液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)液流試驗(yàn)系統(tǒng)集合器結(jié)構(gòu)優(yōu)化

石睿捷 宋 戈 馬航遠(yuǎn) 付 豪

液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)液流試驗(yàn)系統(tǒng)集合器結(jié)構(gòu)優(yōu)化

石睿捷 宋 戈 馬航遠(yuǎn) 付 豪

（北京航天動(dòng)力研究所，北京 100076）

為了實(shí)現(xiàn)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)高壓液流試驗(yàn)系統(tǒng)管路出口集合器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化，以某液流試驗(yàn)系統(tǒng)管路出口集合器為研究對象，利用三維建模和仿真分析的方法，對設(shè)備強(qiáng)度和焊縫強(qiáng)度進(jìn)行了應(yīng)力分析，找出了導(dǎo)致強(qiáng)度不足的主要因素，并進(jìn)行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化，提出了一種校核計(jì)算方法，顯著提升了管路出口集合器的承壓強(qiáng)度，廣泛應(yīng)用于液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)液流試驗(yàn)系統(tǒng)。

仿真分析；設(shè)備強(qiáng)度；焊縫強(qiáng)度；應(yīng)力分析；結(jié)構(gòu)優(yōu)化

1 引言

在液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)研制過程中，推力室、閥門、汽蝕管等組件需要進(jìn)行液流試驗(yàn)。隨著液體動(dòng)力系統(tǒng)運(yùn)載能力不斷提高，液流試驗(yàn)系統(tǒng)壓力、流量達(dá)到新的量級，工況復(fù)雜多變，被試產(chǎn)品種類多樣，造成了流體狀態(tài)的不穩(wěn)定、試驗(yàn)系統(tǒng)壓力較大。若設(shè)備承壓能力不足，嚴(yán)重情況下會(huì)造成流體沖破承壓邊界，造成流體泄漏，影響系統(tǒng)、試驗(yàn)產(chǎn)品的安全運(yùn)行，甚至影響操作人員的生命安全。液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)液流試驗(yàn)系統(tǒng)一般通過管路出口集合器與試驗(yàn)產(chǎn)品對接，出口集合器具有改變流體流向同時(shí)滿足多軟管并聯(lián)給液安裝要求的功能，因此管路出口集合器的強(qiáng)度對產(chǎn)品的安全試驗(yàn)和操作人員的生命安全尤為重要。目前液流試驗(yàn)系統(tǒng)常見的管路出口集合器一般由管道、封頭、三通、接管咀等管件組成，其結(jié)構(gòu)形式如圖1所示。

圖1 管路出口集合器結(jié)構(gòu)形式

目前管路出口集合器主要存在承壓強(qiáng)度不足的技術(shù)問題：某液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)液流試驗(yàn)臺(tái)在進(jìn)行汽蝕管液流試驗(yàn)時(shí)，當(dāng)試驗(yàn)壓力達(dá)到4.9MPa時(shí)，管路出口集合器接管咀角焊縫破裂[1]，首先焊縫處出現(xiàn)泄漏，水流從焊縫處斜向上噴射而出，在緊急停車的過程中，焊縫進(jìn)一步破裂直至接管咀整體脫落，由于水射流動(dòng)壓作用，接管咀以較高的速度被沖擊至5m遠(yuǎn)處，管路出口集合器破壞現(xiàn)場如圖2所示。以此液流試驗(yàn)系統(tǒng)管路出口集合器為研究對象，探究其承壓強(qiáng)度的影響因素，并優(yōu)化結(jié)構(gòu)，提升集合器的承壓強(qiáng)度。

圖2 管路出口集合器接管咀破壞現(xiàn)場

2 影響因素分析

2.1 封頭強(qiáng)度分析

表1 平封頭參數(shù)表

圖3 平封頭應(yīng)力云圖

管路出口集合器封頭形式為平封頭，外徑76mm，厚度為3mm，試驗(yàn)過程中產(chǎn)品入口壓力約為4.9MPa，對平封頭進(jìn)行三維建模，載荷壓力施加4.9MPa，對70mm管路出口集合器平封頭簡化模型進(jìn)行初步的強(qiáng)度校核，平封頭簡化模型規(guī)格見表1，確認(rèn)封頭承壓4.9MPa時(shí)最大應(yīng)力是否小于材料06Cr19Ni10許用應(yīng)力137MPa。仿真計(jì)算結(jié)果應(yīng)力云圖如圖3所示，最大應(yīng)力為478MPa，高于材料06Cr19Ni10許用應(yīng)力137MPa，此時(shí)封頭變形較大，對接管咀焊縫會(huì)產(chǎn)生二次應(yīng)力，所以封頭強(qiáng)度不足為主要影響因素。

2.2 管道強(qiáng)度分析

由于管道為標(biāo)準(zhǔn)件，因此可根據(jù)GB/T 20801—2006《壓力管道規(guī)范工業(yè)管道》內(nèi)壓直管設(shè)計(jì)部分，對76mm×3管道進(jìn)行強(qiáng)度校核，確認(rèn)76mm×3管道符合GB/T 20801《壓力管道規(guī)范 工藝管道》中對壁厚的要求。

