膨胀管-凹槽板爆炸分离装置降冲击研究

孙 璟， 陈劭睿， 翁 飞， 胡振兴， 陈 荣

(1. 北京宇航系统工程研究所，北京 100076； 2. 大连理工大学 工程力学系，辽宁 大连 116024;3. 国防科技大学 文理学院，长沙 410073)

爆炸分离装置是一种兼有连接、解锁和分离功能的装置，是实现航天运输系统级间、头体、头罩、尾罩、口盖等正常分离的关键元件[1]，是运载火箭的重要组成部分。它的主要任务是在有效载体发射到预定目标位置后，使运载火箭、载人飞船和航天飞机等宇航飞行器完成预定工作的级和舱段与主体解锁、分离，其分离和解锁的成败直接关系到空间飞行器的任务完成，以及人员与设备的安全。

膨胀管-凹槽板分离装置是一种典型的线式分离装置[2-3]，其结构示意和工作过程如图1所示。膨胀管-凹槽板分离装置具有承力能力强、可靠性高、无污染和刚度连续等优点，在国内外多个型号上广泛应用，以往常用于整流罩横向分离、级间解锁等对冲击载荷要求不高的位置。随着有效载荷尺寸及质量的增加，该种分离装置将应用于有效载荷与箭体的连接和解锁[4-5]。但是，能否真正替代以往的星(站)箭解锁装置，还需对膨胀管-凹槽板分离装置开展降冲击研究工作。

分离装置在作用时产生的冲击被认为是冲击的主要来源[6]，膨胀管-凹槽板分离装置解锁过程中引起的冲击来源，已有相关研究[7]表明：主要冲击源是扁平管对上下端框的碰撞和分离板断裂过程中的应力释放及分离板的振动。因此，本文对膨胀管-凹槽板分离装置进行了改进设计，并开展了仿真分析和试验验证以改善整个膨胀管分离过程的冲击环境。

图1 膨胀管-凹槽板爆炸分离装置示意图Fig.1 Schematic diagram of the super-zip

1 仿真分析模型与参数设置

1.1 仿真模型

以膨胀管-凹槽板分离装置[8]中双边分离结构形式为例，采用LS-DYNA有限元结构动力学计算软件中拉格朗日欧拉耦合算法实现分离装置的分离过程[9]，仿真模型如图2所示。部件：扁平管、分离板内、分离板外、上边界、下边界、上端面、下端面、螺钉均划分成拉格朗日单元；扁平导爆索爆炸变形区域及填充物(聚乙烯)设置为欧拉网格，两种网格单元的结合区域为混合拉格朗日欧拉网格单元区。各部件之间的相互作用定义为面面接触装置中基于罚函数法的对称接触算法(surface-to-surface contact)[10]。拉格朗日单元变形在达到设定的阈值条件后自动删除，表明该处已达到破坏应变。

图2 膨胀管-凹槽板分离装置计算模型Fig.2 The simulation model of the typical super-zip

1.2 材料参数

本文计算中，材料模型和参数的选取参考宋保永等的研究。膨胀管-凹槽板分离装置模型的分离板采用铝合金材料，此种铝合金的应力应变曲线呈两段线性，本构关系可写为

(1)

铝合金材料的热力学状态量采用Gruneisen状态方程描述，可以通过冲击波试验标定状态方程的参数，压力P(以压为正)由式(2)确定

(γ0+aμ)E

(2)

P=ρ0C2μ+(γ0+aμ)E(当μ≤0时)

(3)

式(2)和式(3)分别对应了加载和卸载状态下物态方程的表示形式。式中：E为内能；μ=ρ/ρ0-1反映了材料的压缩程度，ρ0和ρ分别为材料初始密度和当前密度；γ0为Gruneisen系数；a为Gruneisen系数的一阶项修正系数，a一般取为0。式(2)中C,S1,S2,S3来自冲击Hugoniot参数，由冲击绝热线确定

D=C+S1u+S2u2+S3u3

(4)

式(4)对应了下列冲击波速度和质点速度之间关系式的系数，对于一般金属材料而言，有S2=S3=0。

橡胶/聚乙烯材料使用Mat_Piecewise_Linear_Plasticity模型，设置为弹性材料。扁平管为不锈钢材料，在有限元分析中所使用的材料模型为Mat_Power_Law_Plasticity。该模型提供了各向同性硬化的弹塑性模型。屈服应力σy为塑性应变的函数，满足等式(5)

(5)

扁平管采用格林乃森状态方程。其中：C为vs-vp曲线(冲击波波速-波后质点粒子速度曲线)的截距;S1,S2,S3为vs-vp曲线的斜率参数；γ0为格林乃森系数;a为γ0的一介提及修正系数;μ=ρ/ρ0-1，ρ为材料当前密度；对于一般金属材料而言，S2=S3=0。具体的参数如表1所示。

表1 扁平管状态方程具体参数Tab.1 Material parameters of expanding tube

黑索金炸药采用JWL(Jones-Wilkins-Lee)状态方程，其表达式为

(6)

