剛性包帶式星箭鎖緊機(jī)構(gòu)分離性能研究

杜曉東, 陸曉峰, 李明軒, 朱曉磊, 李 營(yíng)

(1.南京工業(yè)大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院， 南京 211816；2.北京理工大學(xué) 先進(jìn)結(jié)構(gòu)技術(shù)研究院， 北京 100081)

1 引言

航天科技發(fā)展初期，星箭間的連接與分離主要采用對(duì)接面均布爆炸螺栓的方式，當(dāng)螺栓數(shù)量較多，單點(diǎn)失效環(huán)節(jié)增加，分離可靠性難以保證[1-3]。隨后世界各國(guó)相繼研發(fā)多種柔性包帶機(jī)構(gòu)，其由扁平薄鋼帶、V型卡塊、彈簧系統(tǒng)和爆炸螺栓等相關(guān)零件組成[4-5]，截至目前柔性包帶廣泛應(yīng)用于星箭間的連接與分離，同時(shí)國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)柔性包帶的理論及其性能研究工作已經(jīng)較為成熟[6-8]。然而火工式柔性包帶依然存在承載性能弱、分離沖擊大、動(dòng)態(tài)包絡(luò)大和無(wú)法重復(fù)使用等不足，因此近年來(lái)一種非火工式剛性包帶逐漸引起國(guó)內(nèi)外學(xué)者的重視。剛性包帶憑借其特殊的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和變形方式，使其依靠包帶自身較大的彈性變形實(shí)現(xiàn)星箭連接與分離功能，擺脫了傳統(tǒng)爆炸螺栓驅(qū)動(dòng)解鎖分離。國(guó)外學(xué)者Lancho等[9]設(shè)計(jì)一種卡環(huán)分離系統(tǒng)(clamp ring separation system)，并通過(guò)測(cè)試證明CRSS可以滿足使用要求；歐美各宇航公司也相繼開(kāi)展了剛性包帶機(jī)構(gòu)的研究，并逐步替代傳統(tǒng)火工式柔性包帶，成為國(guó)外運(yùn)載火箭主要使用的星箭分離機(jī)構(gòu)。國(guó)內(nèi)于兵等[10]發(fā)明了一種采用整體鋁制鍛環(huán)制造的小包絡(luò)、低沖擊、整環(huán)式剛性包帶；王林剛等[11]針對(duì)整環(huán)式剛性包帶分離過(guò)程進(jìn)行動(dòng)態(tài)仿真分析并研究了包帶直徑、摩擦因數(shù)和V型角對(duì)分離性能的影響。

剛性包帶采用剛度較大的厚鋁板整體鍛造而成，同柔性包帶相比，它的承載能力更強(qiáng)，動(dòng)態(tài)包絡(luò)更可控，分離沖擊更小，安裝更方便，同時(shí)可以重復(fù)利用。但是剛性包帶系統(tǒng)力學(xué)行為復(fù)雜，各構(gòu)件之間存在接觸、摩擦、空隙等現(xiàn)象，接觸非線性和幾何非線性顯著[12-13]。因此，剛性包帶機(jī)構(gòu)的建模仿真分析及其性能研究將是星箭連接和分離技術(shù)研究的熱點(diǎn)與重點(diǎn)。

2 仿真模型及方法

新型剛性包帶機(jī)構(gòu)主要部件包括：剛性包帶、端頭、分離彈簧、限位彈簧、衛(wèi)星對(duì)接框和火箭對(duì)接框等，如圖1所示，其中分離彈簧主要用于實(shí)現(xiàn)衛(wèi)星的彈射分離；限位彈簧起到控制解鎖后包帶最大徑向位移的作用，防止脫離后的包帶與衛(wèi)星相關(guān)附件發(fā)生干涉。包帶自由狀態(tài)直徑為1 480.5 mm，V型槽角度15°，對(duì)接框直徑選取1 194 mm運(yùn)載火箭標(biāo)準(zhǔn)接口參數(shù)；分離彈簧沿對(duì)接框均勻分布4個(gè)，剛度系數(shù)為80 N/mm，限位彈簧設(shè)置于兩極端頭處，剛度系數(shù)0.5 N/mm。模型材料選取鍛鋁2A14-T6航空級(jí)鋁合金(舊牌號(hào)LD10)，密度為2 790 kg/m3，彈性模量為70.6 GPa，泊松比0.3，屈服強(qiáng)度415 MPa[13]。剛性包帶自由狀態(tài)下兩極端頭間夾角較大，施加預(yù)緊力后包帶沿著徑向發(fā)生較大彈性變形，利用彈性變形能實(shí)現(xiàn)連接與分離功能。

