火箭發動機艙內管路安裝改進分析與試驗驗證

曹文利，張 萌，薛立鵬，稅曉菊，李 林

（1.北京宇航系統工程研究所，北京，100076；2.深低溫技術研究北京市重點實驗室，北京，100076）

0 引 言

管路是液體火箭增壓輸送系統的重要組成部分，用于為液體、氣體介質提供流通通道。受空間限制，大多布局為不規則的空間管路，承受內壓、高低溫、振動、沖擊，邊界條件復雜[1]，其中以發動機艙內管路載荷和邊界最為復雜。因此，發動機艙內管路存在故障率高、失效模式多、可靠性差等現象。據統計，在發動機熱試車與飛行任務中，管路、管支撐因振動產生裂紋、斷裂等現象約占發動機總故障率的30%以上[2]。

目前國內外圍繞管路振動做了較多工作[3～5]，對管路的功能失效起到了預示作用。但目前工作僅限于針對管路自身進行分析，忽略了管路安裝結構的影響，會因安裝邊界不夠準確導致分析誤差。本文應用Abaqus軟件，對某型火箭發動機艙內的氧增壓管、預冷回流管及安裝結構組成的系統在給定力學環境下的隨機振動響應及疲勞性能進行了仿真分析，根據仿真結果結合工程經驗改進了管路系統的安裝設計，并對改進后的安裝方案進行了試驗驗證。

1 管路系統結構及安裝分析

與發動機連接的氧增壓管和預冷回流管結構形式相同，均為“Z”型管路，由直管段、金屬軟管和兩端的密封結構組成，氧增壓管與預冷回流管外均包覆有絕熱層，2根導管在發動機艙內平行布局，如圖1a所示。與發動機連接端的直管段上有3個同樣的平行支架將2根導管固定在一起。在平行支架與發動機接口之間的直管段上，氧增壓管上設置有一個支架固定在發動機機架上，預冷回流管無固定結構。管路系統另一端的直管段上通過一個支架固定在殼段上，相比氧增壓管，預冷回流管少一個支架將其固支。通過仿真計算發現此管路系統有發生疲勞破壞的風險，因此考慮對管路系統的安裝設計進行改進。參照氧增壓管的固定形式，新增一個支架組件將預冷回流管固定在與其距離最近的發動機機架上，以便增加預冷回流管系在垂直于管路軸向上的約束，降低管路系統在變徑等危險部位的應力。新增支架安裝示意如圖1b所示。

2 基于有限元方法的管路隨機振動響應分析

2.1 有限元分析模型

本文采用Abaqus計算結構的隨機振動響應，氧增壓管、預冷回流管、氧增壓管支架、平行支架材料為不銹鋼0Cr18Ni9，新增支架材料為鋁合金7050，絕熱層按彈性材料處理，各材料及其性能參數如表1所示，其中力學性能參數均為換算過后的真實值。模型采用實體結構模擬，對整個管路支架系統進行了如下簡化處理：

a）預冷回流管內充液，將液體密度等效到管路上；

b）由于網套波紋管在整個結構中主要起剛度作用，分析中把網套波紋管等效為 Bushing單元，網套波紋管等效軸向剛度計算方法采用《金屬軟管》[6]中的計算方法，氧預冷回流管和增壓管上的網套波紋管等效后Bushing單元各向剛度如表2所示；

c）僅保留管路和支架之間部位的絕熱層，其余絕熱層略去。

表1 材料性能參數 Tab.1 Material Performance Parameters

表2 Bushing單元參數 Tab.2 Bushing Unit Parameters

有限元分析模型如圖2所示，主要采用六面體單元（C3D8R）和四面體單元（C3D4）；為了模擬支架卡箍與管路之間的約束作用，在支架、卡箍與管路之間建立Coupling耦合關系，管路具有軸向及繞軸轉動自由度。

圖2 管路支架系統結構網格劃分 Fig.2 The Pipeline System Structural Grid Generation

2.2 載荷及邊界條件

管路系統內充給定壓力。管路兩端和連接在發動機機架上的支架加位移載荷后固定；連接在殼段上的支架固定。溫度載荷等效為管路的收縮或膨脹位移施加在管路貯箱連接端。隨機振動條件功率譜密度曲線如圖3所示，在x、y和z3個方向同時振動，振動時間為 3 min。

