林三春,邵 超,董瑞濤,付繼偉

(北京宇航系統(tǒng)工程研究所,北京 100076)

0 引言

多級航天器低空分離時受到氣動干擾,從而影響分離過程航天器的姿態(tài)穩(wěn)定性。為確保正常分離,要求控制失控時間,快速完成分離過程。因此,通常采用級間憋壓分離的方式,即上面級發(fā)動機(jī)點火先于結(jié)構(gòu)分離。上面級發(fā)動機(jī)點火后,發(fā)動機(jī)噴流作用下,密閉級間空間內(nèi)快速產(chǎn)生高壓。在內(nèi)壓作用下,結(jié)構(gòu)切割成碎片后,迅速“吹”離上面級,從而實現(xiàn)級間分離。值得注意的是,分離完成需要上面級與下面級電氣系統(tǒng)斷開,其通常是通過電連接器分離實現(xiàn)。電連接器的分離一般采用機(jī)械式分離方式,通過殼體分離碎片上的分離鋼索拉動電連接器插頭,實現(xiàn)與上面級的插座分離。

級間憋壓分離的殼體碎片分離速度往往在幾毫秒內(nèi)加速至幾十米每秒,因此要求電連接器及其分離鋼索具備短時、高速分離的適應(yīng)能力。電連接器分離過程受發(fā)動機(jī)噴流產(chǎn)生復(fù)雜的氣動環(huán)境影響,需要考慮多種因素耦合作用。對于小直徑的多級航天器,由于級間內(nèi)空間狹小,電連接器的布局無法保證分離鋼索作用方向與殼體碎片運動方向平行,分離過程只能采用分離鋼索傾斜一定角度斜拉電連接器插頭分離的方式,斜拉對電連接器的正常分離帶來更大的設(shè)計難度。

目前,對電連接器分離的研究主要集中在冷分離中的應(yīng)用[1-3],分離速度低,分離過程干擾因素較少。崔二巍對集成式連接器進(jìn)行了設(shè)計,并用ADAMS對其分離過程進(jìn)行了仿真[2]。何建鋒對冷分離用電連接器進(jìn)行了設(shè)計和改進(jìn),提高了電連接器接觸可靠性[3]。張彤等通過試驗及有限元仿真分析,研究了電連接器在多種應(yīng)力作用下的工作性能變化,通過熱-電耦合分析比較了接觸電阻和應(yīng)力應(yīng)變情況[4]。張曉彤等通過有限元分析方法,研究了電連接器接觸體結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對插拔特性的影響[5]。邵明坤等通過理論和有限元的方法,從材料、工藝、裝配等方面對電連接器斷裂影響進(jìn)行了分析,給出了接觸件的破壞彈力區(qū)間[6]。閔堯等通過簡化電連接器插拔過程,建立插針、插孔有限元模型,對電連接器插拔過程中的插拔力和接觸應(yīng)力變化進(jìn)行瞬態(tài)分析[7]。LUO等研究了湍流作用下,湍流度、飛行速度和飛行高度對電連接器接觸力和接觸電阻的影響規(guī)律[8]。LING等通過有限元分析,研究了電連接器收斂角和同心度與插拔力之間的關(guān)系,給出了實際使用可接受區(qū)間[9]。SANTOSH等則通過分析電連接器接觸處的微觀型面,采用有限元方法預(yù)測了粗糙連接面下的接觸力[10]。針對目前低空級間憋壓高速分離的大趨勢下,級間憋壓分離電連接器高速分離的相關(guān)研究則較為匱乏。

為確保電連接器高速分離的安全性和可靠性,本文研究級間憋壓分離電連接器的高速斜拉分離機(jī)理,基于有限元方法建立電連接器高速斜拉分離的高效率計算仿真模型,揭示高速分離過程電連接器及分離鋼索的受力與變形傳導(dǎo)機(jī)理。

