王振興,謝雪明,劉 凱

北京星途探索科技有限公司,北京 100176)

0 引言

整流罩分離作為運載火箭飛行的關(guān)鍵技術(shù),整流罩能否成功分離,直接影響飛行任務的成敗。整流罩分離時,受分離力及自身慣性影響,整流罩結(jié)構(gòu)發(fā)生明顯呼吸變形,罩體的呼吸變形吸收了部分分離能量,影響整流罩有效分離速度和罩內(nèi)載荷空間[1]。李剛等[1]對比分析了含導向孔和不含導向孔時彈簧組件對整流罩分離運動的影響,發(fā)現(xiàn)含導向孔方案整流罩局部結(jié)構(gòu)剛度被加強,呼吸變形減弱,分離速度更快。張大鵬等[2]通過有限元軟件模擬了整流罩分離過程,研究了整流罩的自由模態(tài)、變形特點、運動軌跡、能量變化及呼吸運動對整流罩分離特性和罩內(nèi)空間的影響。黃兵等[3]對整流罩地面分離試驗中負壓特性對分離過程的影響進行了研究。周江帆等[4]通過三維攝像測量法對整流罩分離過程進行測試,分析其運動規(guī)律以及罩體呼吸運動對分離過程的影響。程修研等[5]通過有限元分析與地面試驗進行比較,分析研究了空氣阻力和軸向過載對整流罩分離特性和呼吸變形的影響。ZHU等[6]模擬仿真了低軌Ma=5時,整流罩分離初始角度的氣動特性,研究了多體系統(tǒng)中復雜的激波對整流罩分離的影響 。

根據(jù)現(xiàn)有研究成果可知,提升整流罩結(jié)構(gòu)剛度,降低呼吸變形,能夠有效提升整流罩分離特性。在不改變整流罩結(jié)構(gòu)特性的基礎(chǔ)上,本文研究在載荷適配器上增加支撐結(jié)構(gòu),為整流罩分離提供初始支撐,削弱整流罩呼吸變形,提升整流罩分離速度,保護罩內(nèi)載荷空間。應用有限元軟件模擬研究支撐結(jié)構(gòu)不同直徑和不同摩擦系數(shù)對整流罩分離特性的影響,驗證在載荷適配器上增加支撐結(jié)構(gòu)提升整流罩分離特性的可行性,為整流罩分離系統(tǒng)的設(shè)計提供參考。

1 模型建立

整流罩分離方式主要為兩半罩旋拋式、多瓣旋拋式、作動筒平推分離式和拔罩分離式[7]。作動筒是一種活塞式火工作動裝置,作動分離前為完整結(jié)構(gòu),作動后活塞在火藥燃氣作用下推動整流罩向兩側(cè)運動,作動筒的內(nèi)外筒分離,分別隨左、右半罩進行分離運動[8]。以φ1.2 m平推分離式整流罩為例,在載荷適配器底端增加環(huán)形結(jié)構(gòu)凸起,建立支撐結(jié)構(gòu)模型,為整流罩下端框提供結(jié)構(gòu)支撐,不改變整流罩的結(jié)構(gòu)特性,如圖1所示。

圖1 φ1.2 m平推分離式整流罩Fig.1 φ1.2 m parallel thrust type fairing

2 仿真分析

2.1 支撐結(jié)構(gòu)直徑對整流罩分離特性的影響

建立有支撐結(jié)構(gòu)的整流罩簡化模型,如圖2所示。整流罩模型外徑φ600 mm,壁厚10 mm,內(nèi)部為支撐結(jié)構(gòu),模型上圓形凸起為分離載荷加載面。

圖2 整流罩簡化模型Fig.2 Simplified model of fairing

應用有限元分析軟件對整流罩簡化模型進行分離仿真,支撐結(jié)構(gòu)直徑分別設(shè)為φ580、φ555、φ530、φ505、φ480 mm。整流罩設(shè)為ZL205A材料,支撐結(jié)構(gòu)設(shè)為結(jié)構(gòu)鋼材料并進行固定約束,接觸面設(shè)置為無摩擦接觸,在整流罩模型的Load face加載分離載荷如圖3所示。對5組模型分別進行10 ms的瞬態(tài)分離仿真,模擬5組模型的分離特性。

圖3 簡化載荷曲線Fig.3 Simplified load curve

觀察5組模型的呼吸變形以及運動特征,研究支撐結(jié)構(gòu)直徑對整流罩分離特性的影響。5組整流罩模型分離過程如圖4所示。

(a) φ580 mm support structure (b) φ555 mm support structure

(c) φ530 mm support structure (d) φ505 mm support structure

(e) φ480 mm support structure圖4 不同尺寸支撐結(jié)構(gòu)整流罩模型分離軌跡Fig.4 Separation trails of fairing with different diameter support structure

