某型號固體火箭發(fā)動機(jī)高速旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)臺設(shè)計(jì)

黃 剛，李軍偉，王向港，田忠亮，王寧飛

(北京理工大學(xué) 宇航學(xué)院，北京 100081)

0 引言

為保證彈體或飛行器軌道的穩(wěn)定性，增加射程，航天器常采用彈體繞自身軸線旋轉(zhuǎn)的方式，即通過“高速·自旋”來降低推力偏心和制造不對稱對軌道穩(wěn)定性的影響，減小彈著散布。在底排火箭復(fù)合增程彈中，底排藥燃燒產(chǎn)生的氣體填充高速運(yùn)動的彈尾真空區(qū)，減少彈頭與彈尾的壓力差，減小飛行阻力，增加射程[1-2]。然而在高速旋轉(zhuǎn)條件下，固體火箭發(fā)動機(jī)的工作性能將受到很大的影響，如點(diǎn)火延遲增加、燃速增大、絕熱層燒蝕加劇等[3-4]，導(dǎo)致發(fā)動機(jī)偏離軌道甚至爆炸。因此，設(shè)計(jì)并搭建地面高速自旋火箭發(fā)動機(jī)試驗(yàn)平臺，研究高速自旋狀態(tài)下固體火箭發(fā)動機(jī)的工作性能(推力、壓力、噴管燒蝕等)，為推進(jìn)劑配方設(shè)計(jì)和發(fā)動機(jī)設(shè)計(jì)提供理論支持尤為重要[5-6]。

美國、前蘇聯(lián)、西德、日本等國自上世紀(jì)60年代以來開展了大量相關(guān)工作[7-8]，如EKE等[9]，WANG等[10]，MAO等[11]，MORRIS等[12]將變質(zhì)量系統(tǒng)(Variable mass system)理論運(yùn)用到固體火箭發(fā)動機(jī)的旋轉(zhuǎn)研究中，還把飛行器簡化成某種質(zhì)量隨時(shí)間發(fā)生變化的系統(tǒng)。我國經(jīng)十余年的艱苦努力，建成了旋轉(zhuǎn)發(fā)動機(jī)實(shí)驗(yàn)裝置，開展了含鋁復(fù)合推進(jìn)劑加速度敏感性實(shí)驗(yàn)研究，提出了燃速加速度敏感性穩(wěn)態(tài)模型和瞬態(tài)模型,獲得了較為滿意的預(yù)示結(jié)果。從90年代起上海航天局810研究所、國防科學(xué)技術(shù)大學(xué)等單位針對該問題進(jìn)行了試驗(yàn)與仿真研究。2003年以來，西北工業(yè)大學(xué)、中國航天科技集團(tuán)有限公司四院41所和陜西動力機(jī)械研究所等單位對固體發(fā)動機(jī)絕熱層和前后封頭在加速度下燒蝕進(jìn)行了理論計(jì)算和實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)研究[13-17]。南京理工大學(xué)設(shè)計(jì)的立式固體火箭發(fā)動機(jī)高速旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)臺中，發(fā)動機(jī)自身的重力隨工作時(shí)間變化，對推力測試有影響；氣體導(dǎo)出有壓強(qiáng)損失，不能準(zhǔn)確測出壓力時(shí)間曲線。航天科技四院401所設(shè)計(jì)的一種固體火箭發(fā)動機(jī)地面旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)裝置采用臥式設(shè)計(jì)[18]，整體放置在柔性支撐平臺上進(jìn)行測試，然而整體的振動對測試結(jié)果有影響，動靜接觸處的對心環(huán)產(chǎn)生的摩擦力也不可忽視。

為模擬某型號發(fā)動機(jī)旋轉(zhuǎn)時(shí)點(diǎn)火飛行的受力工況，試驗(yàn)臺不僅需承載發(fā)動機(jī)點(diǎn)火時(shí)產(chǎn)生的巨大沖擊振動，還需驅(qū)動發(fā)動機(jī)一起做高速旋轉(zhuǎn)運(yùn)動，同時(shí)保證發(fā)動機(jī)在軸向上具有自由度以測試推力。本文針對發(fā)動機(jī)飛行中的工況特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了高速旋轉(zhuǎn)固體火箭發(fā)動機(jī)試驗(yàn)臺，為該類旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)臺的建設(shè)提供參考。

