返回舱座椅缓冲系统的改进

返回舱座椅缓冲系统的改进

载人飞机运输的威胁下，乘客的安全是贯穿缓冲区系统设计中必须解决的重要问题。因此着陆缓冲系统都采用冗余设计,对于配置着陆缓冲火箭和舱内缓冲装置的返回舱,则要求在着陆反推火箭发生故障的情况下,舱内缓冲装置也必须能将着陆过程中的冲击过载降低到航天员所能承受的水平。俄罗斯“联盟号”飞船的座椅缓冲系统采用机械缓冲机构的设计方案,如图1所示。该设计方案主要考虑了航天员胸背方向的过载,对头盆向冲击过载的缓冲效果较弱。而航天员仰卧时对头盆向过载的耐受程度要小于胸背向,当着陆遇到水平风速较大等恶劣工况时,这种设计不能完全保证航天员的安全,有必要对座椅系统进行改进。前期的改进方案包括将座椅前支座铰支改为水平、竖直或双向弹性支撑。研究表明,将座椅前支座改为竖直支撑,几乎不能改善航天员头盆向的冲击响应,将座椅前支座改为水平或双向的弹性支撑时,虽然可以降低航天员头盆向的冲击响应,但是同时也会略微增加胸背向的冲击响应。因此本文提出一种新的改进方案,将座椅前支座铰支改为斜弹性支撑,建立动力学模型,对弹性支撑的关键参数进行优化设计,并对改进前后座椅系统的缓冲效果进行对比。结果表明,改进后的座椅缓冲系统不仅没有增加航天员胸背向冲击响应,而且显著改善了航天员头盆向的冲击响应。1为弹性支撑与返回舱的连接点改进以后座椅系统的结构如图2所示,模型中头部机械缓冲器的缓冲特性不变。在转动铰和舱体的连接处添加斜弹性支撑,O′为弹性支撑与返回舱的连接点,O为弹性支撑与座椅脚部的连接点。计算参考坐标系为Oxyz系,Ox为平行于舱底部平面指向人体头部,Oz沿着舱纵轴方向指向返回舱顶部。在缓冲过程中,OO′与x轴的夹角保持不变,如果人体的倾斜角为φ,OO′的长度为d,则座椅系统可由(φ,d)T完整描述,因此改进后系统具有两个自由度。OO′与Ox轴的夹角为θ。1.1平面运动的测量由于回收过程中的降落伞悬挂的方式和舱体质心特性,本文假设座椅结构变形、侧倾、旋转等带来的影响可以忽略,只考虑飞船降落时座椅系统的平面运动。冲击加速度分为垂直方向和水平方向,在两个方向上的冲击输入加速度可以用如下公式来模拟: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为冲击速度,A为冲击加速度的峰值,B为脉冲作用周期,g为重力加速度。1.2速度反向缓冲器力头部缓冲器一般选用金属拉刀式座椅缓冲器,根据其工作原理,当外力小于设定的启动阈值P1时,缓冲器不工作,即角度φ不变化;当外力大于或等于阈值P1时,缓冲器以预定的缓冲力P沿缓冲杆轴向缓冲工作;当速度反向时,缓冲器力定义为很大的反向力δP,其中δ为反弹因子,取值范围为(-8,-10)。本文不对机械缓冲器的性能进行研究,因此取P1=P=8000N。脚部弹性支撑可以选择金属橡胶或钢丝绳阻尼器,其力学性能可以等效为一个弹簧阻尼器,因此用刚度k和阻尼比ζ来描述其力学性能。2弹性支撑的变刚度在ADAMS中建立改进后座椅系统的动力学分析模型,如图3所示。模型中用长杆模拟人椅组合体,用阻尼弹簧模拟弹性支撑。在滑块1与底座之间定义一个锁定约束,用于切换系统的状态:当此约束失效时座椅系统处于改进后的状态,约束生效时系统则退化为改进前的状态。各部分参数如表1所示。表中m为人椅组合体的质量,xc为人椅组合体质心的横坐标,J0为人椅组合体相对于O点的转动惯量。φ0为人椅组合体的初始倾斜角,L为O点到头部机械缓冲器的水平距离。3试验结果分析假设冲击的垂直速度为8m/s。人体头盆向加速度和各个点的胸背向加速度计算结果如图3所示。人体上不同部位的头盆向冲击响应基本相同,在此仅给出头部点(即杆的轴线上初始时刻在Oxyz下x=1.1m的点)头盆向冲击响应,如图3中曲线tp所示。