1.上海衛(wèi)星工程研究所 上海 201109 2.上海航天技術(shù)研究院 上海 201109

1 研究背景

隨著空間技術(shù)的發(fā)展,天體探測手段實現(xiàn)了由遠及近、由表及里的跨越,正在向全空間立體綜合探測、次表層及內(nèi)部深度探測的方向發(fā)展。相對于依賴復(fù)雜鉆探裝置的深鉆探測器,撞擊探測器通常具有結(jié)構(gòu)簡單可靠、可集成性良好、功能配置靈活的特點。采用撞擊器攜帶科學(xué)載荷侵入天體內(nèi)部,可實現(xiàn)長時間穩(wěn)定檢測天體淺表層以下的化學(xué)成分、結(jié)構(gòu)特征、溫度變化,為揭開太陽系形成、演化，以及探索生命起源提供線索。

撞擊探測作為深空探測的重要手段,一直受到國內(nèi)外學(xué)者的普遍關(guān)注。俄羅斯的Mars-96[1-2]和美國的Deep Space 2[3]火星撞擊器已經(jīng)進入在軌驗證階段,進行火星撞擊試驗驗證,但由于運載火箭問題,任務(wù)宣布失敗。英國MoonLITE[4]和日本LUNAR-A[5-6]月球撞擊器已經(jīng)進入工程研制階段,進行了地面撞擊試驗研究,但由于資金問題任務(wù)終止。在深空探測小型化高速撞擊器研究方面,我國起步較晚。談?wù)鞯萚7]分析了撞擊探測器的難點為彈道穩(wěn)定性、彈體高過載，以及器件耐撞性問題。劉潤濤[8]主要研究了侵徹星壤過程中彈頭形狀、彈體質(zhì)心等因素對侵徹特性的影響。張興華等[9]主要借鑒鉆地彈理論，對火星撞擊器結(jié)構(gòu)進行力學(xué)設(shè)計。目前尚未有人對撞擊器構(gòu)型進行設(shè)計，以及對撞擊器侵徹特性進行仿真分析。

撞擊器的構(gòu)型設(shè)計是天體撞擊探測任務(wù)的關(guān)鍵環(huán)節(jié)。不同天體表面地形和風(fēng)化層具有差異化,在惡劣環(huán)境下,當(dāng)撞擊器高速沖擊天體表面時,撞擊器既要保證內(nèi)部科學(xué)探測載荷和電子元器件的正常工作,又要侵徹到天體表層以下一定深度。因此,撞擊器構(gòu)型設(shè)計成為深空撞擊探測成功的重要保障。

筆者主要對深空高速撞擊器構(gòu)型開展研究工作,研究撞擊器在多工程約束、高侵徹速度和高過載下的構(gòu)型設(shè)計,解決撞擊器內(nèi)部科學(xué)載荷和電子元器件等撞擊后的生存問題。通過侵徹仿真驗證撞擊器的侵徹特性,為深空撞擊探測器的研制奠定理論基礎(chǔ)。

2 撞擊器構(gòu)型設(shè)計

撞擊器主要由結(jié)構(gòu)模塊、導(dǎo)航與控制模塊、緩沖減振模塊、推進模塊、科學(xué)測量模塊等組成。撞擊器構(gòu)型應(yīng)滿足環(huán)繞器對其的限制條件,依據(jù)總體方案,對撞擊器的工程約束為質(zhì)量小于15 kg,侵徹深度大于1 m,撞擊速度小于800 m/s。國外典型穿透式撞擊器構(gòu)型如圖1所示,撞擊器多采用長錐形、分體式構(gòu)型,之間用柔性線纜連接,侵徹前體攜帶科學(xué)探測載荷,地面駐留部分主要為貯箱和通信模塊等。

(a) 俄羅斯Mars-96火星撞擊器(b) 日本LUNAR-A月球撞擊器(c) 美國Deep Space 2火星撞擊器(d) 英國MoonLITE月球撞擊器▲圖1 國外典型穿透式撞擊器構(gòu)型