1 系統(tǒng)組成及原理

試驗(yàn)系統(tǒng)組成如圖1所示，主要由4個(gè)部分組成：監(jiān)控系統(tǒng)、試驗(yàn)臺、控制系統(tǒng)和安全防護(hù)系統(tǒng)。

其中，監(jiān)控系統(tǒng)通過分布在工房4個(gè)頂角的攝像機(jī)，實(shí)時(shí)顯示試驗(yàn)臺運(yùn)行狀態(tài)并記錄，控制系統(tǒng)包括綜合控制臺、控制柜、變頻器和轉(zhuǎn)速、振動傳感器，綜合控制臺是工控計(jì)算機(jī)，搭載系統(tǒng)軟件，控制柜通過以太網(wǎng)和綜合控制臺連接，通過控制臺控制控制柜，進(jìn)一步控制變頻器，變頻器與試驗(yàn)臺上的防爆電機(jī)連接，實(shí)現(xiàn)對防爆電機(jī)的調(diào)速控制，相關(guān)傳感器監(jiān)測試驗(yàn)臺運(yùn)行狀態(tài)至控制柜，再傳輸至控制臺，進(jìn)一步對試驗(yàn)臺進(jìn)行調(diào)控。安全防護(hù)系統(tǒng)包括消防柜、報(bào)警器、門禁和防爆門等設(shè)備，保證試驗(yàn)的安全性。

圖1 試驗(yàn)臺組成及原理

旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)臺如圖2所示，采用分區(qū)臥式布局，相比于立式布局，在高速旋轉(zhuǎn)狀態(tài)下對推力進(jìn)行測量時(shí)，臥式布局能避開重力對推力的影響，從而獲得精確度更高的測試信號。防爆電機(jī)和旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)子分別安裝在各自的承力底座上，通過中間傳輸軸和皮帶進(jìn)行扭矩傳遞，整體固定在一體鑄造的試驗(yàn)臺基座上，裝拆和維護(hù)簡單。這種布局方式可使試驗(yàn)臺運(yùn)行時(shí)避免相互之間產(chǎn)生干擾，減弱防爆電機(jī)工作時(shí)產(chǎn)生的熱量和噪音與自旋裝置的氣動發(fā)熱和氣動噪音相互疊加。

2 試驗(yàn)臺設(shè)計(jì)

試驗(yàn)臺要求實(shí)現(xiàn)發(fā)動機(jī)高速旋轉(zhuǎn)的同時(shí)在軸向上具有一定自由度，并測試推力和壓強(qiáng)等參數(shù)，其技術(shù)指標(biāo)主要包含以下內(nèi)容：

(1)試驗(yàn)發(fā)動機(jī)的尺寸范圍：長度L≤300 mm，最大圓周直徑D≤120 mm；

(2)極限轉(zhuǎn)速n≤10 000 r/min；

(3)待測參數(shù)：發(fā)動機(jī)殼體溫度T、燃燒室壓強(qiáng)P和發(fā)動機(jī)推力F≤10 kN；

(4)發(fā)動機(jī)工作時(shí)長t≤10 s；

(5)轉(zhuǎn)子總質(zhì)量m≤150 kg。

在設(shè)計(jì)過程中，首先根據(jù)試驗(yàn)發(fā)動機(jī)型號的最大尺寸來設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子外殼，然后根據(jù)旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動慣量和結(jié)構(gòu)尺寸對電機(jī)、軸承等進(jìn)行選型，設(shè)計(jì)承力底座和防護(hù)罩等裝置，并由此得出轉(zhuǎn)子外殼軸線與底座上臺面之間的距離，從而確定電機(jī)和皮帶等的安裝高度；最后，對各個(gè)設(shè)計(jì)部件進(jìn)行整合，為整個(gè)試驗(yàn)臺的規(guī)?？刂铺峁┰O(shè)計(jì)依據(jù)。

高速旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)臺包括驅(qū)動裝置、旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)子、承力組件和輔助裝置。其中，旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)子設(shè)計(jì)為試驗(yàn)臺核心設(shè)計(jì)部分，如圖3所示，旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)子包括轉(zhuǎn)子外殼、測試裝置和發(fā)動機(jī)抱緊裝置。

