支撐結(jié)構(gòu)對(duì)整流罩分離特性的影響分析①

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(yùn)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(wù)的成敗。整流罩分離時(shí),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(duì)比分析了含導(dǎo)向孔和不含導(dǎo)向孔時(shí)彈簧組件對(duì)整流罩分離運(yùn)動(dòng)的影響,發(fā)現(xiàn)含導(dǎo)向孔方案整流罩局部結(jié)構(gòu)剛度被加強(qiáng),呼吸變形減弱,分離速度更快。張大鵬等[2]通過(guò)有限元軟件模擬了整流罩分離過(guò)程,研究了整流罩的自由模態(tài)、變形特點(diǎn)、運(yùn)動(dòng)軌跡、能量變化及呼吸運(yùn)動(dòng)對(duì)整流罩分離特性和罩內(nèi)空間的影響。黃兵等[3]對(duì)整流罩地面分離試驗(yàn)中負(fù)壓特性對(duì)分離過(guò)程的影響進(jìn)行了研究。周江帆等[4]通過(guò)三維攝像測(cè)量法對(duì)整流罩分離過(guò)程進(jìn)行測(cè)試,分析其運(yùn)動(dòng)規(guī)律以及罩體呼吸運(yùn)動(dòng)對(duì)分離過(guò)程的影響。程修研等[5]通過(guò)有限元分析與地面試驗(yàn)進(jìn)行比較,分析研究了空氣阻力和軸向過(guò)載對(duì)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(shí),整流罩分離初始角度的氣動(dòng)特性,研究了多體系統(tǒng)中復(fù)雜的激波對(duì)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(hù)罩內(nèi)載荷空間。應(yīng)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(duì)整流罩分離特性的影響,驗(yàn)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(jì)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(dòng)筒平推分離式和拔罩分離式[7]。作動(dòng)筒是一種活塞式火工作動(dòng)裝置,作動(dòng)分離前為完整結(jié)構(gòu),作動(dòng)后活塞在火藥燃?xì)庾饔孟峦苿?dòng)整流罩向兩側(cè)運(yùn)動(dòng),作動(dòng)筒的內(nèi)外筒分離,分別隨左、右半罩進(jìn)行分離運(yùn)動(dòng)[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(duì)整流罩分離特性的影響

建立有支撐結(jié)構(gòu)的整流罩簡(jiǎn)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(jiǎn)化模型Fig.2 Simplified model of fairing

應(yīng)用有限元分析軟件對(duì)整流罩簡(jiǎn)化模型進(jìn)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(jìn)行固定約束,接觸面設(shè)置為無(wú)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(duì)5組模型分別進(jìn)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(jiǎn)化載荷曲線Fig.3 Simplified load curve

觀察5組模型的呼吸變形以及運(yùn)動(dòng)特征,研究支撐結(jié)構(gòu)直徑對(duì)整流罩分離特性的影響。5組整流罩模型分離過(guò)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(hù)了罩內(nèi)載荷空間,罩內(nèi)載荷空間沒(méi)有損失;由圖4(b)、(c)可見,兩種狀態(tài)整流罩在分離運(yùn)動(dòng)開始時(shí),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(jìn)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(yùn)動(dòng)過(guò)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(diǎn)與支撐面接觸,彈性變形相比圖4(b)、(c)更大一點(diǎn),呼吸變形削弱效果有限,載荷加載面運(yùn)動(dòng)行程比圖4(b)、(c)更長(zhǎng)一點(diǎn);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(guò)程未起到支撐作用,整流罩呼吸變形最大,等同于沒(méi)有支撐結(jié)構(gòu)狀態(tài)的整流罩運(yùn)動(dòng)。因此,φ480 mm支撐結(jié)構(gòu)為無(wú)效支撐結(jié)構(gòu),無(wú)法對(duì)整流罩的分離起到支撐作用,對(duì)整流罩的分離無(wú)增益效果。φ505～φ580 mm支撐結(jié)構(gòu)在整流罩分離過(guò)程為整流罩的運(yùn)動(dòng)提供徑向支撐,為有效支撐結(jié)構(gòu)。5組簡(jiǎn)化模型質(zhì)心運(yùn)動(dòng)速度曲線見圖5所示,10 ms時(shí)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(shí)間的推進(jìn),質(zhì)心速度逐漸增大;作動(dòng)筒加載結(jié)束即10 ms時(shí)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(méi)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(guò)程,呼吸變形的端框頂點(diǎn)與支撐結(jié)構(gòu)接觸,支撐效果明顯,質(zhì)心運(yùn)動(dòng)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(yīng)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(guò)小的支撐結(jié)構(gòu)不能為整流罩提供有效支撐,無(wú)法對(duì)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(duì)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(jì)依據(jù)。

