火箭起竖装置下夹钳导向结构强度分析与优化*

贾 森 刘安琴 单瑞霞 兰公英 刘鹏飞

1 烟台理工学院 烟台 264000 2 烟台锆孚海洋工程科技有限公司 烟台 26400 3 烟台中集来福士海洋工程有限公司 烟台 26400

0 引言

起竖装置是海上发射卫星起竖火箭的关键部分，起竖的精确性及模式决定了发射效率[1]。随着近年来对起竖装置的需求增大，对起竖装置的设计制造也提出新的要求[2]，而下夹钳是起竖装置的重要执行部件之一，其导向机构在运输火箭及起竖工况中占有重要位置。

导向结构是下夹钳连接到起竖架的重要部件之一，在火箭运输、不同起竖角度等工况下固定锁紧箭体并维持箭体的稳定状态，有极其重要的作用[3]，故对下夹钳导向结构进行结构设计及优化具有极为重要的实践意义。本文依托 Abaqus 有限元分析软件对下夹钳导向结构进行了有限元静力学分析，得出了下夹钳导向结构在各工况下的应力分布及变形情况，并通过调整受载区域获得最大变形及应力，其结果对下夹钳的结构设计和薄弱区域的加强及合理优化具有一定的技术指导意义。

1 下夹钳导向结构组成

如图1所示，起竖架下夹钳的结构主要由三角架、基座、调整液压缸、导向单元等组成，各构件通过销轴连接。该结构中的起竖架主要用于将火箭从水平状态起竖到垂直状态，起竖架为左右对称结构，起竖架的2 个纵梁之间设有多个横梁，每个横梁上设有1 个上表面为凹面的均载托座，均载托座的凹形上表面的直径和与之接触的火箭各部位的直径相对应，以此保证火箭运输工程中各点受力均匀。起竖架靠近艏部的位置设有上夹钳，起竖架靠近尾部的位置设有下夹钳。火箭在运输状态和起竖状态通过下夹钳上水平套筒上的锁箭销连接，并通过水平调整液压缸和导向套筒作用在基座的眼板上。

2 下夹钳导向结构的有限元分析

结合某海上火箭起竖系统下夹钳导向结构，利用有限元分析软件Abaqus，对下夹钳结构进行分析验证，并对比各工况下的应力和应变情况进行优化设计，确立最后设计方案。该分析模型在保证分析精度和表达结果准确的情况下，应精简夹钳结构的非必要特征[4]。

2.1 优化下夹钳模型建立

火箭发射起竖架下夹钳的导向结构为三维空间板壳焊接结构，模型采用板壳结构，局部起竖架、横梁、三角板、基座、液压缸眼板等结构按照实际尺寸建立，并进行合理精简。下夹钳模型如图2所示。

图2 下夹钳三维模型图

1）各板材之间的焊接为满焊，焊缝强度与结构相同，不考虑焊接拼接材料间材料特性的变化。

2）忽略下夹钳结构中不影响整体结构强度的配件、小附件以及较小的开口孔，结构中的倒角、圆角等进行直角化。

3）忽略装配误差焊接误差。

为了选取三角架和基座的联接螺栓，单独取三角架作为计算对象建立模型，如图3所示。

2.2 下夹钳支撑基座材料属性

海上火箭发射的温度变化范围为-20℃～40℃，起竖装置下夹钳的设计温度应满足该范围，该下夹钳支承基座材料根据应力范围，高应力区选用EQ690，低应力区域选用EH355，这2 种材料的属性如表1所示。

表1 下夹钳支承基座材料参数表

2.3 计算工况分析

通过对比起竖架各工况的应力应变及提取的载荷信息，下夹钳的强度计算选择运输和起竖90°的工况。其中，运输工况需考虑火箭在运输过程中可能发生的突然起步、刹车、转弯、路面不平等情况。

对于下夹钳整体单元结构起竖工况强度分析，起竖工况边界条件为整体模型的约束条件，销轴可约束法向的位移，挡板可约束火箭长度方向的位移。为了使模型拥有足够的约束而使软件可以计算，中间约束Y向位移；局部三脚架结构螺栓约束局部Z向位移，后挡块约束X向位移，侧挡快约束Y向位移。