圖3 旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)子

試驗(yàn)臺的設(shè)計(jì)考慮了火箭發(fā)動機(jī)產(chǎn)生的沖擊力、動平衡、振動、風(fēng)阻、結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和安全防護(hù)等因素，并結(jié)合發(fā)動機(jī)工作時(shí)的工況進(jìn)行分析和優(yōu)化設(shè)計(jì)，確保試驗(yàn)臺安全可靠，運(yùn)行穩(wěn)定。

2.1 驅(qū)動裝置

試驗(yàn)時(shí)，由于極高的轉(zhuǎn)速和較大的離心力作用，旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)子自身需承受彎矩和發(fā)動機(jī)點(diǎn)火時(shí)帶來的巨大沖擊振動及不平衡力，進(jìn)而導(dǎo)致所需電機(jī)功率增大。此外，為適應(yīng)較大尺寸的發(fā)動機(jī)試驗(yàn)，相應(yīng)地電機(jī)也需要更大功率和更大的驅(qū)動轉(zhuǎn)矩。

由于缺少能直接達(dá)到預(yù)定高轉(zhuǎn)速的電機(jī)，必須借助變速傳動環(huán)節(jié)，用以增大轉(zhuǎn)速和傳遞扭矩，因此試驗(yàn)臺采用皮帶間接帶動轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)的驅(qū)動方式。

具體實(shí)施時(shí)，防爆電機(jī)通過皮帶與傳輸軸的一端連接，傳輸軸的另一端與轉(zhuǎn)子通過皮帶連接，第一級傳動比2.9，第二級傳動比2.377。經(jīng)過這樣的兩級傳動，采用不同的傳動比提升轉(zhuǎn)速，使其達(dá)到預(yù)設(shè)轉(zhuǎn)速。皮帶傳動具有緩沖、吸振的功能，使傳動更平穩(wěn)、噪音更??；當(dāng)傳遞的動力超出皮帶的極限時(shí)，皮帶將會打滑，從而能對其他零件如電機(jī)等起到過載保護(hù)的作用，防止電機(jī)被燒壞；同時(shí)，皮帶傳動的結(jié)構(gòu)簡單，便于安裝和拆卸。

防爆電機(jī)采用30 kW功率，試驗(yàn)時(shí)通過調(diào)節(jié)變頻器控制電機(jī)轉(zhuǎn)速，保證輸出功率穩(wěn)定，使試驗(yàn)臺穩(wěn)定運(yùn)行。根據(jù)理論計(jì)算，電機(jī)達(dá)到額定轉(zhuǎn)速2950 r/min時(shí)，中間傳輸軸旋轉(zhuǎn)至8500 r/min，乘以傳動比能讓轉(zhuǎn)子達(dá)到極限轉(zhuǎn)速的兩倍?，F(xiàn)場調(diào)試中，把第二級皮帶去掉，使中間軸旋轉(zhuǎn)到8500 r/min，電機(jī)輸出功率7 kW，僅占總電機(jī)功率的7/30；加上第二級皮帶，調(diào)試轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速至8000 r/min時(shí)，試驗(yàn)臺運(yùn)行穩(wěn)定無異常，電機(jī)功率仍有富余。

2.2 轉(zhuǎn)子外殼

轉(zhuǎn)子外殼如圖4所示，轉(zhuǎn)子外殼主要由前后連接軸、套筒、連接環(huán)和絕熱套組成。轉(zhuǎn)子外殼除了承載自身和內(nèi)部零部件的重力及離心力外，還要承載發(fā)動機(jī)點(diǎn)火后的沖擊振動，且固體火箭發(fā)動機(jī)點(diǎn)火后產(chǎn)生的高溫高速氣流會對轉(zhuǎn)子外殼尾部進(jìn)行沖刷，若轉(zhuǎn)子外部的連接螺栓突出，或設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)突出圓周表面，還會增大風(fēng)阻。因此，轉(zhuǎn)子外殼的結(jié)構(gòu)形式、加工精度、同軸度和質(zhì)量等因素將直接影響試驗(yàn)臺的驅(qū)動功率及運(yùn)行穩(wěn)定性。

