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非断裂式膨胀管分离装置设计与分析

彭飞 阳志光 王立朋 孙璟

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非断裂式膨胀管分离装置设计与分析

    作者简介: 彭飞(1988-), 男, 博士研究生, pengfei_calt@163.com;
  • 中图分类号: O383;V421.7

Design and analysis of a non-fracture super-zip separation device

  • CLC number: O383;V421.7

  • 摘要: 对一种新型非断裂式膨胀管分离装置进行了静力承载及分离冲击动响应分析。根据静力承载分析,获得了其啮合齿倾角与承压能力间的关系,结果显示,当接触面摩擦因数恒定时,非断裂式膨胀管分离装置的承压能力与啮合齿倾角大小呈反比,且可靠承压的临界啮合角为啮合齿自锁角。同时,根据动力响应分析,获得了非断裂式膨胀管分离装置在不同啮合齿倾角情况下的分离冲击响应,并与常规膨胀管分离装置的分离冲击响应进行了对比,结果显示,所分析的两种具有不同啮合齿倾角的非断裂式膨胀管分离装置具有比常规膨胀管分离装置更小的可靠分离内压,并且5.7°啮合齿倾角构型在相同测点处的三向加速度时程曲线峰值均低于常规膨胀管分离装置。
  • 图 1  常规及非断裂式膨胀管分离装置

    Figure 1.  Conventional and non-fracture super-zip separation devices

    图 2  非断裂式膨胀管分离装置啮合齿受力分析

    Figure 2.  Force analysis of meshing teeth of non-fracture super-zip separation device under compression

    图 3  常规及非断裂式膨胀管分离装置有限元模型

    Figure 3.  FEM models of conventional and non-fracture super-zip separation devices

    图 4  常规及非断裂式膨胀管分离装置承压性能曲线

    Figure 4.  Load-displacement curves of conventional and non-fracture super-zip separation devices

    图 5  铝合金EN AW-7108 T6动态应力应变曲线

    Figure 5.  Dynamic stress-strain curves of EN AW-7108 T6

    图 6  铝合金EN AW-7108 T6延展型损伤曲线

    Figure 6.  Ductile damage curves of EN AW-7108 T6

    图 7  铝合金EN AW-7108 T6剪切型损伤曲线

    Figure 7.  Shear damage curves of EN AW-7108 T6

    图 8  各型膨胀管分离装置膨胀管内压曲线

    Figure 8.  Inner pressure histories of separation devices

    图 9  各型膨胀管分离装置分离时刻状态

    Figure 9.  The states of different separation devices at the time of separation

    图 10  测点1处x方向的加速度时程曲线

    Figure 10.  Acceleration histories of x directoin at measuring point 1

    图 11  测点1处y方向的加速度时程曲线

    Figure 11.  Acceleration histories of y directoin at measuring point 1

    图 12  测点1处z方向的加速度时程曲线

    Figure 12.  Acceleration histories of z directoin at measuring point 1

    表 1  分离装置各部件材料属性

    Table 1.  Material parameters of separation devices

    部件 材料 密度/(kg·m-3) 杨氏模量/GPa 屈服极限/MPa 破坏极限/MPa 泊松比
    上端框 铝合金 2 700 70 311 485 0.33
    下端框 铝合金 2 700 70 311 485 0.33
    分离板 铝合金 2 700 70 311 485 0.33
    膨胀管 不锈钢 7 900 184 196 540 0.33
    螺栓 高强钢 7 750 184 835 1 080 0.33
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    表 2  各测点x方向的加速度峰值

    Table 2.  Peak values of acceleration at x direction

    测点 ax/g 5.7°构型相对常规构型加速度峰值改变百分比
    常规构型 0°构型 5.7°构型
    1 272 900 378 927 76 196 ↓72%
    2 210 815 217 501 44 516 ↓79%
    3 303 699 194 720 49 743 ↓84%
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    表 3  各测点y方向的加速度峰值

