帶囊返回艙垂直著水沖擊特性研究

武士輕，竺梅芳，房冠輝，雷江利，李 博

(1.北京空間機電研究所，北京 100094；2.中國航天科技集團有限公司航天進入、減速與著陸技術(shù)實驗室，北京 100094)

1 前言

人類探測宇宙，進行航天活動均不可避免地需要進行航天器回收。在完全原位監(jiān)測實現(xiàn)之前，航天探測及采樣產(chǎn)品均需返回地球進行分析，以支撐后續(xù)的航天探測任務(wù)；航天員活動最終也需要在地球著陸。地球著陸一般包括陸地回收及海上回收，回收方式的選擇與工程其他技術(shù)狀態(tài)(如軌道傾角、返回方式、著陸方式和返回軌道等)密切相關(guān)，并受到這些條件的限制和約束。蘇聯(lián)/俄羅斯、中國更多采用陸上回收；而美國經(jīng)常使用海上回收方式。

海上回收方式具有以下優(yōu)勢:①著水沖擊力更小，飛船降落到水面的沖擊力只有降落到陸地的36%，規(guī)避了陸地上存在的溝壑、樹木以及流沙等天然危險物；②避免降落到人口密集區(qū)域，對人員和建筑物造成傷害，導(dǎo)致不必要的經(jīng)濟損失；③海域相比于陸地更加寬闊，可供選擇的著陸區(qū)域更大，海面的物理特性變化較小，海區(qū)選擇相對容易，增強了航天器對多種傾角軌道的適應(yīng)性；④以海洋作為著陸場，航天器在軌應(yīng)急返回著陸區(qū)選擇范圍可以有效擴大，大大增加了飛船在軌應(yīng)急返回的靈活度。因此，研究海上回收對于擴展航天器回收渠道，提升航天器回收可靠性意義重大。

美國水星飛船、Apollo系列、獵戶座飛船返回艙及龍貨運飛船均采用海上回收，并圍繞艙體著水進行了一系列解析計算及試驗，直接指導(dǎo)了其后的航天探測活動；中國神舟飛船研制過程中也進行了入水沖擊理論分析及試驗。種種研究均表明，在艙體的設(shè)計研制階段都需要對其入水特性進行充分研究。

在海上回收中，艙-囊-水-空氣四者耦合的剛?cè)岫嘟橘|(zhì)力學(xué)行為是研究的重點。圍繞此力學(xué)行為，基于SPH(Smoothed Particle Hydrodynamics)方法或ALE(Arbitrary Lagrange-Euler)算法，傅碧華、房紅軍等、張岳青等、張?zhí)搼训取⑼跤阑⒌葘︼w船返回艙水上回收的沖擊特性進行了研究，并與理論及NASA試驗數(shù)據(jù)進行了對比，取得了很高的數(shù)據(jù)吻合精度，但以上研究均未考慮氣囊的耦合因素。圍繞帶囊著水，可以借鑒航空領(lǐng)域的研究成果，但其偏向于水平速度較大的應(yīng)用工況。

本文應(yīng)用成熟的商業(yè)軟件，構(gòu)建了艙-囊-水-空氣四者耦合的剛?cè)岫嘟橘|(zhì)力學(xué)模型，提取并分析了其特征參數(shù)，研究帶囊返回艙垂直著水沖擊的運動特性。

2 有限元模型的分層級驗?zāi)?/h2>

本文采用ls-dyna有限元分析軟件構(gòu)建了返回艙著陸/著水有限元模型。艙體采用lagrange單元，氣囊采用控制體積法(Control Volume Method，CV)，流體(空氣、水)采用ALE單元。將艙體、氣囊與ALE單元的交界面定義為流固耦合面，氣囊自身及氣囊與艙體間建立接觸對，依靠罰函數(shù)算法自動、精確地計算出每個時間步流固耦合(艙、囊及空氣、水)及固固耦合(艙囊、囊囊)行為。在邊界處施加無反射條件來杜絕邊界效應(yīng)。

2.1 艙囊有限元模型驗?zāi)?/h3>

艙囊有限元模型的計算精度依靠航天器著陸沖擊試驗數(shù)據(jù)進行驗證。本文研究的返回艙為圓球底密封艙體結(jié)構(gòu)，艙高度約為4 m，底部回轉(zhuǎn)半徑約為2 m。氣囊為內(nèi)外囊組合，共6組，沿艙體球底均勻分布，并與艙體固定連接，其基本構(gòu)型如圖1所示。外囊起緩沖作用，內(nèi)囊在緩沖后起支撐作用。為了簡化計算模型，分析中不考慮艙體內(nèi)部的復(fù)雜結(jié)構(gòu)。

