duì)接試驗(yàn)。試驗(yàn)中搭建模擬芯級(jí)塔架，主捆綁點(diǎn)芯級(jí)側(cè)錐孔預(yù)安裝到位，捆綁機(jī)構(gòu)均已安裝在發(fā)動(dòng)機(jī)殼體加強(qiáng)環(huán)上，球鉸經(jīng)確認(rèn)可靈活轉(zhuǎn)動(dòng)。起吊助推器與芯級(jí)對(duì)接，在捆綁機(jī)構(gòu)側(cè)錐臺(tái)與芯級(jí)支座側(cè)錐孔的軸向偏差-12 mm、+7 mm 時(shí)，給予徑向推力，錐臺(tái)可在錐孔內(nèi)蛇形運(yùn)動(dòng)至對(duì)接到位，單次對(duì)接時(shí)長(zhǎng)小于30 min，時(shí)間較短。

試驗(yàn)證明：主捆綁機(jī)構(gòu)對(duì)接前球鉸裝置檢測(cè)正確，艙外對(duì)接簡(jiǎn)潔、便利，操作空間可滿足對(duì)接需求，證明新型主捆綁機(jī)構(gòu)的結(jié)構(gòu)尺寸分布優(yōu)化、對(duì)接方案優(yōu)化設(shè)計(jì)正確、合理，經(jīng)過(guò)了工程試驗(yàn)的驗(yàn)證，如圖16 所示。

圖16 助推器對(duì)接試驗(yàn)Fig.16 Booster docking test

5 結(jié)束語(yǔ)

1）本文提出的新型助推器主捆綁點(diǎn)機(jī)構(gòu)，通過(guò)結(jié)構(gòu)尺寸優(yōu)化布局釋放徑向空間需求，助推器支座集中力擴(kuò)散結(jié)構(gòu)拓?fù)鋬?yōu)化設(shè)計(jì)，水平錐臺(tái)導(dǎo)向+球鉸自適應(yīng)偏差等設(shè)計(jì)方案，有效地解決了狹窄空間下主捆綁點(diǎn)的連接、集中力承載及均勻擴(kuò)散、高可靠便捷對(duì)接等難題；

2）該新型主捆綁點(diǎn)機(jī)構(gòu)經(jīng)歷了靜力、對(duì)接試驗(yàn)的考核，后續(xù)經(jīng)過(guò)了模態(tài)、合練以及首飛試驗(yàn)的檢驗(yàn)，工程應(yīng)用實(shí)際效果達(dá)到了設(shè)計(jì)預(yù)期；

3）該新型主捆綁點(diǎn)機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)方法，拓展了固液捆綁構(gòu)型火箭主捆綁點(diǎn)的布局范圍，為未來(lái)大型固體助推器捆綁火箭的應(yīng)用打下了基礎(chǔ)。