楊銘波 杜三虎 王智磊 孔祥森

(上海衛(wèi)星工程研究所，上海 201109)

隨著現(xiàn)代航天器的功能密度越來越高，航天器構(gòu)型日益復(fù)雜，受限于運載火箭對航天器的包絡(luò)限制、產(chǎn)品的力學環(huán)境適應(yīng)性等要求，通常運用解鎖技術(shù)，使相關(guān)部件在發(fā)射狀態(tài)時收攏壓緊，并在航天器入軌后解鎖釋放。

傳統(tǒng)火工解鎖技術(shù)是人們最早開始研究并應(yīng)用的一類解鎖技術(shù)[1]，具有技術(shù)成熟、可靠性高等優(yōu)點，同時也具有解鎖沖擊大(可達3000～20 000gn)、不可重復(fù)使用等顯著缺陷[2-3]?；谛螤钣洃浐辖?Shape Memory Alloy，SMA)的低沖擊解鎖技術(shù)由于具有優(yōu)良的性能而得到廣泛的重視，是各國航天機構(gòu)研究的重點[4]。

美國空軍聯(lián)合洛馬公司開發(fā)了小承載單級螺母(LFN)和兩級螺母(TSN)兩種基于SMA彈簧的分離螺母裝置[5]，并在強力衛(wèi)星-I(MightySat-I)衛(wèi)星上驗證成功，試驗表明，LFN和TSN的解鎖沖擊(不大于500gn)遠低于衛(wèi)星要求的極限[6]，但LFN和TSN都需要采用專門的控制單元進行解鎖觸發(fā)控制，按“預(yù)解鎖-解鎖”流程執(zhí)行解鎖，所需電流在100A以上(火工品發(fā)火電流5 A)[7]。Starsys公司聯(lián)合美國空軍和洛馬公司對LFN進行了改進，開發(fā)出了Qwknut分離螺母和FASSN無沖擊分離螺母兩種基于SMA絲的改進型分離螺母裝置[4]，將解鎖沖擊降低至200gn以下，仍采用對SMA元件直通電方式觸發(fā)解鎖，所需電流降低至3.5～5 A，可使用星載火工品驅(qū)動模塊控制解鎖。文獻[8]開發(fā)了一種基于SMA的分離螺母裝置，采用對SMA絲直通電的方式觸發(fā)解鎖，在6 V電壓下能在0.3 s內(nèi)解鎖，并具有自動復(fù)位功能，但無法直接使用星載28 V電源。文獻[9-10]開發(fā)了一種基于SMA的旋轉(zhuǎn)式分離螺母裝置，采用對SMA絲直通電的方式觸發(fā)解鎖，在5 V電壓下(電流約20 A)能在3 s內(nèi)解鎖，可通過手動操作復(fù)位，但無法直接使用星載28 V電源。

本文針對國內(nèi)外現(xiàn)有SMA解鎖裝置均采用對SMA元件直通電方式觸發(fā)解鎖、無法直接使用星載28 V電源的問題，提出了一種用SMA彈簧驅(qū)動的分離螺母裝置，該裝置可在常規(guī)星載28 V電源、0.7 A電流下實現(xiàn)解鎖，解鎖沖擊時域峰值不大于300gn，在航天器解鎖方面有著廣泛應(yīng)用潛力。

1 SMA沖擊分離螺母的設(shè)計

1.1 總體方案設(shè)計

本文提出的SMA分離螺母構(gòu)型如圖1所示。

在初始鎖緊狀態(tài)下，副活塞處于限位狀態(tài)并頂住銷球，銷球通過主活塞銷槽將主活塞限位，主活塞內(nèi)腔凸臺將分瓣螺母箍緊，使其成為一個具有完整螺紋的螺母。將螺栓擰入并施加一定的擰緊力矩后，實現(xiàn)連接鎖緊功能。

進行解鎖時，使用星載28 V電源對加熱元件通電使SMA彈簧升溫，SMA彈簧發(fā)生相變輸出頂推力，使副活塞克服阻力向上運動，當副活塞銷槽移動到銷球高度位置時，銷球受主活塞推力被擠入副活塞銷槽，從而解除主活塞約束，主活塞在主活塞彈簧和分離頂推彈簧的頂推作用下克服阻力運動，當主活塞內(nèi)腔凸臺運動到分瓣螺母外圈凹槽位置時，分瓣螺母約束解除，同時，在分離頂推彈簧的作用下，分瓣螺母向徑向分離，解除螺栓與螺母的螺紋嚙合，完成解鎖。

此外，SMA分離螺母解鎖后，通過手動復(fù)位操作使螺母部件內(nèi)張開的分離螺母恢復(fù)初始狀態(tài)，具備再次連接-解鎖功能，具有可重復(fù)使用特性。