1 電連接器高速斜拉分離過程機(jī)理分析

如圖1所示,級間憋壓分離電連接器安裝于噴管側(cè)壁,電連接器插頭一端通過分離鋼索與殼體分離碎片連接,分離鋼索取一定的松弛量,避免提前拉斷。切割后產(chǎn)生的殼體碎片在內(nèi)壓作用下迅速遠(yuǎn)離,拉動分離鋼索運動,從而拉開電連接器插頭,實現(xiàn)電連接器分離。電連接器分離過程按動作順序,可分為兩個階段。

圖1 電連接器傾斜安裝Fig.1 Inclined installation of the electrical connector

(1)階段一：殼體碎片運動至分離鋼索拉緊。殼體切割產(chǎn)生的碎片在噴流壓力作用下沿徑向向外加速遠(yuǎn)離,拉動分離鋼索運動至鋼索拉緊。

殼體運動碎片在內(nèi)壓的作用下沿著徑向向外遠(yuǎn)離,假設(shè)殼體碎片的面積為S,質(zhì)量為m,作用于殼體上的壓力為p(t),運動速度為v、運動距離為L,鋼索拉緊前殼體僅受壓力作用,可以得到如下公式：

(1)

通過試驗測得殼體碎片的面積S為1.5 m2,質(zhì)量m為22 kg,由于拉緊過程時間較短,可近似認(rèn)為p為定值,測得值為0.2 MPa。若分離鋼索松弛量為 12 mm時,求解可得分離鋼索拉緊所需時間為 1.3 ms,從而獲得拉緊時刻的殼體速度、加速度等運動狀態(tài)?；贛atlab編程求解式(1),可得拉緊時刻殼體碎片的速度約為18 m/s,加速度約為13 636 m/s2。

(2)階段二：分離鋼索拉動電連接器解鎖分離。分離鋼索拉緊后,開始拉動電連接器插頭內(nèi)部解鎖桿,克服解鎖力使得解鎖桿運動一定行程使電連接器插頭插座解鎖。電連接器插頭解鎖后,在分離鋼索拉力、彈簧力、噴流壓力共同作用下,向外運動遠(yuǎn)離插座。

級間憋壓分離過程,發(fā)動機(jī)先點火后切割分離,初步分析表明,燃?xì)鈬娏髟诩夐g段內(nèi)產(chǎn)生復(fù)雜熱環(huán)境,但電連接器及分離鋼索結(jié)構(gòu)均有防熱材料進(jìn)行熱防護(hù),可以免受熱流影響,可以忽略熱環(huán)境對電連接器分離的影響;高速燃?xì)饬骰亓髦髁鞣较驗檩S向,與鋼索夾角較小,可形成快速繞流,但并不會滯止于此。沿鋼索方向的拉脫力主要為流向粘性力,量值極小,且在工程實際中分離鋼索被電纜所包圍,不易受到氣流直接沖刷。因此,可忽略燃?xì)饬髁魉俸蜔釠_刷對電連接器分離的影響。

當(dāng)分離鋼索拉力與電連接器插頭脫開方向存在夾角時,此時分離鋼索上的拉力存在兩個分量。沿脫開方向的拉力分量使得電連接器解鎖分離,而垂直于脫開方向的力會使得電連接器插頭與插座之間局部出現(xiàn)較大應(yīng)力,增大了脫開的摩擦力,且由于局部應(yīng)力作用可能導(dǎo)致電連接器插座出現(xiàn)局部斷裂的現(xiàn)象。因此,為保證分離的安全性和可靠性,基于有限元方法建立電連接器高速斜拉仿真模型,模擬高速斜拉分離過程,從而分析局部應(yīng)力大小,觀察其分離姿態(tài)與變形。

