巴全坤，戴維奇，張振華，劉照智，代春濤

（北京航天發(fā)射技術(shù)研究所，北京，100076）

0 引 言

隨著推進(jìn)劑向著燃燒效率高、無毒、無污染的方向發(fā)展，低溫推進(jìn)劑正在逐步取代偏二肼-四氧化二氮的傳統(tǒng)推進(jìn)劑組合。以液氫-液氧、液氧-煤油為代表的低溫推進(jìn)劑，已在現(xiàn)役的多個運載火箭型號中得到應(yīng)用[1]。連接器作為加注與泄回低溫推進(jìn)劑的箭地接口關(guān)鍵設(shè)備，其可靠鎖緊、脫落對運載火箭的成功發(fā)射起著至關(guān)重要的作用[2～4]。連接器在脫落時鎖緊機構(gòu)解鎖、卡爪張開，分離機構(gòu)與箭體接觸，驅(qū)動連接器與箭體分離，該分離過程會對箭體產(chǎn)生沖擊載荷，如果沖擊載荷過大，造成箭體損傷或變形，可能會導(dǎo)致發(fā)射任務(wù)推遲或失敗。連接器在長時間加注時表面溫度較低，箭壁冷凝水和空氣中的水蒸氣會在連接器表面處結(jié)霜、冰，導(dǎo)致連接器自動脫落時對箭沖擊載荷發(fā)生變化。本文針對連接器在常溫及結(jié)冰狀態(tài)下的使用工況，開展Amesim 與ADAMS 聯(lián)合仿真分析與試驗測試研究，獲得了常溫及結(jié)冰兩種工況下的對箭沖擊載荷，為連接器安全可靠使用提供數(shù)據(jù)支撐。

1 連接器特性分析

1.1 連接器結(jié)構(gòu)及脫落過程簡介

典型低溫連接器結(jié)構(gòu)如圖1 所示，連接器采用卡爪式鎖緊結(jié)構(gòu)。低溫狀態(tài)下，連接器鎖緊脫落機構(gòu)處結(jié)冰嚴(yán)重。連接器鎖緊時，鎖緊機構(gòu)扣緊箭上接口法蘭，實現(xiàn)連接器與箭上接口鎖緊；脫落時，氣壓驅(qū)動鎖緊機構(gòu)解鎖、卡爪張開，分離機構(gòu)與箭體接觸，驅(qū)動連接器與箭體分離。連接器完成解鎖后由對接裝置帶著連接器向遠(yuǎn)離箭體方向運動，徹底完成與箭體分離，脫落動作完成。

圖1 連接器結(jié)構(gòu)組成Fig.1 The Structure of Connector

1.2 連接器脫落運動阻力分析

連接器脫落運動由高壓氣體驅(qū)動，常溫狀態(tài)下，連接器脫落運動阻力主要為運動部位摩擦產(chǎn)生的摩擦阻力；在結(jié)冰狀態(tài)下，除運動部位摩擦阻力外，脫落運動阻力還需考慮結(jié)冰阻力。

常溫狀態(tài)下，連接器摩擦阻力主要由氣缸摩擦阻力和導(dǎo)向桿摩擦阻力兩部分組成。氣缸摩擦阻力主要由O 形圈摩擦產(chǎn)生，其計算公式如下[5]：

式中f為O 形圈與鋼的摩擦系數(shù)；Dm為密封圈安裝槽外徑；bo為O 形圈預(yù)緊接觸寬度；do為O 形圈的斷面直徑；hc為密封槽的深度；Eo為O 形圈橡膠的彈性模數(shù)。

氣缸供氣時O 形圈受壓會增加摩擦力，增加的摩擦力計算公式為：

式中P為供氣壓力；uo為橡膠對金屬摩擦系數(shù)。

導(dǎo)向桿摩擦阻力為

式中μ為導(dǎo)向桿與導(dǎo)向傘摩擦系數(shù)；fa為導(dǎo)向桿與導(dǎo)向傘接觸力。

在結(jié)冰狀態(tài)下，還需考慮連接器運動機構(gòu)處結(jié)冰導(dǎo)致的阻力，根據(jù)破冰形式不同，結(jié)冰阻力主要分為擠壓破壞阻力和剪切破壞阻力，其計算公式如下：