圖1 內(nèi)外囊示意圖Fig.1 Schematic diagram of internal and external airbags

與氣囊相比，艙體及地面剛度大，故將返回艙簡化為剛體，質(zhì)量為6000 kg，地面設(shè)定為剛性地面。將網(wǎng)格無關(guān)化處理后，取網(wǎng)格尺寸為0.1 m。試驗?zāi)Ｐ图坝邢拊Ｐ鸵妶D2，其中艙囊材料參數(shù)見表1。以艙體質(zhì)心過載作為判據(jù)，模型以艙體垂直沖擊地面為驗?zāi)９r。試驗時，將艙體懸掛至一定高度，依靠艙體的自由落體來獲取垂直沖擊著陸初速度，并結(jié)合高速攝像手段進行速度的測量。

圖2 艙體試驗及有限元模型Fig.2 Test and finite element model of the re-entry capsule

表1 艙囊材料參數(shù)Table 1 Material parameters of re-entry capsule and airbag

表2為試驗及有限元結(jié)果對比，結(jié)果顯示返回艙著陸沖擊過載試驗與仿真結(jié)果趨勢相同，取其最大值進行對比，誤差在12%以內(nèi)(試驗過程中，由于艙體的彈性作用，導(dǎo)致其過載峰值略低于仿真結(jié)果)。因此，艙-囊的有限元模型在評估過載峰值段具有可信度，可用于后續(xù)的著水沖擊。

表2 艙囊計算結(jié)果數(shù)據(jù)Table 2 Calculation results of re-entry capsule with airbag

2.2 艙-水-空氣有限元模型驗?zāi)?/h3>

借鑒馮˙卡門理論，根據(jù)動量守恒方法建立的物體入水沖擊的動力學(xué)模型，得出了球形大底返回艙艙入水的沖擊計算公式，如式(1)所示:

式中，為返回艙質(zhì)量，為附加質(zhì)量，為返回艙初始速度，為返回艙過程速度。艙體入水附加質(zhì)量取入水物體與靜止水面交界的區(qū)域附加質(zhì)量的1/2。則附加質(zhì)量如式(2)、(3)所示:

式中，為水密度，為艙體底部半徑，為入水深度，為接觸區(qū)域球冠半徑。

將公式(2)帶入(1)中，得到式(4):

式中，為重力加速度，取9.8 m/s，對式(4)求導(dǎo)，得到過載值式(5):

式中，為過載值，單位為G。

本文采用有限元和理論計算方法進行了入水過程模擬。返回艙質(zhì)量為5900 kg，入水角度為0°，入水初速度分別為8 m/s和10 m/s。在分析返回艙沖擊水的過程時，采用與著陸相同的艙體有限元模型(圖3)。對于水與空氣等流體介質(zhì)，準(zhǔn)確的材料本構(gòu)模型及狀態(tài)方程選擇最為關(guān)鍵，本文借鑒了傅碧華研究中的材料參數(shù)，著水過載結(jié)果見表3。

圖3 艙體-空氣-水有限元模型Fig.3 Finite element model of re-entry vehicle-air-water

表3 返回艙著水過載Table 3 Overload of re-entry capsule

仿真結(jié)果與理論計算誤差在13%以內(nèi)，表明艙體-空氣-水力學(xué)模型具有可信度，可以用來指導(dǎo)后續(xù)研究。

3 帶囊艙體垂直入水沖擊過程分析

在前期驗?zāi)５幕A(chǔ)上，構(gòu)建了艙-囊-水-空氣四者耦合力學(xué)模型。在研究中提取以下特征參數(shù)進行分析:①返回艙的過載曲線用以評估艙內(nèi)乘員及設(shè)備的安全；②返回艙的速度曲線用以驗證其過載情況；③位移曲線用以研究其侵入海水深度；④囊體內(nèi)壓用以評估氣囊的使用可靠性。

選取返回艙質(zhì)量為5900 kg，對著水速度10 m/s、入水角度0°的典型工況進行研究，外囊體初始壓力為0.12 MPa，內(nèi)囊體初始壓力為0.14 MPa，觸發(fā)排氣過載為4 G。

通過圖4、圖5可看出，隨著帶囊艙體與水的沖擊作用，與氣囊接觸的水體逐漸被擠壓，呈花瓣狀，氣囊間的水體被擠壓后形成水脊向上運動；艙體中心下方水體被擠壓后向下運動，并沒有因為氣囊的擠壓出現(xiàn)水體大幅向上位移，而是隨著氣囊與水接觸后，被動的與艙體發(fā)生沖擊。其余區(qū)域的水體的向上變形最大為0.3 m。