    Table 3.  Peak values of acceleration at y directionc

    测点 ay/g 5.7°构型相对常规构型加速度峰值改变百分比
    常规构型 0°构型 5.7°构型
    1 291 184 373 782 60 334 ↓79%
    2 192 707 259 129 80 457 ↓58%
    3 204 263 187 374 68 198 ↓67%
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    表 4  各测点z方向的加速度峰值

    Table 4.  Peak values of acceleration at z direction

    测点 az/g 5.7°构型相对常规构型加速度峰值改变百分比
    常规构型 0°构型 5.7°构型
    1 221 210 78 894 19 705 ↓91%
    2 180 490 43 739 9 267 ↓95%
    3 237 170 43 733 8 871 ↓96%
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  • [1] 谢鲁.膨胀管分离装置研究[J].火工品, 1997, 2:1-6.
    XIE Lu. Study on the expansion tube separating device[J]. Initiators & Pyrotechnics, 1997, 2:1-6.
    [2] 谢鲁.膨胀管分离装置的研究[D].南京: 南京理工大学, 2005.
    [3] 夏晓宇.火工分离装置工作过程性能分析[D].长沙: 国防科学技术大学, 2009.
    [4] 王江, 李虹.线性分离装置分离性能仿真[J].强度与环境, 2011, 38(2):28-33. doi: 10.3969/j.issn.1006-3919.2011.02.006
    WANG Jiang, LI Hong. Simulation on the separating performance of linear separation system[J]. Structure & Environment Engineering, 2011, 38(2):28-33. doi: 10.3969/j.issn.1006-3919.2011.02.006
    [5] 宋保永, 吴晗玲, 王帅, 等.膨胀管分离装置设计参数的敏感性分析[J].北京理工大学学报, 2013, 33(2):76-79.
    SONG Baoyong, WU Hanling, WANG Shuai, et al. Design parameter sensitivity analysis of super-zip separation devices[J]. Transactions of Beijing Institute of Technology, 2013, 33(2):76-79.
    [6] 宋保永, 胡振兴, 孙璟, 等.膨胀管分离装置分离时间测试研究[J].实验力学, 2015, 30(2):151-156.
    SONG Baoyong, HU Zhenxing, SUN Jing, et al. On the measurement of the separation time of expanding tube separation device[J]. Journal of Experimental Mechanics, 2015, 30(2):151-156.
    [7] 孙璟, 阳志光.膨胀管分离装置爆炸分离过程仿真和优化[C]//第九届全国爆炸与安全技术学术会议.沈阳, 2006: 140-143.
    [8] 阳志光.航天运载器线式火工分离装置结构优化设计[D].北京: 北京工业大学, 2007.
    [9] DREXELIUS V, LAKE E, SCHIMMEL M. Explosive severance means: US3486410[P]. 1969-12-30.
    [10] ANDERSON M, HEIDEMANN W. A study of an advanced confined linear energy source: NASA-CR-112096-19720022304[R]. 1972.
    [11] BRANDT O, HARRIS J. Explosive system: US3698281[P]. 1972-10-17.
    [12] NOEL V, VAN SHOUBROUEK F. Separation system: US004685376[P]. 1987-08-11.
    [13] FRITZ J. Separation joint technology[C]//39th AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference and Exhibit, Huntsville, Alabama. 2003.
    [14] CLEVELAND M. Low shock separation joint and method therefore: WO2005040713A2[P]. 2005-05-06.
    [15] BLAIN J, NELSON R, GROSSKRUEGER D, et al. Separation system: US005969287[P]. 1999-10-19.