圖4 轉(zhuǎn)子外殼

因此，對轉(zhuǎn)子外殼進(jìn)行質(zhì)量控制和軸對稱設(shè)計(jì)，避免螺栓凸起，減小空氣阻力、驅(qū)動扭矩和電機(jī)功率。轉(zhuǎn)子外殼兩端的前后連接軸為空心軸，前連接軸內(nèi)部通過對心定位臺階固定數(shù)據(jù)采集儀、推力傳感器基座和推力傳感器，使其在軸線中心位置，軸頸小端固定滑環(huán)，預(yù)留通孔便于滑環(huán)走線，軸頸大端預(yù)留動平衡調(diào)節(jié)螺紋孔，側(cè)邊觀察窗有助于內(nèi)部發(fā)動機(jī)點(diǎn)火后燃?xì)獬槲鸬臍饬髁魍ā?/p>

中間套筒內(nèi)部放置發(fā)動機(jī)抱緊裝置，在裝配間對發(fā)動機(jī)抱緊裝置進(jìn)行裝配后，再通過對心定位臺階和法蘭結(jié)構(gòu)與連接環(huán)連接；套筒兩端的連接環(huán)與發(fā)動機(jī)抱緊裝置連接后，與套筒和前后連接軸固連，套筒起傳遞扭矩的作用。

后連接軸為擴(kuò)張段設(shè)計(jì)，便于燃?xì)饬魍?，軸頸大端預(yù)留動平衡調(diào)節(jié)螺紋孔，內(nèi)部增加絕熱套并固定，可防止高溫排氣影響后連接軸和軸承的工作穩(wěn)定性。轉(zhuǎn)子外殼兩端通過4個(gè)高速陶瓷角接觸球軸承與試驗(yàn)臺基座連接，轉(zhuǎn)子外殼內(nèi)部固定試驗(yàn)核心零部件，起到安全防護(hù)的作用。

此外，試驗(yàn)臺采用軸承兩端支撐、發(fā)動機(jī)放在兩個(gè)軸承之間的方案，在這種情況下，發(fā)動機(jī)噴管的排氣只能通過抱緊裝置的中心孔排氣。由于排氣管道的直徑是噴管出口直徑的6倍，而且在管道上游也有開口，不會形成負(fù)壓環(huán)境，所以排氣管道不會對發(fā)動機(jī)推力產(chǎn)生影響。

2.3 發(fā)動機(jī)抱緊裝置

為滿足試驗(yàn)需求，發(fā)動機(jī)抱緊裝置應(yīng)實(shí)現(xiàn)以下功能：固體火箭發(fā)動機(jī)隨發(fā)動機(jī)抱緊裝置一起在驅(qū)動裝置的間接帶動下做高速旋轉(zhuǎn)運(yùn)動，達(dá)到預(yù)定轉(zhuǎn)速后，固體火箭發(fā)動機(jī)點(diǎn)火，此時(shí)與固體火箭發(fā)動機(jī)固定連接的部分具有軸向自由度以測試推力，以及具有可直接測試發(fā)動機(jī)內(nèi)部壓強(qiáng)和殼體溫度的測試方式，并將誤差控制在一定范圍內(nèi)以保證準(zhǔn)確度。

如圖5所示，發(fā)動機(jī)抱緊裝置主要包括卡殼、導(dǎo)向軸、直線軸承、壓力傳感器基座和對心環(huán)等零件。利用對心環(huán)保證固體火箭發(fā)動機(jī)安裝在中心位置，提高動平衡性能，3根導(dǎo)向軸給卡殼提供扭矩使其旋轉(zhuǎn)的同時(shí)，可使與卡殼固定的零部件具有軸向自由度。壓力傳感器與發(fā)動機(jī)直接連接，可直接測試發(fā)動機(jī)內(nèi)部壓強(qiáng)，獲取準(zhǔn)確的壓力-時(shí)間曲線。

圖5 發(fā)動機(jī)抱緊裝置

高速旋轉(zhuǎn)時(shí)，導(dǎo)向軸在離心力的作用下可能會產(chǎn)生彎曲變形，當(dāng)產(chǎn)生的撓度過大時(shí)，將阻礙發(fā)動機(jī)的前后移動，從而影響推力的測量。因此，必須對其進(jìn)行校核。