式中：p为爆炸过程中材料的状态量压力；E0和V分别为炸药爆炸过程的比内能和比容；A，B，ω,R1和R2为相应系数，由炸药的特性参数决定，可从由爆轰试验的数据拟合确定。计算中采用了装药量线密度为2.4 g/m(根据体密度ρ0确定仿真模型装药半径)。仿真模型详细的计算参数如表2和表3所示。

表2 分离结构的材料及状态方程参数Tab.2 Material parameters for super-zip structures

表3 炸药RDX的材料及状态方程参数Tab.3 Material parameters for RDX

2 仿真分析分离装置分离过程及截面内应力波的传播规律

图3给出了模型爆炸分离过程几个典型时刻平板分离装置的变形情况，由图可知，炸药起爆后，很快沿着导爆索发生爆轰，在瞬态的强冲击波作用下，结构中产生了应力波，如图3(a)所示；在炸药爆轰后，产生的爆轰气体会挤压周围的聚乙烯填充物，由于扁平管的左右两侧强度相对较弱，所以爆轰气体首先向两侧鼓出，使扁平管逐渐变圆，此时削弱槽处产生应力集中，分离板产生裂纹并沿着削弱槽扩展，由于炸药爆轰速度远大于结构中应力波传播速度，所以应力波速度大于裂纹扩展速度，参见图3(b)；随着炸药的爆轰完成，扁平管很快趋于圆形，在图3(c)中，裂纹扩展至图示截面，引人关注的是爆轰气体分裂为左右两个部分，可以看出，此气团会形成两个突出部分，使扁平管变成椭圆形，加剧分离板削弱槽处的破坏；在图3(d)时刻，分离板已完全断开，并开始向外摆动，由图3(e)时刻可知，裂纹的间隙逐渐增大，直至扁平管膨胀到最大；在图3(f)时刻，扁平管已逐渐收缩，近似为圆形状态，此时可以看出，分离板断裂的上下两个部分存在相互碰撞接触，看不出裂纹间隙；此后扁平管会出现膨胀收缩，同时与摆动的分离板存在一定的接触碰撞作用，此过程能量逐渐耗散，最后分离板与扁平管趋于静止。

同时，研究解锁装置二维截面内冲击波的传播规律，初步探索爆炸分离过程的冲击产生原因，作为后续冲击环境分析的依据。由于二维截面与实际三维模型的刚度存在差异，所以此处只做定性分析。如图4(a)所示，炸药爆轰波传出，在扁平管与左右分离板的界面处产生瞬态高压区；在图4(b)时刻，扁平管上下端与上下连接框的界面处产生瞬间高压区，此后，上述两列波系叠加，向上下连接框传播，如图4(c)时刻；在图4(d)时刻，整个装置中存在复杂的波系，但是，可以看出，此时冲击波的压力要远小于图4(a)～图4(b)时刻。分析图4(a)和图4(b)时刻瞬态高压产生的原因，从图中可以看出，此高压主要发生在反射波区，由于扁平管内填充物的声阻抗要小于扁平管和分离板的声阻抗[8]，所以在冲击波由稀疏介质向密实介质传播时，会发生强烈的反射。

图3 典型时刻平板分离的Mises应力(Pa)Fig.3 Mises stress of the super-zip at different time (Pa)

图4 冲击波在解锁装置截面的传播规律Fig.4 Propagation of shock wave in the section of super-zip

3 降冲击方案设计的提出

相关研究表明，膨胀管-凹槽板分离装置解锁过程中的冲击源分为两部分：一部分为扁平管对上下端框的碰撞，占比55%；另一部分为分离板断裂过程中的应力释放及分离板的振动，占比45%。根据上述研究，对膨胀管-凹槽板分离装置进行降冲击设计改进。

方案A：将连接框与分离板的连接面设计为低密度材料如橡胶，隔离分离板断裂应力释放和振动引起的冲击，结构示意如图5所示。考虑到直接增加橡胶垫会降低该处连接刚度，方案A选择将橡胶垫内嵌在连接框内部，在连接框满足承载的前提下，橡胶垫尽可能的厚，本方案橡胶垫的厚度为2 mm。

图5 膨胀管-凹槽板分离装置降冲改进方案AFig.5 The improved design for shock reduction:design A

方案B：将扁平管与连接框的接触面设计为凸台型，通过减小碰撞时两个零件之间的接触和传递面积，结构示意如图6所示。其中，虚线区域均为设计的凸台，因为建立模型对称性的原因，上下区域表现出的凸台只显示了一半。扁平管与连接框完全不接触是隔离冲击的理想状态，但由于不允许扁平管在结构中自由晃动，将连续接触更改为间断接触。本方案中，改进后接触面积减小为原来的3%。

4 仿真分析预测两种方案的降冲击能力

两种改进方案加速度测点位置如图7所示。测点分别在膨胀管-凹槽板分离装置连接框(测点C6)、U型框侧壁(测点C7)和U型框上端框(测点C8)。测点C6 ，C7 ，C8至冲击源距离分别为50 mm，100 mm，130 mm。特别地，对结构中监测点加速度历史采用butterworth滤波器进行频率带宽为10 kHz滤波后，再进行标准的冲击谱线分析，可得到各测点的冲击谱线。

