带囊返回舱垂直着水冲击特性研究

武士轻，竺梅芳，房冠辉，雷江利，李 博

(1.北京空间机电研究所，北京 100094；2.中国航天科技集团有限公司航天进入、减速与着陆技术实验室，北京 100094)

1 前言

人类探测宇宙，进行航天活动均不可避免地需要进行航天器回收。在完全原位监测实现之前，航天探测及采样产品均需返回地球进行分析，以支撑后续的航天探测任务；航天员活动最终也需要在地球着陆。地球着陆一般包括陆地回收及海上回收，回收方式的选择与工程其他技术状态(如轨道倾角、返回方式、着陆方式和返回轨道等)密切相关，并受到这些条件的限制和约束。苏联/俄罗斯、中国更多采用陆上回收；而美国经常使用海上回收方式。

海上回收方式具有以下优势:①着水冲击力更小，飞船降落到水面的冲击力只有降落到陆地的36%，规避了陆地上存在的沟壑、树木以及流沙等天然危险物；②避免降落到人口密集区域，对人员和建筑物造成伤害，导致不必要的经济损失；③海域相比于陆地更加宽阔，可供选择的着陆区域更大，海面的物理特性变化较小，海区选择相对容易，增强了航天器对多种倾角轨道的适应性；④以海洋作为着陆场，航天器在轨应急返回着陆区选择范围可以有效扩大，大大增加了飞船在轨应急返回的灵活度。因此，研究海上回收对于扩展航天器回收渠道，提升航天器回收可靠性意义重大。

美国水星飞船、Apollo系列、猎户座飞船返回舱及龙货运飞船均采用海上回收，并围绕舱体着水进行了一系列解析计算及试验，直接指导了其后的航天探测活动；中国神舟飞船研制过程中也进行了入水冲击理论分析及试验。种种研究均表明，在舱体的设计研制阶段都需要对其入水特性进行充分研究。

在海上回收中，舱-囊-水-空气四者耦合的刚柔多介质力学行为是研究的重点。围绕此力学行为，基于SPH(Smoothed Particle Hydrodynamics)方法或ALE(Arbitrary Lagrange-Euler)算法，傅碧华、房红军等、张岳青等、张虚怀等、王永虎等对飞船返回舱水上回收的冲击特性进行了研究，并与理论及NASA试验数据进行了对比，取得了很高的数据吻合精度，但以上研究均未考虑气囊的耦合因素。围绕带囊着水，可以借鉴航空领域的研究成果，但其偏向于水平速度较大的应用工况。

本文应用成熟的商业软件，构建了舱-囊-水-空气四者耦合的刚柔多介质力学模型，提取并分析了其特征参数，研究带囊返回舱垂直着水冲击的运动特性。

2 有限元模型的分层级验模

本文采用ls-dyna有限元分析软件构建了返回舱着陆/着水有限元模型。舱体采用lagrange单元，气囊采用控制体积法(Control Volume Method，CV)，流体(空气、水)采用ALE单元。将舱体、气囊与ALE单元的交界面定义为流固耦合面，气囊自身及气囊与舱体间建立接触对，依靠罚函数算法自动、精确地计算出每个时间步流固耦合(舱、囊及空气、水)及固固耦合(舱囊、囊囊)行为。在边界处施加无反射条件来杜绝边界效应。

2.1 舱囊有限元模型验模

舱囊有限元模型的计算精度依靠航天器着陆冲击试验数据进行验证。本文研究的返回舱为圆球底密封舱体结构，舱高度约为4 m，底部回转半径约为2 m。气囊为内外囊组合，共6组，沿舱体球底均匀分布，并与舱体固定连接，其基本构型如图1所示。外囊起缓冲作用，内囊在缓冲后起支撑作用。为了简化计算模型，分析中不考虑舱体内部的复杂结构。

图1 内外囊示意图Fig.1 Schematic diagram of internal and external airbags

与气囊相比，舱体及地面刚度大，故将返回舱简化为刚体，质量为6000 kg，地面设定为刚性地面。将网格无关化处理后，取网格尺寸为0.1 m。试验模型及有限元模型见图2，其中舱囊材料参数见表1。以舱体质心过载作为判据，模型以舱体垂直冲击地面为验模工况。试验时，将舱体悬挂至一定高度，依靠舱体的自由落体来获取垂直冲击着陆初速度，并结合高速摄像手段进行速度的测量。

图2 舱体试验及有限元模型Fig.2 Test and finite element model of the re-entry capsule

表1 舱囊材料参数Table 1 Material parameters of re-entry capsule and airbag

表2为试验及有限元结果对比，结果显示返回舱着陆冲击过载试验与仿真结果趋势相同，取其最大值进行对比，误差在12%以内(试验过程中，由于舱体的弹性作用，导致其过载峰值略低于仿真结果)。因此，舱-囊的有限元模型在评估过载峰值段具有可信度，可用于后续的着水冲击。

表2 舱囊计算结果数据Table 2 Calculation results of re-entry capsule with airbag

2.2 舱-水-空气有限元模型验模

借鉴冯˙卡门理论，根据动量守恒方法建立的物体入水冲击的动力学模型，得出了球形大底返回舱舱入水的冲击计算公式，如式(1)所示:

式中，为返回舱质量，为附加质量，为返回舱初始速度，为返回舱过程速度。舱体入水附加质量取入水物体与静止水面交界的区域附加质量的1/2。则附加质量如式(2)、(3)所示:

式中，为水密度，为舱体底部半径，为入水深度，为接触区域球冠半径。

将公式(2)带入(1)中，得到式(4):

式中，为重力加速度，取9.8 m/s，对式(4)求导，得到过载值式(5):