    [16] CLEVELAND M. Low shock separation joint and method therefore: US20050193916A1[P]. 2005-09-08.
    [17] CLEVELAND M. Low shock separation joint and method therefor: US007261038B2[P]. 2007-08-28.
    [18] GOLDEN P, BEAUDOIN J, HOSKINS R, et al. Low shock rocket body separation: US008607705B2[P]. 2013-12-17.
    [19] HAN C, SUN C. Attenuation of stress wave propagation in periodically layered elastic media[J]. Journal of Sound and Vibration, 2001, 243(4):747-761. doi: 10.1006/jsvi.2000.3420
    [20] HUI D, DUTTA P. A new concept of shock mitigation by impedance-graded materials[J]. Composites:Part B, 2011, 42:2181-2184. doi: 10.1016/j.compositesb.2011.05.016
    [21] NEMAT-NASSER S, AMIRKHIZI A. Microstructural design for stress wave energy management: ONR N00014-09-1-0547[R]. 2013.
    [22] RAFIEE-DEHKHARGHANI R. Stress wave scattering in solids for mitigating impulsive loadings[D]. New York: the State University of New York at Buffalo, 2014.
    [23] RAFIEE-DEHKHARGHANI R, AREF A, DARGUSH G. Characterization of multilayered stress wave attenuators subjected to impulsive transient loadings[J]. Journal of Engineering Mechanics, 2015, 141(4):04014137. doi: 10.1061/(ASCE)EM.1943-7889.0000859
    [24] NEMAT-NASSER S, SADEGHI H, AMIRKHIZI A, et al. Phononic layered composites for stress-wave attenuation[J]. Mechanics Research Communications, 2015, 68:65-69. doi: 10.1016/j.mechrescom.2015.05.001
    [25] RAFIEE-DEHKHARGHANI R, AREF A, DARGUSH G. Planar stress wave attenuation in plates with circular voids and inclusions[J]. Composites:Part B, 2015, 75:307-318. doi: 10.1016/j.compositesb.2015.01.051
    [26] 任怀宇.粘弹阻尼减振在导弹隔冲击结构中的应用[J].宇航学报, 2007, 28(6):1494-1499. doi: 10.3321/j.issn:1000-1328.2007.06.011
    REN Huaiyu. The application of viscoelastic damping vibration suppression for shock-isolation structure of multistage missile[J]. Journal of Astronautics, 2007, 28(6):1494-1499. doi: 10.3321/j.issn:1000-1328.2007.06.011
    [27] 王贤宙.粘弹性阻尼安装架结构设计及减振效能分析[J].电子机械工程, 2015, 31(1):35-38. doi: 10.3969/j.issn.1008-5300.2015.01.008
    WANG Xianzhou. Structure design and vibration reduction performance analysis of viscoelastic damping mounting rack[J]. Electro-Mechanical Engineering, 2015, 31(1):35-38. doi: 10.3969/j.issn.1008-5300.2015.01.008
    [28] HOOPUTRA H, GESE H, DELL H, et al. A comprehensive failure model for crashworthiness simulation of aluminium extrusions[J]. International Journal of Crashworthiness, 2004, 9(5):449-464. doi: 10.1533/ijcr.2004.0289