由圖4(a)可見,φ580 mm支撐結(jié)構(gòu)與整流罩內(nèi)壁貼合,整流罩分離初期與支撐結(jié)構(gòu)曲面接觸,支撐結(jié)構(gòu)提供良好的徑向支撐,支撐結(jié)構(gòu)很好的保護了罩內(nèi)載荷空間,罩內(nèi)載荷空間沒有損失;由圖4(b)、(c)可見,兩種狀態(tài)整流罩在分離運動開始時,整流罩端框發(fā)生徑向收縮,整流罩內(nèi)壁面與支撐面貼合,與支撐結(jié)構(gòu)接觸期間,限制了整流罩向內(nèi)側(cè)進一步的呼吸變形,隨后整流罩與支撐面逐漸分離;由圖4(d)可見,φ505 mm支撐結(jié)構(gòu)的整流罩分離運動過程未出現(xiàn)圖4(b)、(c)中整流罩內(nèi)壁面與支撐面貼合,而是整流罩端框頂點與支撐面接觸,彈性變形相比圖4(b)、(c)更大一點,呼吸變形削弱效果有限,載荷加載面運動行程比圖4(b)、(c)更長一點;由圖4(e)可見,φ480 mm支撐結(jié)構(gòu)尺寸是5組中最小,整流罩分離過程未起到支撐作用,整流罩呼吸變形最大,等同于沒有支撐結(jié)構(gòu)狀態(tài)的整流罩運動。因此,φ480 mm支撐結(jié)構(gòu)為無效支撐結(jié)構(gòu),無法對整流罩的分離起到支撐作用,對整流罩的分離無增益效果。φ505～φ580 mm支撐結(jié)構(gòu)在整流罩分離過程為整流罩的運動提供徑向支撐,為有效支撐結(jié)構(gòu)。5組簡化模型質(zhì)心運動速度曲線見圖5所示,10 ms時刻整流罩質(zhì)心速度和橫向最小位移情況見圖6所示。

由圖6可見,整流罩隨時間的推進,質(zhì)心速度逐漸增大;作動筒加載結(jié)束即10 ms時刻,φ580 mm支撐結(jié)構(gòu)的整流罩分離速度最大;φ480 mm支撐結(jié)構(gòu)或沒有支撐結(jié)構(gòu)的整流罩分離速度最小;結(jié)合圖5和圖4(d)可見,φ505 mm支撐結(jié)構(gòu)的整流罩在分離過程,呼吸變形的端框頂點與支撐結(jié)構(gòu)接觸,支撐效果明顯,質(zhì)心運動速度大于φ480 mm和φ530 mm支撐結(jié)構(gòu)方案,小于φ555 mm和φ580 mm支撐結(jié)構(gòu)方案;除φ505 mm特殊情況,φ530～φ580 mm支撐結(jié)構(gòu)方案,支撐結(jié)構(gòu)直徑越大,支撐作用越明顯,呼吸效應抑制更明顯,整流罩分離速度越大,橫向位移也越大;由φ480 mm支撐結(jié)構(gòu)方案可知,過小的支撐結(jié)構(gòu)不能為整流罩提供有效支撐,無法對整流罩分離提供增益效果。

由此可見,支撐結(jié)構(gòu)徑向尺寸越大,支撐作用越明顯,對整流罩呼吸變形的削弱越明顯,整流罩分離速度越大,罩內(nèi)安全空間越大。以此作為支撐結(jié)構(gòu)直徑尺寸的設(shè)計依據(jù)。

2.2 支撐結(jié)構(gòu)對平推分離式整流罩的影響

以φ1.2 m平推分離式整流罩為仿真對象,模擬整流罩在增加支撐結(jié)構(gòu)和無支撐結(jié)構(gòu)時的分離特性。整流罩半罩質(zhì)量183 kg,高3 m,端框內(nèi)徑φ1040 mm。由第2.1節(jié)分析可知,支撐結(jié)構(gòu)直徑越大,對整流罩分離特性的增益效果越明顯。因此,載荷適配器底端設(shè)置支撐結(jié)構(gòu)直徑φ1040 mm,與整流罩端框內(nèi)徑一致。仿真模型及作動筒加載位置見圖1所示。

2.2.1 加載與邊界條件

φ1.2 m平推分離式整流罩以上、下作動筒作為分離驅(qū)動源。整流罩與箭體縱向連接解除后,兩半罩之間的連接裝置起爆分離,預裝在罩體內(nèi)部的作動筒開始工作,推動兩半罩橫向分離。由于上作動筒的推力和作動行程比下作動筒大,兩半罩在橫向分離的同時產(chǎn)生繞其質(zhì)心的外翻運動。整流罩分離過程的質(zhì)心速度和最小安全距離是整流罩分離的關(guān)鍵因素,決定著分離任務的成敗。

