载人飞船返回舱再入着陆力学环境防护技术改进

朱光辰

（中国空间技术研究院载人航天总体部,北京 100094）

1 引言

运送航天员安全返回地面是载人航天器必须具备的功能之一。按再入段气动特征的不同,返回式航天器的再入方式可分为3类:弹道式再入、弹道-升力式再入和升力式再入。弹道式和弹道-升力式返回航天器再入段经历的航程和时间较短,由于减速快导致过载值大;另外,其着陆方式均为垂直着陆,着陆系统采用降落伞着陆系统,着陆时有相当大的冲击过载。升力式返回航天器再入段航程和时间都比弹道式和弹道-升力式返回航天器长得多,减速过载值较小;着陆方式为通过机翼产生的升力水平着陆,避免了冲击过载过大的问题[1]。

___早期的载人飞船,如前苏联研制的世界上第一艘载人飞船“东方号”、美国第一艘载人飞船“水星号”,均为弹道式返回航天器,但由于再入段的气动减速过载过大,很快就放弃使用。之后的美国“双子星座”、“阿波罗”飞船及正在研制中的新一代载人飞船“猎户座”,前苏联“联盟”系列飞船,直至目前正在使用的俄罗斯“联盟-TMA”飞船,我国“神舟”系列飞船,其返回舱均为弹道-升力式返回航天器[2]。目前,世界上唯一一种采用升力式再入的载人航天器是将于2010年退役的美国航天飞机。

因此,现在及可预见的将来,弹道-升力式再入加降落伞着陆仍将是载人航天器再入着陆的主要方式。本文针对此类载人飞船返回舱在再入和着陆过程中经历的力学环境及其乘员和舱载仪器设备的防护措施进行了理论分析和试验研究。

2 再入和着陆过程中的力学环境

弹道-升力式载人飞船返回舱在再入和着陆过程中经历的力学环境主要包括气动减速过载和着陆冲击过载。

相对于弹道式再入,虽然弹道-升力式再入可将减速过载由8～10gn降至5gn以下[1],但一般仍会达到3～4gn,典型的例子是“联盟”系列飞船返回舱[3]。承受这个量级的过载对一般的航天器结构、仪器设备及经过专门训练的飞行员而言都不是问题,但对经过长时间空间微重力环境飞行后返回的航天员却是难以适应的。弹道-升力式载人飞船返回舱的着陆方式为乘降落伞以一定的下降速度和接近于垂直的角度着陆。为减小着陆冲击载荷,返回舱一般配有着陆反推火箭发动机,在返回舱降至距地面1.5m左右时点火工作,与降落伞配合使返回舱以2～3m/s的速度“软着陆”。然而根据航天员的直接体会,“软着陆”并不“软”[3]。在着陆反推系统由于自身或其他相关系统故障不能工作的情况下,返回舱只依靠降落伞将会以8m/s左右的速度“硬着陆”。因此无论哪种着陆方式,返回舱着陆时都会有较大的冲击载荷,“硬着陆”方式比“软着陆”的冲击更为严重。

因此,返回舱在再入大气层和乘降落伞着陆过程中不得不经历较恶劣的过载和冲击力学环境,在返回舱设计中有必要针对上述力学环境对乘员和舱载仪器设备采取防护措施。

3 再入过载防护技术

返回舱再入过程中经历的气动减速过载性质为静载荷。这种载荷是客观存在的,并且不能像振动和冲击载荷一样通过采取减振、缓冲等措施衰减,只能在设计中采取适应措施。舱体结构及舱载仪器设备可通过结构强度设计满足承载要求,这方面有成熟的设计和分析方法,本文不详细论述。