式中Ai，Bi分別為連接器脫落運動時冰層被擠壓破壞與剪切破壞的面積；σb，σbc分別為冰的抗拉強度與抗壓強度。冰屬于各項異性材料，其抗拉強度和抗壓強度差比較大，其抗拉強度一般取0.7～1 MPa，抗壓強度一般取2.7～6.9 MPa[6～8]。本文計算時，抗拉強度取1 MPa，抗壓強度取3 MPa。連接器常溫和低溫脫落時的阻力計算結(jié)果如表1 所示。

表1 連接器脫落阻力Tab.1 Resistance of the Connector to Fall Off

2 對箭沖擊載荷仿真分析

2.1 AMESim 供氣系統(tǒng)建模與仿真

采用AMESim 對連接器鎖緊、脫落腔放氣及建壓情況進(jìn)行仿真計算，將連接器簡化為典型氣缸模型。連接器自動脫落時，通過兩位五通電磁閥來進(jìn)行鎖緊供氣和脫落供氣的切換，供氣管路根據(jù)連接器配氣臺管路布置情況進(jìn)行簡化。結(jié)冰狀態(tài)下的結(jié)冰阻力通過對氣缸活塞桿外加載荷進(jìn)行模擬。連接器鎖緊、脫落氣缸參數(shù)如表 2 所示，連接器脫落腔面積為11407.9 mm2，鎖緊腔面積為5124.7 mm2。供氣系統(tǒng)仿真模型如圖2 所示。

圖2 供氣系統(tǒng)仿真模型Fig.2 Simulation Model of Air System

表2 連接器氣缸參數(shù)Tab.2 Connector Cylinder Parameters

常溫狀態(tài)及結(jié)冰狀態(tài)下，將導(dǎo)向桿的動、靜摩擦力與氣缸的動、靜摩擦力進(jìn)行合并，直接在氣缸模型的特性參數(shù)中指定。如圖2 所示，結(jié)冰阻力通過對氣缸活塞桿外加載荷F來改變連接器運動阻力，其值通過代數(shù)環(huán)來控制，其中函數(shù)f(x,y)為連接器從鎖緊轉(zhuǎn)脫落時作用在氣缸活塞桿上的脫落力，其表達(dá)式為

式中 參數(shù)x、y分別為連接器鎖緊腔、脫落腔的壓力；參數(shù)θ1、θ2分別為連接器鎖緊腔、脫落腔的截面積；k為結(jié)冰阻力；F為作用在氣缸活塞桿上的外加載荷，供氣仿真模型中代數(shù)環(huán)控制邏輯表達(dá)式如下：

常溫狀態(tài)下，結(jié)冰阻力k=0，將其代入式（6）得F=0，即作用在氣缸上的外力為0。結(jié)冰狀態(tài)下，k=22255 N，將其代入式（6）得如下2 種情況：

a）當(dāng)脫落力f(x,y)＜k時，作用在氣缸活塞桿上的外力F=k；

b）當(dāng)脫落力f(x,y)＞k時，作用在氣缸活塞桿上的外力F=0。表示冰層破裂，結(jié)冰阻力消失。

常溫及結(jié)冰狀態(tài)下鎖緊、脫落腔放氣及建壓仿真結(jié)果如圖3、圖4 所示。

圖3 常溫仿真結(jié)果Fig.3 Simulation Results at Room Temperature

圖4 結(jié)冰仿真結(jié)果Fig.4 Simulation Results of Frozen State

由圖3 可以看出，常溫脫落時，鎖緊腔壓力逐漸降低，脫落腔壓力逐漸升高，約1.1 s 左右，脫落腔壓力為1.8 MPa，鎖緊腔壓力為3.2 MPa，代入式（5）得脫落力為4143.4 N，大于連接器脫落運動靜摩擦阻力，此時連接器開始運動，靜摩擦力轉(zhuǎn)為動摩擦力，鎖緊腔體積變小，脫落腔體積變大，導(dǎo)致鎖緊腔降壓和脫落腔建壓出現(xiàn)短暫波動。隨后鎖緊腔壓力繼續(xù)降低，脫落腔壓力繼續(xù)升高，持續(xù)約5 s 左右，鎖緊腔壓力低于1 MPa，脫落腔壓力接近氣源壓力，達(dá)到最終狀態(tài)。

