基于光纖測試技術的固體發動機殼體卡環接頭復雜結構受力分析①

肖佳琳,劉 浩, 劉 鎏

(西安航天動力技術研究所,固體推進全國重點實驗室,西安 710025)

0 引言

隨著固體發動機性能不斷提高,傳統的法蘭、螺紋等連接結構已逐漸無法滿足空間及質量要求[1-4],卡環連接結構已逐步應用于戰術、戰略、運載固體助推器等發動機燃燒室與噴管的連接[5]。相較于傳統連接結構,卡環接頭受力狀態較為簡單,但在高壓工作狀態下,卡環接頭在卡環槽根部會產生較大的拉應力,極易發生破壞。卡環槽寬度一般為幾毫米至十幾毫米,在開展卡環接頭受力狀態研究時,手工安裝應變片操作空間至少需要30～40 mm;受空間位置限制,手工布設難以實現;同時卡環槽兩側與卡環結構緊密配合,傳統應變片測量數據線無法引出,故傳統測量手段無法測量卡環槽根部應力-應變狀態,為試驗監測及結構優化設計帶來極大困難。

相較于傳統應變片,光纖光柵應變傳感器體積小,重量輕、靈敏度高[6],已廣泛應用于多領域的應變測量[7-13],例如海底結構測量、沖擊試驗監測等[14-15]。國內外文獻中尚未見將光纖傳感技術應用于固體發動機應變測量中。光纖傳感器可以埋入發動機外殼結構或者粘貼在發動機關鍵部件表面,對其內部或者表面的應變等參數進行實時的高分辨率和大范圍監測,是未來智能結構的集成光學神經[14]。由于光纖光柵具有不受電磁場干擾和光路光強波動影響、具有絕對測量和易于實現波分復用的準分布式傳感等突出優點,對許多復雜隱蔽部位的精確應變監測具有明顯優勢,在發動機結構監測領域有較好的發展前景。

本文針對卡環接頭受力狀態開展分析,對承壓狀態下的接頭結構進行有限元計算,開展水壓試驗并采用光纖傳感測試技術進行接頭應變測量,將測量結果與傳統應變片測量結果、仿真計算結果進行對比分析,獲得了卡環接頭各個部位真實受力狀態,進一步深入了解了卡環接頭結構的薄弱區域和破壞模式,有效指導了設計優化。

1 光纖測試原理

光纖光柵傳感器的原理結構:寬譜光源(ASE)將有一定帶寬的光通過環行器入射到光纖光柵中,由于光纖光柵的波長選擇性作用,符合條件的光被反射回來,再通過環行器送入解調裝置測出光纖光柵的反射波長變化。當光纖光柵做探頭測量外界的溫度、壓力或應力時,光柵自身的柵距發生變化,從而引起反射波長的變化,解調裝置即通過檢測波長的變化推導出外界溫度、壓力或應力。

對于應變,光纖光柵的中心波長漂移Δλ和縱向應變Δε的關系為

(1)

其中,

λB=2nΛ

(2)

(3)

式中λB為光纖光柵的中心波長;Λ為光柵周期;n為纖芯的有效折射率;Pe為光纖材料的彈光系數。

光纖光柵傳感器所用光纖與普通通信用的光纖基本相同,都由纖芯、包層和涂覆層組成。光纖纖芯的主要成分為二氧化硅,其中含有極微量的二氧化鍺,用以提高纖芯的折射率,形成全內反射條件的波導光纖將光限制在纖芯中。纖芯的直徑在5～50 μm之間,其中單模光纖為9 μm,多模光纖為50 μm。包層主要成分也為二氧化硅,直徑為125 μm。涂覆層一般為高分子材料,外徑為250 μm,用于增強光纖的柔韌性、機械強度和耐老化特性。

本文采用的是剝去涂敷層的光纖,通過涂膠粘貼在發動機結構的內表面上,研究這種類型光纖光柵傳感器封裝方式中的應變傳遞問題。中間層為粘貼層,裸光纖部分為傳感器,粘貼層為中間層,結構部分為基體。基體的軸向應變通過中間層的剪應變傳遞給中心的傳感器。