2.2 支撐結(jié)構(gòu)對(duì)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(duì)象,模擬整流罩在增加支撐結(jié)構(gòu)和無(wú)支撐結(jié)構(gòu)時(shí)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(duì)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(dòng)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(dòng)筒作為分離驅(qū)動(dòng)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(yù)裝在罩體內(nèi)部的作動(dòng)筒開始工作,推動(dòng)兩半罩橫向分離。由于上作動(dòng)筒的推力和作動(dòng)行程比下作動(dòng)筒大,兩半罩在橫向分離的同時(shí)產(chǎn)生繞其質(zhì)心的外翻運(yùn)動(dòng)。整流罩分離過(guò)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(wù)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(dòng)慣量、結(jié)構(gòu)剛度、推力位置、推力大小、氣動(dòng)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(duì)整流罩分離運(yùn)動(dòng)的影響進(jìn)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(dòng)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(dòng)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(jì)算效率,選取半罩進(jìn)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(gè)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(yīng)用有限元軟件對(duì)φ1.2 m平推分離式整流罩進(jìn)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(wú)徑向支撐結(jié)構(gòu)時(shí)的分離特性;忽略氣動(dòng)阻力及環(huán)境載荷的影響,對(duì)整流罩進(jìn)行200 ms分離仿真計(jì)算。有支撐結(jié)構(gòu)和無(wú)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(guò)程Fig.9 Separation process of fairing with support structure

圖10 無(wú)支撐結(jié)構(gòu)整流罩分離過(guò)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(guò)程,罩體平推運(yùn)動(dòng)的同時(shí)繞其質(zhì)心進(jìn)行外翻運(yùn)動(dòng)。 10 ms時(shí)刻,受作動(dòng)筒分離速度影響為主,兩種方案半罩運(yùn)動(dòng)位置基本一致。而后各時(shí)刻,有支撐結(jié)構(gòu)的整流罩質(zhì)心沿分離方向的運(yùn)動(dòng)速度更快,與彈體安全距離更大;而無(wú)支撐結(jié)構(gòu)的整流罩質(zhì)心沿分離方向的運(yùn)動(dòng)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(yùn)動(dòng)初期(9 ms以內(nèi)),罩體運(yùn)動(dòng)受作動(dòng)筒分離運(yùn)動(dòng)影響為主,質(zhì)心運(yùn)動(dòng)速度基本一致;隨著作動(dòng)筒作動(dòng)結(jié)束,有支撐結(jié)構(gòu)整流罩的質(zhì)心運(yùn)動(dòng)速度明顯高于無(wú)支撐結(jié)構(gòu)整流罩質(zhì)心運(yùn)動(dòng)速度,速度方向上震蕩幅度和頻率均高于無(wú)支撐結(jié)構(gòu)整流罩。

由圖12可見,整流罩運(yùn)動(dòng)初期(9 ms以內(nèi)),有支撐結(jié)構(gòu)的整流罩底端框無(wú)明顯徑向收縮變形,無(wú)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(wú)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(wú)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(shí)約60 ms達(dá)到邊界位置,(底端框最小橫向位移等于整流罩半徑),無(wú)支撐結(jié)構(gòu)的整流罩耗時(shí)約120 ms達(dá)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(guò)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(yàn)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(duì)平推分離式整流罩的影響

工程應(yīng)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(duì)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(jìn)行分離仿真,其他邊界條件保持不變。仿真結(jié)果與無(wú)摩擦接觸整流罩分離特性進(jìn)行比較。有摩擦整流罩分離過(guò)程見圖14所示,整流罩質(zhì)心運(yùn)動(dòng)速度與無(wú)摩擦接觸分離比較見圖15所示,底端框徑向變形與無(wú)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(duì)比圖14、圖9可見,有摩擦整流罩分離運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)與無(wú)摩擦整流罩分離運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)基本相同;由圖15可見,不同摩擦系數(shù)整流罩質(zhì)心運(yùn)動(dòng)速度與無(wú)摩擦整流罩分離過(guò)程基本相同。說(shuō)明摩擦系數(shù)對(duì)整流罩質(zhì)心運(yùn)動(dòng)速度幾乎沒(méi)有影響。分析其原因,整流罩與支撐結(jié)構(gòu)接觸時(shí)間短,由摩擦產(chǎn)生的能量損耗相比整流罩的動(dòng)能非常小,因此對(duì)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(wú)摩擦整流罩底端框徑向變形基本一致,無(wú)向內(nèi)側(cè)變形,支撐結(jié)構(gòu)對(duì)載荷空間起到了良好的保護(hù)作用。9 ms后不同摩擦系數(shù)整流罩底端框呼吸運(yùn)動(dòng)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(guò)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?yàn)槟Σ料禂?shù)不同,整流罩底端框呼吸運(yùn)動(dòng)的平衡點(diǎn)位置不同,隨著摩擦系數(shù)增加,平衡點(diǎn)向內(nèi)側(cè)發(fā)生偏移,因此,底端框的呼吸運(yùn)動(dòng)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(duì)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(shí)際應(yīng)用,在支撐結(jié)構(gòu)接觸表面增加潤(rùn)滑涂層,摩擦系數(shù)可達(dá) 0.15,為整流罩分離系統(tǒng)設(shè)計(jì)提供理論參考。

3 結(jié)論

通過(guò)對(duì)整流罩簡(jiǎn)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(duì)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(jì)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(guò)程的呼吸變形,提升整流罩內(nèi)載荷空間的安全性,同時(shí)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(duì)整流罩分離速度沒(méi)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(yīng)用中,支撐結(jié)構(gòu)接觸面應(yīng)增加潤(rùn)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(duì)其他分離方式整流罩模型驗(yàn)證,僅為平推分離式整流罩的分離系統(tǒng)設(shè)計(jì)提供參考。