对于下夹钳整体单元结构运输工况强度分析，前挡块约束X向位移，侧挡板约束Y向位移，横梁底部约束Z向位移，锁扣约束Y向和Z向位移；局部三脚架结构螺栓约束Z 向位移，前后挡块约束X向位移，侧挡快约束Y向位移。运输状态下夹钳约束情况如表2所示，螺栓选取模型约束情况如表3所示。在表2、表3 中，1 代表约束，0 代表自由。

表2 下夹钳运输工况约束情况

表3 螺栓选取约束情况

2.4 受力分析及载荷施加

下夹钳支承单元结构作为一个复杂的空间体系，在运输、起竖等工况时需承受火箭对下夹钳的作用、风载、自重及环境加速度的综合作用。其中，火箭运输工况需同步考虑到忽然起步、加速、减速、停车、转弯、路面坑洼等情况，同时考虑风从各方向的施加，对下夹钳的结构强度计算应考虑多种载荷的组合叠加。综合考虑起竖装置及下夹钳的机构特点、受力特点及起竖架结构强度的载荷提取情况，本文仅选取运输工况和起竖90°工况作为计算工况，其结构布置如图4所示。

图4 下夹钳支承结构布置图

起竖工况的主要设计载荷包括起竖过程中火箭对下夹钳的载荷、风载荷及机构自重等，其中火箭对下夹钳的载荷分别通过水平调整液压缸和导向套筒作用于轴1眼板和轴2 眼板，风载及风倾力矩分别作用在轴2 眼板。根据规范要求，考虑1.2 倍载荷系数，同时考虑垂向自重并考虑1.2 倍的重力加速度。起竖工况输入载荷如表4所示。

表4 下夹钳支承输入载荷-起竖工况 kN

运输工况的主要设计载荷包括运输过程中突然起步、突然刹车工况火箭对下夹钳的载荷及机构自重，同时叠加路面不平引起的垂向加速度，其中火箭对下夹钳的载荷分别通过水平调整液压缸和导向套筒作用于轴1眼板和轴2 眼板。考虑1.2 倍载荷系数，同时考虑垂向1.0倍重力加速度叠加纵向1.0 倍加速度。运输工况输入载荷如表5所示。

表5 下夹钳支承输入载荷-运输工况 kN

3 计算结果及分析

3.1 许用应力

火箭起竖架下夹钳布置方案为轴对称结构，左右两侧各布置1 套单元，分析时仅考虑1 套单元，并将设计载荷施加在轴1 耳板和轴2 耳板处，考虑风载分别从左右2 个方向施加，考虑环境加速度分别从箭艏和箭艉方向施加，通过计算得到下夹钳的有限元分析结果。

综合考虑起竖装置的实际工作情况、荷载施加情况、设计值与实际值之间的误差、加工情况、使用情况等各种不定性及厂家需求，安全系数取2.0，许可应力为

式中：σs为指定材料的屈服极限，F·S为选取的安全系数。

EQ690 材料的许可应力值为345 MPa，EH355 材料的许可应力值为177.5 MPa。

3.2 原结构屈服强度校核结果

对下夹钳三脚架及基座进行强度计算，计算结果如图5所示。由图5 可知，各工况的结构均不满足要求，主要反映在和起竖架连接区域、轴1 眼板及连接处、轴2 眼板及连接处。另外，三脚架中间开孔处材料利用率较低，故应从3 方面进行优化。

图5 下夹钳基座原结构应力云图

1）火箭运输过程中垂直向上的加速度及纵向的加速度引起的载荷，由锁箭销通过轴1 眼板和轴2 眼板传递到三角板，致使眼板及连接区域不满足要求，故应对眼板及连接区域进行修改。

2）火箭起竖过程中火箭对下夹钳的载荷由锁箭销通过轴1 眼板和轴2 眼板传递到基座，致使基座及连接区域不满足要求，故应对基座及连接区域进行修改。

3）应力较小区域，如三角板中间处材料的利用率较低，应对三角板结构进行修正，减少材料使用。

同时，结构强度不够的区域进行更换材料级别。

3.3 优化后屈服强度校核结果

结构优化后起竖工况横向风载从右向左吹的计算结果如表6所示，起竖工况横向风载从左向右吹的计算结果如表7所示，运输工况惯性加速度朝向箭艏、箭艉的计算结果如表8、表9所示。