2 建立電連接器高速斜拉分離仿真模型

2.1 分離鋼索高速變形過程分析

對拉緊后串聯(lián)式分離鋼索在高速拉動下非線性大變形的準(zhǔn)確模擬,是準(zhǔn)確建立電連接器高速斜拉分離有限元模型的關(guān)鍵。本節(jié)對分離鋼索單獨建立有限元模型進(jìn)行研究并與試驗結(jié)果進(jìn)行對比驗證。

分離鋼索采用S形分離鋼索,可適應(yīng)高速、大變形的分離環(huán)境。分離鋼索一端與殼體碎片連接,另一端與電連接器連接,在殼體碎片高速分離時,能為電連接器提供一定的緩沖,避免發(fā)生破壞。外形如圖2所示。

圖2 分離鋼索Fig.2 Separation cable

基于ABAQUS建立分離鋼索高速變形仿真模型(見圖3),分析S形分離鋼索高速分離時,鋼索各個部位的變形、拉脫情況,獲取拉力-位移曲線。采用“鋼環(huán)”模擬鋼索保險絲固定作用,接觸模型為硬接觸,摩擦系數(shù)為0.1。分離鋼索兩端為剛性圓柱體,一端固定,一端施加一定速度和加速度,分別模擬殼體碎片和電連接器插頭[11]。

圖3 S形分離鋼索模型Fig.3 S shape separation cable model

通過仿真分析可得到,運動一端變形最大,最先拉脫;靠近電連接器一端,變形最小,最晚拉脫,分離鋼索拉力峰值為1536 N,最大變形量為45.4 mm,試驗得到分離鋼索拉力最大值為1850 N,最大變形量為 44 mm,仿真分析結(jié)果與試驗結(jié)果較為接近。

2.2 建立電連接器高速斜拉分離有限元仿真模型

在分離鋼索高速分離有限元模型的基礎(chǔ)上,加入電連接器結(jié)構(gòu),進(jìn)一步建立含分離鋼索的電連接器高速斜拉分離有限元仿真模型?；贏BAQUS建立電連接器高速斜拉分離有限元仿真模型,模型中包括殼體碎片、分離鋼索、電連接器插頭(含解鎖桿、電連接器插頭外殼等)、電連接器插座外殼。網(wǎng)格采用六面體網(wǎng)格,分析步為動態(tài)分析步,接觸為硬接觸,摩擦系數(shù)為0.1。

建模過程,為提高計算效率,進(jìn)行以下幾個方面的簡化[12-14]：

(1)分離鋼索建模方法采用2.1節(jié)的方法簡化;

(2)實際殼體碎片形狀較為復(fù)雜,碎片質(zhì)量遠(yuǎn)大于電連接器插頭及分離鋼索質(zhì)量,因此可將殼體碎片的質(zhì)量通過質(zhì)點的形式賦予鋼索運動一端;

(3)殼體碎片運動過程主要受氣動力作用,分離鋼索對其反作用與氣動力相比為小量,可忽略;

(4)電連接器內(nèi)部具有復(fù)雜的結(jié)構(gòu),對其進(jìn)行簡化,提取關(guān)鍵結(jié)構(gòu)信息,只保留解鎖桿、電連接器外殼等結(jié)構(gòu);

(5)電連接器插頭插座分離依次動作為插頭內(nèi)部解鎖彈簧解鎖、插頭與插座彈開分離。其中,解鎖彈簧解鎖力為40 N、分離彈簧分離力為300 N。建模過程中對彈簧進(jìn)行簡化,采用連接器connector替代。

分離鋼索高速斜拉變形仿真模型如圖4所示。分離鋼索仿真用材料參數(shù)如表1所示。

圖4 電連接器高速斜拉分離模型(剖面圖)Fig.4 High-speed cable-stayed separation model of the electrical connector (section)

表1 分離鋼索材料參數(shù)[15]Table 1 Material parameters of seperation cable[15]

