推进剂贮箱是航天器动力系统的重要组成部分,在航天器的运输、飞行过程中会受到恶劣力学环境载荷作用。冲击载荷作为一种典型的力学环境载荷,具有大幅值、高瞬态性的特点,作用在充液贮箱时会引发短暂而剧烈的流固耦合振动,严重时可能会为整个系统带来结构破坏或控制失效的风险^[1-2]。然而,目前针对冲击载荷下,贮箱流固耦合响应及振动机理的研究较少。因此,使用数值方法结合实验研究,准确预示冲击载荷作用下贮箱结构在耦合振动中的响应,解释充液贮箱的流固耦合振动机理,具有重要意义。

流固耦合问题的主要研究方法有理论分析、实验研究和数值仿真这3种方法^[3]。充液容器中的液体晃动的理论分析模型主要为线性势流模型。Abramson^[4]首先对规则容器内的液体小幅晃动进行了建模。Isaacson等^[5]研究了简谐与随机激励下任意截面的柱形贮箱的晃动特性。Gavrilyuk等^[6]在2006年使用渐进模态法提出了带有环形挡板的圆柱贮箱中液体晃动的理论解。但是,理论分析模型仅适用于简单容器的有限幅晃动问题,对于复杂贮箱中的非线性晃动问题,仍需借助实验或数值方法进行研究^[3]。

利用实验研究充液容器的液体晃动特性是一种实际可靠的方法。吴文军等^[7]在2021年开展了球形贮箱的晃动实验,测量了贮箱内液体产生的非平衡力和力矩。王为等^[8]开展实验,研究了半球形容器中液体自由晃动的非线性现象。Green等^[9]在2007年使用全尺寸航天器隔膜贮箱进行了实验,分析了飞行状态载荷下的贮箱晃动特性。

随着计算机的发展和计算力学的进步,使用数值仿真计算火箭发动机系统流固耦合响应逐渐成为一种高效而准确的分析途径^[10-11]。流体响应方面,岳宝增等^[12]使用任意欧拉-拉格朗日(ALE)方法对球形贮箱中液体大幅度晃动中的晃动力和波高问题进行了研究。周倩倩等^[13]使用流体体积(VOF)方法计算了圆柱形贮箱大幅晃动过程中自由液面与液体质心变化情况。袁雄飞^[14]根据真实工作载荷,利用VOF方法分析了不同油箱和燃油参数对液体晃动的影响。马骏骁等^[15]使用光滑粒子流体动力学(SPH)方法对球形贮箱的晃动问题进行了分析,得到了运动参数对晃动的影响规律。Rudman等^[16]使用二维SPH方法,分析了高低液位的两种液化天然气(LNG)贮箱内液体的晃动响应。

结构响应方面,Yang等^[17]通过实验与基于ALE的双向流固耦合模型,分析了直升机油箱跌落过程中不同参数对失效行为的影响。杨尚霖等^[18]针对机动行为下的飞机油箱,采用VOF方法联合结构有限元方法,计算了燃油的形态变化与油箱壳体结构的应力响应等结果,但未考虑结构变形对流体响应的影响。赵懿^[19]使用SPH方法分析了大型LNG储罐在地震环境下的动响应,研究了充液量、场地效应等参数的影响。

总结文献可知,目前已有较多研究采用流固耦合方法分析充液容器响应,但使用双向耦合进行结构响应的研究较少。由于冲击载荷会使贮箱结构产生较大位移,而单向耦合无法考虑结构位移对流场的影响,因此需要使用双向流固耦合方法进行贮箱的冲击响应分析^[20]。本文采用SPH方法与结构有限元方法组成的双向流固耦合方法,分析了姿轨控贮箱在冲击载荷下的加速度响应结果,并与实验结果进行了对比验证。总结了不同载荷量级、不同充液高度比对加速度响应的影响,对偏差波动的产生机理进行了分析,为研究姿轨控贮箱的冲击响应提供参考。