整流罩分離受罩體結(jié)構(gòu)質(zhì)量、質(zhì)心位置、轉(zhuǎn)動慣量、結(jié)構(gòu)剛度、推力位置、推力大小、氣動阻力等諸多因素的影響,本文僅以真空環(huán)境下載荷適配器上增加支撐結(jié)構(gòu)對整流罩分離運動的影響進行仿真分析,暫不考慮其他因素的疊加影響。

整流罩材料模型如表1所示,上、下作動筒載荷曲線如圖7所示。

表1 整流罩材料特性Table 1 Material characteristics of the fairing

圖7 作動筒載荷曲線Fig.7 Load curves of the actuator

2.2.2 網(wǎng)格劃分

為提高仿真計算效率,選取半罩進行分析,罩體模型設(shè)置為柔性體,支撐結(jié)構(gòu)模型設(shè)置為剛性體,罩體選用6面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,element size設(shè)置為10 mm,罩體形成154 758個網(wǎng)格單元,網(wǎng)格模型見圖8所示。罩體下端框與支撐結(jié)構(gòu)之間建立摩擦接觸。

圖8 網(wǎng)格模型Fig.8 Mesh model

2.2.3 仿真結(jié)果

應用有限元軟件對φ1.2 m平推分離式整流罩進行瞬態(tài)分離仿真,模擬整流罩在有徑向支撐結(jié)構(gòu)和無徑向支撐結(jié)構(gòu)時的分離特性;忽略氣動阻力及環(huán)境載荷的影響,對整流罩進行200 ms分離仿真計算。有支撐結(jié)構(gòu)和無支撐結(jié)構(gòu)的整流罩分離姿態(tài)分別見圖9、圖10所示,整流罩質(zhì)心分離速度見圖11所示,整流罩底框徑向變形見圖12所示,整流罩最小安全距離如圖13所示。

圖9 有支撐結(jié)構(gòu)整流罩分離過程Fig.9 Separation process of fairing with support structure

圖10 無支撐結(jié)構(gòu)整流罩分離過程Fig.10 Separation process of fairing without support structure

圖11 整流罩質(zhì)心分離速度Fig.11 Separation speed of the centroid of fairing

圖12 整流罩底端框徑向變形Fig.12 Radial deformation of lower frame of fairing

圖13 整流罩最小安全距離Fig.13 Minimum safety distance of fairing

結(jié)合圖9、圖10可見,兩種方案的整流罩分離過程,罩體平推運動的同時繞其質(zhì)心進行外翻運動。 10 ms時刻,受作動筒分離速度影響為主,兩種方案半罩運動位置基本一致。而后各時刻,有支撐結(jié)構(gòu)的整流罩質(zhì)心沿分離方向的運動速度更快,與彈體安全距離更大;而無支撐結(jié)構(gòu)的整流罩質(zhì)心沿分離方向的運動速度較小,繞其質(zhì)心翻轉(zhuǎn)的角速度較大,與彈體安全距離相比較小。

由圖11可見,兩種方案整流罩在運動初期(9 ms以內(nèi)),罩體運動受作動筒分離運動影響為主,質(zhì)心運動速度基本一致;隨著作動筒作動結(jié)束,有支撐結(jié)構(gòu)整流罩的質(zhì)心運動速度明顯高于無支撐結(jié)構(gòu)整流罩質(zhì)心運動速度,速度方向上震蕩幅度和頻率均高于無支撐結(jié)構(gòu)整流罩。

由圖12可見,整流罩運動初期(9 ms以內(nèi)),有支撐結(jié)構(gòu)的整流罩底端框無明顯徑向收縮變形,無支撐結(jié)構(gòu)的整流罩底端框徑向收縮約15 mm; 9 ms后,有支撐結(jié)構(gòu)的整流罩開始呼吸變形,徑向收縮尺寸和振幅明顯小于無支撐結(jié)構(gòu)的整流罩。

由圖13可見,有支撐結(jié)構(gòu)的整流罩底端框橫向位移明顯大于無支撐結(jié)構(gòu)的整流罩,安全距離更大,安全性更高;有支撐結(jié)構(gòu)的整流罩耗時約60 ms達到邊界位置,(底端框最小橫向位移等于整流罩半徑),無支撐結(jié)構(gòu)的整流罩耗時約120 ms達到邊界位置。

由以上分析可知,φ1.2 m平推分離式整流罩增加支撐結(jié)構(gòu)后,整流罩分離過程呼吸變形明顯減弱,質(zhì)心分離速度明顯提高,安全距離明顯增大,罩內(nèi)有效載荷空間得到有效提升,提高了整流罩分離安全性。驗證了在載荷適配器上增加支撐結(jié)構(gòu)提高整流罩分離特性的可行性。