為了保證監測數據真實性和測量結果的準確性,在應變傳感器使用前需要進行標定。定制圖1所示的應變拉伸件,在中間位置粘貼光纖應變傳感器,背面對應位置粘貼應變片,把定制的拉伸件固定在高精度三維位移臺上。使用高精度三維位移臺對傳感器拉伸應變標定,當模具發生形變時,固定的光纖傳感器的輸出光譜會發生變化,相應的該位置的應變片也會發生變化。通過對比分析光譜、靜態電阻應變儀讀數、高精度三維位移臺的拉伸量,以靜態電阻應變儀與高精度三維位移臺同時為基準,對應變傳感器標定。

圖1 定制型應變拉伸件Fig.1 Custom strain tensioner

2 卡環接頭仿真分析

2.1 有限元模型與邊界條件

為模擬卡環及接頭的真實工作狀態,設計高壓容器進行試驗及計算分析。上下兩部分容器通過60個螺栓連接,考慮法蘭結構受力復雜性及結構的周期性,且內壓承載下受力狀況也沿環向周期對稱,為提高計算效率,建立了1/60三維有限元模型,模型網格數約1 380 000,具體見圖2所示。

(a)FEA model

(b)Grid圖2 有限元模型及網格Fig.2 FEA model and grid

應用Ansys軟件進行分析,高壓容器、接頭及卡環均視為各向同性材料,各部分材料的選擇及材料參數如表1所示,材料均采用雙線性彈塑性數據,以便對接頭結構進行彈塑性分析。實際工作時,卡環與接頭間采取周向固定措施,且本模型為周期性軸對稱問題,故邊界條件限制了模型兩個側面沿著圓周方向的位移;實際工作時圖中B處與固定支架連接,為提高計算一致性在圖中B處設置固支約束,內表面施加18.5 MPa的爆破壓強。

表1 發動機殼體各部分的材料參數Table 1 Material parameters of each part of the case

2.2 計算結果分析

針對卡環接頭在卡環槽根部易發生破壞的問題,重點關注該位置的應力-應變情況。圖3為模型Mises應力云圖、最大主應變云圖,圖4為卡環槽處Mises應力與最大主應力的局部放大圖。

(a)Maximum principal stress (b)Equivalent stress (c)Maximum principal elastic strain圖3 模型應力-應變云圖Fig.3 Stress and strain contours of the model

(a)Maximum principal stress (b)Equivalent stress (c)Maximum principal elastic strain圖4 接頭卡環槽應力-應變云圖Fig.4 Stress-strain contours of the snap ring groove

由圖3、圖4可見,在爆破壓強下,接頭卡環槽上側根部應力-應變水平較高,卡環槽上側根部平均Mises應力約為457.6 MPa,平均最大主應力約為626.8 MPa,平均最大主應變為6943.2 με,為卡環接頭承壓的薄弱區域。出現在卡環槽外邊緣處,是由于高壓工作狀態下,接頭、堵蓋及卡環呈外翻趨勢,卡環槽外邊緣與卡環相對擠壓所致。接頭最大主應力為650 MPa,出現在卡環槽根部,最大主應變為7571.3 με,為卡環接頭承壓的薄弱區域。

圖5、圖6分別為接頭局部環向、軸向應變云圖,卡環槽上下表面軸向應變為正,接頭錐段、圓柱段及飛邊端面軸向應變為負,結構局部處于軸向壓縮狀態。接頭圓柱段、圓錐段及飛邊端面平均環向應變分別為1203.7、2523.4、2991.5 MPa,接頭在靠近前緣處環向應變逐漸增大,由此可知接頭呈外翻擴張趨勢。

(a)Front end (b)Ring groove圖5 接頭局部環向應變云圖Fig.5 Hoop strain contours of the joint

(a)Front end (b)Ring groove圖6 接頭局部軸向應變云圖Fig.6 Axial strain contours of the joint

3 水壓試驗與測試

3.1 水壓試驗

對高壓容器及接頭組件開展水壓試驗,如圖7所示。

圖7 水壓試驗照片Fig.7 Hydraulic pressure test photo

水壓試驗過程中,壓力加載曲線如圖8所示,由0加壓到1.0 MPa,檢查容器有無漏水現象。水壓檢驗增壓程序按0→1.0→2.0→4.0→6.0→8.0→10.0→12.0→14.0→16.0→18.0→18.5 MPa。

圖8 壓力加載曲線Fig.8 Pressure curve

3.2 光纖傳感測試

如圖9、圖10所示,分別在卡環槽根部上、下側,接頭內圓柱面、圓錐段及飛邊端面布設光纖傳感器通道,共5個通道,各通道均分布11個測點,11個測點位置均勻分布環繞圓環一周。利用環氧樹脂在結構表面粘貼裸FBG傳感器,使得環氧樹脂在光柵表面形成一層很薄的保護層,達到滿粘效果,使應變傳遞損失最小。