    [29] Dassault Systèmes. Progressive failure analysis of thin-wall aluminum extrusion under quasi-static and dynamic loads[Z]. Abaqus Example Problems Manual, 2011.
  • [1] 唐志平张会杰 . 相变柱壳的径向冲击特性. 爆炸与冲击, 2013, 33(1): 47-53. doi: 10.11883/1001-1455(2013)01-0047-07
    [2] 徐挺缪馥星周风华杨黎明 . 多网格防阻块护栏系统的冲击响应. 爆炸与冲击, 2018, 38(4): 820-826. doi: 10.11883/bzycj-2016-0354
    [3] 于继东王文强刘仓理赵峰孙承纬 . 炸药冲击响应的二维细观离散元模拟. 爆炸与冲击, 2008, 28(6): 488-493. doi: 10.11883/1001-1455(2008)06-0488-06
    [4] 谢耀国姚熊亮崔洪斌李新飞 . 基于小波分析的实船水下爆炸船体响应特征. 爆炸与冲击, 2017, 37(1): 99-106. doi: 10.11883/1001-1455(2017)01-0099-08
    [5] 陈光焱杨黎明 . 值微冲击开关的研制. 爆炸与冲击, 2007, 27(2): 190-192. doi: 10.11883/1001-1455(2007)02-0190-03
    [6] 张先锋赵晓宁乔良 . 反应金属冲击反应过程的理论分析. 爆炸与冲击, 2010, 30(2): 145-151. doi: 10.11883/1001-1455(2010)02-0145-07
    [7] 史安顺张先锋乔良魏胜张将何源何勇 . 多功能含能结构材料冲击压缩特性的理论计算. 爆炸与冲击, 2013, 33(2): 148-155. doi: 10.11883/1001-1455(2013)02-0148-08
    [8] 张振王永刚 . 基于激光干涉测试技术的分离式Hopkinson压杆实验测试系统. 爆炸与冲击, 2018, 38(5): 1165-1171. doi: 10.11883/bzycj-2017-0116
    [9] 聂海亮石霄鹏陈春杨李玉龙 . 单轴双向加载分离式霍普金森压杆的数据处理方法. 爆炸与冲击, 2018, 38(3): 517-524. doi: 10.11883/bzycj-2017-0361
    [10] 叶想平李英雷李英华 . 基于SHPB装置的膨胀圆柱管实验技术. 爆炸与冲击, 2012, 32(5): 528-534. doi: 10.11883/1001-1455(2012)05-0528-07
    [11] 王宝兴马克辛张银花 . 亚麻尘在1米~3试验装置内的爆炸泄压研究. 爆炸与冲击, 1991, 11(1): 52-57.
    [12] 傅铁铭 . 用冲击法测试桩静承载力的数值讨论. 爆炸与冲击, 1992, 12(1): 30-37.
    [13] 刘龙飞周强 . 表面粗糙度对6061铝合金薄壁管冲击膨胀断裂性能的影响. 爆炸与冲击, 2018, 38(4): 749-758. doi: 10.11883/bzycj-2016-0389
    [14] 叶想平李英雷张祖根 . 45钢薄壁圆柱管的冲击膨胀断裂机理研究. 爆炸与冲击, 2014, 34(3): 322-327. doi: 10.11883/1001-1455(2014)03-0322-06
    [15] 张亚军张梦萍徐胜利张鹏 . 爆炸容器内冲击波系演化及壳体响应的数值研究. 爆炸与冲击, 2003, 23(4): 331-336.
    [16] 姚国文刘占芳黄培彦 . 压剪复合冲击下氧化铝陶瓷的剪切响应实验研究. 爆炸与冲击, 2005, 25(2): 119-124. doi: 10.11883/1001-1455(2005)02-0119-06
    [17] 郭君杨文山姚熊亮张阿漫任少飞 . 基于场分离的水下爆炸流固耦合计算方法. 爆炸与冲击, 2011, 31(3): 295-299. doi: 10.11883/1001-1455(2011)03-0295-05
    [18] 赵明生张建华易长平 . 独立分量分析在爆破振动信号分离中的应用初探. 爆炸与冲击, 2011, 31(2): 191-195. doi: 10.11883/1001-1455(2011)02-0191-05
    [19] 余德运杨军陈大勇杨忠华 . 基于分离式共结点模型的钢筋混凝土结构爆破拆除数值模拟. 爆炸与冲击, 2011, 31(4): 349-354. doi: 10.11883/1001-1455(2011)04-0349-06
    [20] 张晓天贾光辉黄海 . 基于节点分离Lagrange有限元方法的超高速碰撞碎片云数值模拟. 爆炸与冲击, 2010, 30(5): 499-504. doi: 10.11883/1001-1455(2010)05-0499-06
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出版历程
  • 收稿日期:  2017-04-20
  • 录用日期:  2017-09-04
  • 刊出日期:  2018-11-25