可將導(dǎo)向軸簡化為一根兩端固定的梁，梁承受離心力作用的均勻載荷，根據(jù)離心力公式可得梁上的分布載荷為

式中q為均勻載荷；F為梁所受到的離心力；m為梁的質(zhì)量；n為轉(zhuǎn)速；r為梁與發(fā)動機(jī)軸線的距離；l為梁的長度。

因此，導(dǎo)向軸上的最大撓度w為

其中

式中E為導(dǎo)向軸的彈性模量；I為導(dǎo)向軸的慣性矩；D為軸的直徑；A為軸的截面面積。

導(dǎo)向軸的許用撓度滿足：

2.4 測試裝置

測試裝置隨轉(zhuǎn)子外殼一起做高速旋轉(zhuǎn)運(yùn)動，設(shè)計(jì)時(shí)主要考慮供電和數(shù)據(jù)傳輸，工程上常用滑環(huán)來實(shí)現(xiàn)，但滑環(huán)的工作轉(zhuǎn)速隨滑環(huán)內(nèi)徑的增大而減小，由于連接軸的直徑較大，滑環(huán)的工作轉(zhuǎn)速一定，超出工作范圍就不能穩(wěn)定工作，因此進(jìn)行高速旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)時(shí)，需要換滑環(huán)為內(nèi)置數(shù)據(jù)采集卡。

如圖6所示，測試裝置采用圓柱形結(jié)構(gòu)，包括數(shù)據(jù)采集卡、電荷放大器、推力傳感器和推力傳感器基座等零件。低速試驗(yàn)時(shí)，通過滑環(huán)進(jìn)行供電和數(shù)據(jù)傳輸；高速試驗(yàn)時(shí)，通過紅外信號控制固體火箭發(fā)動機(jī)點(diǎn)火，數(shù)據(jù)采集卡具備對自身供電和存儲數(shù)據(jù)的功能，試驗(yàn)結(jié)束后，再取出數(shù)據(jù)并對電池充電。

圖6 測試裝置

測試裝置通過對心定位臺階和法蘭盤結(jié)構(gòu)固定在轉(zhuǎn)子外殼中心軸線位置，使其所受離心力最小，其中電池的電壓及電量滿足測試需求，保證對數(shù)據(jù)進(jìn)行穩(wěn)定采集。此外，由于測試裝置不是軸對稱部件，為平衡測試裝置的非軸對稱性，在高速旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)之前，對整個(gè)抱緊裝置進(jìn)行動平衡調(diào)試，在轉(zhuǎn)子外殼上有動平衡調(diào)節(jié)螺絲，能夠?qū)Ψ瞧胶赓|(zhì)量進(jìn)行調(diào)平。

2.5 承力組件和輔助裝置

承力組件起固定支承防爆電機(jī)、傳輸軸和旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)子的作用，主要包括試驗(yàn)臺基座、傳輸軸基座和軸承底座等零部件。試驗(yàn)臺基座考慮吸聲和防振，采用鑄鐵材料，一體成型；軸承座考慮承載振動沖擊力、重力和動平衡調(diào)試，增加翼肋以加強(qiáng)承載能力，其上布置振動傳感器和加速度傳感器，便于對旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)子進(jìn)行監(jiān)測。

輔助裝置的設(shè)計(jì)考慮以下內(nèi)容：旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)時(shí)可能因振動和離心力作用等因素，存在將零部件甩出的安全隱患，應(yīng)增加安全防護(hù)設(shè)備。如圖7所示，輔助裝置主要包括轉(zhuǎn)子防護(hù)罩、皮帶防護(hù)罩、軸承蓋和潤滑冷卻裝置。轉(zhuǎn)子防護(hù)罩預(yù)留發(fā)動機(jī)尾氣出口，保證空氣流通，試驗(yàn)時(shí)防護(hù)罩鎖死，保障安全；旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)會使軸承發(fā)熱，影響工作性能和壽命，因此要求軸承具有一定承載力的同時(shí)具備一定的使用壽命，潤滑冷卻裝置可對軸承進(jìn)行循環(huán)冷卻和潤滑，降低軸承磨損，與軸承蓋一同起到保障高速陶瓷軸承穩(wěn)定運(yùn)行的作用。