內(nèi)壓薄壁（＜D/6）直管的壁厚計(jì)算公式，以薄壁公式為基礎(chǔ)，考慮可能遇到和薄壁管道有所區(qū)別時(shí)的修正公式即波特曼公式：

其中：——計(jì)算厚度，mm；——設(shè)計(jì)壓力，MPa；——直管外徑，mm；——材料在設(shè)計(jì)溫度時(shí)的許用應(yīng)力，MPa；——焊接管子的縱向接頭系數(shù)或鑄造管子的鑄件質(zhì)量系數(shù)；——管子（厚度/直徑）比值大小的影響系數(shù)。

76mm×3管子，=3mm，/6=12.7mm，即＜/6，此時(shí)管子為薄壁直管，查表得=0.4；無縫鋼管焊接系數(shù)=1。

此時(shí)計(jì)算厚度=1.35mm。

設(shè)計(jì)厚度=+2+3=1.85mm。

其中：2——沖蝕或腐蝕余量，mm；3——加工深度，mm；

因此，76mm×3直管符合GB/T20801《壓力管道規(guī)范工業(yè)管道》，管道強(qiáng)度不是主要影響因素。

2.3 接管咀強(qiáng)度分析

圖4 接管咀應(yīng)力云圖

接管咀采用市采標(biāo)準(zhǔn)產(chǎn)品，對接管咀進(jìn)行三維建模，施加壓力載荷4.9MPa，通過仿真計(jì)算確認(rèn)接管咀承壓4.9MPa時(shí)最大應(yīng)力是否小于06Cr19Ni10許用應(yīng)力137MPa。計(jì)算結(jié)果如圖4所示，最大應(yīng)力為42.8MPa，小于許用應(yīng)力137MPa，所以接管咀強(qiáng)度不是主要影響因素。

2.4 角焊縫強(qiáng)度分析

對角焊縫進(jìn)行模型簡化并三維建模，將角焊縫簡化為實(shí)體模型，初步計(jì)算強(qiáng)度校核，模型如圖5a、圖5b所示。

圖5 角焊縫模型圖

施加壓力4.9MPa，得到角焊縫應(yīng)力云圖，如圖6所示。角焊縫處應(yīng)力約為201MPa。

圖6 角焊縫應(yīng)力云圖

受靜載荷作用時(shí)的焊縫許用應(yīng)力[2～5]為：

[]=[]′

式中：[]——受靜載荷作用時(shí)的焊縫許用應(yīng)力；[]′——材料母體的許用應(yīng)力；——工作條件系數(shù)。

受拉時(shí)的焊縫工作系數(shù)為0.8，受剪切力時(shí)的焊縫的工作條件系數(shù)為0.6，因此此時(shí)角焊縫的許用應(yīng)力為82MPa。而此時(shí)角焊縫的應(yīng)力約為201MPa，高于焊縫的許用應(yīng)力82MPa，角焊縫強(qiáng)度不足為主要影響因素。

3 集合器結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案

3.1 設(shè)計(jì)壓力確定

依據(jù)HG/T20570.1《設(shè)備和管道系統(tǒng)設(shè)計(jì)壓力和設(shè)計(jì)溫度的確定》中規(guī)定與未設(shè)安全閥的設(shè)備相連的壓力管道要求管道設(shè)計(jì)壓力≥設(shè)備設(shè)計(jì)壓力，即70mm管路出口集合器設(shè)計(jì)壓力應(yīng)不低于70mm管路出口過濾器，其設(shè)計(jì)壓力為6.4MPa。為保證系統(tǒng)長期穩(wěn)定運(yùn)行，設(shè)計(jì)壓力通常留有一定的設(shè)計(jì)余量，因此70mm管路出口集合器設(shè)計(jì)壓力擬定為1.1倍的管路出口過濾器壓力，因此最終將管路出口集合器的設(shè)計(jì)壓力擬定為6.4×1.1=7MPa。

3.2 結(jié)構(gòu)優(yōu)化仿真分析

根據(jù)以上的原因分析，得出了導(dǎo)致平封頭強(qiáng)度和角焊縫強(qiáng)度不足兩個(gè)主要因素：針對封頭強(qiáng)度不足，采取的方案是重新設(shè)計(jì)連接部件：平封頭、圓形封頭和變徑管；針對角焊縫強(qiáng)度不足，采取的方案是重新設(shè)計(jì)焊接形式：承插焊和對焊。由于平封頭與接管咀的焊接方式一般只能使用承插焊，圓形封頭和變徑管與接管咀的焊接形式可選擇承插焊與對焊，因此共有5種結(jié)構(gòu)形式，見表2。