非断裂式膨胀管分离装置设计与分析

    作者简介:彭飞(1988-), 男, 博士研究生, pengfei_calt@163.com
  • 北京宇航系统工程研究所, 北京 100076

摘要: 对一种新型非断裂式膨胀管分离装置进行了静力承载及分离冲击动响应分析。根据静力承载分析,获得了其啮合齿倾角与承压能力间的关系,结果显示,当接触面摩擦因数恒定时,非断裂式膨胀管分离装置的承压能力与啮合齿倾角大小呈反比,且可靠承压的临界啮合角为啮合齿自锁角。同时,根据动力响应分析,获得了非断裂式膨胀管分离装置在不同啮合齿倾角情况下的分离冲击响应,并与常规膨胀管分离装置的分离冲击响应进行了对比,结果显示,所分析的两种具有不同啮合齿倾角的非断裂式膨胀管分离装置具有比常规膨胀管分离装置更小的可靠分离内压,并且5.7°啮合齿倾角构型在相同测点处的三向加速度时程曲线峰值均低于常规膨胀管分离装置。

English Abstract

  • 为摆脱地球引力,航天运载器需耗费大量燃料,而运载效费比要求航天运载器以尽可能少的推进剂将尽可能多的有效载荷送入预定轨道。为实现这一目标,当前航天运载器多被设计为多级构型,从而能够让已经完成任务的部段尽快脱离。目前,航天运载器级间分离、头体分离及星箭分离已普遍采用线式分离装置,尤其是新近出现并在实际航天工程领域获得广泛应用的膨胀管分离装置,其相较传统点式火工分离装置具有更好的分离同步性及分离可靠性。

    国内学者通过实验及数值模拟分析对膨胀管分离装置的分离可靠性[1-6]及以分离可靠性为优化目标的构型优化问题[7, 8]进行了研究,国外学者早期也仅基于分离可靠性对膨胀管分离装置进行了一系列设计参数确定及材料选型研究[9-13],对该装置的降冲击设计及相关理论研究工作涉及较少。

    然而,随着当前航天运载器对分离系统要求的不断提升,传统膨胀管分离装置分离冲击过大的问题越发凸显,这其中由于分离板断裂引起的冲击又尤为严重,美国宇航局曾估计45%的航天器失效是由于动力环境过于恶劣而导致[14]

    为降低分离过程产生的冲击载荷,航天工程界采用了多种降冲击手段,主要有3类方法:(1)对冲击源(分离装置)进行改型设计以从源头降低分离冲击载荷[15-18];(2)设计对冲击载荷具有抑制作用的传播路径[19-25];(3)对受冲击对象的安装平台采用冲击隔离或衰减措施以保护受冲击对象[26-27]。本文中即从航天器线式分离装置冲击源降冲击角度出发,对一种非断裂式膨胀管分离装置进行承载性能及分离冲击响应分析。

    • 常规膨胀管分离装置与新型非断裂式膨胀管分离装置如图 1所示。常规膨胀管分离装置一般由上下连接框、分离板及扁平管组成,在分离过程中,扁平管内装药爆炸将产生高温高压的爆轰产物推动扁平管膨胀,进而挤压分离板沿其削弱槽发生断裂来完成分离。对于非断裂式膨胀管分离装置,其在分离阶段前通过分离板与上端框间的啮合齿进行连接并承受载荷,在分离阶段,依靠扁平管膨胀推动分离板弯曲变形来完成分离。

      图  1  常规及非断裂式膨胀管分离装置

      Figure 1.  Conventional and non-fracture super-zip separation devices

      由于分离装置在分离前需要作为箭体结构的一部分参与承载,故若单研究非断裂式膨胀管分离装置的分离特性是不完备的,需要首先分析其静力承载能力,并确定一种或几种能够与常规膨胀管分离装置具有相同甚至更佳承载性能的构型, 以开展后续分离冲击响应对比分析。

      对于非断裂式膨胀管分离装置,最突出的特点就是将常规膨胀管分离装置的分离板与上端框间的螺接改为齿啮合连接,如图 2所示,因此,在开展分离动响应分析前,首先研究其啮合齿倾角θ对装置静力承载能力的影响是直观且合理的。

