基于MSC.Marc的固體發(fā)動機(jī)噴管非線性瞬態(tài)熱結(jié)構(gòu)耦合分析

裴少帥，胡迎春，高四良

?

基于MSC.Marc的固體發(fā)動機(jī)噴管非線性瞬態(tài)熱結(jié)構(gòu)耦合分析

裴少帥1，胡迎春2，高四良3

（1.西安航天動力技術(shù)研究所，陜西 西安 710025；2. 廣西師范大學(xué)職業(yè)技術(shù)師范學(xué)院，廣西 桂林 541004；3.西安航天動力機(jī)械廠，陜西 西安 710025）

利用MSC.Marc軟件對噴管進(jìn)行了非線性瞬態(tài)熱結(jié)構(gòu)耦合分析。獲得了噴管結(jié)構(gòu)在工作過程中的溫度和應(yīng)力分布、零部件粘接界面工作情況、預(yù)留熱膨脹間隙變化規(guī)律等。計(jì)算結(jié)果表明，依據(jù)常規(guī)設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)的噴管方案結(jié)構(gòu)質(zhì)量有較大設(shè)計(jì)余量；喉襯與相鄰材料的膠粘面在噴管工作中很快失效；喉襯與擴(kuò)張段絕熱層軸向端面對接間隙較小，在工作中會產(chǎn)生較大接觸應(yīng)力；收斂段與擴(kuò)張段螺紋聯(lián)接應(yīng)力較小，有較高的設(shè)計(jì)可靠性。

噴管；熱結(jié)構(gòu)耦合；非線性瞬態(tài)分析

熱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)是固體發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的重要部分，設(shè)計(jì)中需要考慮發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)在內(nèi)部高溫高壓燃?xì)庾饔孟碌膫鳠?、燒蝕、碳化、強(qiáng)度、剛度等問題。設(shè)計(jì)中主要采用類比設(shè)計(jì)和試驗(yàn)考核的傳統(tǒng)設(shè)計(jì)方法。基于成功經(jīng)驗(yàn)的類比設(shè)計(jì)方法，對相近工況和相似結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)，有一定的參考價值，但制約了新結(jié)構(gòu)的發(fā)展和應(yīng)用；為了保證設(shè)計(jì)可靠性，設(shè)計(jì)裕度通常較大，不利于提高發(fā)動機(jī)的整體性能。試驗(yàn)考核是對設(shè)計(jì)方案在特定載荷下的工作能力和可靠性的實(shí)物考核，是對設(shè)計(jì)方案評估的有效方法，但研制成本較高，研究周期較長。國外在固體發(fā)動機(jī)熱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)過程中充分利于數(shù)值仿真技術(shù)，對發(fā)動機(jī)工作中的傳熱、燒蝕、碳化和結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度、剛度等進(jìn)行數(shù)值仿真分析計(jì)算，充分考慮熱與結(jié)構(gòu)的瞬態(tài)耦合作用。國內(nèi)也開展了相應(yīng)的研究工作，對防熱材料在高溫下的力學(xué)及熱響應(yīng)進(jìn)行了討論，并應(yīng)用于發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及性能分析[1-8]。相關(guān)研究結(jié)果表明，基于熱和結(jié)構(gòu)的完全耦合仿真分析技術(shù)的現(xiàn)代設(shè)計(jì)方法能夠設(shè)計(jì)計(jì)算出工作過程中每個時刻發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)溫度、應(yīng)力和剛度狀態(tài)，可以有效驗(yàn)證新方案的可行性，改進(jìn)設(shè)計(jì)方案，提高設(shè)計(jì)質(zhì)量。

本文在某發(fā)動機(jī)螺紋聯(lián)接式噴管設(shè)計(jì)中采用MSC.Marc通用有限元分析軟件熱結(jié)構(gòu)耦合分析模塊，對噴管方案進(jìn)行瞬態(tài)熱結(jié)構(gòu)耦合分析計(jì)算，并依據(jù)計(jì)算結(jié)果對設(shè)計(jì)進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)，優(yōu)化噴管結(jié)構(gòu)，顯著提高了噴管設(shè)計(jì)質(zhì)量。