圖1 剛性包帶系統(tǒng)部件組成示意圖

基于ABAQUS/Explicit求解器，將剛性包帶安裝及解鎖分離過(guò)程仿真分析設(shè)置以下4個(gè)計(jì)算分析步，如圖2所示。① 下壓過(guò)程：上對(duì)接框垂直向下移動(dòng)100 mm，下對(duì)接框保持固定，模擬分離彈簧初始受壓，下壓時(shí)間30 s；② 推進(jìn)過(guò)程：對(duì)兩側(cè)包帶設(shè)置徑向位移邊界條件，將其頂推至對(duì)接框，使得包帶發(fā)生彎曲變形，直至包帶V型槽與對(duì)接框V型緣相互接觸，推進(jìn)時(shí)間30 s。③ 預(yù)緊過(guò)程：對(duì)端頭螺栓孔施加水平方向集中力模擬螺栓預(yù)緊過(guò)程，大小為10 kN，使得包帶V型槽夾緊上下對(duì)接框，其中預(yù)緊力加載時(shí)間10 s，預(yù)緊力恒定時(shí)間20 s；④ 解鎖分離過(guò)程：剛性包帶屬于典型冷分離機(jī)構(gòu)，不存在以往爆炸螺栓式解鎖造成的局部高頻、高量級(jí)沖擊，其分離沖擊主要來(lái)源于對(duì)接框間儲(chǔ)存的應(yīng)變能和剛性包帶自身因彈性變形所儲(chǔ)存的變形能。因此通過(guò)設(shè)置預(yù)緊力加載幅值曲線可以很好地模擬剪切解鎖過(guò)程，使得預(yù)緊力在0.001 s內(nèi)降為0，利用剛性包帶自身彈性變形能實(shí)現(xiàn)解鎖后的快速脫離功能，同時(shí)在分離能源(分離彈簧)的推動(dòng)下，衛(wèi)星對(duì)接框?qū)崿F(xiàn)彈射分離。

圖2 分析步設(shè)置示意圖

基于上述分析步，模型邊界條件設(shè)置如圖3所示。上、下對(duì)接框內(nèi)表面分別與參考點(diǎn)RP1、RP2建立耦合約束，4個(gè)端頭螺栓孔面分別與參考點(diǎn)RP21、RP22、RP23、RP24進(jìn)行耦合，各個(gè)分析步中邊界條件的設(shè)置見(jiàn)表1。

圖3 邊界條件設(shè)置示意圖

表1 各個(gè)分析步的邊界條件設(shè)置

剛性包帶系統(tǒng)共涉及3對(duì)接觸面，分別為V型槽與V型緣間的2對(duì)接觸面(以下簡(jiǎn)稱C-T接觸面)和對(duì)接框間的接觸面(簡(jiǎn)稱S-X接觸面)，其中C-T接觸面采用通用接觸邊界條件，S-X接觸面采用Surface-to-Surface接觸邊界條件。各接觸對(duì)均采用罰函數(shù)法定義摩擦屬性，S-X接觸面摩擦因數(shù)0.3，C-T接觸面0.15。剛性包帶和對(duì)接框采用C3D8R單元，端頭采用C3D10M單元，網(wǎng)格總數(shù)量 652 604個(gè)。

3 仿真模型校驗(yàn)

3.1 軸向接觸載荷關(guān)系式

剛性包帶加載過(guò)程中，在各接觸部件間正壓力、摩擦力、彈簧作用力和螺栓預(yù)緊力的共同作用下，整套機(jī)構(gòu)處于靜力平衡狀態(tài)。預(yù)緊力過(guò)大，導(dǎo)致安裝過(guò)程中結(jié)構(gòu)屈服破壞；預(yù)緊力過(guò)小，無(wú)法滿足初始軸向接觸載荷預(yù)緊條件，存在安全隱患。軸向接觸載荷作為評(píng)判星箭連接承載要求的重要指標(biāo)之一，因此建立起螺栓預(yù)緊力與軸向接觸載荷間的關(guān)系對(duì)指導(dǎo)工程實(shí)踐具有重要意義。

