固體火箭發(fā)動機(jī)復(fù)合材料推力裙結(jié)構(gòu)優(yōu)化

Composite material thrust skirt structure optimization on solid rocket motor

HAO Chenwei， LIU Jiaqiu， LI Jun，WU Weiping*， ZHANG Chen，ZHAO Hanyu（Harbin FRP Research Institute Co.，Ltd.，Harbin 150028）

Abstract：This paper optimizes the structureof composite material thrust skirt.The stress ofanewcomposite material thrust skirtunderload isanalyzedbyusingANSYSfinite element software，and then thecompositematerialthrustskirt structure isoptimizedforthreetimes.Thestaticanalysisofthecompositematerialthrustskirtafterstructuraloptimizationis carried outbyusing finiteelement software.Itisfoundthat thedeformationand stresstateofthecomposite materialthrust skirt is improvedafter structuraloptimization，whichcan providesomereferenceforthesubsequentdesignofcomposite material thrust skirt.

Keywords：composite material thrust skirt；structural optimization；finite element method

1引言

復(fù)合材料推力裙是固體火箭發(fā)動機(jī)殼體的關(guān)鍵部件，用于實(shí)現(xiàn)殼體級間段連接或與其他部件的連接，是殼體的整體延伸[1]。火箭運(yùn)行過程中受到的外部載荷復(fù)雜多變，因此設(shè)計(jì)過程中對復(fù)合材料推力裙的受力分析十分重要[2.3]。早期火箭發(fā)動機(jī)采用金屬材料制作推力裙來連接兩個火箭發(fā)動機(jī)殼體[4]，過大的重量使火箭需要更大的推力，導(dǎo)致火箭燃料消耗增大，成本提升。隨著火箭發(fā)動機(jī)技術(shù)的發(fā)展，對推力裙的性能和輕量化提出了更高的要求，復(fù)合材料具有輕質(zhì)高強(qiáng)、耐腐蝕、易成形、可設(shè)計(jì)等特點(diǎn)[5.6]，火箭發(fā)動機(jī)連接用的推力裙逐漸由金屬材料過度成為輕質(zhì)高強(qiáng)的復(fù)合材料，并在復(fù)合材料技術(shù)發(fā)展的過程中，實(shí)現(xiàn)了復(fù)合材料火箭發(fā)動機(jī)和推力裙的一體化制造[7]。

2復(fù)合材料推力裙有限元模型的建立

2.1 三維模型的參數(shù)

本文研究的復(fù)合材料推力裙軸向長度為200mm ，最大外徑為 760mm ，復(fù)合材料推力裙的三維模型如圖1所示[8]。

2.2 材料參數(shù)

復(fù)合材料推力裙選用國產(chǎn)T700碳纖維和IS-130 環(huán)氧樹脂制造[9]，采用等效材料性能[10]，材料參數(shù)如表1所示。

3復(fù)合材料推力裙靜力分析

3.1 邊界條件設(shè)置

2.3 網(wǎng)格劃分

對復(fù)合材料推力裙進(jìn)行網(wǎng)格劃分，將網(wǎng)格尺寸控制在 10mm 。網(wǎng)格劃分后模型節(jié)點(diǎn)共82155個，單元40155個，網(wǎng)格質(zhì)量多集中在0.63-1.00中間，網(wǎng)格平均質(zhì)量0.61，網(wǎng)格質(zhì)量滿足計(jì)算要求，網(wǎng)格劃分后的結(jié)果如圖2所示，網(wǎng)格質(zhì)量柱狀圖如圖3所示。

復(fù)合材料推力裙的裙齒和發(fā)動機(jī)殼體通過彈性襯層連接，連接結(jié)構(gòu)如圖4所示，在固體火箭發(fā)動機(jī)工作過程中，復(fù)合材料推力裙主要承受來自軸向的力。