邊界條件設(shè)置：

(1)將殼體碎片運動過程看作勻加速過程,拉緊時刻初始速度為18 m/s,加速度為13 636 m/s2。

(2)電連接器外表面施加隨時間變化的壓力,模擬內(nèi)外壓差作用(壓差初始值為600 kPa,6 ms內(nèi)降為0)。

3 仿真與試驗結(jié)果分析

通過仿真分析得到,殼體碎片迅速拉動分離鋼索發(fā)生大變形,從而拉動電連接器插頭解鎖,電連接器高速分離過程如圖5所示。分離鋼索拉脫先于電連接器插頭拔出插座。鋼索拉脫后,電連接器插頭依靠慣性速度及分離彈簧作用力繼續(xù)向外運動,實現(xiàn)完全分離。

(a) Tensioning moment

斜拉過程,電連接器插頭受力不均勻,局部出現(xiàn)較大應(yīng)力,超過強(qiáng)度極限可能出現(xiàn)局部斷裂的現(xiàn)象。由圖6可知,左上角為電連接器插座不同周向位置的拉應(yīng)力大小(順時針為正),在A點附近承受環(huán)向拉應(yīng)力,并且為環(huán)向拉應(yīng)力最大值,而在三曲槽與插座端面相交段B點處插座承受環(huán)向壓應(yīng)力。電連接器插座可能因剪應(yīng)力(拉伸引起的剪切作用)過大而發(fā)生剪切斷裂,其斷面與插座表面應(yīng)該大致成45°角,在B點插座在環(huán)向壓應(yīng)力的作用下可能發(fā)生褶皺變形,這與電連接器高速斜拉分離試驗結(jié)果一致(如圖7所示)。

圖6 電連接器高速分離環(huán)向應(yīng)力云圖Fig.6 Circumferential stress contour of high-speed separation of the electrical connector

圖7 電連接器高速分離試驗結(jié)果Fig.7 Test result of high-speed separation of the electrical connector

從分析結(jié)果可知,電連接器斜拉分離破壞主要因素是由于分離速度過大導(dǎo)致,而級間分離憋壓壓力則主導(dǎo)了殼體碎片運動速度變化。因此,可通過綜合優(yōu)化降低級間壓力,以提高電連接器斜拉分離的安全性和可靠性。

4 結(jié)論

(1)通過對級間憋壓分離電連接器高速斜拉分離過程研究,了解其分離過程機(jī)理,分為兩個階段：第一階段,殼體碎片在發(fā)動機(jī)噴流作用下,拉動分離鋼索直至拉緊,期間分離鋼索無拉力作用;第二階段,殼體碎片繼續(xù)運動,分離鋼索產(chǎn)生拉力,拉動電連接器解鎖分離。

(2)建立了殼體碎片運動微分方程,獲得拉緊時刻殼體碎片的速度和初速度。基于ABAQUS建立了電連接器高速斜拉分離仿真模型,采用多種簡化方法,提高計算效率。仿真結(jié)果顯示,殼體碎片迅速拉動分離鋼索發(fā)生大變形,分離鋼索拉動電連接器插頭解鎖。分離鋼索拉脫時刻先于電連接器插頭拔出插座。拉脫后,電連接器插頭依靠慣性及分離彈簧作用力繼續(xù)向外運動,實現(xiàn)完全分離。斜拉過程中,因電連接器插頭受力不均勻?qū)е戮植砍霈F(xiàn)較大應(yīng)力,可能出現(xiàn)局部斷裂現(xiàn)象,與電連接器高速斜拉分離試驗結(jié)果一致。

本文研究揭示了高速分離過程電連接器及分離鋼索的受力與變形傳導(dǎo)機(jī)理,準(zhǔn)確復(fù)現(xiàn)了試驗現(xiàn)象。從結(jié)果可知,憋壓壓力對殼體碎片運動速度有較大影響,從而影響電連接器的可靠分離。如果要實現(xiàn)電連接器的可靠分離,需通過綜合優(yōu)化降低級間壓力,從而降低殼體拋片運動速度,使得電連接器更為可靠分離。