包帶系統(tǒng)半圓周受力如圖4(a)所示，橫截面受力如圖4(b)所示，并在計(jì)算中作以下假設(shè)：

1) 對(duì)接框連接面接觸應(yīng)力沿圓周方向均勻分布；

2) 上下對(duì)接框結(jié)構(gòu)尺寸相同，即V型槽對(duì)上下V型緣壓力相同；

3) 剛性包帶徑向施加的壓力沿著圓周方向均勻分布。

圖4 包帶系統(tǒng)力學(xué)分析示意圖

如圖4(a)所示，設(shè)端頭螺栓預(yù)緊力為F0，則有：

(1)

式中:F為單位弧長(zhǎng)包帶所受的徑向壓力；R1為包帶安裝后的半徑；θ為V型槽和V型緣傾角。如圖4(b)所示，對(duì)剛性包帶進(jìn)行受力平衡分析：

(2)

(3)

(4)

如圖4(b)所示，上、下對(duì)接框結(jié)構(gòu)尺寸相同，受力相同，對(duì)上對(duì)接框：

FN+FC=fncosθ+fcsinθ

(5)

fc=μ·fn

(6)

式中:FN為單位弧長(zhǎng)對(duì)接框連接面所受的壓力；FC為單位弧長(zhǎng)對(duì)接框所受的彈簧作用力；fn為單位弧長(zhǎng)包帶與對(duì)接框接觸面所受的正壓力；fc為靜摩擦力?？紤]到壓力FN沿連接面徑向呈不均勻分布，其橫截面變形如圖5所示，設(shè)其有效接觸寬度為l，連接面寬度為d，包帶系統(tǒng)的軸向接觸載荷為T(mén)，則有：

(7)

式中R0為對(duì)接框半徑。聯(lián)立式(5)～式(7)可以得出系統(tǒng)軸向接觸載荷T與正壓力fn的關(guān)系式：

(8)

圖5 對(duì)接框變形圖

(9)

3.2 理論值與仿真值對(duì)比

包帶系統(tǒng)軸向接觸載荷隨時(shí)間的變化關(guān)系如圖6所示。下壓過(guò)程中，通過(guò)位移加載方式使得上對(duì)接框移動(dòng)至與下對(duì)接框零接觸的臨界狀態(tài)，完成分離彈簧初始?jí)嚎s，因此載荷值為0 kN；推進(jìn)過(guò)程中，V型槽逐步與V型緣產(chǎn)生接觸，載荷呈波動(dòng)增長(zhǎng)趨勢(shì)；預(yù)緊過(guò)程中，隨著螺栓預(yù)緊力的增加，V型槽逐漸夾緊對(duì)接框，軸向接觸載荷值逐漸增加，并最終穩(wěn)定于70.55 kN。此時(shí)從模型中提取有效接觸寬度l值為6.80 mm，應(yīng)用預(yù)緊力與軸向接觸載荷的關(guān)系式計(jì)算得到理論軸向接觸載荷值為65.39 kN，有限元結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果對(duì)比誤差為7.31%。不同預(yù)緊力下有限元計(jì)算結(jié)果與理論結(jié)果列于表2，從表2可以看出，理論模型得到的軸向接觸載荷值均略小于有限元仿真值，同時(shí)兩者誤差均在10%以內(nèi)，計(jì)算結(jié)果基本吻合，驗(yàn)證了有限元模型及其分析方法的有效性。

圖6 軸向接觸載荷時(shí)變曲線

表2 不同預(yù)緊力下有限元值與理論值對(duì)比

4 仿真結(jié)果分析

4.1 分離時(shí)間

分離時(shí)間指分離過(guò)程中解鎖機(jī)構(gòu)啟動(dòng)后包帶與對(duì)接框發(fā)生脫離，當(dāng)包帶距離對(duì)接框最近的特征點(diǎn)剛好在V型緣的邊界處所用的時(shí)間。從包帶內(nèi)壁側(cè)選取特征點(diǎn)位置如圖7所示，通過(guò)特征點(diǎn)位移時(shí)變曲線對(duì)分離時(shí)間展開(kāi)計(jì)算。