撞擊器的構(gòu)型設(shè)計方案有多種，具體撞擊器構(gòu)型方案如圖2所示。構(gòu)型方案一采用卵形頭部、細長形、分體式設(shè)計,侵徹前體與駐留后體間通過柔性線纜連接,侵徹前體攜帶科學(xué)探測載荷,駐留后體攜帶貯箱、通信模塊等,通過中間可充氣減速氣囊可以減小沖擊載荷作用。構(gòu)型方案二采用半球形頭部、細長形、整體式設(shè)計,頭部裝有導(dǎo)航星敏感器,中間放置貯箱,采用液體推力器實現(xiàn)軌道修正，以及姿態(tài)控制,并采用緩沖材料減小對內(nèi)部有效載荷的沖擊。構(gòu)型方案三采用鈍錐外形,貯箱通過法蘭與儀器盤進行連接,載荷均安裝于撞擊器儀器盤上,內(nèi)部填充吸能緩沖材料以減小沖擊載荷作用。構(gòu)型方案四采用模塊化分體式設(shè)計,侵徹本體為卵形頭部細長體,將貯箱和控制模塊對稱外掛于本體兩側(cè),侵徹本體內(nèi)部放置科學(xué)載荷集成裝置,采用封裝手段起到抗高過載作用。

▲圖2 撞擊器構(gòu)型方案

陳小偉[10-11]通過理論研究表明,在撞擊器剛性假設(shè)前提下，深層侵徹主要由兩個無量綱物理量控制,即撞擊函數(shù)I和彈頭形狀函數(shù)N,其比值I/N為只與彈頭形狀因子N*有關(guān)的無量綱值。圖3所示為不同彈頭形狀因子N*與曲徑比ψ的關(guān)系，ψ=R/d，R為撞擊器頭部曲率半徑，d為撞擊器直徑。由圖3可以看出,當(dāng)ψ為0.5時,不論何種彈頭形狀,彈頭形狀因子N*均為恒定值0.5。對于圓錐形或卵形彈頭,當(dāng)ψ小于2時,彈頭形狀因子N*下降迅速,表明提高曲徑比ψ可明顯優(yōu)化彈頭形狀,且圓錐形比卵形頭部的曲線下降更為迅速,優(yōu)化作用更為明顯,但圓錐形頭部鈍化和質(zhì)量侵蝕更為嚴重,對侵徹深度影響較大。

▲圖3 不同彈頭形狀因子N*與曲徑比ψ關(guān)系

撞擊器采用卵形頭部細長體構(gòu)型具有更大的緩沖行程和侵徹深度,緩沖能力更強。采用鈍錐構(gòu)型內(nèi)部容積更大,但是緩沖行程較短,緩沖能力弱,侵徹深度淺。由于在800 m/s高速沖擊下會產(chǎn)生巨大過載，容易破壞柔性線纜,使撞擊器無法可靠傳回數(shù)據(jù)，因此,兼顧侵徹深度與結(jié)構(gòu)可靠性,筆者設(shè)計的撞擊器構(gòu)型選用方案四。結(jié)合力學(xué)特性對侵徹本體進行結(jié)構(gòu)設(shè)計,卵形彈頭曲徑比ψ為1.7,長徑比為3,壁厚為10 mm,具體結(jié)構(gòu)如圖4所示。

▲圖4 撞擊器結(jié)構(gòu)

撞擊器飛行過程如圖5所示,撞擊器以搭載的形式隨探測器發(fā)射入軌,到達預(yù)定分離軌道后,通過爆炸螺栓連接的撞擊器與母探測器由分離推桿實現(xiàn)分離,通過自主導(dǎo)航制導(dǎo)與控制飛向目標(biāo),在侵入目標(biāo)天體前控制模塊與推進模塊實現(xiàn)爆炸分離。

▲圖5 撞擊器飛行過程

3 侵徹過程數(shù)值模擬

3.1 計算模型

采用ANSYS軟件建立撞擊器侵徹過程有限元分析模型,如圖6所示。通過調(diào)整內(nèi)部配重的材料密度，使撞擊器總質(zhì)量為15 kg。由于撞擊器及靶體的對稱性,建立1/2模型,采用三維實體SOLID164單元,共劃分333 972個節(jié)點、330 058個單元,靶體中心區(qū)域內(nèi)網(wǎng)格劃分相對密集,區(qū)域外比較稀疏,且對交界處網(wǎng)格進行處理,相鄰網(wǎng)格共用一個節(jié)點,避免應(yīng)力波在交界面上的反射[12]。撞擊器各部分采用點面綁定接觸方式,撞擊器與靶體間采用基于罰函數(shù)算法的面面侵蝕接觸方式,同時引入黏性接觸阻尼因數(shù)來消除接觸面法向的高頻振蕩[13-14]。由于撞擊器在飛行過程中受到環(huán)境未知因素的影響,與目標(biāo)天體表面接觸時可能存在一定的入射角度,會對撞擊器的侵徹性能產(chǎn)生影響。因此,筆者針對500 m/s、700 m/s、800 m/s速度正侵徹，入射傾角為5°、10°、20°斜侵徹工況進行仿真分析。

