運載火箭貯箱排氣管路中波紋管力學環(huán)境地面模擬驗證分析*

華寅淞，丁關錦，張 游，堵同亮，鐵文軍

(上海航天設備制造總廠有限公司·上?！?00245)

0 引 言

運載火箭貯箱排氣管的主要功能是為了滿足增壓輸送系統(tǒng)在測試階段的貯箱放氣和在發(fā)射準備階段的貯箱排氣要求，其通常位于排氣閥門或安全閥門的后端。考慮到在充氣狀態(tài)下貯箱箱底的變形及導管在焊接后的變形，需要在排氣管上增加波紋管以補償此變形[1]。排氣管中的波紋管面對的力學環(huán)境較為復雜，可導致波紋管變形的影響因素眾多，裝配變形、貯箱變形、排氣時的氣流沖刷等都可能導致波紋管變形而造成破壞。若波紋管在裝配變形和貯箱變形的影響下，材料已經進入或接近屈服極限，則在排氣氣流的沖刷下，波紋管可能在多次排氣后被損壞，從而導致貯箱內的推進劑在封閉環(huán)境內造成聚集，在嚴重情況下可能導致毀滅性的災難。

某運載型號在推進劑加注后發(fā)現排氣管波紋管破裂的故障，由于排氣管安裝在貯箱及排氣閥門的后端，排氣管對運載火箭動力系統(tǒng)的影響較小，故而未引起災難性的后果。但是，若排氣管安裝在貯箱與排氣閥門之間，或者因排氣時間長而造成富氧環(huán)節(jié)，則將可能造成火箭爆炸的災難性后果。

本文以某型號故障排氣管為分析對象，在文章第一部分構建了排氣管的受力模型，在第二部分對排氣管在實際工況下的變形因素進行了詳細分析，在第三部分針對前文分析的因素對排氣管在各種變形工況下做出了仿真分析，最后采用1∶1地面真實沖刷試驗，通過對排氣管的試驗分析驗證了仿真分析的有效性，得出了排氣管波紋管破裂的真實原因，并對改進方向進行了展望。

1 排氣管受力模型的建立[2]

某運載型號故障排氣管采用了排氣閥和安全閥共用1個出口的安裝方式，在排氣閥端安裝了1個補償器，在安全閥端安裝了1個補償器，如圖1所示。波紋管選用了5個波的補償器，補償量為±8mm，可耐壓1.4MPa。本文以排氣閥門端的波紋管為研究對象。

圖1 排氣管的組成及破裂位置Fig.1 Exhaust pipe composition and rupture location

在考慮安裝及貯箱變形對排氣管變形的影響時，可將排氣管受力模型進行簡化，將除波紋管之外的所有零件均視為剛性零件，簡化圖如圖2所示。

(a)實際模型(a) Real model

(b)簡化模型(b) Simplified model圖2 排氣管排氣閥端波紋管的受力模型Fig.2 Mechanical model of exhaust pipe

2 排氣管中波紋管的變形因素分析

2.1 導管取樣及焊接變形導致的裝配偏差

由于運載火箭貯箱箱底空間的局限，管路走向具有局限性，且導管需要在現場取樣并協(xié)調生產，導管在焊接后同樣存在一定程度的變形，因此裝配變形不可避免。在實際裝配過程中，需測量波紋管的裝配變形。在模型中，對導管安裝偏差取值為扭轉3°。

2.2 貯箱變形導致的導管變形

箭體在氣密檢查階段、加注階段、飛行階段中存在結構和管路變形。結構貯箱排氣閥門的排氣口變形和安全閥門的排氣口變形最有可能發(fā)生在氣密檢查階段，具體變形量詳見表1。

表1 貯箱排氣閥門和安全閥門排氣口的變形量Tab.1 Outlet distortion of tank exhaust valve and safety valve

根據表1數據，貯箱在氣密壓力為0.42MPa的條件下，下氧箱前底排氣閥安裝位置的軸向位移為7.64mm，徑向位移為6.01mm。將除波紋管之外的所有零件均視為剛性零件，貯箱變形將導致波紋管波長由37.3mm變?yōu)?3.28mm，波紋管拉伸量為5.98mm。