在分析過程中，裙齒被固定，外力施加在裙上的鉆孔部分，復(fù)合材料推力裙受軸向 30MPa 的壓力，施加的約束以及外力分別如圖5和圖6所示。

3.2 靜力分析結(jié)果

設(shè)置邊界條件以及外部載荷后，在求解器中對復(fù)合材料推力裙模型進(jìn)行軸向拉伸工況下的力學(xué)求解。復(fù)合材料推力裙的總變形量和等效應(yīng)力狀況如圖7和圖8所示。從圖7中可以看出，變形最大的點(diǎn)在開孔對應(yīng)的法蘭端面最外沿，變形最大的區(qū)域?yàn)閺拈_孔處開始向法蘭外沿的扇形區(qū)域，復(fù)合材料推力裙最大變形量 4.96mm ，平均變形量 0.39mm 。從圖8可以看出，應(yīng)力較大的點(diǎn)在復(fù)合材料推力裙孔的位置，應(yīng)力最大的點(diǎn)應(yīng)力 74.28MPa ，在開孔處存在應(yīng)力集中，應(yīng)力最小的點(diǎn)應(yīng)力值為 4.23×10^-17MPa ，平均應(yīng)力值為 4.87MPa 。

4復(fù)合材料推力裙結(jié)構(gòu)優(yōu)化分析

4.1方案一

對結(jié)構(gòu)進(jìn)行初步優(yōu)化后的復(fù)合材料推力裙模型，在每個裙上的兩孔中間部位加筋，加筋從復(fù)合材料推力裙法蘭端部至弧形拐角結(jié)束，一共8個，如圖9所示。

對改進(jìn)設(shè)計(jì)的復(fù)合材料推力裙結(jié)構(gòu)進(jìn)行軸向拉伸分析，邊界條件和受力情況與3.1小節(jié)的情況一致。

在受軸向拉伸力的情況下，復(fù)合材料推力裙在加筋之后加筋部分法蘭端面的位移變得很小，位移最大的情況發(fā)生在兩筋中間法蘭端面孔對應(yīng)的法蘭端面的外沿，裙端面的最大位移量為 4.48mm ，復(fù)合材料推力裙平均位移為 0.3mm 。此種情況下復(fù)合材料推力裙應(yīng)力較大的點(diǎn)在筋的末端以及法蘭端面的孔處，此時裙最大應(yīng)力 73.68MPa ，最小應(yīng)力值為 3.49×10^-17MPa ，平均應(yīng)力值為 4.47MPa ，軸向拉伸分析輸出的變形云圖和應(yīng)力云圖如圖10和圖11所示。

4.2 方案二

從4.1小節(jié)可看出，復(fù)合材料推力裙在環(huán)向增加筋后變形情況得到了改善，不過仍然存在變形很大的點(diǎn)，因此決定對該復(fù)合材料推力裙結(jié)構(gòu)進(jìn)一步優(yōu)化，優(yōu)化方案為在裙法蘭端面開孔兩側(cè)均增加一個筋，加筋從復(fù)合材料推力裙法蘭端部至弧形拐角結(jié)束，加筋的數(shù)量為16個，優(yōu)化后的復(fù)合材料推力裙模型如圖12所示。

對方案二的復(fù)合材料推力裙進(jìn)行軸向拉伸分析，復(fù)合材料推力裙邊界條件和受力情況與3.1小節(jié)的情況一致，軸向拉伸計(jì)算后輸出的變形云圖和應(yīng)力云圖如圖13和圖14所示。

在受軸向拉伸的力的情況下，復(fù)合材料推力裙在增加筋之后加筋部分法蘭端面的位移變得很小，由于力施加在裙上鉆孔處，位移最大的情況發(fā)生在兩筋中間法蘭端面孔對應(yīng)的法蘭端面的外沿，復(fù)合材料推力裙端面的最大位移量為 2.55mm ，復(fù)合材料推力裙平均位移為 0.18mm 。此種情況下復(fù)合材料推力裙應(yīng)力較大的點(diǎn)在筋的末端以及法蘭端面的孔處，此時復(fù)合材料推力裙最大應(yīng)力 72.63MPa 最小應(yīng)力值為 1.89×10^-17MPa ，平均應(yīng)力值為3.30MPa 。

