王雪峰

（齊齊哈爾大學 機電工程學院，黑龍江 齊齊哈爾 161006）

1 引言

解鎖分離機構廣泛應用在航空航天領域，主要包括：火箭的級間分離、星箭分離、太陽能板展開、天線展開、微小衛(wèi)星的部署等；一方面，該機構在發(fā)射階段具備鎖緊功能，實現有效載荷與衛(wèi)星平臺的可靠連接從而抵御發(fā)射過程中的振動沖擊；另一方面，衛(wèi)星入軌之后，根據指令要求，該鎖緊分離機構能夠實現可靠的解鎖分離。

傳統(tǒng)的基于火工品的解鎖分離機構其可靠性高、實時性好、能率大、承載能力高等，因此在航空航天領域獲得廣泛應用[1-3]，文獻[4]等分析了衛(wèi)星與火箭的包帶連接的應力變形、接觸力及摩擦力分布等特性，并通過試驗對結構模型參數進行修正，為基于包帶結構的設計改進和加工工藝改進提供了參考。隨著空間載荷領域的快速發(fā)展，高性能的空間載荷對解鎖分離裝置的低成本、低沖擊、高實時性、高可靠性等提出了越來越高的要求，傳統(tǒng)的基于火工品的解鎖分離機構普遍存在研制生產成本高，沖擊響應大，不能重復使用等問題。

在新型的解鎖分離機構研究方面，形狀記憶合金（Shape Memory Alloy，SMA）由于其良好的形狀記憶特性，在航空航天領域獲得廣泛應用，在馬氏體狀態(tài)下，該材料進行一定程度的變形，然后加熱并超過馬氏體的相變溫度后，材料能完全恢復到變形前的狀態(tài)，基于此工作原理，國內外學者提出了幾種基于形狀記憶合金的解鎖分離機構，并獲得成功應用[5-7]，但其存在的普遍缺點是：承載力低、分離可靠性差。

壓電陶瓷驅動器具有分辨率高、體積小、頻響快、推力大等優(yōu)點，在航空航天、微機電系統(tǒng)、機器人、高精密加工等領域中得到了廣泛的應用。壓電陶瓷的逆壓電效應是指對晶體施加交變電場引起晶體機械變形的現象，又稱電致伸縮效應，壓電材料可以因機械變形產生電場，也可以因電場作用產生機械變形，這種材料的機-電耦合效應使得壓電陶瓷在工程中得到了廣泛的應用，基于該逆壓電效應，國內外學者開展了基于壓電陶瓷的微位移驅動、振動輸出、電源控制等方面的研究[8-9]。

基于上述分析，提出了一種基于壓電陶瓷驅動的解鎖分離機構，以壓電陶瓷在高頻電壓下輸出的交變載荷作為驅動力，利用預應力螺栓在交變載荷下的加速疲勞斷裂為原理，實現解鎖分離機構的解鎖分離。通過多個壓電陶瓷片的層疊串聯(lián)增大其輸出力，提高結構的冗余度；同時，分離過程中的沖擊響應相對于傳統(tǒng)的火工品驅動的解鎖分離機構大大降低，可以應用于星箭分離、微小衛(wèi)星的釋放等領域。

2 壓電陶瓷驅動的解鎖分離機構原理

壓電陶瓷是一種可以實現電荷-力相互轉換的驅動原件，如圖1所示。壓電陶瓷通電之后可以輸出一定的力，該力與輸入電壓成正比，給壓電陶瓷輸入高頻交流電，則壓電陶瓷將產生同頻率的交變載荷。

圖1 壓電陶瓷的逆壓電驅動效應Fig.1 Inverse Piezoelectric Effect of Piezoelectric Ceramics

壓電陶瓷驅動的解鎖分離機構原理圖，如圖2所示。該結構由適配器1、對接環(huán)2、右包帶3、固定螺母4、分離彈簧5、壓電陶瓷6、斷裂螺栓7、左包帶8等構成，適配器和對接環(huán)各有一個30°斜面，左包帶和右包帶上有與其對應的V型槽，左包帶和右包帶與適配器和對接環(huán)的斜面通過接觸配合；斷裂螺栓通過固定螺母夾緊左包帶和右包帶；壓電陶瓷片套在斷裂螺栓上，并通過螺母的擰緊將其夾緊，在左包帶和右包帶之間有一預壓縮分離彈簧，從而構成壓電陶瓷驅動的解鎖分離機構。

