级间憋压分离电连接器高速斜拉分离过程有限元分析①

林三春,邵 超,董瑞涛,付继伟

(北京宇航系统工程研究所,北京 100076)

0 引言

多级航天器低空分离时受到气动干扰,从而影响分离过程航天器的姿态稳定性。为确保正常分离,要求控制失控时间,快速完成分离过程。因此,通常采用级间憋压分离的方式,即上面级发动机点火先于结构分离。上面级发动机点火后,发动机喷流作用下,密闭级间空间内快速产生高压。在内压作用下,结构切割成碎片后,迅速“吹”离上面级,从而实现级间分离。值得注意的是,分离完成需要上面级与下面级电气系统断开,其通常是通过电连接器分离实现。电连接器的分离一般采用机械式分离方式,通过壳体分离碎片上的分离钢索拉动电连接器插头,实现与上面级的插座分离。

级间憋压分离的壳体碎片分离速度往往在几毫秒内加速至几十米每秒,因此要求电连接器及其分离钢索具备短时、高速分离的适应能力。电连接器分离过程受发动机喷流产生复杂的气动环境影响,需要考虑多种因素耦合作用。对于小直径的多级航天器,由于级间内空间狭小,电连接器的布局无法保证分离钢索作用方向与壳体碎片运动方向平行,分离过程只能采用分离钢索倾斜一定角度斜拉电连接器插头分离的方式,斜拉对电连接器的正常分离带来更大的设计难度。

目前,对电连接器分离的研究主要集中在冷分离中的应用[1-3],分离速度低,分离过程干扰因素较少。崔二巍对集成式连接器进行了设计,并用ADAMS对其分离过程进行了仿真[2]。何建锋对冷分离用电连接器进行了设计和改进,提高了电连接器接触可靠性[3]。张彤等通过试验及有限元仿真分析,研究了电连接器在多种应力作用下的工作性能变化,通过热-电耦合分析比较了接触电阻和应力应变情况[4]。张晓彤等通过有限元分析方法,研究了电连接器接触体结构参数变化对插拔特性的影响[5]。邵明坤等通过理论和有限元的方法,从材料、工艺、装配等方面对电连接器断裂影响进行了分析,给出了接触件的破坏弹力区间[6]。闵尧等通过简化电连接器插拔过程,建立插针、插孔有限元模型,对电连接器插拔过程中的插拔力和接触应力变化进行瞬态分析[7]。LUO等研究了湍流作用下,湍流度、飞行速度和飞行高度对电连接器接触力和接触电阻的影响规律[8]。LING等通过有限元分析,研究了电连接器收敛角和同心度与插拔力之间的关系,给出了实际使用可接受区间[9]。SANTOSH等则通过分析电连接器接触处的微观型面,采用有限元方法预测了粗糙连接面下的接触力[10]。针对目前低空级间憋压高速分离的大趋势下,级间憋压分离电连接器高速分离的相关研究则较为匮乏。

为确保电连接器高速分离的安全性和可靠性,本文研究级间憋压分离电连接器的高速斜拉分离机理,基于有限元方法建立电连接器高速斜拉分离的高效率计算仿真模型,揭示高速分离过程电连接器及分离钢索的受力与变形传导机理。

1 电连接器高速斜拉分离过程机理分析

如图1所示,级间憋压分离电连接器安装于喷管侧壁,电连接器插头一端通过分离钢索与壳体分离碎片连接,分离钢索取一定的松弛量,避免提前拉断。切割后产生的壳体碎片在内压作用下迅速远离,拉动分离钢索运动,从而拉开电连接器插头,实现电连接器分离。电连接器分离过程按动作顺序,可分为两个阶段。

图1 电连接器倾斜安装Fig.1 Inclined installation of the electrical connector

(1)阶段一：壳体碎片运动至分离钢索拉紧。壳体切割产生的碎片在喷流压力作用下沿径向向外加速远离,拉动分离钢索运动至钢索拉紧。

壳体运动碎片在内压的作用下沿着径向向外远离,假设壳体碎片的面积为S,质量为m,作用于壳体上的压力为p(t),运动速度为v、运动距离为L,钢索拉紧前壳体仅受压力作用,可以得到如下公式：

(1)