1 螺紋聯(lián)接式噴管結(jié)構(gòu)

為了滿足設(shè)計(jì)空間、安裝工序和特殊維護(hù)等總體要求，發(fā)動機(jī)固定噴管與發(fā)動機(jī)殼體采用法蘭聯(lián)接。噴管擴(kuò)張段與收斂段采用螺紋聯(lián)接，便于拆裝維護(hù)。噴管擴(kuò)張段內(nèi)形面采用三次拋物線特殊形面，在保證擴(kuò)張比的前提下最大限度減小擴(kuò)張段長度。噴管結(jié)構(gòu)簡圖如圖1所示。噴管主要選材見表1。

擴(kuò)張段與收斂段采用螺紋聯(lián)接，為了減小聯(lián)接螺紋結(jié)構(gòu)負(fù)荷，提高螺紋聯(lián)接結(jié)構(gòu)可靠性，必須減小擴(kuò)張段重量；為了減小工作過程中擴(kuò)張段外壁面溫升，必需增加噴管絕熱層厚度。擴(kuò)張段絕熱層厚度的增加必將增加擴(kuò)張段結(jié)構(gòu)重量，增大聯(lián)接螺紋結(jié)構(gòu)負(fù)荷。為了解決這一設(shè)計(jì)矛盾，在此對噴管結(jié)構(gòu)進(jìn)行精確熱結(jié)構(gòu)耦合分析計(jì)算，合理設(shè)計(jì)擴(kuò)張段絕熱層厚度，在保證噴管熱結(jié)構(gòu)可靠的前提下，減小螺紋聯(lián)接結(jié)構(gòu)載荷，提高聯(lián)接強(qiáng)度剛度。

圖1固體發(fā)動機(jī)噴管結(jié)構(gòu)簡圖

表1噴管主要材料表

名稱材料 喉襯高強(qiáng)石墨T705 喉襯背壁絕熱層高硅氧酚醛模壓 收斂段絕熱層碳纖維酚醛模壓 擴(kuò)張段絕熱層碳布酚醛－高硅氧布酚醛復(fù)合纏繞 收斂段殼體高強(qiáng)鋼30CrMnSiA 擴(kuò)張段殼體高強(qiáng)鋼30CrMnSiA

2 模型簡化及載荷分析

2.1 模型簡化

噴管計(jì)算模型中對噴管結(jié)構(gòu)進(jìn)行了合理簡化。主要簡化如下：

（1）發(fā)動機(jī)噴管為軸對稱結(jié)構(gòu)，工作過程中高溫高壓燃?xì)庠趪姽軆?nèi)軸對稱分布，因此計(jì)算采用軸對稱計(jì)算模型；

（2）收斂段和擴(kuò)張段螺紋聯(lián)接結(jié)構(gòu)在圓周方向?yàn)榉禽S對稱結(jié)構(gòu)，但螺紋螺距為3 mm，螺紋直徑為232 mm，螺紋升角較小，簡化為軸對稱結(jié)構(gòu)對螺紋受力影響較小。噴管其他結(jié)構(gòu)和載荷軸對稱分布，因此計(jì)算模型采用軸對稱二維有限元模型。陰陽螺紋為幾何非線性接觸對；

（3）計(jì)算中不考慮絕熱層及喉襯的燒蝕；

（4）絕熱層在高溫燃?xì)庾饔孟绿蓟纸獾然瘜W(xué)過程簡化為材料密度、比熱和熱導(dǎo)率隨溫度的非線性變化，不進(jìn)行化學(xué)動力學(xué)分析計(jì)算；

（5）喉襯與喉襯背壁絕熱層、收斂段絕熱層、擴(kuò)張段絕熱層等周邊非金屬材料采用膠粘工藝粘接組裝，工作過程中粘接界面上膠粘劑會分解碳化，膠粘面之間的連接關(guān)系從固結(jié)轉(zhuǎn)變?yōu)槟Σ两佑|。因此計(jì)算模型中喉襯周邊膠粘面處理為相互間可以傳遞熱量和力的多物理場非線性接觸。