本文试验中使用的贮箱整体呈椭球形、中间环绕着6个耳片,均由钛合金制成。实验时,通过贮箱耳片将贮箱与实验台上的夹具相连,使用与液体燃料性质相似的液态水作为填充液体。实验贮箱以及实验系统的组成示意图如图3所示。

(a)实验贮箱

(b)实验系统

图3 实验贮箱与实验系统
Fig.3 Schematic diagram of the test tank and test system

实验在贮箱支耳处施加沿着贮箱长轴方向的半正弦加速度冲击载荷,峰值为30g,如图4所示。

图4 半正弦冲击载荷
Fig.4 Half-sine impact load

实验使用的电磁振动台是通过调整输出力来实现对贮箱控制点加速度的间接控制。正式实验前需要进行多次-21 dB量级下的预实验来调整实验台输出力,使得贮箱控制点的加速度曲线满足实验加速度载荷的要求,随后将输出力线性放大,用于正式实验。实验的流程如图5所示。载荷量级计算式为

n=20lg(A_n/A₀)(10)

式中:n为载荷量级; A₀为原始载荷幅值; A_n为目标载荷幅值。

图5 实验流程
Fig.5 Test process

根据实验中使用的充液贮箱,建立贮箱的几何结构,使用壳单元划分贮箱壳体与支耳,网格总数为4 405。在贮箱内部流体区域生成SPH粒子,粒子数为40 585。根据实验中夹具形状建立一个刚体的夹具结构,用于模拟实验中实验台、支撑结构与充液贮箱的相互作用。充液贮箱模型如图6所示。

图6 充液贮箱模型
Fig.6 The liquid-filled tank model

实际实验中,低量级下振动台输出的力和贮箱控制点的加速度是线性对应的; 而高量级下,由于流固耦合效应,贮箱控制点加速度与实验台的输出力之间不再是线性对应,控制点的加速度曲线产生了较大的波动,使用加速度作为仿真激励已经不再准确。

由于实验时贮箱本身受到的是力不是加速度,因此,为更准确模拟实验载荷,采用“加速度-力”的两段式载荷加载流程,时间历程与实验同为0.15 s,如图7所示。首先对夹具底面施加-21 dB的加速度冲击载荷,提取夹具底面受到的支反力,其近似等效于预实验中得到的输出力,随后将支反力放大到对应量级,施加在分析模型上,计算响应结果。

图7 加载流程
Fig.7 Loading process

姿轨控贮箱通过支耳与其余结构连接,分析支耳处的加速度响应可以用于表征贮箱对其他部件的影响。-21 dB量级预实验中、0 dB量级正式实验中以及0 dB量级仿真中贮箱支耳处的加速度响应结果对比如图8所示。

图8 0 dB载荷下仿真结果与实验结果
Fig.8 Simulation and test results under 0 dB load

从图8中可以看出,-21 dB预实验的支耳加速度曲线平滑。在0 dB正式实验中,加速度响应前0.06 s内出现了幅值较小、频率较低的波动; 在0.06 s后出现了幅值较大、频率较高的剧烈波动,并且最大的偏差峰值为23.73g。

观察仿真结果与实验结果可知:数值分析得到的曲线在0.06 s后同样出现了幅值较大、频率较高的剧烈波动,与实验结果较为相似; 仿真结果中最大偏差值为24.40g,相比实验结果的误差仅有2.78%。这表明使用SPH方法建立的分析模型配合原实验设计的加载流程可以很好地还原实验中的加速度响应。

1)实验结果表明,充入大量液体的推进剂贮箱在受到高量级的冲击载荷时,贮箱支耳处的加速度响应曲线会发生剧烈波动。

2)在冲击载荷逐渐增加到-3 dB时,满充液贮箱的加速度曲线出现波动,其峰值为5.33g; 0 dB量级载荷作用下,在液位逐渐上升到75%时贮箱的加速度曲线出现波动,其峰值为7.82g。

3)0 dB量级满充液贮箱的加速度曲线波动最大,其峰值为24.40g,与对应实验结果间的误差仅为2.78%。

4)冲击过程中,贮箱中的液体与贮箱壳体的运动并不同步。二者分离后又产生的剧烈冲击是冲击后响应波动产生的原因。