头部点头盆向冲击响应的峰值(以下用an-head表示)为97.4m/s2;长杆轴线上不同点的胸背向冲击响应表现出不同的规律。图3中曲线xb:x=1.1表示长杆轴线上初始时刻在Oxyz系下横坐标为1.1m的点的胸背向冲击响应,头部点胸背向冲击响应的峰值(以下用aτ-head表示)为313.54m/s2。试验结果表明在最恶劣工况下,返回舱着陆过程存在峰值为30g的水平冲击输入,按照经验公式(1)换算,相当于有6m/s的水平冲击速度。为了便于同改进后的缓冲效果进行比较,对改进前的座椅系统在Vz=8m/s、Vz=6m/s时进行仿真。得到an-head为383.0m/s2,aτ-head为326.15m/s2。4b.影响响应高优化设计首先需要对模型中弹性支撑的关键参数进行参数化,模型中所有的参数化变量如表1所示。在各变量取值范围以内,每个参数平均取11个值,三个参数的两两组合确定一种弹性装置,因此共有11×11×11=1331种弹性装置,对每一种弹性装置的缓冲特性在水平速度为6m/s、竖直速度为8m/s的工况进行仿真,结果表明当sita=24.5°,sp_stiff=19,sp_ds=0.3时,头部点胸背向冲击响应峰值小于铰接的情况,此时aτ-head为325.9m/s2,an-head为291m/s2。进一步的仿真分析表明,增大阻尼比可以同时减小胸背向和头盆向的冲击响应,因此不需要再对阻尼比进行优化,取阻尼比为0.3。增大弹簧刚度可以减小胸背向冲击响应,但会增大头盆向冲击响应;而增大安装角的效果同增大弹簧刚度的效果一样。所以需要对弹簧刚度和安装角进行优化。弹簧的刚度太小会使得弹性支撑的行程较大,而太大又达不到显著减小头盆向冲击响应的目的,所以在优化时取刚度的范围为(50000N/m,200000N/m)。安装角的增加会导致头部缓冲器的行程减小,从而降低其缓冲效能,,因此假设最大的安装角为35°。为了获得对头盆向最好的缓冲效果,以上面获得的结果为弹簧参数的初始值,对弹簧的参数进行优化设计。(1)优化目标函数J=min{an-head}(2)合同条件在相同工况下头部点胸背向冲击响应与改进前相比不增加,即aτ-head≤326.15m/s2。(3)优化结果用ADAMS中的优化设计功能对弹性支撑的关键参数进行优化设计,得到的优化结果如下:5a-fig的冲击响应结果根据以上优化分析的结果,取弹簧刚度为13.249×104N/m,弹簧阻尼比为0.3,弹簧斜置角度为35°,对此时座椅系统的缓冲特性进行详细的分析,验证改进效果。仿真得到Vx=6m/s,Vz=8m/s时,改进前和改进后头盆向冲击响应如图4所示,从图中可以看出,经过改进an-head从383.0m/s2降为273.8m/s2,改进效果比较明显。图5和图6为改进前和改进后胸背向冲击响应对比图。从仿真结果来看,aτ-head为326m/s2,略小于改进前的响应峰值。人椅组合体的质心处改进后的冲击响应峰值为218.9m/s2,而改进前的冲击响应峰值为246.2m/s2,峰值明显减小。从图中还可看出改进后胸背向的冲击作用时间更短,对人体造成危害的可能性也会更小。从上面的分析结果可以看出,改进后的座椅系统不仅减小了头盆向的冲击响应,而且不增加胸背向的冲击响应,改进效果较好。图7为改进前后座椅系统头部缓冲器的行程图。结果表明,头部缓冲器的行程从7.98cm减小为4.36cm。此时脚部弹簧的行程则达到了14.8cm。6在座椅监控中的应用本文利用ADAMS动力学分析软件,建立了增加斜弹性装置后座椅系统的动力学仿真模型,并对弹性装置的关键参数进行优化,得出的结论主要有:(1)利用ADAMS软件可以迅速地建立返回舱座椅缓冲系统的动力学仿真模型,可以更直观更方便地对座椅系统的缓