圖7 輔助裝置

3 結(jié)構(gòu)校核

固體火箭發(fā)動機(jī)點(diǎn)火后，由于高速旋轉(zhuǎn)的影響，發(fā)動機(jī)燃速增加，推力增大，作用在推力傳感器上的推力將傳遞給轉(zhuǎn)子，最終傳遞到軸承上，增大軸承的軸向載荷。固體火箭發(fā)動機(jī)可能由于加工和裝配誤差不在中心軸線位置，產(chǎn)生的推力相對軸線形成力矩，轉(zhuǎn)子除承載離心力和動不平衡力外，還將承載推力引起的力矩。因此，需要對旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)子進(jìn)行結(jié)構(gòu)強(qiáng)度校核，保證試驗(yàn)臺穩(wěn)定運(yùn)行。

旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)子中前連接軸、推力傳感器基座、套筒、卡殼和后連接軸為核心部件，需要結(jié)合應(yīng)力分析進(jìn)行結(jié)構(gòu)校核計(jì)算。仿真校核的核心部件采用材料為45#鋼，轉(zhuǎn)速設(shè)置為8000 r/min，在部件兩端添加支承，考慮重力影響，添加重力加速度為9.81 m/s2，其中，推力傳感器基座額外添加10 kN的推力。

3.1 套筒結(jié)構(gòu)校核

套筒與前后連接軸進(jìn)行連接，內(nèi)部放置固體火箭發(fā)動機(jī)，起傳遞扭矩、安全防護(hù)和減小風(fēng)阻的作用，且旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)子半徑最大處也在套筒上，需要針對不同的套筒設(shè)計(jì)方案進(jìn)行仿真，擇優(yōu)選擇。圖8所示為套筒長度400 mm，壁厚8 mm時(shí)的應(yīng)力圖和位移圖，對套筒進(jìn)行開孔設(shè)計(jì)時(shí)，套筒的壁厚、長度不同，對應(yīng)的位移量也不同，變形量最大值在開孔側(cè)邊。表1所示為套筒在不同參數(shù)下的最大變形量對比，最大變形量最小的一組結(jié)果為1.772 mm。

表1 套筒最大變形量

(a)Stress distribution (b)Displacement distribution

對比表1 長度為500 mm和長度為400 mm兩組數(shù)據(jù)，長度相同，壁厚為變量時(shí)，壁厚越厚的最大變形量越小，同組最大變形量差值分別為1.266 mm和1.166 mm；對比表1 壁厚為5 mm和壁厚為8 mm兩組數(shù)據(jù)，壁厚相同，長度為變量時(shí)，長度越小的最大變形量越小，同組最大變形量差值分別為0.178 mm和0.078 mm。相比長度變化，壁厚變化對套筒最大變形量的影響更為顯著。此外，套筒開孔的大小也對結(jié)構(gòu)強(qiáng)度有所影響，取長度為500 mm，壁厚為5 mm，其他條件保持不變，開孔半徑設(shè)為70 mm時(shí)，最大變形量為3.594 mm；開孔半徑設(shè)為50 mm時(shí)，最大變形量為2.624 mm。即開孔半徑越小，套筒的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度越好。

基于以上分析，為增強(qiáng)套筒開孔結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，考慮采用增加套筒圓環(huán)或者一體不開孔的設(shè)計(jì)。增加套筒圓環(huán)的設(shè)計(jì)中，套筒圓環(huán)可作為安全防護(hù)結(jié)構(gòu)，一定壁厚的圓環(huán)可降低套筒開孔部位的變形量。如圖9所示，套筒圓環(huán)壁厚為5 mm，最大變形量為1.33 mm，比未加圓環(huán)時(shí)的1.772 mm小了0.442 mm；如圖10所示，一體不開孔設(shè)計(jì)中，壁厚增大至10 mm，長度減小至390 mm，最大直徑保持不變?yōu)?90 mm，相比開孔設(shè)計(jì)，這種設(shè)計(jì)最大變形量僅為0.072 mm，且應(yīng)力圖中的應(yīng)力值小于屈服應(yīng)力，風(fēng)阻小，具有更好的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。