表6 起竖工况横向风载从右向左吹计算结果

表7 起竖工况横向风载从左向右吹计算结果

表8 运输工况-惯性加速度朝向箭艏计算结果

表9 运输工况-惯性加速度朝向箭艉计算结果

下夹钳结构优化后强度均满足要求，由表6 可知，起竖工况横向风载从右朝左吹时，最高利用率为0.77，作用于2 种材料等级的交接处，且眼板处应力及连接区域应力由原有的683 MPa 变为213 MPa，结构强度满足要求。由表7 可知，起竖工况横向风载转向时，由于结构的对称性，结果类似，最高利用率为0.76，作用在三角臂材料等级的交接处，且眼板处应力及连接区域应力均小于许可值，结构强度满足要求，证明优化方案是可行的。

由表8、表9 可知，突然起步时加速度向前，最高利用率为0.78，作用于眼板处，应力由原有的542 MPa变为268.6 MPa；突然刹车时加速度向后，最高利用率为0.85，作用于眼板处，应力由原有的542 MPa 变为294.2 MPa，结构强度满足要求，证明优化方案可行。

由以上计算结果可知，各工况在结构优化后最大屈服应力均小于许用应力，均满足结构强度要求。应力云图如图6所示。

图6 优化后下夹钳应力云图

由图6 可知，该下夹钳结构起竖工况最大应力发生在与起竖架的连接处，分别为235.6 MPa、253 MPa；运输工况最大应力发生于眼板处，分别为268.6 MPa、294.2 MPa ；最大利用率为0.85，屈服强度满足设计要求。

3.4 屈曲强度校核结果

各工况下夹钳基座的变形结果如表10所示。刚度满足设计要求，故该下夹钳支承基座的强度及刚度均满足结构要求。

表10 下夹钳基座变形结果 mm

3.5 螺栓支反力

各工况下夹钳基座和起竖架连接螺栓支反力信息的分布情况如图7所示。螺栓从艉部到艏部，编号依次为1～15，图10a 为横向风载朝左时的起竖90°工况，图10b 为横向风载朝右时的起竖90°工况，图10c 为惯性加速度朝向箭艏时运输工况，图10d 为惯性加速度朝向箭艏时运输工况。其中，系列1 指内侧螺栓，系列2 指外侧螺栓。

图7 下夹钳螺栓支反力分布图

由图10a 可知，起竖90°-横向风载朝左时，最大螺栓支反力为223.02 kN，发生在距离箭艉第2 颗螺栓的内侧；由图10b 可知，起竖90°-横向风载朝右时，最大螺栓支反力为220.333 kN，发生在距离箭艉第2 颗螺栓的外侧；由图10c 可知，运输工况-惯性加速度朝向箭艏时，最大螺栓支反力为182.816 kN，发生在距离箭艉第2 颗螺栓的内侧；由图10d 可知，运输工况-惯性加速度朝向箭艉时，最大螺栓支反力为111.704 kN，发生在距离箭艏第3 颗螺栓的外侧。

根据各工况支反力分布图可知，连接最外侧螺栓及靠近艏部和艉部的连接螺栓受力较大，中间的螺栓连接载荷较小，最大值223.02 kN，选择螺栓如果采用同一型号的螺栓，应使其满足最大受力要求。若考虑经济性，可采用2 种型号的螺栓连接，两端选择较大型号螺栓，满足最大受力要求，中间选择较小型号螺栓，以减小螺栓孔尺寸。

4 结论

本文对起竖装置下夹钳三角臂及基座进行了结构分析和优化处理，为了验证相关优化结构，利用有限元分析软件对起竖架下夹钳结构进行仿真分析计算，根据应力云图提出调整眼板、基座及连接区域结构，高应力区改用高等级材料，低应力区提高材料理应率等优化方式，解决下夹钳强度不满足要求的问题，为下夹钳三角板及基座的结构设计和优化提供了充分的理论数据。