超大直徑貯箱防晃板支撐結構設計與優化

姜 楠，白樹偉，趙 振，朱永久，朱文俐，胡正根，童明波

(1.南京航空航天大學飛行器先進設計技術國防重點學科實驗室，江蘇 南京 210016)

(2.北京宇航系統工程研究所，北京 100076)

防晃結構是運載火箭貯箱的重要組成部分，對提高推進劑晃動阻尼、減小推進劑晃動幅度起到了至關重要的作用。在重型運載火箭超大直徑推進劑貯箱結構設計、制造及驗證技術研究[1]中，需同時開展貯箱箱內附件——輕質化防晃結構的研究。

美國航天飛機推進劑貯箱采用隔板防晃，液氫貯箱的前后底和液氧貯箱的后底均為長寬比為1.33的橢球底，貯箱筒段采用正置正交網絡加筋殼結構，過渡環采用分段拼焊外翻邊結構。為滿足輕質化要求，其外貯箱經歷三次重大變更：標準外貯箱、輕型外貯箱、超輕外貯箱，其輕質化主要途徑為結構優化和材料的更新換代，使用的材料從2219鋁銅合金逐漸改為2195鋁鋰合金[2-4]。我國長征系列運載火箭[5]的推進劑貯箱防晃板呈不對稱分布的半圓形或橢圓形結構，這種擋板的優點是阻尼效應大。一般情況下，這些阻尼擋板與貯箱焊接在一起，隨著推進劑長時間的晃動沖擊，固定擋板結構受到磨損，使得貯箱整體結構強度降低。再者，繁雜的擋板結構增加了貯箱的質量，對貯箱的制造工藝要求也很高。

本文以10 m級重型火箭貯箱為研究對象，針對寬幅防晃板的支撐問題，在有限元軟件ABAQUS中建立貯箱防晃板及其支撐結構的有限元模型，以支撐結構的幾何參數為優化變量，實現防晃板支撐結構的輕量化設計。

1 超大直徑貯箱及其防晃結構模型

1.1 模型描述

防晃結構一般緊貼于貯箱內壁，分布于箱底和筒段，由多層防晃板及其支撐結構組成，如圖1所示。防晃板是防晃結構最重要的組成部分，板面垂直于箭軸；支撐結構的作用是增加防晃板的剛度，同時實現防晃板與貯箱的連接。

圖1 貯箱防晃板示意圖

重型運載火箭防晃板的形式均為環形擋板，貯箱及防晃板分布參數見表1。

表1 貯箱及防晃板分布參數

1.2 支撐結構的設計

1) 撐板結構設計。

撐板結構通過兩直角邊上的翻邊分別與貯箱的內壁及防晃板相連，其具體的結構型式如圖2所示。

圖2 三角撐結構型式示意圖

2) 拉條結構設計。

拉條結構通過兩端的翻邊分別與貯箱的內壁及防晃板相連，其具體的結構型式如圖3所示。

圖3 拉條結構型式示意圖

1.3 材料屬性及載荷工況

貯箱主體結構及防晃結構材料均為2219鋁合金，材料參數為：彈性模量E=68.4 GPa，泊松比ν=0.3，強度極限為435 MPa，屈服強度為350 MPa。

對貯箱內環形防晃板施加壓強47 kPa，對貯箱內壁施加均布內壓載荷1 MPa。

1.4 邊界條件及接觸設置

由于貯箱及防晃板幾何結構和施加的載荷都是對稱的，因此可以取半模進行分析，對稱邊界設置為關于Y軸對稱。貯箱中間段與貯箱上下蓋板的連接處設置為固支，具體形式如圖4所示。防晃板與拉條/撐板、拉條/撐板與內壁之間均設置為Tie約束。

圖4 貯箱邊界條件及載荷示意圖

1.5 優化設置

1)優化目標。優化目標是使防晃板支撐結構的總質量最輕。

2)優化參數。三角撐板的角度及減輕孔的直徑；拉條的厚度、折邊長度以及與防晃板連接的角度。

3)約束條件。防晃板的強度應小于其極限強度；對于直徑為10 m的貯箱，防晃板的剛度應滿足該壓強載荷均布條件下其防晃板的最大變形Umax不超過19 mm。

2 仿真結果及分析

2.1 撐板結構——角度優化

改變三角撐板的角度，計算得到防晃板在1.3所述工況下滿足防晃板強度和剛度所需的撐板數量及支撐結構總質量，具體見表2。

表2 撐板角度對防晃板的影響

由表2可以看出，撐板角度不管是30°還是45°或60°，防晃板上的應力和變形均隨著撐板數量的增加而減小。當撐板角度為30°時，需使用39個三角撐板，此時防晃板的最大應力(FHB-Misesmax)為269.5 MPa，小于其屈服強度350 MPa，最大變形為18.91 mm，滿足最大變形不超過19 mm的要求，支撐結構的質量為15.163 2 kg。當撐板角度為45°、撐板個數為40時，防晃板上的最大應力為269.3 MPa，最大變形為18.78 mm，同樣滿足防晃板的約束條件，此時其支撐結構的質量為26.568 0 kg，比撐板角度為30°時的撐板質量多出11 kg。