圖9 套筒圓環(huán)位移圖

仿真優(yōu)化設(shè)計(jì)中，得出如下結(jié)論：套筒的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和材料、壁厚、開孔大小、半徑和長度等有關(guān)，材料越好、壁厚越厚、開孔越小、半徑越小、長度越短，則套筒的變形量就越小，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度越好。考慮到開孔結(jié)構(gòu)所減小的質(zhì)量對整體優(yōu)化的作用小于風(fēng)阻所帶來的負(fù)影響，以及套筒一體不開孔設(shè)計(jì)對自身結(jié)構(gòu)的加強(qiáng)作用，套筒最終選擇一體不開孔的設(shè)計(jì)。

圖10 套筒一體不開孔位移圖(長390 mm，厚10 mm)

3.2 其他核心部件結(jié)構(gòu)校核

針對前連接軸、推力傳感器基座、卡殼、和后連接件的仿真優(yōu)化如圖11所示。圖11(a)中，推力傳感器基座的最大變形量為0.003 mm,位于推力作用的中心，此時(shí)推力對結(jié)構(gòu)的影響大于旋轉(zhuǎn)離心力；圖11(b)中，卡殼的最大變形量為0.032 mm,位于開口壁厚薄弱處；圖11(c)中，前連接軸的最大變形量為0.057 mm，位于與觀察窗對應(yīng)的半徑最大處，說明觀察窗的開口設(shè)計(jì)對前端的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度也有所影響；圖11(d)中，后連接軸最大變形量為0.038 mm，位于半徑最大處，前后連接軸的最大半徑均一致，從仿真結(jié)果來看，除前連接件觀察窗對應(yīng)的半徑最大處變形量略大，其他半徑最大處的變形量二者均一致。與套筒校核結(jié)果類似，半徑越大的地方，位移量越大，各零部件對應(yīng)的應(yīng)力圖中，最大應(yīng)力值均小于屈服應(yīng)力，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足要求。

(a)Thrust sensor base (b)Clamp

(c)Front connector (d)Rear connector

3.3 核心部件裝配結(jié)構(gòu)校核

將各個(gè)核心部件進(jìn)行裝配，對裝配后的整體進(jìn)行仿真，結(jié)果如圖12所示。整體仿真與核心部件分開仿真的結(jié)果相差不大，最大位移量為0.083 mm，位于套筒半徑最大處；應(yīng)力圖中最大Von Mises等效應(yīng)力為192 MPa，位于觀察窗開口處，小于屈服應(yīng)力，根據(jù)最大變形能理論，最大等效應(yīng)力不會引起核心部件裝配結(jié)構(gòu)的破壞，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足要求。

經(jīng)過仿真優(yōu)化，結(jié)合總結(jié)規(guī)律進(jìn)行設(shè)計(jì)后的核心部件結(jié)構(gòu)強(qiáng)度好，風(fēng)阻小，外形尺寸和質(zhì)量也能很好地控制在合理的范圍內(nèi)，為進(jìn)一步加強(qiáng)零部件結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，轉(zhuǎn)子外殼外部先粗加工，裝配后再一體精加工，并與其他核心零件一起做調(diào)質(zhì)發(fā)藍(lán)處理。

圖12 核心部件裝配結(jié)構(gòu)校核

4 動平衡分析

在試驗(yàn)過程中，發(fā)動機(jī)點(diǎn)火燃燒后裝藥質(zhì)量隨時(shí)間不斷減小，裝藥結(jié)構(gòu)在離心力作用下可能被破壞，產(chǎn)生偏心，導(dǎo)致轉(zhuǎn)子在動不平衡力的作用下振動加劇，增大高速陶瓷軸承的徑向載荷，最終傳遞到軸承座上，增大驅(qū)動力矩和系統(tǒng)的承載力。同時(shí)，這個(gè)不平衡力可能導(dǎo)致轉(zhuǎn)子產(chǎn)生與系統(tǒng)同頻的正弦振動響應(yīng)，為防止產(chǎn)生共振，系統(tǒng)固有頻率ω0需避開轉(zhuǎn)動頻率ω(ω0≥3ω)。