由圖4 可以看出，結(jié)冰脫落過程與常溫脫落過程類似。由于存在結(jié)冰阻力，氣缸開始運動的時間延后，約2.1 s 左右，連接器脫落腔壓力升高至3.1 MPa，鎖緊腔壓力降為2.5 MPa，脫落力超過結(jié)冰阻力與靜摩擦力，結(jié)冰阻力消失，連接器開始運動。由于脫落腔體積快速變大，脫落腔壓力出現(xiàn)短暫快速下降，維持短暫平衡后再次上升；同時，鎖緊腔體積快速變小，鎖緊腔壓力出現(xiàn)短暫快速上升，然后再次下降。

2.2 ADAMS 多體動力學(xué)仿真

為了研究連接器在脫落過程中的對箭沖擊載荷，采用ADAMS 對連接器脫落過程進(jìn)行多體動力學(xué)仿真分析。通過Impact 沖擊函數(shù)來計算對箭沖擊載荷，該函數(shù)主要由碰撞時產(chǎn)生的彈性力和阻尼力兩部分組成，其表達(dá)式如下[9]：

式中FImpact為碰撞力；q0為兩物體碰撞的觸發(fā)距離；q為碰撞時兩物體的真實距離；τ為等效剛度；e為碰撞指數(shù)；Cmax為最大阻尼系數(shù)；d為切入深度，阻力完全起作用的距離；t為時間；δ為變形量。

根據(jù)Hertz 碰撞接觸理論，等效剛度τ的表達(dá)式如下[10]：

式中R為綜合曲率半徑；E為綜合彈性模量，兩者表達(dá)式如下：

式中R1，R2分別為碰撞處兩碰撞體的曲率半徑；E1，E2分別為兩碰撞物體的彈性模量；μ1，μ2為別為兩碰撞體的泊松比。

連接器鎖緊、脫落過程產(chǎn)生的力直接作用于箭上接口，為簡化模型，采用箭上接口代替箭體進(jìn)行仿真。將連接器與箭上接口裝配好后導(dǎo)入ADAMS 軟件中創(chuàng)建初始狀態(tài)的多體動力學(xué)模型。箭上接口施加固定副約束；連接器本體、鎖緊、脫落氣缸施加移動副，摩擦系數(shù)為0.1；鎖緊分離機構(gòu)與銷軸施加旋轉(zhuǎn)副；本體、導(dǎo)向桿、鎖緊分離機構(gòu)與箭上接口施加接觸副。

在進(jìn)行連接器結(jié)冰脫落仿真時，假設(shè)連接器鎖緊脫落機構(gòu)處全部被冰層覆蓋，在脫落初始階段，冰層將約束連接器與箭上接口的相對運動，當(dāng)分離力大于結(jié)冰阻力后冰層破裂，約束解除。本文通過設(shè)置傳感器模塊來模擬結(jié)冰阻力：當(dāng)分離力小于結(jié)冰阻力時，鎖緊鉤與箭上接口施加固定約束，限制兩者相對運動；當(dāng)分離力大于結(jié)冰阻力時，固定約束解除。

將AMESim 仿真得到的鎖緊腔與脫落腔壓力帶入式（5）得脫落力f(x,y)，并將該作用力施加于連接器頂盤上，計算得到常溫和結(jié)冰狀態(tài)下連接器脫落分離的對箭沖擊載荷，分別如圖5 和圖6 所示。

圖5 常溫對箭沖擊載荷Fig.5 Impact Load on the Rocket at Room Temperature

圖6 結(jié)冰對箭沖擊載荷Fig.6 Impact Load on the Rocket in Icing State

由圖5 可以看出，在連接器鎖緊轉(zhuǎn)脫落的初始階段對箭沖擊載荷為0，這是因為連接器鎖緊機構(gòu)未解鎖完成，分離機構(gòu)尚未與箭上接口接觸，此時可將連接器與箭上接口看作一個整體，連接器對箭載荷屬于內(nèi)力。在1.1 s 左右，脫落力大于鎖緊力與摩擦阻力之和，連接器鎖緊機構(gòu)開始解鎖，大約1.6 s 后，分離機構(gòu)與箭上接口接觸產(chǎn)生對箭沖擊載荷，約1.75 s 后對箭沖擊載荷達(dá)到352 N，隨后由于脫落腔壓力短暫下降，鎖緊腔壓力短暫上升，對箭沖擊載荷出現(xiàn)短暫下降。約1.8 s 后對箭沖擊載荷再次增加，在1.9 s 左右對箭沖擊載荷達(dá)到最大值560 N，隨后連接器與箭上分離，對箭沖擊載荷降為0，連接器完成脫落過程。