工作原理：斷裂螺栓施加一定的預緊力將壓電陶瓷和左包帶與右包帶夾緊，形成一個剛性體，從而有效抵御發(fā)射段惡劣的力學環(huán)境；在斷裂螺栓的中段有一削弱槽，衛(wèi)星入軌之后，壓電陶瓷元件通高頻電壓，在預緊力條件下，斷裂螺栓受交變載荷時的疲勞斷裂強度大大降低，采用壓電陶瓷提供的交變載荷，基于斷裂螺栓在預緊力下的加速疲勞斷裂原理，可以在很短的時間內實現斷裂螺栓的疲勞斷裂。斷裂螺栓斷裂之后，預壓縮分離彈簧推動左包帶與右包帶分離，從而實現適配器和對接環(huán)的分離。

每個斷裂螺栓搭配5片壓電陶瓷，只要其中一片正常工作就可以實現斷裂螺栓的疲勞斷裂，該冗余設計大大提高了解鎖分離機構的可靠性；同時，在180°位置分布的兩個斷裂螺栓將左包帶與右包帶夾緊，只要其中一個工作，就能實現解鎖分離機構的解鎖分離，從而進一步提高了分離的可靠性。該壓電陶瓷驅動的解鎖分離機構采用包帶式結構大大提高了結構的承載能力，其剛度高，可以承受發(fā)射過程的振動沖擊載荷；同時，多層冗余設計，提高了結構的可靠性。

圖2 壓電陶瓷驅動解鎖分離原理圖Fig.2 The Principle of Unlock Separation Mechanism Based on Piezoelectric Ceramics

3 解鎖分離機構受力分析

斷裂螺栓的擰緊力矩產生的螺栓軸向力轉化為包帶的夾緊力Fn，該夾緊力將包帶與適配器和對接環(huán)接觸壓緊，如圖3所示。

擰緊力矩的理論表達式為：

式中：M—擰緊力矩；F—軸向力；d2—螺紋中徑；λ—螺紋升角；tanλ=P/πd2；P—螺距；f—螺母與被連接件支撐面間的摩擦系數；ρ—螺旋副的當量摩擦角；tanρ—螺旋副的當量摩擦系數，tanρ=f′/cosβ；β—螺紋半角；f′—螺旋副間的摩擦系數；R—螺母承力面外半徑，R=0.95S/2，S—螺母對邊尺寸；r—螺母承力面內半徑。因Pf′項很小，且一般情況下f′=f，因此上式簡化為：

取螺栓擰緊力矩系數K為：

左包帶和右包帶與適配器和對接環(huán)的斜面接觸，如圖3所示。定義兩個接觸對V1、V2，分析可知，每個接觸對存在垂直于接觸面的正壓力Fs及平行于接觸線的靜摩擦力fs；作用在適配器的外力F通過接觸對V1傳遞至包帶，然后通過V2傳遞至對接環(huán)。對接觸對進行受力分析，兩個接觸對的正壓力與靜摩擦力相等，有平衡方程：

包帶內力沿圓周徑向分布，考慮靜摩擦力時，包帶內力沿著遠離載荷施加位置的周向逐漸減??；不考慮靜摩擦力時，其密度

分布為其中包帶內力 F′為分布力（單位為 N/mm）；設包帶的平均半徑為R，在夾緊力的作用下，兩個半環(huán)收緊了一個距離δ，則圓環(huán)周長減短了2δ，半徑也相應地減小了2δ/2π，根據虛位移原理有：所以有：

當作用于適配器的外載荷F產生的徑向分力不大于包帶的夾緊力Fn時，接觸對仍處于接觸壓緊狀態(tài)，即滿足使用要求。

圖3 解鎖分離機構的受力分析Fig.3 Force Analysis of the Structure

4 有限元分析

使用abaqus有限元分析軟件對該解鎖分離機構進行建模，如圖4所示。假設包帶與適配器和對接環(huán)的嚙合面研磨到位，整個環(huán)面接觸良好，在包帶與適配器和對接環(huán)的接觸面分別定義一個接觸對，定義接觸面的摩擦屬性、泊松比等參數，采用Hex網格進行劃分，整個有限元模型由15028個節(jié)點和23007個單元構成，材料選擇為鈦合金TC4。

圖4 有限元模型Fig.4 Finite Element Model

4.1 靜力分析

首先在斷裂螺栓上施加8000N的預緊力，通過約束對接環(huán)端面螺釘孔周圈節(jié)點的6個自由度來模擬結構與火箭的剛性連接狀態(tài)。運用Lanczos算法提取前3階模態(tài)的固有頻率。由模態(tài)分析結果可知，結構的一階模態(tài)分別為：X向180Hz，Y向175Hz，Z向230Hz，滿足設計所提出的剛度要求。

接觸面上的摩擦力會導致適配器和對接環(huán)對包帶的外推力向摩擦力的方向發(fā)生傾斜。由于不考慮摩擦力的情況對螺栓預緊力的要求嚴格，因此在下面的分析中都不考慮接觸面的摩擦力影響。