圖1 SMA分離螺母構(gòu)型示意Fig.1 SMA separation nut configuration

根據(jù)該分離螺母的工作原理分析，通過詳細的力學分析對解鎖裝置設(shè)計的相關(guān)設(shè)計參數(shù)進行分析優(yōu)化，確保各活動部件正常作動實現(xiàn)解鎖，同時盡可能降低解鎖沖擊，是該技術(shù)的主要難點[11-12]。

1.2 關(guān)鍵參數(shù)設(shè)計

1.2.1 副活塞運動分析

按照解鎖工作原理分解，副活塞作動是解鎖裝置工作的第一步。根據(jù)銷球的受力分析(圖2)，得到

FA>Ff4′+Fs3+μ0·N4

(1)

式中：FA為SMA作動單元輸出力；Ff4′為副活塞與銷球間的摩擦力(Ff4的反作用力)；Fs3為副活塞彈簧力；μ0為副活塞與殼體配合面摩擦系數(shù)；N4為副活塞對銷球壓力。

圖2中：Ff4為副活塞對銷球摩擦力；N5為殼體對銷球壓力；N6為主活塞銷槽對銷球壓力；δ為主活塞銷槽構(gòu)型角；Ff6為主活塞銷槽對銷球摩擦力；Ff5為殼體對銷球摩擦力；μ為副活塞與銷球配合面摩擦系數(shù)。

圖2 銷球受力分析Fig.2 Force analysis of a ball pin

由銷球的受力平衡，得到

(2)

(3)

根據(jù)分析，其中

(4)

式中：Fs1為主活塞彈簧力；Fs2為分離頂推彈簧力。

求解得到副活塞正常作動的條件為

(Fs1+Fs2)+Fs3

(5)

由式(5)可知，影響SMA作動單元配置的因素包括配合面摩擦系數(shù)μ及μ0、主活塞彈簧與分離頂推彈簧輸出合力(Fs1+Fs2)、主活塞銷槽構(gòu)型角δ以及副活塞彈簧力Fs3。容易看出，SMA作動單元的輸出力與μ、μ0、(Fs1+Fs2)、Fs3均是正相關(guān)的。副活塞作動影響因素見表1。

表1 副活塞作動影響因素Table 1 Influence parameters of sub piston motion

通過算例分析δ角對作動單元配置的影響：取Fs1+Fs2=200 N，F(xiàn)s3=20 N，μ=μ0=0.1。

求得SMA作動單元輸出力與主活塞銷槽構(gòu)型角δ的關(guān)系如圖3所示。作動單元輸出力與δ角正相關(guān)，這主要是主活塞銷槽對銷球壓力N6的水平分量與δ角同步增大，增大了副活塞運用需克服的摩擦阻力，從而增大了作動單元輸出力。

圖3 構(gòu)型角δ對SMA作動元件輸出力影響Fig.3 Influence of δ on SMA actuator force requirement

1.2.2 主活塞運動分析

從解鎖工作原理分析，副活塞完成作動后，銷球解除對主活塞的約束。根據(jù)分瓣螺母受力分析(圖4)，得到

Fs1+Fs2>Ff1′

(6)

式中：Fs1為主活塞彈簧力；Fs2為分離頂推彈簧力；Ff1′為主活塞內(nèi)腔與分瓣螺母間的摩擦力(Ff1的反作用力)。

圖4 分瓣螺母受力分析Fig.4 Force analysis of a nut segment

圖4中：N0為螺栓對分瓣螺母壓力；Fr0為N0沿分瓣螺母徑向分力；Fa0為N0沿分瓣螺母軸向分力；Ff0為螺栓對分瓣螺母摩擦力；N1為主活塞內(nèi)腔對分瓣螺母壓力；Ff1為主活塞內(nèi)腔對分瓣螺母摩擦力；N2為螺母分離活塞對分瓣螺母壓力；Fr2為N2沿分瓣螺母徑向分力；Fa2為N2沿分瓣螺母軸向分力；Ff2為螺母分離活塞對分瓣螺母摩擦力；N3為底部封蓋斜凸臺對分瓣螺母壓力；Fr3為N3沿分瓣螺母徑向分力；Fa3為N3沿分瓣螺母軸向分力；Ff3為底部封蓋斜凸臺對分瓣螺母摩擦力；μ為配合面摩擦系數(shù)；θ為分瓣螺母內(nèi)螺紋牙型角；α為殼體底部斜凸臺角；β為分瓣螺母凸臺造型角；γ為螺母分離活塞頂推角。

由受力平衡，得到

Ff1+Fa3+Ff3·sinα=0

(7)

Fr3-Ff3·cosα=0

(8)

根據(jù)分析，其中應(yīng)有

解鎖裝置連接力

F0=Fa0

(9)

式中：F0為解鎖裝置軸向預(yù)緊力。

分離頂推彈簧力

Fs2=Fa2

(10)