通过试验测得壳体碎片的面积S为1.5 m2,质量m为22 kg,由于拉紧过程时间较短,可近似认为p为定值,测得值为0.2 MPa。若分离钢索松弛量为 12 mm时,求解可得分离钢索拉紧所需时间为 1.3 ms,从而获得拉紧时刻的壳体速度、加速度等运动状态。基于Matlab编程求解式(1),可得拉紧时刻壳体碎片的速度约为18 m/s,加速度约为13 636 m/s2。

(2)阶段二：分离钢索拉动电连接器解锁分离。分离钢索拉紧后,开始拉动电连接器插头内部解锁杆,克服解锁力使得解锁杆运动一定行程使电连接器插头插座解锁。电连接器插头解锁后,在分离钢索拉力、弹簧力、喷流压力共同作用下,向外运动远离插座。

级间憋压分离过程,发动机先点火后切割分离,初步分析表明,燃气喷流在级间段内产生复杂热环境,但电连接器及分离钢索结构均有防热材料进行热防护,可以免受热流影响,可以忽略热环境对电连接器分离的影响;高速燃气流回流主流方向为轴向,与钢索夹角较小,可形成快速绕流,但并不会滞止于此。沿钢索方向的拉脱力主要为流向粘性力,量值极小,且在工程实际中分离钢索被电缆所包围,不易受到气流直接冲刷。因此,可忽略燃气流流速和热冲刷对电连接器分离的影响。

当分离钢索拉力与电连接器插头脱开方向存在夹角时,此时分离钢索上的拉力存在两个分量。沿脱开方向的拉力分量使得电连接器解锁分离,而垂直于脱开方向的力会使得电连接器插头与插座之间局部出现较大应力,增大了脱开的摩擦力,且由于局部应力作用可能导致电连接器插座出现局部断裂的现象。因此,为保证分离的安全性和可靠性,基于有限元方法建立电连接器高速斜拉仿真模型,模拟高速斜拉分离过程,从而分析局部应力大小,观察其分离姿态与变形。

2 建立电连接器高速斜拉分离仿真模型

2.1 分离钢索高速变形过程分析

对拉紧后串联式分离钢索在高速拉动下非线性大变形的准确模拟,是准确建立电连接器高速斜拉分离有限元模型的关键。本节对分离钢索单独建立有限元模型进行研究并与试验结果进行对比验证。

分离钢索采用S形分离钢索,可适应高速、大变形的分离环境。分离钢索一端与壳体碎片连接,另一端与电连接器连接,在壳体碎片高速分离时,能为电连接器提供一定的缓冲,避免发生破坏。外形如图2所示。

图2 分离钢索Fig.2 Separation cable

基于ABAQUS建立分离钢索高速变形仿真模型(见图3),分析S形分离钢索高速分离时,钢索各个部位的变形、拉脱情况,获取拉力-位移曲线。采用“钢环”模拟钢索保险丝固定作用,接触模型为硬接触,摩擦系数为0.1。分离钢索两端为刚性圆柱体,一端固定,一端施加一定速度和加速度,分别模拟壳体碎片和电连接器插头[11]。

图3 S形分离钢索模型Fig.3 S shape separation cable model

通过仿真分析可得到,运动一端变形最大,最先拉脱;靠近电连接器一端,变形最小,最晚拉脱,分离钢索拉力峰值为1536 N,最大变形量为45.4 mm,试验得到分离钢索拉力最大值为1850 N,最大变形量为 44 mm,仿真分析结果与试验结果较为接近。

2.2 建立电连接器高速斜拉分离有限元仿真模型

在分离钢索高速分离有限元模型的基础上,加入电连接器结构,进一步建立含分离钢索的电连接器高速斜拉分离有限元仿真模型。基于ABAQUS建立电连接器高速斜拉分离有限元仿真模型,模型中包括壳体碎片、分离钢索、电连接器插头(含解锁杆、电连接器插头外壳等)、电连接器插座外壳。网格采用六面体网格,分析步为动态分析步,接触为硬接触,摩擦系数为0.1。

建模过程,为提高计算效率,进行以下几个方面的简化[12-14]：

(1)分离钢索建模方法采用2.1节的方法简化;

