復合載荷作用下火箭輸送管動力特性試驗與數(shù)值研究

韓文龍， 張明明， 衛(wèi) 國， 胡彥平， 王 帥(北京強度環(huán)境研究所 環(huán)境可靠性中心，北京 100076)

大推力新型運載火箭動力系統(tǒng)多采用無毒無污染的液氫液氧或液氧煤油發(fā)動機，低溫推進劑的使用給火箭增壓輸送系統(tǒng)的設計與實施帶來巨大的挑戰(zhàn)和技術難題。輸送管作為增壓輸送系統(tǒng)關鍵組成部分，擔負著推進劑輸送的核心任務，且管路在箭上實際工作過程中受到內(nèi)壓、低溫、振動、沖擊、復雜邊界等綜合工況的影響[1-3]。因此研究輸送管在綜合工況下的結構動力特性，保障輸送管在工作過程中的可靠性尤為重要。

近年來綜合工況下管路動力特性研究主要集中在充液管路的流固耦合研究[4-8]、增壓管路的氣固耦合研究[9-11]以及不同溫度環(huán)境對管路動力特性的影響[12-15]。以上研究主要側重于結構簡單、內(nèi)徑較小的管路，方法上也偏重于數(shù)值模擬和仿真計算。對于大推力新型運載火箭輸送管，由于管路內(nèi)徑大，且同時受到低溫、高壓、振動等綜合應力作用，因此無論試驗還是仿真計算方面的相關研究都很少，特別是試驗方面由于其難度大，復雜性強、危險系數(shù)高、試驗成本高，國內(nèi)鮮有成功案例。本文根據(jù)輸送管路在箭上的實際安裝及工作狀態(tài)，設計了一整套綜合試驗系統(tǒng)，攻克了各類技術難關開展了相關試驗，并依據(jù)試驗分析結果建立并修正了管路有限元模型，結合試驗對管路在箭上所經(jīng)受的復合環(huán)境應力進行了仿真和試驗研究。

1 理論基礎

本項目研究對象為兩端通過法蘭盤封閉空間管路，內(nèi)部充壓的氮氣和液氮作為管路的內(nèi)部載荷，因此不考慮氣體和液體的流速影響。

振動試驗中，空間管路系統(tǒng)一端固定在振動臺上，其他端都與鋼梁或鑄塊固定。因此，可將空間管路系統(tǒng)簡化為一端固支，一端施加外部給定運動激勵的動力學模型其動力學方程為

(1)

考慮管路內(nèi)部充氣壓，空間管路呈現(xiàn)預緊力狀態(tài)，表現(xiàn)為剛度提升，此時的動力學方程為

([Kp]+[ΔK]){x}={f}

(2)

管路內(nèi)部充滿一定壓力的液體時，液體作為附加質量明顯改變空間管路系統(tǒng)的結構的動特性，造成管路結構質量、阻尼發(fā)生變化，此時系統(tǒng)的動力學方程為

([Kp]+[ΔK]){x}={f}

(3)

當管路結構承受溫度載荷時(液氮80 K溫區(qū))，結構的剛度也會發(fā)生變化，從而影響結構的動力學特性。溫度載荷對結構剛度的影響體現(xiàn)在兩個方面：① 材料的彈性模量隨溫度變化而變化；② 結構中的存在溫度梯度會產(chǎn)生熱應力，從而改變結構的剛度，此時系統(tǒng)的動力學方程為

([Kp]+[ΔK]+[ΔK′]){x}={f}

(4)