當φ10 m貯箱的撐板角度為60°、撐板個數為42時，防晃板上的最大應力為259.6 MPa，最大變形為20.00 mm，不滿足防晃板的約束條件，且其支撐結構的質量為47.174 4 kg，大大超過撐板角度為30°時的撐板質量。綜上，對于φ10 m的貯箱， 撐板角度為30°時的支撐效果最好，且質量最輕。

2.2 撐板結構——減輕孔直徑優化

根據2.1的計算結果，選用39個撐板角度為30°的撐板進行優化，計算結果見表3。

表3 減輕孔直徑對防晃板的影響

由表3可以看出，防晃板上的最大應力隨著減輕孔直徑的增大而減小，變形隨著減輕孔直徑的增大而增大，但是其變化較小，因此對于φ10 m貯箱，撐板上減輕孔直徑的大小對防晃板的應力和變形影響都不大。當撐板減輕孔直徑為80 mm時，防晃板的最大變形為18.99 mm，最大應力為268.5 MPa，均滿足防晃板的約束條件，此時支撐結構的質量為14.104 6 kg；當減輕孔直徑達到90 mm時，防晃板上最大變形為19.02 mm，最大應力為268.4 MPa，支撐結構的質量為13.823 4 kg，雖然支撐結構的質量更小，但變形超過了要求。故對于φ10 m貯箱防晃板的30°撐板來說，其形心位置減輕孔的直徑為80 mm時，撐板的質量最輕，支撐效果也滿足要求。

2.3 拉條結構——厚度優化

表4所示的計算結果表明，在1.3所述載荷條件下，拉條厚度為5.0 mm時，同時滿足防晃板強度、剛度支撐結構質量最輕的要求。隨著拉條厚度的減小，防晃板最大變形和最大等效應力增大，拉條的最大等效應力(LT-Misesmax)也在增大。主要原因在于拉條厚度的減小，導致支撐結構剛度減小，從而引起防晃板最大變形和最大等效應力的增加。

表4 不同拉條厚度對防晃板的影響

當拉條厚度減小到4.0 mm時，防晃板最大變形為19.48 mm，不滿足變形小于19 mm的要求，此時需增加拉條數量來增加支撐效果。在滿足剛度及變形要求的前提下，每一拉條厚度均有其對應的最優拉條數量，但相對于數量來說厚度對剛度及變形的影響較小，在適當放寬剛度和變形要求的前提下，可以通過減小拉條厚度來減輕結構質量，此時防晃板總的變形量相差不大。

2.4 拉條結構——折邊長度優化

圖5所示的計算結果表明，防晃板應力和變形與拉條折邊寬度沒有確定的關系，但拉條的折邊長度不能太小，太小會導致連接處強度不夠從而發生破壞。拉條折邊長度為80 mm時，同時滿足防晃板強度、剛度和支撐結構質量最輕的要求。

表5 不同拉條折邊長度對防晃板的影響

2.5 拉條結構——連接角度優化

表6所示的計算結果表明，隨著拉條與防晃板連接角度的增加，防晃板最大變形和最大等效應力也增大，主要原因在于拉條連接角度的增大，導致拉條斜邊長度減小，支撐結構剛度減小，從而引起防晃板最大變形和最大等效應力的增加。而拉條最大等效應力的變化沒有明顯規律，主要是因為拉條最大等效應力發生在應力集中部位，而應力集中部位較為分散。

由表6可得，滿足強度和剛度要求的拉條連接角度分別為135°、140°和145°，由于拉條連接角度為135°、140°時，支撐結構質量相對較大，因此只有拉條連接角度為145°時才同時滿足防晃板強度、剛度以及支撐結構質量最輕的要求。

表6 不同拉條連接角度對防晃板的影響

3 結論

1)φ10 m的運載火箭推進劑貯箱，其防晃板采用形心位置減輕孔直徑為80 mm 、撐板角度為30°的撐板的支撐效果最好，且支撐結構的質量最輕。

2)拉條厚度為5.0 mm、拉條安裝角為145°時，同時滿足防晃板強度、剛度以及支撐結構質量最輕的要求。

3)利用殼單元對重型火箭超大直徑貯箱結構進行有限元分析，能夠得到正確的防晃板強度和剛度特性以及整個貯箱應力應變大致分布規律，可為貯箱結構的優化設計提供一定的參考。