针对乘员,应在返回舱设计中采取有助于其承受再入过载的防护措施。载人飞船返回舱内设有乘员座椅,数量根据乘员人数为1～3个,在发射段和返回段乘员以束缚状态在座椅中就坐。为获得有限的升力,弹道-升力式返回舱以一定的配平攻角再入大气层,即返回舱飞行速度矢量与舱体几何轴保持一定的角度,将质心偏置。典型的飞船返回舱配平攻角为20°,阻力大约是升力的5倍。如果将乘员座椅靠背平面法线相对于舱体几何轴的夹角也设计为20°,即与配平攻角相同,则乘员胸背向承受由阻力产生的主要过载分量,由升力产生的次要过载分量沿乘员头足向,使乘员“稳坐”在座椅内,对乘员起到保护作用,如图1所示[4]。

4 着陆冲击防护技术

返回舱构型通常由钟形或圆锥形上部和球冠形底部组成,内部布局分为乘员区和设备区两部分。乘员区位于上部,包括乘员座椅、控制和显示仪表设备等;设备区位于座椅以下的底部,包括飞行控制、生命保障、测控通信、返回着陆、供配电等仪器设备。返回舱着陆时以底部首先触地,如图2所示。相对于再入过载,返回舱着陆时经历的冲击载荷环境更为复杂和严酷。着陆冲击工况是一个由舱体和地面土壤组成的复杂力学系统,返回舱着陆时的动能实际上由舱体和土壤分别吸收,能量分配与舱体结构特性和地面土质状况有关[5]。对着陆冲击问题尚无成熟的定量分析方法,目前的研究手段以定性分析和试验验证为主。试验结果表明返回舱在“硬着陆”工况下作用在舱体上的冲击过载峰值高达数十gn,必须采取防护设计措施,以保证乘员安全和着陆待援相关的仪器设备正常工作。

图1 座椅安装角度与配平攻角的关系

图2 返回舱构型、布局及着陆方式

4.1 乘员防护

根据人体生理指标,人体能够承受的冲击过载为胸背向不超过35gn。因此,返回舱设计应具备着陆缓冲功能,保证在最恶劣的“硬着陆”工况下作用在乘员身体上的冲击载荷低于以上生理指标。返回舱的着陆缓冲设计应从系统层面综合考虑,充分发挥由触地点至乘员之间的传力路径上各环节的缓冲吸能潜力,主要包括座椅缓冲系统和返回舱底部结构。

4.1.1 座椅缓冲系统

座椅缓冲系统是吸收着陆冲击能量、保护乘员最有效的环节,“联盟”系列飞船返回舱、“阿波罗”飞船指令舱均配置有座椅缓冲系统[6]。典型的座椅缓冲系统由座椅缓冲装置、金属结构座椅、赋形缓冲垫、束缚带组成[7]。每个座椅在返回舱内有头部和脚部2个安装支撑点,头部由座椅缓冲装置支撑,与座椅缓冲装置以滑槽连接,脚部以铰链形式与舱体结构连接。座椅缓冲装置外形为杆状,上、下端分别与舱体结构连接固定,中部通过一个可沿缓冲装置轴向运动的活塞筒以滑块与座椅头部的滑槽连接。座椅与缓冲装置的装配关系见图3（a）。赋形缓冲垫由玻璃钢和泡沫塑料制成,外形与座椅型面吻合,内腔与乘员个人体形吻合,安放在金属座椅内,具有辅助缓冲作用。在飞船发射和返回着陆阶段,乘员在座椅中就坐并以束缚带固定。

图3 座椅与缓冲装置的装配关系

座椅缓冲系统的主要功能包括提升和缓冲。在返回再入过程中座椅的安装角度为有利于乘员承受再入过载的状态,如上所述。在返回舱着陆前,座椅缓冲装置的活塞筒在高压气体推动下向上运动,带动座椅绕脚部连接铰链转动提升,活塞筒运动至缓冲装置上端锁定,形成缓冲行程,如图3（b）所示。在返回舱着陆时,缓冲装置的活塞筒在乘员及座椅的冲击惯性作用下向下运动,带动缓冲装置内部的吸能结构产生塑性变形或金属切削,从而吸收冲击能量,发挥缓冲作用[8]。返回舱内的仪器设备、电缆、管路布局应留出座椅提升和缓冲的运动空间,保证座椅及缓冲装置动作顺畅,不能与周边任何物体碰撞。