由圖6 可以看出，結(jié)冰狀態(tài)下，連接器脫落過程前期，脫落力小于鎖緊力、摩擦阻力以及結(jié)冰阻力之和，連接器與箭上接口無相對運動趨勢，對箭作用力屬于內(nèi)力，對箭沖擊載荷為0。隨著分離力逐漸增加，約2.1 s 左右大于鎖緊力、結(jié)冰阻力以及靜摩擦阻力之和，冰層破裂，連接器開始解鎖，約2.3 s 后連接器對箭上接口產(chǎn)生對箭沖擊載荷，約2.4 s 后對箭沖擊載荷達(dá)到約1143 N，隨后由于脫落腔壓力短暫下降，鎖緊腔壓力短暫上升，對箭沖擊載荷出現(xiàn)短暫下降。在2.5 s 后對箭沖擊載荷再次增加，約3.1 s 對箭沖擊載荷達(dá)到最大值2753 N，隨后連接器與箭上接口分離，對箭沖擊載荷降為0。

3 對箭沖擊載荷試驗研究

根據(jù)連接器與箭上接口對接狀態(tài)，搭建對箭沖擊載荷試驗臺，如圖7 所示。左側(cè)支架立柱為模擬箭體，其上安裝測力傳感器，傳感器后安裝轉(zhuǎn)接法蘭，轉(zhuǎn)接法蘭后安裝箭上接口，連接器與箭上接口進(jìn)行對接。轉(zhuǎn)接法蘭、模擬箭上接口、連接器通過細(xì)繩懸掛于支架懸臂上，細(xì)繩中間安裝螺旋扣，通過調(diào)節(jié)螺旋扣使轉(zhuǎn)接法蘭、模擬箭上接口、連接器處于水平狀態(tài)，避免因為重力偏載導(dǎo)致測得的力出現(xiàn)誤差。

圖7 對箭沖擊載荷試驗裝置Fig.7 Experimental Device for Measuring the Impact Load

測力傳感器采用壓電傳感器，傳感器在受到外力作用后，傳感器內(nèi)的彈性體產(chǎn)生形變，導(dǎo)致粘粘在彈性體上的應(yīng)變片產(chǎn)生形變而引起電阻變化，使組成的惠斯登電橋失去平衡輸出一個與外力成線性正比變化的電量信號，將電量信號進(jìn)行轉(zhuǎn)化就得到了外力大小。

常溫試驗時，將連接器與箭上接口、轉(zhuǎn)接法蘭等對接，然后給測力傳感器加電，調(diào)節(jié)螺旋扣使連接器、箭上接口等保持水平，使測力傳感器示數(shù)在0 左右小范圍波動。試驗開始時，首先給鎖緊腔供氣，然后通過兩位五通電磁閥切換供氣，完成自動脫落。

結(jié)冰試驗時，先手動鎖緊連接器與箭上接口，然后將連接器放入低溫箱中，控制高低溫箱溫度低于-60 ℃。逐漸向連接器與箭上接口處緩慢注水，待連接器前端與箭上接口完全被冰包覆后停止，整體取出連接器及附帶的冰塊，然后與轉(zhuǎn)接法蘭安裝。安裝調(diào)平及脫落過程與常溫試驗相同。

常溫試驗與結(jié)冰試驗測得的鎖緊腔壓力、脫落腔壓力、對箭沖擊載荷如圖8、圖9 所示。

圖8 常溫試驗結(jié)果Fig.8 Test Results at Room Temperature

圖9 結(jié)冰試驗結(jié)果Fig.9 Test Results at Icing State

常溫脫落時，電磁閥約在0.8 s 開始通電，鎖緊腔壓力開始降低，脫落腔壓力開始增加。約1.7 s 左右，鎖緊腔壓力降至3.4 MPa 左右，脫落腔壓力升高至1.8 MPa 左右達(dá)到平衡位置，此時連接器克服自身摩擦力開始運動，鎖緊機構(gòu)開始解鎖。約1.9 s 分離機構(gòu)開始沖擊箭上接口，對箭沖擊載荷逐漸增加，約2.1 s 對箭沖擊載荷為350 N，隨后對箭沖擊載荷減小，約2.4 s對箭沖擊載荷再次增加，約2.9 s 對箭沖擊載荷達(dá)到最大值523 N。約3.0 s，對箭沖擊載荷降至0 左右，連接器與箭上接口分離，脫落動作完成。