式中，为过载值，单位为G。

本文采用有限元和理论计算方法进行了入水过程模拟。返回舱质量为5900 kg，入水角度为0°，入水初速度分别为8 m/s和10 m/s。在分析返回舱冲击水的过程时，采用与着陆相同的舱体有限元模型(图3)。对于水与空气等流体介质，准确的材料本构模型及状态方程选择最为关键，本文借鉴了傅碧华研究中的材料参数，着水过载结果见表3。

图3 舱体-空气-水有限元模型Fig.3 Finite element model of re-entry vehicle-air-water

表3 返回舱着水过载Table 3 Overload of re-entry capsule

仿真结果与理论计算误差在13%以内，表明舱体-空气-水力学模型具有可信度，可以用来指导后续研究。

3 带囊舱体垂直入水冲击过程分析

在前期验模的基础上，构建了舱-囊-水-空气四者耦合力学模型。在研究中提取以下特征参数进行分析:①返回舱的过载曲线用以评估舱内乘员及设备的安全；②返回舱的速度曲线用以验证其过载情况；③位移曲线用以研究其侵入海水深度；④囊体内压用以评估气囊的使用可靠性。

选取返回舱质量为5900 kg，对着水速度10 m/s、入水角度0°的典型工况进行研究，外囊体初始压力为0.12 MPa，内囊体初始压力为0.14 MPa，触发排气过载为4 G。

通过图4、图5可看出，随着带囊舱体与水的冲击作用，与气囊接触的水体逐渐被挤压，呈花瓣状，气囊间的水体被挤压后形成水脊向上运动；舱体中心下方水体被挤压后向下运动，并没有因为气囊的挤压出现水体大幅向上位移，而是随着气囊与水接触后，被动的与舱体发生冲击。其余区域的水体的向上变形最大为0.3 m。

图4 水体变形图Fig.4 Deformation of water body

图5 水体变形曲线Fig.5 Deformation curve of water body

从图6～图9曲线中可以看出，舱体初始着水后，速度迅速减小，急剧向下，侵入水深可到1.1 m，随后，运动出现平缓段，后又出现二次加速(分析其原因是囊体侵入水中后，水压作用导致其向下运动)，最后侵入水深达2.0 m。之后，受水浮力向上运动。带囊舱体着水冲击过载出现在前0.2 s过程中，存在二次过载；其中气囊着水缓冲导致的过载为5 G；舱体与水的冲击过载达28.9 G，过载大于10 G的持续时间不超过20 ms，舱水冲击过载值大于气囊与水的冲击过载值。

图6 带囊返回舱着水冲击加速度过载曲线Fig.6 Acceleration overload curve of the re-entry capsule with airbag during water impact

图7 带囊返回舱着水冲击位移曲线Fig.7 Displacement curve of re-entry capsule with airbag during water impact

图8 带囊返回舱着水冲击速度曲线Fig.8 Velocity curve of re-entry capsule with airbag during water impact

图9 着水冲击过程内外囊压变化曲线Fig.9 Pressure change curve of inner and outer airbag during water impact process

与无囊着水过载有限元结果31.3 G对比，可以看出，此构型的带囊舱体垂直着水时，气囊缓冲效果不明显。与垂直着陆过载相比，带囊舱体垂直着水过载峰值大于着陆过载峰值(13.9 G，见表2)，这是因为着水过程中舱体与水出现接触冲击，从而使其过载出现较大变化。

结合人体对加速度的耐受极限，在适当的肩带、胯带(有腿带)和胸带约束下，纵轴向向后(最接近航天员乘坐姿态)的人体承受过载为25 G，因此，为了内部乘员安全，返回舱的海上回收应避免采用垂直着水模式，应采用措施进行规避。

通过观察图9囊压曲线，伴随着舱水接触过程，外气囊触发排气。内囊随着舱体运动，其压力增加至0.148 MPa，外囊压力增加至0.134 MPa，均远小于囊体材料强度，证明气囊具有很高的可靠性。

在返回舱着水时，着水速度会存在一定的分散性，因此，在研究返回舱带囊着水运动特性的基础上，对返回舱不同着水速度6，8，10 m/s进行分析，探究其参数变化趋势。从图10～图12中可以看出不同速度的运动特性曲线趋势相同；着水冲击速度越大，舱体过载越大，初始速度衰减越快，侵入水体深度越大。

图10 不同着水速度下返回舱过载曲线Fig.10 Overload curves of the re-entry capsule under different water impact velocities

图11 不同着水速度下返回舱速度曲线Fig.11 Speed curves of the re-entry capsule under different water impact velocities

图12 不同着水速度下返回舱位移曲线Fig.12 Displacement curves of the re-entry capsule under different water impact velocities

4 结论

本文针对带囊返回舱垂直着水过程，结合构建的舱-囊-水-空气四者耦合力学模型，研究了带囊返回舱着水的运动学响应特性。

1)带囊返回舱着水后，气囊、舱与水接连冲击导致出现二次过载，最大过载出现在舱体与水的相互作用时。此过程中，伴随带囊舱与水的接触，水体逐渐被挤压，与舱体中心接触水体被气囊挤压后并未出现向上位移，而是随着气囊与水接触后，被动的与舱体发生接触冲击。

2)对比带囊着陆与着水冲击过载峰值，可知带囊垂直着水过载峰值大于垂直着陆；且数值计算结果显示舱体与水接触冲击带来的过载已超过了乘员耐受过载极限，因此返回舱海上回收应避免采用垂直着水模式。

3)对比返回舱带囊及不带囊垂直着水冲击过程，可知气囊对降低返回舱峰值过载效果不明显。

4)随着初始着水速度的增加，返回舱运动趋势相同，舱体过载峰值逐渐增大，过载峰值出现时间逐渐提前，但均为舱体与水的接触冲击导致。