▲圖6 有限元分析模型

3.2 撞擊器材料模型

撞擊器材料采用塑性隨動本構(gòu)模型(PK本構(gòu)模型),參數(shù)設(shè)置見表1。PK本構(gòu)模型考慮了應(yīng)變率對應(yīng)力的影響,通過調(diào)整硬化參數(shù)β來選擇各向同性或隨動硬化,選擇最大剪應(yīng)力理論判斷材料失效。PK本構(gòu)模型材料屈服應(yīng)力σy為:

(1)

(2)

3.3 靶體材料模型

靶體材料采用HJC(Holmquist-Johnson-Cook)本構(gòu)模型,參數(shù)設(shè)置見表2。HJC本構(gòu)模型由狀態(tài)方程、屈服面方程及損傷演化方程構(gòu)成，包含八個狀態(tài)方程參數(shù)、五個強度參數(shù)、三個損傷定義參數(shù)，以及密度ρ、剪切模量G等四個材料固有性質(zhì)參數(shù)。

表1 撞擊器PK本構(gòu)模型參數(shù)

表2 靶體HJC本構(gòu)模型參數(shù)

(1) 狀態(tài)方程。狀態(tài)方程描述材料受力與體積應(yīng)變的關(guān)系[15-16],如圖7所示。定義材料受壓為正,受拉為負。

▲圖7 HJC本構(gòu)模型材料狀態(tài)方程曲線

圖7中，P為材料靜水壓力，μ為材料體積應(yīng)變，Pl為壓實壓力，μl為對應(yīng)的體積應(yīng)變，Pc為材料空隙開始閉合時的臨界壓力，μc為對應(yīng)的體積應(yīng)變。

由圖7可以看出,狀態(tài)方程曲線分為四個階段,分別為裂縫貫通斷裂階段ab、線彈性階段bc、塑性過渡階段cd和完全密實材料段de。四個階段的材料狀態(tài)壓力方程為:

Pab=-T(1-D)

(3)

Pbc=Kμ

(4)

Pcd=Pc+Kcd(μ-μc)

(5)

(6)

Kcd=(Pl-Pc)/(μl-μc)

(7)

K=Pc/μc

(8)

(9)

由圖7可以看出,裂縫貫通斷裂階段ab拉力不再變化，而應(yīng)變依舊緩慢增大,與實際不符,因此僅靠本構(gòu)方程自帶失效準(zhǔn)則定義材料失效還不夠完善,需增加輔助失效準(zhǔn)則。

(2) 屈服面方程。屈服面方程描述靶體材料形狀的改變,為:

(10)

σ*=σ/f

(11)

P*=P/f

(12)

(13)

(3) 損傷演化方程。損傷模型由塑性應(yīng)變累積而成,其中塑性應(yīng)變包括等效塑性應(yīng)變和體積壓縮塑性應(yīng)變。損傷演化方程為:

(14)

(15)

(16)

3.4 模型失效準(zhǔn)則定義

材料等效塑性應(yīng)變和損傷度是HJC本構(gòu)模型單元破壞的雙門開關(guān),HJC本構(gòu)模型中通過定義材料失效參數(shù)FS值來判斷材料是否失效。當(dāng)FS大于0時,材料選擇受壓失效模式。當(dāng)FS等于0時,材料選擇拉伸失效模式。當(dāng)FS小于0時,材料選擇損傷程度控制失效模式[17-18]。由圖7可以看出,HJC本構(gòu)模型在拉伸靜水區(qū)處理上有不足,因此通過Ls-Dyna軟件定義關(guān)鍵詞文件,使最大靜水拉應(yīng)力失效準(zhǔn)則Pmin為-3×106Pa,最大主應(yīng)變失效準(zhǔn)則εmax為1.5,最大剪切應(yīng)力失效準(zhǔn)則γmax為0.28。