      图  2  非断裂式膨胀管分离装置啮合齿受力分析

      Figure 2.  Force analysis of meshing teeth of non-fracture super-zip separation device under compression

    • 航天运载器在飞行过程中将承受沿其轴线的后向大过载作用,导致弹箭体结构主要处于承压状态。分离装置作为弹箭体结构的重要组成部分,其承压性能需要在设计过程中进行严格考核。为获得不同构型非断裂式膨胀管分离装置的承压特性,对非断裂式和常规膨胀管分离装置进行承压能力对比分析。

    • 采用Abaqus Explicit模块建立常规及非断裂式膨胀管分离装置有限元模型及坐标系,如图 3所示,对于非断裂式膨胀管分离装置选取具有4种不同啮合齿倾角(0°、5.7°、15°、30°)的构型进行分析。分析所建模型长L=42 mm,高H=120 mm,宽W取真实膨胀管分离装置两连接螺栓间距W=34 mm。各分离装置除含啮合齿的上端框及分离板具有构型差异外,其余组成部分均具有相同几何尺寸。对所建立的各型膨胀管分离装置进行质量统计,结果显示,具有4种不同啮合齿倾角的非断裂式膨胀管分离装置与常规膨胀管分离装置具有相同质量,均为0.159 kg。

      图  3  常规及非断裂式膨胀管分离装置有限元模型

      Figure 3.  FEM models of conventional and non-fracture super-zip separation devices

      在对分离装置进行承压性能分析时,固支分离装置下端框底端面,同时对分离装置垂直于宽度W方向的前后端面施加对称约束(约束其z向平动自由度及x向与y向转动自由度),在分离装置上端框顶端面施加压力载荷,设置各接触面摩擦因数为0.1,并开启几何非线性。在承压性能分析中,分离装置各组成部分材料采用弹塑性材料模型进行描述,具体性能参数如表 1所示。

      部件 材料 密度/(kg·m-3) 杨氏模量/GPa 屈服极限/MPa 破坏极限/MPa 泊松比
      上端框 铝合金 2 700 70 311 485 0.33
      下端框 铝合金 2 700 70 311 485 0.33
      分离板 铝合金 2 700 70 311 485 0.33
      膨胀管 不锈钢 7 900 184 196 540 0.33
      螺栓 高强钢 7 750 184 835 1 080 0.33

      表 1  分离装置各部件材料属性

      Table 1.  Material parameters of separation devices

    • 分析获得了不同构型膨胀管分离装置的承压性能曲线(载荷-位移曲线,提取图 3中测点2处位移),如图 4所示。由图 4可知,在啮合齿倾角为15°、30°的情况下,非断裂式膨胀管分离装置在分别承受至10.7、2.4 kN压载时,分离板即已发生滑移并相对上端框张开,失去进一步承载的能力,其承载峰值远低于常规膨胀管分离装置的承载峰值18.0 kN。而对于啮合齿倾角为0°、5.7°构型,其承压峰值分别为36.7、25.8 kN,均高于常规膨胀管分离装置的承压峰值。

      图  4  常规及非断裂式膨胀管分离装置承压性能曲线

      Figure 4.  Load-displacement curves of conventional and non-fracture super-zip separation devices

      现对啮合齿进行受力分析来解释产生上述结果的原因。当非断裂式膨胀管分离装置上下端框受到静压力载荷作用时,分离板与上端框任意一对啮合齿的受力情况如图 2所示。图中Fp为上端框啮合齿受到的由外载荷P所引起的压力,Fn为上端框啮合齿受到的分离板啮合齿支持力,Ff为上端框啮合齿受到的摩擦力。为使上端框与分离板啮合齿在外载荷P作用下不发生相对滑动,根据受力分析,需满足Fp沿齿面切向分量Fpsinθ小于等于摩擦力Ff,即:

      $ {F_{\rm{p}}}{\rm{sin}}\theta \le {F_{\rm{f}}} $

      而在平衡状态下,FfFnFp存在以下关系(μ为接触面摩擦因数):