求解得到主活塞正常作動的條件為

(11)

由式(11)可知，影響彈簧配置的因素包括配合面摩擦系數(shù)μ、分瓣螺母內(nèi)螺紋牙型角θ、殼體底部斜凸臺角α以及螺母分離活塞頂推角γ，而與分瓣螺母凸臺造型角β無關(guān)。主活塞作動影響因素見表2。

表2 主活塞作動影響因素Table 2 Influence parameters of main piston motion

1)配合面摩擦系數(shù)μ影響因素

通過算例μ對彈簧配置的影響：取F0=5000 N，F(xiàn)s2={0 N，10 N，20 N，50 N}，θ=60°，α=γ=15°。

求得主活塞彈簧力與摩擦系數(shù)的關(guān)系如圖5所示。在摩擦系數(shù)為[0，0.2]的區(qū)間，主活塞彈簧力Fs1需求與摩擦系數(shù)正相關(guān)。

圖5 μ對主活塞彈簧力影響Fig.5 Influence of μ on main spring force requirement

2)牙型角θ影響因素分析

通過算例分析牙型角θ對彈簧配置的影響：取F0=5000 N，F(xiàn)s2=10 N，μ=0.1，α=γ=15°。

求得主活塞彈簧力與牙型角的關(guān)系如圖6所示。主活塞彈簧力與牙型角θ正相關(guān)，這主要是由于螺紋連接力的水平分量隨螺紋的牙型角θ同步增大，使N1相應(yīng)增大，從而增大了對主活塞彈簧力。

圖6 θ對主活塞彈簧力影響Fig.6 Influence of θ on main spring force

3)構(gòu)型角α、γ影響因素

通過算例分析α、γ對彈簧配置的影響：取F0=5000 N，F(xiàn)s2=10 N，θ=60°，μ=0.1。

設(shè)α=γ，主活塞彈簧力與斜凸臺角α的關(guān)系如圖7所示。主活塞彈簧力與α與正相關(guān)，這是因為較大的α角增大了配合面壓力的水平分量，使N1相應(yīng)增大，從而增大了主活塞彈簧力。

圖7 α對主活塞彈簧力影響(α=γ)Fig.7 Influence of α on main spring force(α=γ)

考慮α≠γ時，取γ=15°時，α角對主活塞彈簧力的影響如圖8所示；取α=15°時，γ角對主活塞彈簧力的影響如圖9所示。

圖8 α對主活塞彈簧力影響(γ=15°)Fig.8 Influence of α on main spring force(γ=15°)

圖9 γ對主活塞彈簧力影響(α=15°)Fig.9 Influence of γ on main spring force(α=15°)

結(jié)合圖7～9，可以看出，主活塞彈簧力與α角正相關(guān)，并且變化量級很大，而γ角對彈簧力的影響很小。這主要是因為分離頂推活塞配合面的正壓力相對于斜凸臺面的正壓力是一個小量，斜凸臺面在力傳遞中起主導(dǎo)作用。

2 SMA低沖擊分離螺母的試驗驗證

按照設(shè)計方案，完成了若干套SMA分離螺母制造和試驗。結(jié)果表明，該分離螺母具備良好的力學適應(yīng)性(正弦振動為9gn，隨機振動總均方根值為12.82gn)和空間熱環(huán)境適應(yīng)性(真空-40～+60 ℃)，連接解鎖性能良好。

根據(jù)地面試驗數(shù)據(jù)，SMA分離螺母可在星載28 V供電、0.7 A電流下可靠解鎖；同時，在某衛(wèi)星高精密沖擊敏感載荷安裝腳附近測得解鎖沖擊時域峰值不大于300gn，滿足其沖擊耐受性指標要求，如圖10所示。

圖10 SMA分離螺母解鎖沖擊Fig.10 Release impact of SMA separation nut

表3 SMA分離螺母星上解鎖沖擊匯總表Table 3 Summary of release impact of SMA separation nut on satellite

2017年，某高軌遙感衛(wèi)星成功發(fā)射，SMA分離螺母在軌工作正常，完成了產(chǎn)品在軌飛行驗證。

3 結(jié)束語

本文提出的SMA分離螺母是一種通用型解鎖裝置，尤其適用于星上沖擊敏感單機的壓緊釋放。設(shè)計的一種使用常規(guī)星載28 V電源的SMA分離螺母裝置，解決了國內(nèi)外現(xiàn)有SMA解鎖裝置均采用對SMA元件直通電方式觸發(fā)解鎖、無法直接使用星載28 V電源的問題。研制的SMA分離螺母裝置實物，結(jié)合某高軌遙感衛(wèi)星完成了地面測試和飛行試驗驗證，結(jié)果表明：該裝置能在28 V供電、0.7 A電流下實現(xiàn)解鎖，解鎖沖擊時域峰值不大于300gn。