3.5 仿真結(jié)果分析

圖8所示為斜侵徹工況下撞擊器等效應(yīng)力云圖。由圖8可以看出,撞擊器侵入靶體后,靶體內(nèi)部分單元被刪除,這說明靶體內(nèi)部分質(zhì)點被撞擊器排開,形成貫通孔徑。排開質(zhì)點主要依靠撞擊器頭部完成,因此頭部為靶體阻力主要作用部位。隨入射傾角增大,撞擊器運動軌跡偏航角度增大,當(dāng)入射傾角為20°時偏航最大。這是因為撞擊器運動軌跡與運動姿態(tài)有關(guān),而撞擊器運動姿態(tài)又由于所受載荷不對稱處于不斷變化中。豎直侵徹時撞擊器只受沿軸向的阻力,無側(cè)向分量,因此運動軌跡為直線。而在斜侵徹過程中,侵徹初始階段,撞擊器頭部剛接觸靶體,接觸面積小,所受阻力也較小,在這一階段撞擊器不受側(cè)向載荷和力矩作用,因此運動姿態(tài)和運動方向保持不變。隨著侵徹深度增大,撞擊器上表面周邊靶體材料繼續(xù)剝落,而下表面材料不再輕易剝落,使撞擊器上下表面受力面積不再相等,從而產(chǎn)生偏轉(zhuǎn)力矩,使撞擊器運動姿態(tài)和運動方向不斷變化,直到速度降為0。

▲圖8 撞擊器等效應(yīng)力云圖

撞擊器在不同工況下侵徹深度曲線如圖9所示。由圖9可以看出，在正侵徹工況下,由于侵徹速度不同,撞擊器初始動能不同,侵徹速度越大,撞擊器初始動能越大,因此侵徹深度越大。在斜侵徹工況下,初始侵徹時撞擊器不受側(cè)向載荷和力矩的作用,運動姿態(tài)還未偏轉(zhuǎn),因此在相同的侵徹速度下,三段曲線幾乎重合,隨著入射深度增大,撞擊器運動姿態(tài)發(fā)生偏轉(zhuǎn),入射傾角越大,姿態(tài)偏轉(zhuǎn)越嚴重,因此侵徹深度越小。

▲圖9 撞擊器侵徹深度曲線

撞擊器在不同工況下侵徹過載曲線如圖10所示。載荷以應(yīng)力波形式施加于撞擊器上,包括彈性波和塑性波兩種。彈性波不會對撞擊器結(jié)構(gòu)產(chǎn)生損傷,而塑性波幅值遠高于彈性波,會對撞擊器結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大損傷。由圖10可以看出,當(dāng)撞擊器以不同速度侵徹靶體時,過載曲線僅在侵徹初期出現(xiàn)峰值,繼而隨時間不斷減小,直至為0,且侵徹速度越大,過載曲線峰值越大。當(dāng)侵徹速度為800 m/s時,侵徹過載超過50 000g。當(dāng)撞擊器以不同入射角侵徹靶體時,過載曲線波動不再具有規(guī)律性。當(dāng)入射角為20°時,過載曲線出現(xiàn)多處峰值,說明撞擊器內(nèi)存在多處塑性波作用,會對撞擊器結(jié)構(gòu)造成損傷,因此入射角度應(yīng)控制在20°以內(nèi)。

▲圖10 撞擊器侵徹過載曲線

4 結(jié)束語

筆者依據(jù)國外撞擊器構(gòu)型實例,結(jié)合輸入條件,設(shè)計了一種小型化、模塊化、分體式撞擊器構(gòu)型,并對撞擊器侵徹特性進行了有限元仿真分析。

(1) 設(shè)計的撞擊器可承受高速高過載沖擊,在速度為800 m/s、過載超過50 000g時結(jié)構(gòu)仍未發(fā)生屈曲變形和明顯破壞,速度小于800 m/s、入射傾角小于20°即可實現(xiàn)侵徹深度大于1 m。

(2) 在正侵徹工況下,撞擊器姿態(tài)不發(fā)生偏轉(zhuǎn),運動軌跡為直線。在斜侵徹工況下,初始階段撞擊器姿態(tài)保持不變,隨侵徹深度增大,撞擊器姿態(tài)發(fā)生偏轉(zhuǎn),入射傾角越大,姿態(tài)偏轉(zhuǎn)角度越大,運動軌跡偏轉(zhuǎn)越大,侵徹深度越小。

(3) 在高速侵徹時,撞擊器所受過載以應(yīng)力波形式傳遞。正侵徹時,撞擊器結(jié)構(gòu)主要受彈性波作用,過載曲線相對平緩。隨入射傾角增大,塑性波逐漸產(chǎn)生,過載曲線出現(xiàn)多處峰值,對撞擊器結(jié)構(gòu)會造成破壞。