結(jié)冰脫落時，電磁閥約在0.8 s 開始通電，鎖緊腔壓力開始降低，脫落腔壓力開始增加。約1.7 s，對箭沖擊載荷開始出現(xiàn)波動，此時冰層開始逐漸破裂，由于冰層未完全破裂，在解鎖機構(gòu)運動的過程中冰層會拉拽箭上接口，導(dǎo)致對箭沖擊載荷出現(xiàn)負(fù)值，即對箭沖擊載荷為遠(yuǎn)離箭體方向。約2.5 s，鎖緊腔壓力降至2.5 MPa 左右，脫落腔壓力升高至3.4 MPa 左右，冰層完全破裂，此時對箭沖擊載荷最大，約為811 N。隨后氣缸快速運動，脫落腔體積增大，鎖緊腔體積減小，導(dǎo)致脫落腔壓力出現(xiàn)短暫下降，鎖緊腔壓力出現(xiàn)短暫上升，然后保持平衡一段時間后再分別上升、下降至平衡位置。約3.5 s，對箭沖擊載荷降至0，連接器與箭上接口分離，脫落動作完成。

對比試驗數(shù)據(jù)與仿真分析結(jié)果可知，AMESim 仿真結(jié)果和試驗獲得的壓力曲線趨勢相符。ADAMS 仿真獲得的常溫對箭沖擊載荷結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)基本一致。但在結(jié)冰狀態(tài)下，仿真獲得的最大沖擊載荷為2753 N，試驗獲得的最大沖擊載荷為811 N，存在一定誤差，分析原因主要為以下3 點：

a）破冰阻力計算不夠精準(zhǔn)，結(jié)冰溫度、時間、水質(zhì)等都對冰層強度有很大影響，目前對于冰層破裂的研究也未能給出準(zhǔn)確的定論；脫落過程中冰層受到拉、剪、壓復(fù)合作用以及冰層的結(jié)構(gòu)尺寸影響，本文計算的破冰阻力和真實阻力存在一定誤差。

b）在結(jié)冰狀態(tài)下，AMESim 與ADAMS 仿真均設(shè)定當(dāng)脫落力大于破冰阻力與靜摩擦阻力之和后，冰層破裂，結(jié)冰阻力消失，即AMESim 模型中氣缸活塞施加的外力F=0，ADAMS 模型中鎖緊鉤與箭上接口之間的固定約束解除。由于外力或固定約束突然解除，連接器快速啟動，加速度較大，分離機構(gòu)沖擊箭上接口的速度較大，導(dǎo)致仿真獲得的對箭沖擊載荷偏大。但在試驗中，冰層破裂是一個逐漸擴展的過程，連接器運動的加速度較小，分離機構(gòu)沖擊箭上接口的速度也會較小，且冰層破裂后一部分碎冰會粘附在連接器上，起到了一定的緩沖效果，導(dǎo)致對箭沖擊載荷偏小。

c）結(jié)冰脫落試驗時，受限于試驗方法、傳感器精度、采集頻率等因素影響，試驗獲得的最大沖擊載荷也存在一定誤差。

4 結(jié)束語

本文通過AMESim 與ADAMS 聯(lián)合仿真，獲得了常溫、結(jié)冰2 種狀態(tài)下連接器自動脫落時鎖緊腔和脫落腔的壓力變化以及對箭沖擊載荷，并開展了對箭沖擊載荷驗證試驗，結(jié)論如下：

a）連接器鎖緊腔、脫落腔在常溫及結(jié)冰狀態(tài)下仿真計算得到的建壓特性與試驗結(jié)果可較好吻合；

b）常溫下連接器自動脫落對箭沖擊載荷與試驗結(jié)果較好的吻合，結(jié)冰狀態(tài)下獲得的對箭沖擊載荷與試驗數(shù)據(jù)存在一定誤差，受限于冰層的物理參數(shù)及破裂過程無法精確模擬，仿真分析獲得的對箭沖擊載荷偏大，其可作為極限工況下的最大對箭沖擊載荷；

c）通過仿真與試驗獲得的對箭沖擊載荷均遠(yuǎn)小于箭體許用載荷，滿足使用要求。