      $ {F_{\rm{f}}} = \mu {F_{\rm{n}}} = \mu {F_{\rm{p}}}{\rm{cos}}\theta $

      则式(1)可改写为:

      $ \theta \le {\rm{arctan}}\mu $

      式(3)取等号时的θ值在螺纹研究领域被称为自锁角。根据式(3)可知,为使上端框与分离板啮合齿在外载荷P作用下不发生相对滑动,在接触面摩擦因数为0.1时,啮合齿倾角θ需小于等于5.7°。

    • 根据分离装置承压性能分析结果可知,在接触面摩擦因数取0.1的情况下,当啮合齿倾角大于5.7°后,由于自锁特性消失,非断裂式膨胀管分离装置承压能力大幅降低,远小于常规膨胀管分离装置的承载能力。因此,在分离动响应分析中,仅研究啮合齿倾角为0°及5.7°构型的非断裂式膨胀管分离装置。

    • 用于分离动响应分析的各分离装置有限元模型与前述用于承压性能分析的模型基本一致,同样采用Abaqus Explicit模块进行分析,不同的是,由于膨胀管分离装置的分离过程是一个短时动态加载过程并可能伴随结构(分离板)断裂现象,故需考虑材料的应变率效应及损伤特性。

      分析中,各膨胀管分离装置上下端框及内外分离板所选用的铝合金EN AW-7108 T6为一种典型弹塑性金属材料,具有较强的延展性[28],分析中采用的考虑该材料应变率效应的应力应变关系如图 5所示。考虑到常规膨胀管分离装置分离板的实际破坏模式为拉伸破坏及剪切破坏,针对本材料联合采用延展型损伤模型及剪切型损伤模型,并选用最大等效塑性应变失效判据,所采用的两型损伤模型的损伤曲线分别如图 6~7所示[29]

      图  5  铝合金EN AW-7108 T6动态应力应变曲线

      Figure 5.  Dynamic stress-strain curves of EN AW-7108 T6

      图  6  铝合金EN AW-7108 T6延展型损伤曲线

      Figure 6.  Ductile damage curves of EN AW-7108 T6

      图  7  铝合金EN AW-7108 T6剪切型损伤曲线

      Figure 7.  Shear damage curves of EN AW-7108 T6

      铝合金EN AW-7108 T6的延展型损伤曲线如图 6所示,横轴为应力三轴度,纵轴为断裂应变,应力三轴度定义为:

      $ \eta = - p/q $

      式中:η表示应力三轴度,p表示静水压力,q表示Mises应力。

      铝合金EN AW-7108 T6的剪切型损伤曲线如图 7所示,横轴为剪应力比,纵轴为断裂应变,剪应力比定义为:

      $ {\theta _{\rm{s}}} = \left( {q + {k_{\rm{s}}}p} \right)/{\tau _{{\rm{max}}}} $

      式中:θs表示剪应力比,p表示静水压力,q表示Mises应力,τmax表示最大剪应力,ks为材料参数,铝合金的典型取值为0.3。

    • 根据现有膨胀管分离装置分离内压曲线的一般经验趋势,对所分析的各型分离装置膨胀管内壁分别施加如图 8所示的对应内压载荷。各载荷峰值取能保证对应分离装置正常分离的最小值,对于常规膨胀管分离装置,即保证其分离板在分离过程中完全断裂;对于非断裂式膨胀管分离装置,即保证其分离板在分离过程中产生足够大的分离张角。从图 8可知,具有两种不同啮合齿倾角(0°及5.7°)的非断裂式膨胀管分离装置分离内压峰值均小于常规膨胀管分离装置,且5.7°啮合齿倾角构型的非断裂式膨胀管分离装置分离内压峰值仅为常规膨胀管分离装置分离内压峰值的四分之一,说明通过合理改变分离装置的分离模式能够降低分离装置所需装药量。