此外，由于材質(zhì)不均勻或加工及裝配中產(chǎn)生的誤差，使得回轉(zhuǎn)體在旋轉(zhuǎn)時(shí)，其上每個(gè)微小質(zhì)點(diǎn)產(chǎn)生的慣性離心力不能相互抵消，慣性離心力通過軸承作用到機(jī)械及其基礎(chǔ)上，引起振動，產(chǎn)生噪音，加速軸承磨損，縮短了機(jī)械壽命，嚴(yán)重時(shí)能造成破壞性事故。為此，試驗(yàn)前必須對自旋臺做動平衡調(diào)試，通過調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)子外殼兩個(gè)側(cè)邊端面上螺栓和墊片的數(shù)量，使轉(zhuǎn)子達(dá)到允許的平衡精度等級，或產(chǎn)生的機(jī)械振動幅度降在允許的范圍內(nèi)。圖13為針對轉(zhuǎn)子的動平衡受力分析。圖中，F(xiàn)L、FR分別為左右支承平面上承受的動壓力；fL、fR分別為轉(zhuǎn)子左右平面上由不平衡質(zhì)量產(chǎn)生的離心力；mL、mR分別為轉(zhuǎn)子左右平面上的不平衡質(zhì)量；a、c分別為轉(zhuǎn)子左右平面分別至左右支承平面的距離；b為轉(zhuǎn)子左右平面之間的距離，即轉(zhuǎn)子的厚度；rL、rR分別為轉(zhuǎn)子左右平面的校正半徑，即安放校正用不平衡質(zhì)量mL、mR的位置至轉(zhuǎn)動軸線的距離；ω為旋轉(zhuǎn)角速度。

根據(jù)力學(xué)原理∑F=0和∑M=0有

求解可得

上式是通過測量支承平面上承受的動壓力來換算出轉(zhuǎn)子兩平面上應(yīng)有的離心力。

圖13 轉(zhuǎn)子受力分析

其中，a、b、c、rL、rR、ω2和FL、FR均為已知，又有離心力f=mrω2，則被測發(fā)動機(jī)抱緊裝置的動不平衡量U=mr(g·mm)和校正用不平衡質(zhì)量mL、mR為

針對轉(zhuǎn)子外殼進(jìn)行動平衡調(diào)試，試驗(yàn)臺調(diào)試現(xiàn)場示意圖如圖4所示。

圖14 高速旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)臺調(diào)試現(xiàn)場

調(diào)試過程中通過變頻器控制電機(jī)輸出，試驗(yàn)臺運(yùn)行穩(wěn)定，轉(zhuǎn)子所需配重質(zhì)量小，證明針對轉(zhuǎn)子的對心定位配合、軸對稱設(shè)計(jì)以及轉(zhuǎn)子外殼先粗加工，裝配后再一體精加工的加工控制等設(shè)計(jì)，可使轉(zhuǎn)子自身具備良好的動平衡性能。調(diào)試至4000 r/min時(shí)的振動信息如表2所示。

表2 動平衡調(diào)試

5 結(jié)論

(1)高速旋轉(zhuǎn)固體火箭發(fā)動機(jī)試驗(yàn)臺相比于現(xiàn)有旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)臺方案，提高了推力和壓力的測試準(zhǔn)確度，通過更換不同工裝，可適應(yīng)某型號不同參數(shù)的發(fā)動機(jī)進(jìn)行試驗(yàn)；轉(zhuǎn)子具備良好的動平衡性能，結(jié)合高速角接觸陶瓷軸承和動平衡調(diào)試，使試驗(yàn)臺具有更高轉(zhuǎn)速并穩(wěn)定運(yùn)行。

(2)試驗(yàn)臺采用導(dǎo)向軸和直線軸承實(shí)現(xiàn)發(fā)動機(jī)旋轉(zhuǎn)和軸向移動的功能，直線軸承和導(dǎo)向軸的安裝精度上存在誤差，需要動平衡調(diào)試進(jìn)一步解決，在今后旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)臺的研制上，可結(jié)合使用精度更高、結(jié)構(gòu)更簡單的新型零部件以獲取優(yōu)秀的動平衡性能和穩(wěn)定性。

(3)該設(shè)備能為高速旋轉(zhuǎn)導(dǎo)彈的火箭發(fā)動機(jī)工作特性研究提供較理想的模擬試驗(yàn)平臺，有利于研究發(fā)動機(jī)高速旋轉(zhuǎn)工作條件下推進(jìn)劑的燃燒性能，對于高速旋轉(zhuǎn)炮彈的發(fā)動機(jī)設(shè)計(jì)方案具有重要意義，更能為推進(jìn)劑配方設(shè)計(jì)及發(fā)動機(jī)設(shè)計(jì)提供理論支持。