2 試驗研究

2.1 試驗系統(tǒng)設計及搭建

由于輸送管在箭上的實際安裝狀態(tài)為一端與發(fā)動機端口相連接，一端與儲箱相連接。為能更加真實的模擬箭上安裝狀態(tài)、邊界條件，以及發(fā)動機工作時輸送管所處的真實工況環(huán)境，試驗時管路與發(fā)動機連接端為激勵端，與儲箱系統(tǒng)連接端為固支端。試驗中，低溫加載使用液氮加注，壓力加載使用高壓氮氣瓶充壓，同時利用壓力平衡器保證試驗過程中管路系統(tǒng)內(nèi)部壓力始終處于動態(tài)平衡狀態(tài)。加壓過程中由于管路內(nèi)徑大，管路內(nèi)部所受內(nèi)壓載荷會隨著壓力的變大而不斷加大，且管路中間波紋軟管會隨著內(nèi)壓的增加剛度逐漸變大，此時管路極易發(fā)生側翻失穩(wěn)，因此試驗中設計了承力和防失穩(wěn)系統(tǒng)。具體試驗系統(tǒng)，如圖1～圖3所示。

圖1 試驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the test system

圖2 試驗裝置簡要操作流程Fig.2 Brief description of the test device

具體試驗時，由于輸送管和壓力平衡器可看成一套連通器，因此試驗操作時首先使用高壓氮氣瓶經(jīng)壓力平衡器對輸送管進行氮氣置換，以保證管內(nèi)介質單一；其次使用液氮加注系統(tǒng)對輸送管進行低溫液氮加注，直至壓力平衡器自動排液閥打開，表明液氮加注已滿，同時通過溫度傳感器觀察溫度。

圖3 管路試驗狀態(tài)Fig.3 Pipeline test status

2.2 兩種狀態(tài)下應變變化趨勢

應變在常溫狀態(tài)和低溫狀態(tài)下隨壓力變化趨勢如圖4所示。

圖4 不同工況下應變隨壓力變化趨勢Fig.4 Change trend of strain with pressure under different working conditions

圖4為波紋管上端5#點附近的應變變化趨勢圖，分析其他應變測點也可得到相似變化趨勢，比較上圖兩條曲線可以看出應變在常溫狀態(tài)和低溫狀態(tài)下隨壓力的逐步增加而逐漸變大，但常溫狀態(tài)下比低溫狀態(tài)下在同壓力下的應變相對值大，且受壓力變化的影響更大。分析原因，常溫狀態(tài)下管路內(nèi)部充壓，管路剛度變大，空間管路呈現(xiàn)預緊力狀態(tài)，因此應變逐漸隨壓力的變大而變大；低溫狀態(tài)下管路性能更加優(yōu)異，相比常溫管路在低溫狀態(tài)下其強度、塑性、韌性都大幅度提高，因此低溫狀態(tài)下管路受壓力的影響沒有常溫下大。

2.3 不同工況下管路固有頻率研究

對管路做研究性小量級隨機振動試驗，帶寬為(20～1 000 Hz)。常溫常壓狀態(tài)、常溫加壓狀態(tài)(1.0 MPa)、液氮低溫加壓狀態(tài)(1.1 MPa/-196 ℃ )下管路波紋管上端測點與臺面?zhèn)鬟f函數(shù)曲線，如圖5所示。固有頻率，如表1所示。

圖5 不同工況下傳遞函數(shù)曲線Fig.5 Transfer function curves under different operating

圖5和表1為波紋管上端加速度曲線和固有頻率值，分析其他加速度測點也可得到相似變化趨勢，因此說明這種變化趨勢對此類管具有路普適特性。由圖5和表1可知，相對于常溫常壓下管路固有頻率，低溫常壓狀態(tài)下管路固有頻率出現(xiàn)顯著前移，常溫充壓狀態(tài)下管路固有頻率出現(xiàn)顯著后移。由此可以判斷，常溫充壓使得管路剛度變大，質量變化可忽略，因此固有頻率變大。低溫充壓狀態(tài)下管路受壓力影響剛度變大，受溫度影響結構的剛度也會發(fā)生變化，從而影響結構的動力學特性，溫度載荷對結構剛度的影響體現(xiàn)在兩個方面：①材料的彈性模量隨溫度變化而變化；②結構中存在的溫度梯度會產(chǎn)生熱應力，從而改變結構的剛度；同時低溫狀態(tài)下管路充滿液氮，管路的整體質量顯著變大，最終使得剛度、質量的比值相對變小，因此低溫充壓狀態(tài)下固有頻率變小。