圖9 傳感器沿環向分布示意圖Fig.9 Sensor distribution along the ring

圖10 傳感器分布通道示意圖Fig.10 Channel distribution

4 結果與分析

各通道應變測試結果及隨水壓變化關系如圖11、圖12所示,不同顏色曲線代表沿環向不同位置測量結果。8號位置應變為負,數據無效。檢驗壓強下1通道2號位置具有最大應變1070 με,4號位置具有最小應變909 με。10個位置的應變靈敏度差別較小,表明凹槽內部的上部受力較為均勻,平均應變約為981.1 με。

(a)1# Channel (b)2# Channel

(c)3# Channel (d)4# Channel (e)5# Channel圖11 各通道應變測試結果Fig.11 Strain test results of each channel

(a)1# Channel (b)2# Channel

(c)3# Channel (d)4# Channel (e)5# Channel圖12 各通道應變隨水壓變化關系Fig.12 Diagram of strain variation of each channel with water pressure

2通道位于卡環槽下表面。整體來看,應變線性增加,但是前3個位置的應變為負,其余為正,平均應變約為680 με。由有限元分析可知,內壓承載下接頭呈外翻趨勢。

3通道位置傳感器(綠色)位于接頭圓錐面上。從圖11(c)及圖12(c)可以看出在檢驗壓強下,1號位置應變最小,最大應變為2300.2 με,平均應變約2596.2 με。在4號位置,最大應變達到2863.9 με。所有位置的應變數據均為正,且線性增加。

4通道位置傳感器(黃色)位于端面上,應變測試結果如圖11(d)及圖12(d)所示。在9號位置具有最大應變3343.4 με,在1號位置具有最小應變3138.0 με,平均應變約為3244.1 με。7個位置的應變數據均為正,隨著水壓的增大而基本呈線性增加。

5通道位置傳感器位于接頭圓柱段。在直面上11個位置均勻分布應變傳感器。在6號位置具有最小應變904.6 με,在3號位置具有最大應變1381.3 με,平均應變約為1151.5 με。所有應變均為正。

由于接頭卡環槽內及飛邊端面空間位置受限,傳統應變片無法進行布設,故局部應變光纖傳感測量結果僅與仿真結果進行對比,接頭其他部位應變光纖傳感測量結果分別與傳統應變片測量結果 、仿真計算結果進行對比。為提高計算精度,仿真計算的邊界條件均與實際連接固定形式一致。表2為接頭局部應變平均值對比分析。圖13為各通道應變測量結果與計算、測量結果對比圖。由3通道、5通道對比結果看出,光纖傳感器測量結果與傳統應變片測量結果較為接近,測量平均值誤差分別為6%、0.8%。1通道、2通道、4通道光纖測量結果僅與仿真計算結果進行對比,誤差不超過8.2%。造成誤差主要是由于空間位置受限,光纖傳感器粘貼時為手工操作,可能存在局部膠粘劑固化時光纖壓縮、彎折或與環向存在夾角,造成測量結果存在誤差。同時測量精度也受中間粘貼層厚度及傳感器長度影響;傳統應變片的測量精度受溫度變化、粘貼工藝等因素影響,目前測量中的所有粘貼工藝及中間層厚度控制均為人工操作,因此兩種測量結果存在不可避免的偏差。

(a)1# Channel (b)2# Channel

(c)3# Channel (d)4# Channel (e)5# Channel圖13 各通道應變測量結果與計算結果對比Fig.13 Comparison of strain measurement results and calculation results in each channel

5 結論

(1)采用的光纖光柵傳感網絡能夠克服電學應變片無法在極狹窄空間布設且測量的難題,同時能避免電磁場的干擾。首次將光纖傳感技術應用于固體火箭發動機結構應變測量。接頭的錐面、柱面、端面的傳感器存活率高,測量結果穩定,與有限元仿真結果較為接近,與傳統應變片測量結果也基本吻合,測量平均值誤差不大于6%,測量結果可信、可靠。

(2)采用光纖傳感器可以實現發動機一些特殊結構以及部位的應變測量,大大彌補了傳統測量手段的局限,為復雜結構受力分析提供基礎數據。后續工作將進一步改善傳感器粘貼效果,提高測量精度,并嘗試將光纖傳感器應用于發動機其他部位應變測量。