2.3 氣流沖刷對排氣管的影響

排氣閥門或安全閥門在放氣時，氣流在管路中的流動狀況比較復雜，可能有湍流產生。波紋管在迎流的第1個波處可能會產生較大的壓力，形成局部較大的氣動載荷。

3 在裝配變形和貯箱變形綜合影響下補償器的強度計算[3]

3.1 管路安裝變形影響的仿真分析

考慮管路扭轉的安裝偏差為3°，此時波紋管的最大應力為505MPa，應變?yōu)?1220με，如圖3所示。

圖3 氧排氣管施加裝配變形后的受力變形圖Fig.3 Mechanical deformation diagram after the assembly deformation

3.2 貯箱變形影響的仿真分析

貯箱在充壓后，變形排氣閥門端的軸向為7.64mm，徑向為6.01mm，安全閥門端的軸向為10.91mm，徑向為5.32mm。此時，波紋管的最大應力為482MPa，應變?yōu)?5650με，如圖4所示。

圖4 氧排氣管施加貯箱變形后的受力變形圖Fig.4 Mechanical deformation diagram after tank deformation

3.3 裝配變形與貯箱變形聯(lián)合影響的仿真分析

考慮管路扭轉為3°的安裝偏差和貯箱在充壓后變形排氣閥端的軸向為7.64mm、徑向為6.01mm，安全閥端的軸向為10.91mm、徑向為5.32mm。此時，波紋管的最大應力為471.1MPa，應變?yōu)?7460με，材料已進入屈服(200MPa)狀態(tài)，應力圖如圖5所示，小于其許用破壞應力(665～680MPa)。

圖5 氧排氣管施加裝配變形和貯箱變形后的受力變形圖Fig.5 Mechanical deformation diagram after the assembly deformation and tank deformation

3.4 氣流沖刷影響的仿真分析

采用順序弱耦合分析方法，分析氣動穩(wěn)態(tài)響應。結果表明，當安全閥端放氣時，管路在三通處的流動比較復雜，有湍流產生。波紋管在迎流的第2個波處產生較大壓力，相鄰的波壓力較小，形成了局部較大的氣動載荷。另一方面，在波峰處也有局部湍流產生，如圖6、圖7所示。當排氣閥端放氣時，除波紋管在波峰處產生局部湍流，管路流體的流動總體比較順暢。波紋管在迎流的第2個波處產生較大壓力，相鄰的波壓力較小，形成局部較大的氣動載荷，如圖6、圖7所示。

圖6 管路剖面的壓力云圖Fig.6 Pressure cloud map of pipeline profile

圖7 管路速度跡線圖Fig.7 Diagram of line speed track

采用雙向流固耦合動力學分析方法進行分析，分析的結果表明：管路穩(wěn)定響應狀態(tài)呈現出了周期性的變化規(guī)律。當安全閥端放氣時，波紋管結構在0.1s左右受到的沖擊作用明顯，最大應力約為575MPa，折合應變?yōu)?875με，如圖8所示。

圖8 安全閥端放氣出口處波紋管的最大等效應力曲線Fig.8 Maximum equivalent stress curve of bellows at the vent of safety valve end

3.5 綜合影響分析

通過對貯箱變形及安裝變形影響的仿真分析，以及對氣流沖刷影響的仿真分析，可知氧排氣管在安裝變形和貯箱變形的條件下，波紋管上的最大應力為471.1MPa，材料已進入屈服(200MPa)狀態(tài)。在此基礎上，當安全閥端放氣時，管路在三通處的流動比較復雜，有湍流產生。波紋管在迎流的第2個波處產生較大的壓力，相鄰的波壓力較小，形成局部較大的氣動載荷。波紋管結構在0.1s左右受到的沖擊作用明顯，最大應力約為575MPa。管路經受多次放氣沖刷，產生氣流沖擊和誘導振動，氣體會激發(fā)聲學共振，聲振載荷增加了波紋管系統(tǒng)的自由度。波紋管聲學共振和壓力脈動相互耦合，產生了較大的交變載荷，波紋管的薄弱位置易產生疲勞和發(fā)生破裂。