表1 各工況下固有頻率值Tab.1 Natural frequencies under differentoperating conditions

3 有限元建模及仿真

3.1 輸送管有限元模型

依據(jù)管路幾何模型及試驗狀態(tài)建立管路結構有限元模型，并參考試驗結果對有限元模型進行修正，首先利用常溫常壓狀態(tài)下小量級隨機振動所得到的前十階模態(tài)，對管路各位置厚度進行靈敏度分析，其結果如圖 6所示。再根據(jù)不同狀態(tài)下管路的結構固有特性差異，對管路有限元模型進行了差異化修正。修正后的模型，如圖7所示。其中A端面和C端面固支，B端面為振動臺激勵輸入端。計算時有限元模型采用4邊形殼單元(CQUAD4)建立，材料參數(shù)屬性如表2所示；管路在液氮充壓狀態(tài)下，溫度、內(nèi)壓等均以預應力的形式考慮，通過預應力修正結構剛度，最后將修正后的剛度矩陣施加于有限元模型，對于管路內(nèi)的液氮以分布式附加質量效應加載于模型上。試驗測點2#、4#、6#在1#、3#、5#的對稱面，且各測點分別對應相同位置的有限元節(jié)點編號。

圖6 管路前十階模態(tài)對厚度的靈敏度Fig.6 Sensitivity of the ten-step mode to thickness of the pipe

表2 材料參數(shù)屬性Tab.2 Material parameter attributes

圖7 輸送管有限元模型Fig.7 Finite element model of the pipe

3.2 仿真與試驗結果分析

利用前節(jié)修正得到的有限元模型，計算了在溫度-196 ℃、內(nèi)壓為1.1 MPa復合預載荷作用下，20～2 000 Hz頻帶內(nèi)隨機振動條件下各測點加速度功率譜密度分布，并與試驗結果進行了比對。圖8和圖9分別為1#、2#、3#、4#測點的計算及試驗結果。圖10為管路各測點總均方根值變化趨勢的計算與試驗結果比對圖。

圖8 加速度測點頻響函數(shù)仿真結果Fig.8 Simulation results of frequency response function of acceleration point

圖9 加速度測點頻響函數(shù)試驗結果Fig.9 Test results of frequency response function of acceleration point

圖10 加速度測點總均方根值變化曲線Fig.10 Curve of total root mean square change of acceleration point

由圖7～圖9可知，試驗結果與數(shù)值計算結果吻合較好，波紋管下方(1#～4#測點區(qū)域其中，圖9中AUX2～AUX11為試驗時1#～4#點的測量通道)在此方向上的加速度響應曲線傳遞趨勢基本一致，響應量級相近，最大實測響應與計算響應均為42g左右，與輸入量級25g相比放大約為4.5 dB。經(jīng)波紋管位移補償后，三通及其分支根部(5#～7#)加速度響應量級有一定的衰減，試驗測量最大值約為7g(-11 dB)，仿真結果為6g(-12 dB)。由圖9整體來看加速度響應沿管路由振動端向固支端呈現(xiàn)逐級遞減趨勢，且經(jīng)波紋管后響應呈顯著衰減趨勢。

4 結 論

(1)設計并搭建了復合振動試驗系統(tǒng)，解決了試驗中低溫加載、壓力平衡、管路極限位移補償、管路變形失穩(wěn)防防護等一系列技術難題；實現(xiàn)了地面試驗對大內(nèi)徑液氧輸送管箭上工作狀態(tài)盡可能真實模擬。

(2)分析了常溫和低溫狀態(tài)管路應變隨壓力的變化趨勢，研究了管路在常溫常壓、常溫充壓、低溫充壓三種狀態(tài)下固有頻率，得出f(常溫充壓)>f(常溫常壓)>f(低溫充壓)。

(3)依據(jù)試驗結果建立并修正了管路有限元模型，結合試驗分析了管路在復合隨機振動條件下各部位加速度響應，驗證了有限元模型的正確性，得到了管路不同位置的加速度變化趨勢，為后續(xù)研究奠定了基礎。

參 考 文 獻

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