圖7 特征點(diǎn)位置示意圖

考慮到模型左右兩側(cè)邊界條件設(shè)置相同，故僅提取測(cè)點(diǎn)A1/A2、B1/B2、C1/C2位于X-Z平面內(nèi)的位移時(shí)變曲線如圖8。計(jì)算得端頭特征點(diǎn)A1/A2/C1/C2脫離時(shí)間4.1 s，為最先脫離對(duì)接框的特征點(diǎn)；最后脫離對(duì)接框的特征點(diǎn)B1/B2脫離所用時(shí)間26.8 s，該時(shí)間即為包帶分離時(shí)間。其中分離不同步時(shí)間為最先脫離對(duì)接框特征點(diǎn)與最后脫離對(duì)接框特征點(diǎn)時(shí)間差值22.7 s。

剛性包帶成功分離時(shí)的臨界狀態(tài)，即B1/B2/E1/E2特征點(diǎn)剛好移動(dòng)至V型緣的邊界處，此時(shí)端頭特征點(diǎn)A1/C1/D1/F1沿U1方向的位移分量為59.15 mm，沿U3方向的位移分量為78.50 mm；包帶特征點(diǎn)B1/E1僅存在U1方向的位移值為7.25 mm。

圖8 特征點(diǎn)位移隨時(shí)間的變化關(guān)系曲線

4.2 動(dòng)態(tài)包絡(luò)

動(dòng)態(tài)包絡(luò)是指包帶在分離過(guò)程中運(yùn)動(dòng)軌跡的最大輪廓，如圖9所示。以對(duì)接框幾何中心O為參考中心，繪制包帶最大輪廓與衛(wèi)星底面最大輪廓。其中衛(wèi)星半徑R選取990 mm，安全間隙極限值h選取50 mm。設(shè)包帶解鎖后的最大包絡(luò)距為Nmax，則Nmax應(yīng)滿足：

Nmax≤R-h=940 mm

(10)

圖9 包帶包絡(luò)示意圖

沿包帶外壁均勻選取18個(gè)標(biāo)記點(diǎn)，用這些標(biāo)記點(diǎn)在分離過(guò)程中的最大徑向位移繪制包帶的包絡(luò)，如圖10所示。從圖10可以看出，分離后的剛性包帶呈兩極稍扁、中間略鼓的橢圓形；包帶最小包絡(luò)距位于兩極端頭處，其值為787.87 mm；最大包絡(luò)距位于距離兩極端頭最遠(yuǎn)處，其值為802.15 mm。

圖10 包帶動(dòng)態(tài)包絡(luò)曲線

5 分離性能影響因素分析

5.1 螺栓預(yù)緊力

分離時(shí)間隨預(yù)緊力的變化關(guān)系如圖11所示，顯然隨著預(yù)緊力的增加，分離時(shí)間呈先遞增后遞減的趨勢(shì)。當(dāng)預(yù)緊力等于9 kN時(shí)，時(shí)間達(dá)到峰值28.0 s；預(yù)緊力小于9 kN時(shí)，隨著其值的增加V型槽與V型緣接觸面的正壓力和摩擦力逐漸增加，摩擦損耗的能量不斷增大，而此時(shí)系統(tǒng)的應(yīng)變能增長(zhǎng)較緩慢，導(dǎo)致分離時(shí)間有所延長(zhǎng)；預(yù)緊力超過(guò)9 kN后，摩擦損耗能趨于恒定，預(yù)緊力的增加會(huì)使得V型槽逐漸夾緊對(duì)接框，系統(tǒng)應(yīng)變能增加，解鎖后包帶分離動(dòng)能增加，分離時(shí)間降低。系統(tǒng)摩擦損耗能與應(yīng)變能隨預(yù)緊力的變化趨勢(shì)如圖12所示。

圖11 分離時(shí)間隨預(yù)緊力的變化關(guān)系曲線

圖12 能量隨預(yù)緊力的變化趨勢(shì)直方圖

圖13所示為包帶包絡(luò)距隨預(yù)緊力的變化關(guān)系。預(yù)緊力取值9 kN時(shí)，包絡(luò)距均出現(xiàn)降低，與前述預(yù)緊力對(duì)分離時(shí)間的影響相對(duì)應(yīng)。從整體變化趨勢(shì)上看，預(yù)緊力的增加使得最大包絡(luò)距減小，最小包絡(luò)距增大，原因在于隨著預(yù)緊力的增加，端頭應(yīng)變能的增長(zhǎng)速率大于包帶本體應(yīng)變能的增長(zhǎng)速率，如圖14所示，導(dǎo)致分離過(guò)程中端頭的脫離速度大于包帶中間位置的脫離速度，即單位時(shí)間內(nèi)端頭的位移值大于包帶中間區(qū)域位移值。同時(shí)預(yù)緊力的改變對(duì)最小包絡(luò)距的影響小于其對(duì)最大包絡(luò)距的影響，預(yù)緊力由7 kN增加到11 kN，最小包絡(luò)距增大了1.3%，最大包絡(luò)距減小了3.9%。