2.2 載荷分析

噴管是固體發(fā)動機(jī)的能量轉(zhuǎn)換裝置，將固體推進(jìn)劑藥柱燃燒后產(chǎn)生的高溫高壓燃?xì)?，通過內(nèi)型面擴(kuò)張、加速，并最終從擴(kuò)張段大端口噴出，產(chǎn)生發(fā)動機(jī)前進(jìn)的推力。高溫高壓燃?xì)庠趪姽苤辛鲃訒r，與噴管內(nèi)表面發(fā)生強(qiáng)烈的熱交換，向噴管內(nèi)表面?zhèn)鬟f熱量，沖刷、燒蝕噴管內(nèi)型面。作用噴管內(nèi)表面的燃?xì)鈮毫腿細(xì)馀c噴管內(nèi)表面的對流換熱是噴管工作過程中的主要熱結(jié)構(gòu)載荷。在此采用一維等熵定常流計(jì)算噴管內(nèi)燃?xì)鈮毫蜏囟容d荷，采用巴茲公式計(jì)算燃?xì)馀c噴管內(nèi)表面之間的對流換熱系數(shù)。計(jì)算公式如下：

式中：為溫度，K；為壓強(qiáng)，Pa，；為馬赫數(shù)；0為發(fā)動機(jī)燃燒室溫度，K；0為發(fā)動機(jī)平均壓強(qiáng)，Pa；為燃?xì)獗葻岜龋簽閲姽軆?nèi)計(jì)算截面處的通道面積，m2；A為噴管喉部截面處的通道面積，m2；h為對流換熱系數(shù)，w/（m2·K）；d為噴管喉徑，m；為燃?xì)鈩恿φ承韵禂?shù)Pa·s；C為燃?xì)獾亩▔罕葻崛荩琂/（kg·K）；P為燃?xì)獾钠绽侍財(cái)?shù)；為燃?xì)獾奶卣魉俣?，m/s；r為噴管喉部的曲率半徑，m；為對流換熱系數(shù)的修正因子，它隨馬赫數(shù)、燃?xì)獾臏囟纫约氨诿娴臏囟茸兓?，取值?.931和1.01之間，文中取1。

3 MSC.Marc熱結(jié)構(gòu)耦合計(jì)算模塊

MSC.Marc是功能齊全的高級非線性有限元分析求解器，具有極強(qiáng)的分析能力，可以處理各種線性和非線性結(jié)構(gòu)分析[9-10]。熱結(jié)構(gòu)耦合分析模塊具有求解各類熱邊界載荷和結(jié)構(gòu)邊界載荷作用下結(jié)構(gòu)的溫度、變形、應(yīng)力、應(yīng)變等結(jié)構(gòu)響應(yīng)。噴管內(nèi)表面燃?xì)鈮毫Α囟?、對流換熱系數(shù)沿噴管軸線非均勻分布，MSC.Marc提供了用子程序film和forcem分別用于施加復(fù)雜對流換熱系數(shù)和表面壓力[11]。

在此將一維等熵定常流計(jì)算噴管內(nèi)燃?xì)鈮毫Α囟容d荷的計(jì)算公式和計(jì)算燃?xì)馀c噴管內(nèi)表面間對流換熱的巴爾茲公式程序化，嵌入film和forcem用戶子程序中。在瞬態(tài)熱結(jié)構(gòu)耦合計(jì)算時，MSC.Marc在每個時間迭代步初先調(diào)用用戶子程序計(jì)算噴管內(nèi)形面上的壓力、溫度和對流換熱系數(shù)載荷，再進(jìn)行基于上步結(jié)果的該步傳熱和結(jié)構(gòu)應(yīng)力計(jì)算。計(jì)算流程結(jié)構(gòu)框圖如圖2所示。