4.3 方案三

在方案二的改進(jìn)過程中，由于筋的數(shù)量相較于方案一增加1倍，這使得復(fù)合材料推力裙的重量大大增加，火箭發(fā)動機(jī)自身重量對于火箭的運(yùn)載能力有很大的影響，所以在保證復(fù)合材料推力裙強(qiáng)度的前提下，減輕重量可以減輕發(fā)動機(jī)消極質(zhì)量，提高穩(wěn)定性[1]，于是考慮在方案二的基礎(chǔ)上將筋的形狀進(jìn)行改變，這樣可以減輕復(fù)合材料推力裙的重量，并且為裙內(nèi)側(cè)留出一定的空間，為火箭的總體設(shè)計(jì)減輕一些負(fù)擔(dān)，為電纜等產(chǎn)品提供更多的排布可能，兩種方案結(jié)構(gòu)示意如圖15和圖16所示，

對方案三復(fù)合材料推力裙進(jìn)行軸向拉伸分析，復(fù)合材料推力裙邊界條件和受力情況與3.1小節(jié)一致。

在受軸向拉伸力的情況下，復(fù)合材料推力裙在增加筋之后加筋部分法蘭端面的位移變得很小，由于力施加在裙上鉆孔處，位移最大的情況發(fā)生在兩個筋中間法蘭端面孔對應(yīng)的法蘭端面的外沿，裙端面的最大位移量為 3.10mm ，復(fù)合材料推力裙平均位移為 0.21mm 。此種情況下復(fù)合材料推力裙應(yīng)力較大的點(diǎn)在筋的末端以及法蘭端面的孔處，此時復(fù)合材料推力裙最大應(yīng)力 72.48MPa ，最小應(yīng)力值為1.58×10^-17MPa ，平均應(yīng)力值為 3.63MPa 。復(fù)合材料推力裙的變形云圖和應(yīng)力云圖如圖17和圖18所示。

5 分析與討論

軸拉分析的對比結(jié)果如表2所示，從表2可以看出，原始方案復(fù)合材料推力裙最大變形量為4.96mm ，后續(xù)方案的優(yōu)化使得最大變形量縮減到3.10mm ，平均變形從原始方案的 0.39mm ，減小到方案二優(yōu)化后的 0.18mm 。在經(jīng)過兩次方案優(yōu)化改進(jìn)后最大變形量與平均變形量減小，證明優(yōu)化方案對復(fù)合材料推力裙加固效果明顯，最大應(yīng)力從74.28MPa 減小到 72.63MPa ，平均應(yīng)力從 4.87MPa 減小到 3.30MPa 。方案三復(fù)合材料推力裙受力情況下變形量較方案二略大，但較方案一大幅減小。方案三最大應(yīng)力較方案二小，分析是由于加筋形狀與復(fù)合材料推力裙內(nèi)較為貼合，應(yīng)力集中狀況有改善，三種方案所有數(shù)據(jù)均優(yōu)于原始方案。

從表2數(shù)據(jù)來看，復(fù)合裙結(jié)構(gòu)優(yōu)化后復(fù)合材料推力裙在承受外載荷軸向拉伸的情況下，應(yīng)力及變形都有較好的變化。

6結(jié)語

綜上，復(fù)合材料推力裙在結(jié)構(gòu)方案改進(jìn)之后，軸向壓縮和軸向拉伸的分析數(shù)據(jù)均有所改善，本文分析了最大變形、平均變形、最大應(yīng)力和平均應(yīng)力四個方面的狀態(tài)，結(jié)論如下。

（1）復(fù)合材料推力裙原始方案結(jié)構(gòu)由于法蘭在裙端部伸出長度較大，在靜力分析中表現(xiàn)的數(shù)據(jù)較差，變形較大，有必要對結(jié)構(gòu)進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化。（2）方案一相較于方案二在針對原始方案結(jié)構(gòu)優(yōu)化方面體現(xiàn)出來的效果不明顯，加筋數(shù)量少所以在整體數(shù)據(jù)上方案二優(yōu)于方案一。（3）方案三相較于方案二在模型優(yōu)化上減小了重量，增加了復(fù)合材料推力裙內(nèi)部空間，并且從表現(xiàn)出的數(shù)據(jù)來看方案三與方案二結(jié)構(gòu)優(yōu)化效果均好于方案一，綜合來看，推薦方案三作為復(fù)合材料推力裙結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案。

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