(2)实际壳体碎片形状较为复杂,碎片质量远大于电连接器插头及分离钢索质量,因此可将壳体碎片的质量通过质点的形式赋予钢索运动一端;

(3)壳体碎片运动过程主要受气动力作用,分离钢索对其反作用与气动力相比为小量,可忽略;

(4)电连接器内部具有复杂的结构,对其进行简化,提取关键结构信息,只保留解锁杆、电连接器外壳等结构;

(5)电连接器插头插座分离依次动作为插头内部解锁弹簧解锁、插头与插座弹开分离。其中,解锁弹簧解锁力为40 N、分离弹簧分离力为300 N。建模过程中对弹簧进行简化,采用连接器connector替代。

分离钢索高速斜拉变形仿真模型如图4所示。分离钢索仿真用材料参数如表1所示。

图4 电连接器高速斜拉分离模型(剖面图)Fig.4 High-speed cable-stayed separation model of the electrical connector (section)

表1 分离钢索材料参数[15]Table 1 Material parameters of seperation cable[15]

边界条件设置：

(1)将壳体碎片运动过程看作匀加速过程,拉紧时刻初始速度为18 m/s,加速度为13 636 m/s2。

(2)电连接器外表面施加随时间变化的压力,模拟内外压差作用(压差初始值为600 kPa,6 ms内降为0)。

3 仿真与试验结果分析

通过仿真分析得到,壳体碎片迅速拉动分离钢索发生大变形,从而拉动电连接器插头解锁,电连接器高速分离过程如图5所示。分离钢索拉脱先于电连接器插头拔出插座。钢索拉脱后,电连接器插头依靠惯性速度及分离弹簧作用力继续向外运动,实现完全分离。

(a) Tensioning moment

斜拉过程,电连接器插头受力不均匀,局部出现较大应力,超过强度极限可能出现局部断裂的现象。由图6可知,左上角为电连接器插座不同周向位置的拉应力大小(顺时针为正),在A点附近承受环向拉应力,并且为环向拉应力最大值,而在三曲槽与插座端面相交段B点处插座承受环向压应力。电连接器插座可能因剪应力(拉伸引起的剪切作用)过大而发生剪切断裂,其断面与插座表面应该大致成45°角,在B点插座在环向压应力的作用下可能发生褶皱变形,这与电连接器高速斜拉分离试验结果一致(如图7所示)。

图6 电连接器高速分离环向应力云图Fig.6 Circumferential stress contour of high-speed separation of the electrical connector

图7 电连接器高速分离试验结果Fig.7 Test result of high-speed separation of the electrical connector

从分析结果可知,电连接器斜拉分离破坏主要因素是由于分离速度过大导致,而级间分离憋压压力则主导了壳体碎片运动速度变化。因此,可通过综合优化降低级间压力,以提高电连接器斜拉分离的安全性和可靠性。

4 结论

(1)通过对级间憋压分离电连接器高速斜拉分离过程研究,了解其分离过程机理,分为两个阶段：第一阶段,壳体碎片在发动机喷流作用下,拉动分离钢索直至拉紧,期间分离钢索无拉力作用;第二阶段,壳体碎片继续运动,分离钢索产生拉力,拉动电连接器解锁分离。

(2)建立了壳体碎片运动微分方程,获得拉紧时刻壳体碎片的速度和初速度。基于ABAQUS建立了电连接器高速斜拉分离仿真模型,采用多种简化方法,提高计算效率。仿真结果显示,壳体碎片迅速拉动分离钢索发生大变形,分离钢索拉动电连接器插头解锁。分离钢索拉脱时刻先于电连接器插头拔出插座。拉脱后,电连接器插头依靠惯性及分离弹簧作用力继续向外运动,实现完全分离。斜拉过程中,因电连接器插头受力不均匀导致局部出现较大应力,可能出现局部断裂现象,与电连接器高速斜拉分离试验结果一致。

本文研究揭示了高速分离过程电连接器及分离钢索的受力与变形传导机理,准确复现了试验现象。从结果可知,憋压压力对壳体碎片运动速度有较大影响,从而影响电连接器的可靠分离。如果要实现电连接器的可靠分离,需通过综合优化降低级间压力,从而降低壳体抛片运动速度,使得电连接器更为可靠分离。