返回艙座椅緩沖系統(tǒng)的改進

返回艙座椅緩沖系統(tǒng)的改進

載人飛機運輸?shù)耐{下，乘客的安全是貫穿緩沖區(qū)系統(tǒng)設(shè)計中必須解決的重要問題。因此著陸緩沖系統(tǒng)都采用冗余設(shè)計,對于配置著陸緩沖火箭和艙內(nèi)緩沖裝置的返回艙,則要求在著陸反推火箭發(fā)生故障的情況下,艙內(nèi)緩沖裝置也必須能將著陸過程中的沖擊過載降低到航天員所能承受的水平。俄羅斯“聯(lián)盟號”飛船的座椅緩沖系統(tǒng)采用機械緩沖機構(gòu)的設(shè)計方案,如圖1所示。該設(shè)計方案主要考慮了航天員胸背方向的過載,對頭盆向沖擊過載的緩沖效果較弱。而航天員仰臥時對頭盆向過載的耐受程度要小于胸背向,當著陸遇到水平風(fēng)速較大等惡劣工況時,這種設(shè)計不能完全保證航天員的安全,有必要對座椅系統(tǒng)進行改進。前期的改進方案包括將座椅前支座鉸支改為水平、豎直或雙向彈性支撐。研究表明,將座椅前支座改為豎直支撐,幾乎不能改善航天員頭盆向的沖擊響應(yīng),將座椅前支座改為水平或雙向的彈性支撐時,雖然可以降低航天員頭盆向的沖擊響應(yīng),但是同時也會略微增加胸背向的沖擊響應(yīng)。因此本文提出一種新的改進方案,將座椅前支座鉸支改為斜彈性支撐,建立動力學(xué)模型,對彈性支撐的關(guān)鍵參數(shù)進行優(yōu)化設(shè)計,并對改進前后座椅系統(tǒng)的緩沖效果進行對比。結(jié)果表明,改進后的座椅緩沖系統(tǒng)不僅沒有增加航天員胸背向沖擊響應(yīng),而且顯著改善了航天員頭盆向的沖擊響應(yīng)。1為彈性支撐與返回艙的連接點改進以后座椅系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)如圖2所示,模型中頭部機械緩沖器的緩沖特性不變。在轉(zhuǎn)動鉸和艙體的連接處添加斜彈性支撐,O′為彈性支撐與返回艙的連接點,O為彈性支撐與座椅腳部的連接點。計算參考坐標系為Oxyz系,Ox為平行于艙底部平面指向人體頭部,Oz沿著艙縱軸方向指向返回艙頂部。在緩沖過程中,OO′與x軸的夾角保持不變,如果人體的傾斜角為φ,OO′的長度為d,則座椅系統(tǒng)可由(φ,d)T完整描述,因此改進后系統(tǒng)具有兩個自由度。OO′與Ox軸的夾角為θ。1.1平面運動的測量由于回收過程中的降落傘懸掛的方式和艙體質(zhì)心特性,本文假設(shè)座椅結(jié)構(gòu)變形、側(cè)傾、旋轉(zhuǎn)等帶來的影響可以忽略,只考慮飛船降落時座椅系統(tǒng)的平面運動。沖擊加速度分為垂直方向和水平方向,在兩個方向上的沖擊輸入加速度可以用如下公式來模擬:A=-31.66+10.49VB=2V/(A?g)a={12Ag[1-cos(2πtB)]0＜t＜B0t＞B(1)A=?31.66+10.49VB=2V/(A?g)a={12Ag[1?cos(2πtB)]0＜t＜B0t＞B(1)其中,V為沖擊速度,A為沖擊加速度的峰值,B為脈沖作用周期,g為重力加速度。1.2速度反向緩沖器力頭部緩沖器一般選用金屬拉刀式座椅緩沖器,根據(jù)其工作原理,當外力小于設(shè)定的啟動閾值P1時,緩沖器不工作,即角度φ不變化;當外力大于或等于閾值P1時,緩沖器以預(yù)定的緩沖力P沿緩沖桿軸向緩沖工作;當速度反向時,緩沖器力定義為很大的反向力δP,其中δ為反彈因子,取值范圍為(-8,-10)。本文不對機械緩沖器的性能進行研究,因此取P1=P=8000N。腳部彈性支撐可以選擇金屬橡膠或鋼絲繩阻尼器,其力學(xué)性能可以等效為一個彈簧阻尼器,因此用剛度k和阻尼比ζ來描述其力學(xué)性能。2彈性支撐的變剛度在ADAMS中建立改進后座椅系統(tǒng)的動力學(xué)分析模型,如圖3所示。模型中用長桿模擬人椅組合體,用阻尼彈簧模擬彈性支撐。在滑塊1與底座之間定義一個鎖定約束,用于切換系統(tǒng)的狀態(tài):當此約束失效時座椅系統(tǒng)處于改進后的狀態(tài),約束生效時系統(tǒng)則退化為改進前的狀態(tài)。各部分參數(shù)如表1所示。表中m為人椅組合體的質(zhì)量,xc為人椅組合體質(zhì)心的橫坐標,J0為人椅組合體相對于O點的轉(zhuǎn)動慣量。φ0為人椅組合體的初始傾斜角,L為O點到頭部機械緩沖器的水平距離。3試驗結(jié)果分析假設(shè)沖擊的垂直速度為8m/s。人體頭盆向加速度和各個點的胸背向加速度計算結(jié)果如圖3所示。人體上不同部位的頭盆向沖擊響應(yīng)基本相同,在此僅給出頭部點(即桿的軸線上初始時刻在Oxyz下x=1.1m的點)頭盆向沖擊響應(yīng),如圖3中曲線tp所示。