對解鎖分離機構進行靜力分析，計算在此情況下的左包帶和右包帶與適配器和對接環(huán)的接觸面處的受力情況，如圖5所示。分析結果顯示，包帶上的應力呈現不均勻分布，最大變形和最大載荷均出現在斷裂螺栓與包帶接觸面，分別為為0.17mm、61.9MPa，并且沿著遠離夾緊區(qū)域的方向逐漸降低，該載荷遠小于材料的屈服強度，滿足設計提出的強度要求，且具有較高的安全裕度。

圖5 預加載應力分布Fig.5 The Stress Distribution for the Pre-defined Force

圖6 軸向載荷加載的應力分布Fig.6 The Stress Distribution for the Axial Force

4.2 載荷加載分析

在火箭的上升階段，該結構要承受較大的軸向拉壓載荷，相對于壓縮載荷，解鎖分離機構的拉伸載荷更容易引起結構的失效，因此只分析結構在拉伸載荷條件下的應力分布。在適配器的上端面施加10000N的等效拉力，接觸區(qū)域的的應力分布云圖，如圖6所示。其最大應力為190MPa；通過調整接觸面的摩擦系數表明，接觸面的摩擦系數越大，包帶的最大應力越小，但包帶周向應力分布的不均勻程度越大。

5 試驗與討論

為了驗證該解鎖分離機構的動力學特性，及其壓電陶瓷驅動分離的可靠性，針對該結構完成了力學振動試驗，然后進行了解鎖分離試驗，試驗中選擇的壓電陶瓷為哈爾濱芯明天科技有限公司生產的HPSt500/10-5/5，厚度2mm，其材料參數，如表1所示。

表1 壓電陶瓷材料參數Tab.1 Piezoelectric Ceramic Material Parameters

首先，對該結構進行了振動試驗，試驗順序為：首先進行0．1g 的掃頻，其加載頻段為（10～2000）Hz，掃描速率為 4oct/min，從而得到載荷板的前三階模態(tài)；然后進行正弦振動試驗，驗證結構的動力學穩(wěn)定性；最后進行第二次回掃，監(jiān)測結構的一階模態(tài)變化情況，試驗時在適配器的端面黏貼三向加速度傳感器。

按上述試驗流程，完成了X、Y、Z三個方向的振動試驗，試驗表明，其一階模態(tài)全部大于100Hz，有效避開了衛(wèi)星上的一階模態(tài)。結構振動前后的一階模態(tài)的變化＜3%，如表2所示。說明結構的剛度、振動穩(wěn)定性好，滿足使用要求。

表2 振動前后的一階模態(tài)變化Tab.2 First Order Modal Changes before and after Vibration

為了定量分析基于壓電陶瓷的解鎖分離機構的分離沖擊響應特性，采用相同的結構，分別安裝火工品和壓電陶瓷，在適配器端面黏貼三向沖擊加速度傳感器（量程5000g），測試兩種工況下的分離沖擊特性；從時域圖上看，如圖7所示。采用壓電陶瓷的解鎖分離機構的最大沖擊響應為338g，遠小于基于火工品的解鎖分離機構的最大4867g的沖擊響應。從其對應的沖擊響應譜曲線也能看出明顯的差別，分別為：1466g，22205g。沖擊響應的降低大大提高了其上電子學設備的可靠性。

圖7 沖擊特性的時域、響應譜曲線Fig．7 Impact Characteristic of Time Domain and Frequency Domain

6 結論

為了滿足空間載荷在發(fā)射階段惡劣的動力學特性要求，并滿足入軌之后的可靠解鎖分離，設計了一種壓電陶瓷驅動的空間有效載荷解鎖分離機構。以壓電陶瓷在高頻電流下輸出的交變載荷作為驅動力，利用預應力螺栓在交變載荷下的加速疲勞斷裂為原理，從而實現該包帶式解鎖分離機構的解鎖分離，采用多層冗余設計提高了解鎖分離的可靠性；建立了解鎖分離機構的接觸有限元模型，并進行了靜力分析和軸向拉伸載荷分析，靜力學分析表明，結構的剛度好，一階模態(tài)大于100Hz；軸向拉伸載荷分析表明，最大外載荷條件下，結構的最大應力遠小于材料的屈服強度，具有較高的安全裕度；試驗表明，該解鎖分離機構的的一階模態(tài)與分析結果吻合性好，振動前后的一階模態(tài)的漂移小于3%，能夠滿足發(fā)射段的力學特性要求；壓電陶瓷和火工品兩種工況下的分離沖擊特性表明，基于壓電陶瓷驅動的解鎖分離機構在分離過程中的沖擊響應相對于火工品驅動的解鎖分離機構大大降低。