图6 膨胀管-凹槽板分离装置降冲改进方案BFig.6 The improved design for shock reduction:design B

图7 膨胀管-凹槽板分离装置仿真分析加速度测点位置Fig.7 Positions for acceleration measurement on the super-zip

理论上可以完成监测点的三个维度(X、Y、Z)的结果提取，但考虑到试验Y向(轴向)是工程结构中最关注的方向，其量级一般较大，降低了Y方向的冲击等同于降低了膨胀管-凹槽板分离装置整体冲击水平。因此，表4～表6分别统计了仿真计算获取的基础结构和2种改进结构不同测点对应的4 kHz内和8 kHz内最大冲击值。

表4 基础状态结构加速度处理结果Tab.4 Shock environment of original design

表5 改进方案A结构加速度处理结果Tab.5 Shock environment of improved design A

表6 改进方案B结构加速度处理结果Tab.6 Shock environment of improved design B

与基础结构状态类似，两种设计方案在均呈现随着距离冲击源越远，其冲击峰越小，说明结构改进的方向是符合基本规律的。对比两方案可知，就4 kHz和8 kHz内最大峰值而言，方案B降冲击的效果较好明显好于方案A，与此同时，方案A在测点6处的8 kHz内最大峰值大于基础结构的。为了便于对比两种改进结构的降冲击特性，通过将改进方案8 kHz内最大峰值与基础结构的数值进行比值，比值大小代表改进结构的降冲击的效率，其数值大于1说明改进方案无效，因此该值越小降冲击的效果越好。

改进方案A在8 kHz内，7号和8号测点有一定的降冲击效率，但在6号测点出现了冲击效率大于1情况。而对于方案B在8 kHz内，三个测点均具有降冲击效率，显然，仿真对比中，改进方案B明显好于改进方案A，如表7所示。

表7 改进结构降冲击效率对比Tab.7 Shock reduction effectiveness of the improved designs

分析其原因，改进方案A设计仅隔离了分离板和连接框接触面传递的冲击，忽略了通过连接螺栓向上传递的路径，因此降冲击效果有限。而改进方案B通过扁平管和连接框的碰撞面积减少向上传递的冲击，该接触面是碰撞冲击传递的唯一路径，因此改善效果良好。

5 试验验证

根据降冲击方案仿真分析的结果，选改进方案B状态开展了膨胀管-凹槽板分离装置平板试验件分离冲击测试试验，与本研究中基础状态平板试验冲击测试试验结果进行对比。平板试验件截面形式和尺寸同仿真模型。试验件照片如图8所示。从图9可知，最下端为膨胀管-凹槽板分离装置，依次而上的是U型框和L型框。与仿真模型中6号和8号测点对应位置处装有加速度传感器，7号测点受安装空间限制未安装，传感器Y方向的测试结果如图9所示。相关的数据统计如表8所示。

图8 膨胀管-凹槽板分离装置平板试验件图Fig.8 Photos of the super-zip test

图9 试验获取的冲击谱线Fig.9 Shock spectrum obtained by the test

表8 基础与改进方案B仿真分析和冲击试验结果对比Tab.8 Comparison of simulation analysis and impact test results between original design and improved design B

从表8可知，对于基础结构，仿真与测试结构的最大误差控制在16%，对于改进B结构，仿真与测试结构的最大误差控制在14%，结果表明，仿真模型是可行的，在一定误差范围内，可以有效地预测测试结果。因此，通过从轴向方向的冲击对比可知，扁平管与连接框是在Y方向相互碰撞，减少两者之间的碰撞面积对减小该方向的冲击有直接的贡献。

6 结 论

本文通过对膨胀管-凹槽板分离装置爆炸过程的仿真分析，了解了装置分离过程及平面内波的传爆规律，并且针对膨胀管-凹槽板分离装置产生冲击的两个主要来源进行了结构改进设计和仿真对比分析，选仿真分析中降冲效果较好的方案B开展了试验验证工作。得到如下结论：

(1)通过对比仿真和试验结果，测点加速度峰值的最大误差控制在16%内，仿真方法是合理有效的，该仿真模型完成的预测可以有效地为工程应用提供指导建议。

(2)有关分离装置分离过程面内波的传爆规律：炸药爆轰波传出，在扁平管与左右分离板的界面处产生瞬态高压区，随后在扁平管上下端与上下连接框的界面处产生瞬间高压区，然后上述两列波系叠加，向上下连接框传播。

(3)基于分离装置的爆轰作用规律，为改善整个膨胀管分离过程的冲击环境，通过减小扁平管与上下连接框碰撞面积且接触面积减小为原来的3%，结果表明轴向方向的冲击被一定程度削弱了，可见，减小扁平管与上下连接框碰撞面积是降冲击的有效手段。