表2 結(jié)構(gòu)形式組合

分別對5種結(jié)構(gòu)形式的管路出口集合器進(jìn)行三維建模，其中承插焊形成的角焊縫和對焊形成的V型焊縫的簡化模型如圖7所示。角焊縫的工作系數(shù)為0.6，母體材料06Cr19Ni10的許用應(yīng)力為137MPa，因此角焊縫的許用應(yīng)力為82.2MPa。對焊形成V型焊縫，由于對焊為焊透結(jié)構(gòu)，可將焊縫與母體材料簡化為一體模型，如圖7b所示，V型焊縫的工作系數(shù)為0.8，因此焊縫的許用應(yīng)力為109.6MPa。

圖7 不同形式焊縫三維模型

經(jīng)過7MPa壓力載荷的仿真計(jì)算后，得到5種結(jié)構(gòu)形式焊縫處應(yīng)力云圖，如圖8所示，焊縫應(yīng)力統(tǒng)計(jì)結(jié)果見表3。承插焊結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的焊縫應(yīng)力分別為：平封頭201MPa，圓形封頭231MPa，變徑管80MPa；對焊結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的焊縫應(yīng)力分別為：圓形封頭49MPa，變徑管22MPa。其中平封頭和圓形封頭的承插焊結(jié)構(gòu)焊縫應(yīng)力高于焊縫許用應(yīng)力，因此這兩種結(jié)構(gòu)不符合要求。相同連接部件下對焊結(jié)構(gòu)的焊縫應(yīng)力明顯小于承插焊結(jié)構(gòu)，因此優(yōu)先選用對焊結(jié)構(gòu)，同時(shí)變徑管結(jié)構(gòu)的焊縫應(yīng)力明顯小于平封頭和圓形封頭。變徑管+對焊的組合結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的焊縫處應(yīng)力為5種結(jié)構(gòu)形式中最小值，因此變徑管+對焊結(jié)構(gòu)為最優(yōu)結(jié)構(gòu)。

圖8 5種結(jié)構(gòu)形式的應(yīng)力云圖

表3 仿真計(jì)算結(jié)果統(tǒng)計(jì)表

3.3 液壓試驗(yàn)仿真分析及試驗(yàn)驗(yàn)證

圖11 變徑管+對焊結(jié)構(gòu)的應(yīng)力云圖

對變徑管+對焊結(jié)構(gòu)強(qiáng)度仿真分析，根據(jù)GB/T20801《壓力管道規(guī)范工業(yè)管道》，內(nèi)壓管道液壓試驗(yàn)壓力為1.5倍設(shè)計(jì)壓力，對三維模型施加載荷壓力10.5MPa強(qiáng)度校核計(jì)算，10.5MPa時(shí)的應(yīng)力應(yīng)變位移云圖如圖11所示，承受10.5MPa時(shí)的焊縫應(yīng)力為44MPa，小于此時(shí)的焊縫許用應(yīng)力109.6MPa。

根據(jù)仿真計(jì)算結(jié)果，將該試驗(yàn)臺(tái)管路出口集合器結(jié)構(gòu)改為變徑管+對焊結(jié)構(gòu)，如圖12所示，經(jīng)過現(xiàn)場10.5MPa液壓試驗(yàn)，集合器未變形或泄露，焊縫無變化。

圖12 變徑管+對焊結(jié)構(gòu)管路出口集合器改造后實(shí)物圖

4 結(jié)束語

通過三維建模及仿真分析的方式對液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)高壓液流試驗(yàn)系統(tǒng)管路出口集合器進(jìn)行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化，提出了一種校核計(jì)算方法，最終將變徑管+對焊的設(shè)計(jì)方案確定為最優(yōu)結(jié)構(gòu)形式，將管路出口集合器承壓強(qiáng)度從4.9MPa提升至7MPa，并將變徑管+對焊的結(jié)構(gòu)形式廣泛應(yīng)用于液流試驗(yàn)系統(tǒng)，提升了液流試驗(yàn)系統(tǒng)管路出口集合器的強(qiáng)度，保證了系統(tǒng)本質(zhì)安全，取得了顯著效果。

1 秦占領(lǐng)，張黎旭,熊然,等.固體發(fā)動(dòng)機(jī)D406A鋼殼體支座角焊縫裂紋分析[J]. 航天制造技術(shù)，2017(3)：9～11

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Structure Optimization of Collector of Liquid Rocket Engine Fluid Test System

Shi Ruijie Song Ge Ma Hangyuan Fu Hao

(Beijing Aerospace Propulsion Institute，Beijing 100076)

In order to optimize of the structure design of the pipeline outlet collector of the liquid rocket engine high-pressure fluid test system, a certain fluid test system pipeline outlet collector is taken as the research object, the three-dimensional modeling and simulation analysis method was used for the stress analysis of the equipment strength and the weld strength. The main influencing factors of insufficient strength was found, and the structure has been improved. A method of checking calculation is proposed, which significantly improved pressure strength of the pipeline outlet collector and widely used in liquid rocket engine fluid test system.

simulation analysis；equipment strength；weld strength；stress analysis；structure optimization

TH

A

石睿捷（1991），工程師，化工過程機(jī)械專業(yè)；研究方向：流體試驗(yàn)技術(shù)。

2021-07-31