4 試驗驗證

為了測試排氣管在極限變形情況下、大流量排氣時的管路動態(tài)響應, 開展了氧排氣管沖刷試驗。

4.1 試驗工況

在安裝排氣管時，需利用推力位移試驗工況模擬貯箱變形和預定扭轉安裝位移，如圖9所示。將氧排氣口(圖中A處)固定，在氧排氣閥安裝位置處(圖中B處)和氧安全閥安裝位置處(圖中C處)施加軸向和徑向位移，強迫安裝采用扭轉氧排氣口(圖中A處)進行模擬。

圖9 試驗狀態(tài)示意圖Fig.9 Schematic diagram of testing status

先進行排氣閥門放氣沖刷試驗。排氣管利用推力位移試驗工裝模擬貯箱變形量以完成安裝，通過地面軟管將貯箱排氣法蘭連接到排氣管上排氣閥。將安全閥端用堵蓋堵住，則貯箱可增壓至0.39MPa。打開管路端排氣閥，放氣2min，在放氣過程中監(jiān)測排氣管內的壓力和波紋管附近的動態(tài)響應。在試驗結束后檢查排氣管波紋管狀態(tài)，并重復試驗20次，然后將地面軟管和安全閥門連接至安全閥端。將排氣閥門端用堵蓋堵住，貯箱增壓至安全閥門打開壓力(0.42MPa)，打開管路排氣閥放氣1min，在放氣過程中監(jiān)測試驗排氣管內的壓力和波紋管附近的動態(tài)響應，在試驗結束后檢查排氣管波紋管的狀態(tài)，重復試驗15次。整體試驗工況狀態(tài)見表2。

4.2 測試參數

由于波紋管谷內位置狹小，在試驗過程中無法測量應變，因此在試驗過程中僅測量管路上的響應，響應測點位置見圖10和表3，將各工況放氣過程重復測試3次。

表2 試驗工況狀態(tài)表Tab.2 Testing condition Table

圖10 加速度測量示意圖Fig.10 Diagram of acceleration measurement

序號參數名稱參數代號頻率范圍/Hz最大復合加速度/g測量方向環(huán)境溫度/K1波紋管下端面(出氣口)1～32～5000100X、Y、Z(3向)223～3332波紋管上端面(進氣口)4～62～5000100X、Y、Z(3向)223～333

4.3 試驗結果

在經過地面模擬安裝變形(扭轉3°)和貯箱打壓變形(排氣閥端軸向為7.64mm，徑向為6.01mm，安全閥端軸向為10.91mm，徑向為5.32mm)條件下的3次沖刷(貯箱放氣壓力為0.42～0.33MPa，放氣時間為30s，排氣管內壓力為0.055～0.035MPa)試驗時，加速度測點4(出氣口處)的響應最大，將其處理為均方根值47g，在第2個波的波谷上有約15～20mm的裂紋。試驗結果與仿真結果一致。如圖11、圖12所示。

圖11 氧排氣管沖刷試驗照片Fig.11 Photo of oxygen exhaust scour testing

圖12 開裂位置形貌Fig.12 Morphology of crack location

5 結 論

地面試驗和有限元仿真分析顯示，在極限變形情況下，波紋管已進入屈服狀態(tài)。在此基礎上，管路經多次放氣沖刷，產生氣流沖擊和誘導振動，波紋管經受交變載荷，產生疲勞，發(fā)生破裂。因此，在進行排氣管設計時需要考慮安裝偏差、貯箱變形及氣流沖刷等因素的綜合影響。

針對排氣管的設計改進，可以從降低安裝偏差及增加波紋管補償量兩方面進行考慮。例如，可以考慮為此導管增加1個分斷面，協(xié)調及安裝環(huán)節(jié)則可以有明顯改善；另外，可以考慮更換補償量更大的補償器。排氣管中波紋管受力變形的規(guī)律，不僅為在火箭飛行過程中排氣管受力的后續(xù)分析提供了技術支撐，同時新運載型號在其后續(xù)研制過程中也可借鑒此規(guī)律進行設計。