圖4 水體變形圖Fig.4 Deformation of water body

圖5 水體變形曲線Fig.5 Deformation curve of water body

從圖6～圖9曲線中可以看出，艙體初始著水后，速度迅速減小，急劇向下，侵入水深可到1.1 m，隨后，運動出現(xiàn)平緩段，后又出現(xiàn)二次加速(分析其原因是囊體侵入水中后，水壓作用導(dǎo)致其向下運動)，最后侵入水深達2.0 m。之后，受水浮力向上運動。帶囊艙體著水沖擊過載出現(xiàn)在前0.2 s過程中，存在二次過載；其中氣囊著水緩沖導(dǎo)致的過載為5 G；艙體與水的沖擊過載達28.9 G，過載大于10 G的持續(xù)時間不超過20 ms，艙水沖擊過載值大于氣囊與水的沖擊過載值。

圖6 帶囊返回艙著水沖擊加速度過載曲線Fig.6 Acceleration overload curve of the re-entry capsule with airbag during water impact

圖7 帶囊返回艙著水沖擊位移曲線Fig.7 Displacement curve of re-entry capsule with airbag during water impact

圖8 帶囊返回艙著水沖擊速度曲線Fig.8 Velocity curve of re-entry capsule with airbag during water impact

圖9 著水沖擊過程內(nèi)外囊壓變化曲線Fig.9 Pressure change curve of inner and outer airbag during water impact process

與無囊著水過載有限元結(jié)果31.3 G對比，可以看出，此構(gòu)型的帶囊艙體垂直著水時，氣囊緩沖效果不明顯。與垂直著陸過載相比，帶囊艙體垂直著水過載峰值大于著陸過載峰值(13.9 G，見表2)，這是因為著水過程中艙體與水出現(xiàn)接觸沖擊，從而使其過載出現(xiàn)較大變化。

結(jié)合人體對加速度的耐受極限，在適當(dāng)?shù)募鐜?、胯?有腿帶)和胸帶約束下，縱軸向向后(最接近航天員乘坐姿態(tài))的人體承受過載為25 G，因此，為了內(nèi)部乘員安全，返回艙的海上回收應(yīng)避免采用垂直著水模式，應(yīng)采用措施進行規(guī)避。

通過觀察圖9囊壓曲線，伴隨著艙水接觸過程，外氣囊觸發(fā)排氣。內(nèi)囊隨著艙體運動，其壓力增加至0.148 MPa，外囊壓力增加至0.134 MPa，均遠小于囊體材料強度，證明氣囊具有很高的可靠性。

在返回艙著水時，著水速度會存在一定的分散性，因此，在研究返回艙帶囊著水運動特性的基礎(chǔ)上，對返回艙不同著水速度6，8，10 m/s進行分析，探究其參數(shù)變化趨勢。從圖10～圖12中可以看出不同速度的運動特性曲線趨勢相同；著水沖擊速度越大，艙體過載越大，初始速度衰減越快，侵入水體深度越大。

圖10 不同著水速度下返回艙過載曲線Fig.10 Overload curves of the re-entry capsule under different water impact velocities

圖11 不同著水速度下返回艙速度曲線Fig.11 Speed curves of the re-entry capsule under different water impact velocities

圖12 不同著水速度下返回艙位移曲線Fig.12 Displacement curves of the re-entry capsule under different water impact velocities

4 結(jié)論

本文針對帶囊返回艙垂直著水過程，結(jié)合構(gòu)建的艙-囊-水-空氣四者耦合力學(xué)模型，研究了帶囊返回艙著水的運動學(xué)響應(yīng)特性。

1)帶囊返回艙著水后，氣囊、艙與水接連沖擊導(dǎo)致出現(xiàn)二次過載，最大過載出現(xiàn)在艙體與水的相互作用時。此過程中，伴隨帶囊艙與水的接觸，水體逐漸被擠壓，與艙體中心接觸水體被氣囊擠壓后并未出現(xiàn)向上位移，而是隨著氣囊與水接觸后，被動的與艙體發(fā)生接觸沖擊。

2)對比帶囊著陸與著水沖擊過載峰值，可知帶囊垂直著水過載峰值大于垂直著陸；且數(shù)值計算結(jié)果顯示艙體與水接觸沖擊帶來的過載已超過了乘員耐受過載極限，因此返回艙海上回收應(yīng)避免采用垂直著水模式。

3)對比返回艙帶囊及不帶囊垂直著水沖擊過程，可知氣囊對降低返回艙峰值過載效果不明顯。

4)隨著初始著水速度的增加，返回艙運動趨勢相同，艙體過載峰值逐漸增大，過載峰值出現(xiàn)時間逐漸提前，但均為艙體與水的接觸沖擊導(dǎo)致。