圖13 包絡(luò)距隨預(yù)緊力的變化關(guān)系曲線

圖14 應(yīng)變能隨預(yù)緊力的變化趨勢(shì)直方圖

5.2 摩擦因數(shù)

剛性包帶系統(tǒng)共涉及3對(duì)接觸面，分別為包帶V型槽與對(duì)接框V型緣的2對(duì)接觸(C-T接觸面)、對(duì)接框間的接觸(S-X接觸面)。其中C-T接觸面的摩擦因數(shù)決定了包帶解鎖后的徑向移動(dòng)速度，影響分離時(shí)間。

在ABAQUS/Interaction Property窗口中對(duì)C-T接觸面摩擦因數(shù)μ進(jìn)行修改并仿真。當(dāng)μ取0.4時(shí)，星箭分離出現(xiàn)故障，剛性包帶發(fā)生單側(cè)局部卡滯現(xiàn)象，如圖15(a)所示；μ取0.5時(shí)，解鎖后兩側(cè)包帶均未成功脫離而發(fā)生卡滯，如圖15(b)所示。其原因在于包帶解鎖后，對(duì)接框局部應(yīng)變能瞬間釋放所產(chǎn)生的軸向沖擊力和分離彈簧施加的軸向作用力均集中于包帶中間區(qū)域，使得中部區(qū)域C-T接觸面正壓力和靜摩擦力急劇增加，當(dāng)摩擦因數(shù)μ較大時(shí)，正壓力與摩擦力在U1方向上的分力極短時(shí)間內(nèi)達(dá)到平衡狀態(tài)，導(dǎo)致包帶與對(duì)接框發(fā)生卡滯。

圖15 分離故障示意圖

分離時(shí)間隨摩擦因數(shù)的變化關(guān)系如圖16所示。因數(shù)由0增加至0.35，分離時(shí)間增加了37.90 s，顯然摩擦因數(shù)的改變對(duì)分離時(shí)間影響極為顯著，因此航天工程中通常采用在接觸面間涂抹二硫化鉬的方式進(jìn)行潤(rùn)滑。摩擦因數(shù)對(duì)分離時(shí)間造成的影響，可以從能量耗散的角度進(jìn)行解釋。隨著摩擦因數(shù)的增加，摩擦耗散的熱量持續(xù)上升，系統(tǒng)整體能量不斷降低，導(dǎo)致包帶分離動(dòng)能降低，分離所需時(shí)間增加。不同摩擦因數(shù)下的系統(tǒng)摩擦耗散能如圖17所示。

圖16 分離時(shí)間隨摩擦因數(shù)的變化關(guān)系曲線

圖17 摩擦耗散能隨摩擦因數(shù)變化直方圖

包帶包絡(luò)距隨摩擦因數(shù)的變化關(guān)系如圖18所示，摩擦因數(shù)由0.10增加到0.30，最小包絡(luò)距減小了6.8%，最大包絡(luò)距減小了4.3%，摩擦因數(shù)的增加會(huì)降低包帶的包絡(luò)距，同時(shí)對(duì)最小包絡(luò)距的影響大于其對(duì)最大包絡(luò)距的影響。由前述分析可知，摩擦因數(shù)增加會(huì)造成摩擦損耗能增加，包帶分離動(dòng)能降低，有利于減小包帶包絡(luò)，但因數(shù)值過(guò)大也會(huì)導(dǎo)致包帶與對(duì)接框發(fā)生卡滯現(xiàn)象影響分離。