2.3 摩擦系數(shù)對平推分離式整流罩的影響

工程應用中,整流罩材料為ZL205A,支撐結(jié)構(gòu)材料為ZG200-340,整流罩與支撐結(jié)構(gòu)接觸面存在摩擦系數(shù),為分析摩擦系數(shù)對整流罩分離特性的影響,仿真分析中增加接觸面0.15、0.25、0.35摩擦系數(shù)進行分離仿真,其他邊界條件保持不變。仿真結(jié)果與無摩擦接觸整流罩分離特性進行比較。有摩擦整流罩分離過程見圖14所示,整流罩質(zhì)心運動速度與無摩擦接觸分離比較見圖15所示,底端框徑向變形與無摩擦接觸分離比較見圖16、圖17所示,圖17為圖16的局部(小圖框)放大圖。

圖15 不同摩擦系數(shù)下整流罩質(zhì)心分離速度Fig.15 Separation speed of the centroid of fairing with different friction factor

圖16 不同摩擦系數(shù)下整流罩底端框徑向變形Fig.16 Radial deformation of lower frame of fairing with different friction factor

圖17 圖16的局部放大圖Fig.17 Partial enlarged view of Fig.16

對比圖14、圖9可見,有摩擦整流罩分離運動趨勢與無摩擦整流罩分離運動趨勢基本相同;由圖15可見,不同摩擦系數(shù)整流罩質(zhì)心運動速度與無摩擦整流罩分離過程基本相同。說明摩擦系數(shù)對整流罩質(zhì)心運動速度幾乎沒有影響。分析其原因,整流罩與支撐結(jié)構(gòu)接觸時間短,由摩擦產(chǎn)生的能量損耗相比整流罩的動能非常小,因此對分離速度的影響微弱。

由圖16、圖17可見,9 ms內(nèi),受支撐結(jié)構(gòu)的影響,有摩擦的整流罩底端框徑向變形與無摩擦整流罩底端框徑向變形基本一致,無向內(nèi)側(cè)變形,支撐結(jié)構(gòu)對載荷空間起到了良好的保護作用。9 ms后不同摩擦系數(shù)整流罩底端框呼吸運動曲線開始區(qū)分明顯,摩擦系數(shù) 0.35的整流罩向內(nèi)側(cè)震蕩明顯,幅值約38 mm,而摩擦系數(shù)為0的整流罩向內(nèi)側(cè)震蕩幅值最小,約為 5 mm,主要為向外側(cè)震蕩,幅值約25 mm。

由圖17可知,不同摩擦系數(shù)曲線震蕩頻率和震蕩幅值基本一致,但摩擦系數(shù)越小,整流罩分離過程中向內(nèi)震蕩侵入尺寸越小,載荷空間更為安全。分析其原因,因為摩擦系數(shù)不同,整流罩底端框呼吸運動的平衡點位置不同,隨著摩擦系數(shù)增加,平衡點向內(nèi)側(cè)發(fā)生偏移,因此,底端框的呼吸運動更偏向內(nèi)側(cè)。而罩體本身剛度未發(fā)生改變,作用在罩體上的沖量相同,繼而震蕩頻率和震蕩幅值基本一致。

由以上分析可知,摩擦系數(shù)對整流罩分離速度影響微弱,但降低摩擦系數(shù)有助于提高罩內(nèi)載荷空間的安全性,基于工程實際應用,在支撐結(jié)構(gòu)接觸表面增加潤滑涂層,摩擦系數(shù)可達 0.15,為整流罩分離系統(tǒng)設(shè)計提供理論參考。

3 結(jié)論

通過對整流罩簡化模型和φ1.2 m平推分離式整流罩模型分離特性的仿真分析,研究了支撐結(jié)構(gòu)直徑和摩擦系數(shù)對整流罩分離特性的影響,得出以下結(jié)論:

(1)載荷適配器上設(shè)計有效的支撐結(jié)構(gòu),為整流罩分離提供初始結(jié)構(gòu)支撐,削弱整流罩分離過程的呼吸變形,提升整流罩內(nèi)載荷空間的安全性,同時提高整流罩質(zhì)心分離速度;

(2)支撐結(jié)構(gòu)直徑越大,罩內(nèi)有效載荷空間越大,整流罩質(zhì)心分離速度增加越明顯;

(3)支撐結(jié)構(gòu)與整流罩接觸面的摩擦系數(shù)對整流罩分離速度沒有明顯影響,但降低摩擦系數(shù)有助于提高罩內(nèi)載荷空間的安全性。工程應用中,支撐結(jié)構(gòu)接觸面應增加潤滑涂層,降低摩擦系數(shù)。

以上結(jié)論是由平推分離式整流罩模型得出,尚未對其他分離方式整流罩模型驗證,僅為平推分離式整流罩的分離系統(tǒng)設(shè)計提供參考。