頭部點頭盆向沖擊響應(yīng)的峰值(以下用an-head表示)為97.4m/s2;長桿軸線上不同點的胸背向沖擊響應(yīng)表現(xiàn)出不同的規(guī)律。圖3中曲線xb:x=1.1表示長桿軸線上初始時刻在Oxyz系下橫坐標為1.1m的點的胸背向沖擊響應(yīng),頭部點胸背向沖擊響應(yīng)的峰值(以下用aτ-head表示)為313.54m/s2。試驗結(jié)果表明在最惡劣工況下,返回艙著陸過程存在峰值為30g的水平?jīng)_擊輸入,按照經(jīng)驗公式(1)換算,相當于有6m/s的水平?jīng)_擊速度。為了便于同改進后的緩沖效果進行比較,對改進前的座椅系統(tǒng)在Vz=8m/s、Vz=6m/s時進行仿真。得到an-head為383.0m/s2,aτ-head為326.15m/s2。4b.影響響應(yīng)高優(yōu)化設(shè)計首先需要對模型中彈性支撐的關(guān)鍵參數(shù)進行參數(shù)化,模型中所有的參數(shù)化變量如表1所示。在各變量取值范圍以內(nèi),每個參數(shù)平均取11個值,三個參數(shù)的兩兩組合確定一種彈性裝置,因此共有11×11×11=1331種彈性裝置,對每一種彈性裝置的緩沖特性在水平速度為6m/s、豎直速度為8m/s的工況進行仿真,結(jié)果表明當sita=24.5°,sp_stiff=19,sp_ds=0.3時,頭部點胸背向沖擊響應(yīng)峰值小于鉸接的情況,此時aτ-head為325.9m/s2,an-head為291m/s2。進一步的仿真分析表明,增大阻尼比可以同時減小胸背向和頭盆向的沖擊響應(yīng),因此不需要再對阻尼比進行優(yōu)化,取阻尼比為0.3。增大彈簧剛度可以減小胸背向沖擊響應(yīng),但會增大頭盆向沖擊響應(yīng);而增大安裝角的效果同增大彈簧剛度的效果一樣。所以需要對彈簧剛度和安裝角進行優(yōu)化。彈簧的剛度太小會使得彈性支撐的行程較大,而太大又達不到顯著減小頭盆向沖擊響應(yīng)的目的,所以在優(yōu)化時取剛度的范圍為(50000N/m,200000N/m)。安裝角的增加會導(dǎo)致頭部緩沖器的行程減小,從而降低其緩沖效能,,因此假設(shè)最大的安裝角為35°。為了獲得對頭盆向最好的緩沖效果,以上面獲得的結(jié)果為彈簧參數(shù)的初始值,對彈簧的參數(shù)進行優(yōu)化設(shè)計。(1)優(yōu)化目標函數(shù)J=min{an-head}(2)合同條件在相同工況下頭部點胸背向沖擊響應(yīng)與改進前相比不增加,即aτ-head≤326.15m/s2。(3)優(yōu)化結(jié)果用ADAMS中的優(yōu)化設(shè)計功能對彈性支撐的關(guān)鍵參數(shù)進行優(yōu)化設(shè)計,得到的優(yōu)化結(jié)果如下:5a-fig的沖擊響應(yīng)結(jié)果根據(jù)以上優(yōu)化分析的結(jié)果,取彈簧剛度為13.249×104N/m,彈簧阻尼比為0.3,彈簧斜置角度為35°,對此時座椅系統(tǒng)的緩沖特性進行詳細的分析,驗證改進效果。仿真得到Vx=6m/s,Vz=8m/s時,改進前和改進后頭盆向沖擊響應(yīng)如圖4所示,從圖中可以看出,經(jīng)過改進an-head從383.0m/s2降為273.8m/s2,改進效果比較明顯。圖5和圖6為改進前和改進后胸背向沖擊響應(yīng)對比圖。從仿真結(jié)果來看,aτ-head為326m/s2,略小于改進前的響應(yīng)峰值。人椅組合體的質(zhì)心處改進后的沖擊響應(yīng)峰值為218.9m/s2,而改進前的沖擊響應(yīng)峰值為246.2m/s2,峰值明顯減小。從圖中還可看出改進后胸背向的沖擊作用時間更短,對人體造成危害的可能性也會更小。從上面的分析結(jié)果可以看出,改進后的座椅系統(tǒng)不僅減小了頭盆向的沖擊響應(yīng),而且不增加胸背向的沖擊響應(yīng),改進效果較好。圖7為改進前后座椅系統(tǒng)頭部緩沖器的行程圖。結(jié)果表明,頭部緩沖器的行程從7.98cm減小為4.36cm。此時腳部彈簧的行程則達到了14.8cm。6在座椅監(jiān)控中的應(yīng)用本文利用ADAMS動力學(xué)分析軟件,建立了增加斜彈性裝置后座椅系統(tǒng)的動力學(xué)仿真模型,并對彈性裝置的關(guān)鍵參數(shù)進行優(yōu)化,得出的結(jié)論主要有:(1)利用ADAMS軟件可以迅速地建立返回艙座椅緩沖系統(tǒng)的動力學(xué)仿真模型,可以更直觀更方便地對座椅系統(tǒng)的緩