4 計(jì)算結(jié)果及分析

通過分析計(jì)算，獲得了噴管結(jié)構(gòu)在固體發(fā)動機(jī)燃?xì)庾饔孟碌臏囟?、?yīng)力、界面狀態(tài)、預(yù)留熱脹間隙等結(jié)構(gòu)載荷瞬態(tài)響應(yīng)。對計(jì)算結(jié)果分析如下。

圖2計(jì)算流程結(jié)構(gòu)框圖

4.1 結(jié)構(gòu)溫度響應(yīng)分析

圖3～圖6分別給出了噴管及主要零部組件溫度響應(yīng)。由計(jì)算結(jié)果可以看出，發(fā)動機(jī)工作前5 s，噴管內(nèi)表面各部分溫度迅速上升，5 s時已基本達(dá)到最終溫度。工作結(jié)束時各零部組件結(jié)構(gòu)溫度達(dá)到最高值。其中收段絕熱層內(nèi)表面溫度最高為3208℃。在發(fā)動機(jī)工作5s時喉襯與收斂段絕熱層粘接界面溫度已達(dá)到450℃以上，粘接界面開始碳化分解，喉襯與收斂段絕熱層的粘接關(guān)系變?yōu)榻佑|關(guān)系。金屬殼體在發(fā)動機(jī)工作過程中溫升較小。

4.2 結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

噴管結(jié)構(gòu)應(yīng)力響應(yīng)如圖7所示，最大應(yīng)力發(fā)生在螺紋聯(lián)接處，最大應(yīng)力為464.3 MPa。殼體材料高強(qiáng)鋼30CrMnSiA極限強(qiáng)度為1080 MPa，設(shè)計(jì)安全系數(shù)大于2.3。

4.3 預(yù)留熱脹間隙分析

為了避免工作中喉襯發(fā)生熱膨脹與擴(kuò)張段絕熱層發(fā)生擠壓，在喉襯與擴(kuò)張段絕熱層配合界面處預(yù)留熱脹間隙，喉襯與擴(kuò)張段絕熱層對接面間隙隨工作時間的變化曲線如圖8所示。噴管工作3.7 s時，喉襯與擴(kuò)張段絕熱層對接面間隙已變?yōu)榱?，喉襯與擴(kuò)張段絕熱層將產(chǎn)生相互擠壓。擠壓使喉襯向噴管出口變形受阻，導(dǎo)致喉襯內(nèi)部應(yīng)力、喉襯與背壁的粘接界面應(yīng)力復(fù)雜化。同時使擴(kuò)張段絕熱層入口產(chǎn)生嚴(yán)重破壞。

圖3 噴管溫度分布云圖

圖3噴管內(nèi)表面溫度隨時間變化曲線

圖4喉襯膠粘面上的溫度變化曲線

圖5金屬殼體膠粘面上的溫度變化曲線

圖6噴管結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布圖

圖7喉襯與擴(kuò)張段對接面間隙變化曲線

5 總結(jié)

利用MSC.Marc通用有限元軟件對噴管結(jié)構(gòu)進(jìn)行了非線性瞬態(tài)熱－結(jié)構(gòu)耦合分析計(jì)算，獲得了工作過程中噴管在高溫燃?xì)庾饔孟聼峤Y(jié)構(gòu)響應(yīng)，對設(shè)計(jì)方案的評估提供了較準(zhǔn)確的理論依據(jù)。計(jì)算結(jié)果表明依據(jù)常規(guī)設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)的噴管方案有較大設(shè)計(jì)余量；喉襯與擴(kuò)張段絕熱層端面對接間隙較小，會產(chǎn)生較大的相互擠壓。計(jì)算結(jié)果為噴管設(shè)計(jì)改進(jìn)指明的方向，利于提高設(shè)計(jì)質(zhì)量。

[1]鄭曉亞，王衛(wèi)祥，邵明玉. 復(fù)合噴管傳力路徑及熱結(jié)構(gòu)分析[J]. 應(yīng)用力學(xué)學(xué)報(bào)，2015，32（4）：618-623.