座椅缓冲装置提升动作的动力为高压气体,有燃气和冷气两种气源形式。燃气提升是以火工装置工作产生的高压燃气驱动缓冲装置,其优点是系统简单可靠,不需要射前准备工作,便于在轨长期储存;主要问题是燃气成分中含有剧毒的CO,如泄漏到舱内其浓度将超过安全限,存在重大安全隐患[9]。冷气提升是以气瓶储存的高压空气驱动缓冲装置,其优点是无毒安全,全系统可测试;缺点为系统复杂,由气瓶、充放气阀门、控制阀门、管路等多个环节组成,射前需充装压缩空气,气体会以一定的漏率泄漏,不利于在轨长期储存。安全性是载人航天器设计应考虑的首要因素,两者权衡,冷气提升方式更为可取。

座椅缓冲系统在返回舱上的装配调试过程较复杂,为确保提升动作可靠执行,在返回舱总装全部完成后需进行提升试验,以检查装配效果及运动空间。对于燃气提升方式,其火工装置已预置在缓冲装置内,不能进行真实的点火提升试验,只能靠人力推动缓冲装置活塞筒和座椅,进行手动提升试验。冷气提升方式的气瓶和管路系统可反复充、放气,因此可进行真实的气动提升试验,甚至能够在飞船综合测试过程中进行包括指令发送、供电、执行机构动作在内的全系统测试。为保证运动空间检查的准确性,提升试验时须在座椅内安装着航天服的仿真形体假人。

试验结果表明,在着陆反推发动机工作、返回舱以3m/s左右速度软着陆的情况下,着陆冲击载荷不足以触发座椅缓冲系统完全动作,缓冲行程只有全行程的2%～4%,座椅的胸背向冲击加速度只有10gn左右,远低于人体生理指标[10]。在着陆反推发动机不工作、返回舱以8m/s左右速度硬着陆的情况下,座椅缓冲系统完全动作,缓冲行程达到全行程的92%,能够将高达60gn左右的垂直冲击加速度衰减至座椅胸背向冲击加速度30gn左右,仍在人体生理指标允许范围内,缓冲吸能效果显著。

4.1.2 返回舱底部结构

返回舱底部为球冠形金属密封结构,着陆时首先触地,在硬着陆情况下会发生较大的塑性变形,见图4。返回舱底部布置有大量的仪器设备,通常采用金属大梁结构作为仪器设备安装的基础。因此大梁布局及金属底结构设计也会对返回舱的着陆缓冲性能产生较大影响。

图4 返回舱金属底硬着陆变形情况

图5所示为2种不同的返回舱底部大梁布局。图5（a）为平行布局,3根主梁平行布置,中间主梁位于金属底中心;图5（b）为交叉布局,大梁沿横、纵2个方向布置,不经过金属底中心区域。返回舱着陆时底部最先触地部位取决于着陆瞬间的舱体摇摆姿态,但中心区域的触地概率最高。两种大梁布局的冲击分析结果曲线见图6。

图5 返回舱底部大梁布局

图6 两种大梁布局的冲击加速度-时间曲线

分析结果表明,平行布局大梁上的冲击加速度-时间曲线峰值约55gn,并且存在2个峰值。分析其原因,第一个峰值是球形金属底触地冲击形成的,金属底与主梁之间设计有一定的间隙,金属底冲击变形至与主梁接触后产生二次冲击,形成第二个加速度峰值。相比之下,交叉布局大梁由于在中心区域没有主梁,留出了金属底变形吸能空间,所以不存在二次冲击效应,冲击峰值也降低至47gn左右,其冲击加速度-时间曲线没有第二个峰值,且明显平缓。

由上述分析可知,合理设计返回舱底部结构、发挥其缓冲吸能潜力是改善着陆冲击环境的有效措施。返回舱底部设备安装大梁刚度较大,应避开触地撞击概率最高的中心区域布置,留出金属底变形吸能空间,避免二次冲击效应。