      图  8  各型膨胀管分离装置膨胀管内压曲线

      Figure 8.  Inner pressure histories of separation devices

    • 对常规膨胀管分离装置及0°与5.7°啮合齿倾角构型的非断裂式膨胀管分离装置膨胀管内壁分别施加如图 8所示的对应内压载荷,获得其完全分离时刻状态如图 9所示。

      图  9  各型膨胀管分离装置分离时刻状态

      Figure 9.  The states of different separation devices at the time of separation

      根据图 9可知,常规膨胀管分离装置在0.64 ms时刻内外分离板发生完全断裂,而非断裂式膨胀管分离装置在相对较小的内压载荷作用下,0°及5.7°啮合齿倾角构型分别在0.30、0.40 ms时刻即产生了能够保证正常分离的分离板分离张角。

      分析获得了如图 3所示各型膨胀管分离装置3个测点位置的加速度时程曲线,提取各测点三向加速度时程曲线峰值,如表 2~4所示,同时,绘制所分析的三型膨胀管分离装置测点1三向加速度时程曲线如图 10~12所示。根据上述图表内容可知,由于分离模式的改变,即非断裂式膨胀管分离装置消除了常规膨胀管分离装置的结构断裂式分离模式,而代之为机械变形式分离模式,5.7°啮合齿倾角构型各测点三向加速度峰值较常规构型均获得不同程度的下降,而0°啮合齿倾角构型在部分测点处加速度峰值反而增大,这说明对于非断裂式膨胀管分离装置,啮合齿倾角不仅影响装置的静力承载能力,而且对分离冲击响应也将造成显著影响。由5.7°啮合齿倾角构型的分析结果可见,合理选取啮合齿倾角,能够获得在满足承载性能要求前提下的非断裂式膨胀管分离装置降冲击构型。

      测点 ax/g 5.7°构型相对常规构型加速度峰值改变百分比
      常规构型 0°构型 5.7°构型
      1 272 900 378 927 76 196 ↓72%
      2 210 815 217 501 44 516 ↓79%
      3 303 699 194 720 49 743 ↓84%

      表 2  各测点x方向的加速度峰值

      Table 2.  Peak values of acceleration at x direction

      测点 ay/g 5.7°构型相对常规构型加速度峰值改变百分比
      常规构型 0°构型 5.7°构型
      1 291 184 373 782 60 334 ↓79%
      2 192 707 259 129 80 457 ↓58%
      3 204 263 187 374 68 198 ↓67%

      表 3  各测点y方向的加速度峰值

      Table 3.  Peak values of acceleration at y directionc

      测点 az/g 5.7°构型相对常规构型加速度峰值改变百分比
      常规构型 0°构型 5.7°构型
      1 221 210 78 894 19 705 ↓91%
      2 180 490 43 739 9 267 ↓95%
      3 237 170 43 733 8 871 ↓96%

      表 4  各测点z方向的加速度峰值

      Table 4.  Peak values of acceleration at z direction

      图  10  测点1处x方向的加速度时程曲线

      Figure 10.  Acceleration histories of x directoin at measuring point 1

      图  11  测点1处y方向的加速度时程曲线

      Figure 11.  Acceleration histories of y directoin at measuring point 1

      图  12  测点1处z方向的加速度时程曲线

      Figure 12.  Acceleration histories of z directoin at measuring point 1

    • (1) 非断裂式膨胀管分离装置将常规膨胀管分离装置分离板与上端框的螺栓连接形式更改为齿啮合连接形式,在接触面摩擦因数一定的情况下,其承压能力随啮合齿倾角的增大而降低,且其可靠承压的啮合齿临界倾角为啮合齿自锁角;

      (2) 非断裂式膨胀管分离装置通过将常规膨胀管分离装置结构断裂分离模式转变为结构变形解锁分离模式,啮合齿临界倾角(5.7°)构型各测点处三向加速度峰值较常规膨胀管分离装置均获得降低,说明通过合理设计冲击源构型,改变分离模式,能够进一步降低膨胀管分离装置在航天运载器分离过程中产生的冲击载荷。

参考文献 (29)

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