[2]白俊華，胡春波，李佳明. 固體發(fā)動機(jī)噴管喉襯流固耦合換熱規(guī)律數(shù)值研究[J]. 西北工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2014，32（1）：23-28.

[3]韓珺禮，蒙上陽，楊軍輝，等. 固體火箭發(fā)動機(jī)噴管熱防護(hù)設(shè)計(jì)[J]. 計(jì)算機(jī)輔助工程，2013，22（a01）：160-163.

[4]鄭曉亞，王衛(wèi)祥，蔡飛超，等. 固體火箭發(fā)動機(jī)噴管熱結(jié)構(gòu)一體化計(jì)算[J]. 航空動力學(xué)報(bào)，2012，27（9）：2122-2127.

[5]孫林，閻海生，鮑福廷. 基于統(tǒng)計(jì)學(xué)的旋轉(zhuǎn)火箭發(fā)動機(jī)噴管熱結(jié)構(gòu)分析[J]. 固體火箭技術(shù)，2015，38（3）：356-371.

[6]龐越華，班大偉. 耦合場下固體火箭發(fā)動機(jī)噴管的動力學(xué)分析[J]. 機(jī)械工程師，2013（10）：77-78.

[7]孫林，鮑福廷，時偉. 旋轉(zhuǎn)固體火箭發(fā)動機(jī)噴管熱結(jié)構(gòu)分析[J]. 航空計(jì)算技術(shù)，2014，44（3）：62-65.

[8]張曉光，王長輝，劉宇，等. 固體火箭發(fā)動機(jī)喉襯流場及熱結(jié)構(gòu)耦合分析[J]. 固體火箭技術(shù)，2011，34（5）：579-583.

[9]王家昆，施慶華，李廣沈，等. 壓力鍋體有限元熱應(yīng)力耦合分析[J]. 機(jī)械，2015，42（7）：36-39.

[10]陳真. 基于有限元的圓錐滾子軸承建模研究[J]. 2012（10）：21-24.

[11]陳火紅，尹偉奇，薜小香. MSC.Marc二次開發(fā)指南[M]. 北京：科學(xué)出版社，2004.

Nonlinear Transient Thermal-Structure Coupling Analysis of Solid Rocket Motor Nozzle Based on MSC.Marc

PEI Shaoshuai1，HU Yingchun2，GAO Siliang3

( 1.The Institute of Xi’an Aerospace Solid Propulsion Technology, Xi’an 710025, China; 2.Teachers College for Vocational and Technical Education, Guangxi Normal University, Guilin 541004, China; 3.Xi’an Aerospace Power Machinery Factory, Xi’an 710025, China )

The nonlinear transient thermal-structure coupling analysis of nozzle is carried out by using MSC.MARC software. The temperature and stress distribution of nozzle structure in the working process and the bonding interface of the parts and the variation law of the reserved thermal expansion gap are obtained. The calculation results show that the design of nozzle scheme has the large designing allowance according to the conventional design method. The adhesive surfaces of the throat and the adjacent material are quickly ineffective in the working process. The axial expansion gap of the throat and the expansion section is smaller and so that the greater contact stress. The thread joint between the convergent section and the expansion section has the small stress of and the high design reliability.

nozzle；coupling thermal structure；nonlinear transient analysis

TN751.1；V214.4+3

A

1006－0316 (2018) 04－0006－05

10.3969/j.issn.1006-0316.2018.04.002

2017－11－16

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51565007）

裴少帥（1978－），男，陜西西安人，碩士，高級工程師，主要研究方向?yàn)楣腆w發(fā)動機(jī)設(shè)計(jì)；胡迎春（1971－），女，江蘇南京人，博士，教授，主要研究方向?yàn)樗惴ㄅc多學(xué)科優(yōu)化設(shè)計(jì)、計(jì)算機(jī)圖像處理等；高四良（1976－），男，陜西西安人，碩士，高級工程師，主要研究方向?yàn)闄C(jī)械系統(tǒng)設(shè)計(jì)。