4.2 舱载设备防护

在返回舱着陆后的待援过程中,部分设备仍需正常工作,应保护其在着陆时不受损伤;返回舱触地后在冲击力及降落伞牵拉作用下经常会发生跳跃、翻滚,任何舱载设备均不应脱落,以避免伤及乘员。因此舱载设备的着陆冲击防护应在返回舱布局设计和设备安装设计中综合考虑。

用于飞行控制的设备在着陆后不再工作,可布置在冲击变形最严重、受损概率最高的返回舱底部中心区域;搜救信标、语音通信、舱内环境控制、供配电等设备着陆后仍需正常工作,以支持乘员待援和地面搜救人员寻找,因此应布置在相对较安全的底部边缘及中部上层;所有电缆应避免铺设在底部,以防止舱体结构冲击变形挤压破坏电缆。

图7 返回舱底部设备安装方式

返回舱底部设备有直接安装和悬挂安装2种典型安装形式,如图7所示。直接安装形式为设备安装面在下方,直接连接固定在金属底结构蒙皮上;悬挂安装形式为设备安装面在上方,通过安装支架连接固定在金属大梁上。试验结果表明,在硬着陆情况下,由于返回舱金属底冲击变形严重,直接安装形式存在设备由舱体上整体脱落的情况;而悬挂安装形式虽然也存在设备受损情况,但未发生整体脱落。因此,返回舱内设备应避免直接安装在金属底结构上,而悬挂安装形式更为合理。

5 结束语

弹道-升力式再入加降落伞着陆是目前载人飞船返回舱再入着陆的主要方式,在再入大气层和乘降落伞着陆过程中将经历较大的减速过载和着陆冲击载荷。返回舱座椅安装角度与配平攻角一致有利于乘员承受再入过载。返回舱着陆缓冲设计应从系统层面综合考虑,座椅缓冲系统是吸收着陆冲击能量、保护乘员最有效的环节,缓冲装置采用冷气驱动方式更为安全,发挥返回舱结构缓冲吸能作用、避免二次冲击效应也是改善着陆冲击环境的有效措施。合理设计返回舱设备布局和安装形式可有效保护舱载设备免受着陆冲击损坏。载人飞船返回舱采取上述防护措施可在再入着陆力学环境下保护乘员免受伤害,保证舱载仪器设备正常工作。

[1]王希季,林华宝,李颐黎.航天器进入与返回技术（上）[M].北京:中国宇航出版社,1991.

[2] Ricardo M,Anthony P T,Paul R.Developing the Parachute System for NASA's Orion:An Overview at Inception[R].NASA 20070020416,2007.

[3]霍尔,谢勒.联盟号飞船[M].周晓飞,张柏楠,尚志,等译.北京:中国宇航出版社,2006.

[4]戚发轫,朱仁璋,李颐黎.载人航天器技术[M].北京:国防工业出版社,1999.

[5]李惠康.载人飞船回收着陆分系统简介[J].载人航天,2004,（2）:27-30.

[6]Yves G,BernardG.Landing Design and Test of Astronaut Seat and Interfaces in Aerospatiale'sCrew Transfer Vehicle[C].50thInternational Astronautical Congress,Amsterdam,The Netherlands,1999.IAF/IAA-99-G.3.09:1-9.

[7]陈同祥,娄汉文,吴国庭,等.神舟飞船结构与机构分系统研制及飞行结果评价[J].航天器工程,2004,13（1）:72-81.

[8]娄汉文,杨建中,刘志全.从提高载人返回安全性的角度看“联盟”号飞船的改进[J].载人航天,2005,（4）:50-53.

[9]刘晓震,王卫东,张书庭.载人飞船返回舱内CO控制[J].载人航天,2004,（3）:36-38.

[10]戚发轫,张柏楠,郑松辉,等.“神舟”五号载人飞船的研制与飞行结果评价[J].航天器工程,2004,13（1）:1-14.