5.3 分離彈簧剛度

圖19所示為分離時(shí)間隨彈簧剛度的變化關(guān)系，隨著彈簧剛度的增加分離時(shí)間逐漸減小，原因在于彈簧剛度的增加使得彈簧單位壓縮量所儲(chǔ)存的勢(shì)能增多，解鎖后轉(zhuǎn)化為包帶分離動(dòng)能增加，分離所需時(shí)間降低。分離彈簧剛度的改變對(duì)分離時(shí)間影響較大，彈簧剛度大，分離所需時(shí)間少，系統(tǒng)產(chǎn)生的振動(dòng)與沖擊較高，因此應(yīng)根據(jù)實(shí)際航天工程需要，去尋求分離時(shí)間與系統(tǒng)穩(wěn)定性兩者之間的閾值點(diǎn)。

圖18 包絡(luò)距隨摩擦因數(shù)的變化關(guān)系曲線

圖19 分離時(shí)間隨彈簧剛度的變化關(guān)系曲線

包帶包絡(luò)距隨彈簧剛度的變化關(guān)系如圖20所示，彈簧剛度對(duì)最小和最大包絡(luò)距影響均較弱，剛度值由70 N/mm增加到110 N/mm，包絡(luò)距均有所增加，最小包絡(luò)距僅增加了0.43%，最大包絡(luò)距僅增加了0.63%。

圖20 包絡(luò)距隨彈簧剛度的變化曲線

6 影響因素顯著性評(píng)估

采用Min-Max標(biāo)準(zhǔn)化將上述各影響因素的原始數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換為無(wú)量綱化指標(biāo)測(cè)評(píng)值，即各指標(biāo)值都處于同一個(gè)數(shù)量級(jí)別，以便進(jìn)行顯著性分析。Min-Max標(biāo)準(zhǔn)化是對(duì)原始數(shù)據(jù)的線性變換，將結(jié)果值映射到[0，1]區(qū)間，轉(zhuǎn)換函數(shù)公式如下：

(11)

式中:x為樣本數(shù)據(jù)值，maxN和minN分別為樣本數(shù)據(jù)最大值、最小值。

將預(yù)緊力、摩擦因數(shù)和彈簧剛度的取值范圍映射到[0，1]區(qū)間，整理成表，如表3。

表3 樣本數(shù)據(jù)的標(biāo)準(zhǔn)化處理

如圖21所示，在給定的取值范圍內(nèi)，各因素對(duì)分離時(shí)間的影響程度按從高到低的順序分別為C-T接觸面摩擦因數(shù)、分離彈簧剛度、螺栓預(yù)緊力。摩擦因數(shù)值增加0.2，分離時(shí)間延長(zhǎng)24.3 s；剛度值增加40 N/mm，時(shí)間縮短4.0 s；預(yù)緊力增加4 kN，時(shí)間延長(zhǎng)3.1 s。

圖21 影響分離時(shí)間的各因素曲線

如圖22所示，各因素對(duì)動(dòng)態(tài)包絡(luò)的影響顯著性按從大到小的次序?yàn)镃-T接觸面摩擦因數(shù)、螺栓預(yù)緊力、分離彈簧剛度。摩擦因數(shù)值增加0.2，最小包絡(luò)距減小了6.8%，最大包絡(luò)距減小了4.3%；預(yù)緊力增加4 kN，最小包絡(luò)距增加了1.4%，最大包絡(luò)距減小了3.9%；彈簧剛度增加40 N/mm，最小和最大包絡(luò)距分別增加了0.4%和0.6%。

圖22 影響包絡(luò)距各因素曲線

7 結(jié)論

1) 軸向接觸載荷的理論計(jì)算結(jié)果和仿真結(jié)果的相對(duì)誤差小于10%，驗(yàn)證了剛性包帶有限元模型及其分析方法的有效性。

2) 根據(jù)仿真模型計(jì)算得出，剛性包帶分離時(shí)間26.8 s，分離不同步時(shí)間22.7 s。動(dòng)態(tài)包絡(luò)呈兩極稍扁、中間略鼓的橢圓形，最小和最大包絡(luò)距分別為787.87 mm和802.15 mm。

3) 預(yù)緊力和摩擦因數(shù)的改變均會(huì)引起系統(tǒng)應(yīng)變能和摩擦損耗能發(fā)生改變，進(jìn)而影響包帶分離性能。其中V型槽和V型緣接觸面摩擦因數(shù)對(duì)分離時(shí)間和動(dòng)態(tài)包絡(luò)影響最為顯著，摩擦因數(shù)由0.1增加到0.3，分離時(shí)間延長(zhǎng)24.3 s，最小包絡(luò)距減小6.8%，最大包絡(luò)距減小4.3%。