圖3 隨機振動功率譜密度 Fig.3 Curve of Power Spectral Distribution

2.3 分析結果

2.3.1 靜強度分析結果

在內充壓及施加邊界條件情況下，改進前后管路系統各組件靜應力結果如表3所示。改進前后氧增壓管、預冷回流管和平行支架的最大靜應力均變化不大；新增支架的最大靜應力為139 MPa，遠低于材料的屈服強度435 MPa；氧增壓管支架的最大靜應力由185.3 MPa降低至64.91 MPa，受力狀態明顯改善。

表3 改進前后管路系統各組件靜應力對比 Tab.3 Comparison of Static Stress of the Pipe System

2.3.2 隨機振動響應分析結果

改進前后管路系統各組件均方根應力云圖如表4中各圖所示。優化設計前后氧增壓管支架最大Mises應力由58.05 MPa降低至48.82 MPa，其余管路系統各組件的最大Mises應力基本無變化。

表4 管路系統各組件均方根Mises應力云圖 Tab.4 Root Mean Square Stress Nephogram of the Pipe System

3 疲勞壽命分析與試驗

通過有限元分析得到結構在隨機振動作用下的Mises應力功率譜密度G(f)后，基于Dirlik的經驗估計方法[7]，結合Miner線性累計損傷理論[8]計算管路的隨機振動疲勞壽命，考慮預應力的影響時采用Goodman方法修正[9]。

定義結構隨機振動響應的n階譜矩Mn為

式中f為頻率。

Dirlik方法采用均值E(0)、峰值E(p)和不規則因子γ3個統計參數從隨機振動信號中估計振動應力水平及應力的周期數量：

每秒內應力S對應的次數N(S)為

根據 Dirlik公式表述的應力幅值概率密度函數p(S)如下：

根據式（1）～（6）可得到：

式中σb為材料的抗拉強度；σz為管路的預應力；m為疲勞曲線指數；C為疲勞曲線參數；S為應力，m、C和S的關系為Sm?N=C；T為疲勞振動的時間；DL表示在振動時間內結構發生疲勞破壞的可能性，DL=1時表示材料發生了破壞。

應用式（7）對管路支架系統各組件靜應力最大位置和均方根應力最大位置的疲勞壽命進行了分析，計算結果見表5、表6。分析結果表明，優化設計后管路系統各結構均不會發生疲勞破壞。

表5 結構均方根應力最大位置疲勞壽命分析結果 Tab.5 Faligue Life Analysis Results of Structure at the Maximum Root Mean Square Stress

續表5

表6 結構靜應力最大位置疲勞壽命分析結果 Tab.6 Faligue Life Analysis Results of Structure at the Maximum Static Stress

改進后的管路系統在振動臺上完成了3個方向振動試驗，試驗現場如圖4所示，管路和支架均未發生破壞，試驗結果驗證了仿真分析的正確性和改進方案的可行性。

圖4 管路試驗現場 Fig.4 Pipeline Test Site

4 結 論

本文應用 Abaqus軟件對改進前后的某型火箭氧增壓管和預冷回流管及其安裝結構的隨機振動響應及疲勞壽命進行仿真分析，仿真結果和力學環境試驗結果均表明，采用改進方案后明顯降低了氧增壓管支架位置處的應力，整個管路及支架系統的疲勞壽命有較大改善，表明了仿真分析的準確性和改進的有效性。

根據仿真計算和試驗可得出以下結論：

a）新增預冷回流管支架后，氧增壓管支架靜載和動載下的應力均明顯減小，有助于減小管路支架系統的整體應力水平；

b）新增支架在靜載和隨機振動工況下應力水平較小，其疲勞性能滿足設計要求；

c）新增支架后，考慮各模塊結構均方根應力最大的位置，氧預冷回流管疲勞壽命提高1140倍，氧增壓管支架的疲勞壽命提高70倍；

d）新增支架后，考慮各模塊結構靜應力最大的位置，氧預冷回流管疲勞壽命提高14倍，氧增壓管支架疲勞壽命提高2 126 315倍，平行支架的疲勞壽命提高4 597 765 倍。