范 婕, 王悅凝

(中國空空導(dǎo)彈研究院, 河南洛陽 471009)

0 引言

固體火箭發(fā)動機[1-3]主要由點火裝置、推進劑、燃燒室和噴管組成,結(jié)構(gòu)緊湊、質(zhì)量比高。噴管與燃燒室殼體之間的機械接口[4-7]必須滿足連接可靠、密封性能好、易于加工及裝配等條件。為降低結(jié)構(gòu)質(zhì)量,目前普遍采用形式簡單、易于裝配、密封性好的O型橡膠圈密封結(jié)構(gòu)[8-10]。

文中根據(jù)噴管與燃燒室殼體之間機械接口要求,設(shè)計了3種常規(guī)的連接結(jié)構(gòu),應(yīng)用有限元軟件,建立了3種連接結(jié)構(gòu)計算模型,進行靜力強度仿真分析,根據(jù)計算結(jié)果,從工作安全性和密封性能兩個方面,分析討論了3種連接方式的優(yōu)劣。

1 結(jié)構(gòu)設(shè)計

文中計算采用的3種噴管收斂段與燃燒室殼體尾部的連接結(jié)構(gòu)為:1)噴管與燃燒室殼體通過螺釘周向固定;2)噴管與燃燒室殼體通過螺釘軸向固定;3)噴管與燃燒室通過螺紋連接。3種連接方式的密封結(jié)構(gòu)均為O型橡膠圈徑向密封。

文中計算模型中各個零件的材料均為彈塑性模型。

2 靜力強度仿真模型

2.1 幾何模型

文中計算所施加的載荷為模擬水壓試驗的均布內(nèi)壓,對噴管收斂段后端面設(shè)置與噴管材料一致的堵蓋,以保證壓力加載情況與試驗條件一致。為避免殼體端面約束對連接結(jié)構(gòu)強度產(chǎn)生影響,根據(jù)圣維南原理,保留殼體直筒段100 mm長度。3種有限元計算模型見表1、圖1。

表1 3種計算模型

2.2 邊界條件及載荷

載荷:設(shè)計內(nèi)壓10 MPa。

邊界條件:模型A、B,建立圓柱坐標系,在剖面施加周向位移約束,殼體端面施加軸向位移約束;模型C為軸對稱模型,僅在殼體端面施加軸向位移約束。

接觸約束:按照實際情況對零件之間設(shè)置接觸約束,螺釘與噴管、殼體之間螺紋接觸采用間隙接觸約束。

2.3 有限元模型

為確保計算精度,采用六面體線性非協(xié)調(diào)單元對模型A、B中的噴管、螺釘、殼體進行網(wǎng)格劃分,模型A殼體螺釘孔局部采用四面體二次單元;對于模型C,建立軸對稱模型,采用四邊形線性非協(xié)調(diào)單元;殼體及噴管的薄壁段沿厚度方向劃分4層網(wǎng)格,網(wǎng)格尺寸1 mm,模型C螺紋局部網(wǎng)格加密至0.2 mm,見圖1。

3 計算結(jié)果及分析

3.1 計算結(jié)果

應(yīng)用有限元分析軟件,對3種噴管連接結(jié)構(gòu)模型進行靜力強度分析,其中Mises應(yīng)力及總體變形的結(jié)果見圖2～圖7。

3.2 結(jié)果分析

根據(jù)計算結(jié)果,將殼體直筒段沿軸向建立路徑提取Mises應(yīng)力,見圖8。提取關(guān)鍵部位的Mises應(yīng)力和變形結(jié)果,將3種模型進行比較,見表2、表3。

由圖8可得,從燃燒室殼體過渡圓弧開始到殼體端面沿軸向總長100 mm的燃燒室殼體應(yīng)力數(shù)值,3種模型應(yīng)力分布基本一致,不考慮連接部位的應(yīng)力集中情況,殼體最大應(yīng)力位于殼體直筒段到加厚段的過渡圓弧區(qū),連接結(jié)構(gòu)對燃燒室殼體的強度影響較小。

表2 最大Mises應(yīng)力比較

表3 密封圈位置最大徑向變形比較

由圖2、圖4、圖6和表2可得:1)在內(nèi)壓作用下,模型A各零件最大Mises應(yīng)力均已超過材料的許用應(yīng)力,在螺釘受擠壓作用下,殼體與噴管在連接區(qū)域的應(yīng)力集中情況十分顯著,材料進入塑性區(qū)域較大,螺釘可能發(fā)生受剪破壞;2)模型B與模型A相比,同樣是采用螺釘連接方式,但是其沿軸向固定,內(nèi)壓作用下螺釘承受拉應(yīng)力,螺釘頭部與噴管接觸面的局部區(qū)域存在一定的應(yīng)力集中情況,但應(yīng)力集中區(qū)域較小,且為壓應(yīng)力,能夠滿足設(shè)計使用要求,如果設(shè)計內(nèi)壓增大,可以通過更換零件的材料,選用強度更高的材料,以滿足高設(shè)計壓力的要求;3)模型C在殼體與噴管的螺紋連接區(qū)域內(nèi),不存在應(yīng)力集中,應(yīng)力分布較均勻。將內(nèi)壓增大一倍達到20 MPa,通過計算得到,螺紋連接區(qū)最大應(yīng)力為994.9 MPa,該連接結(jié)構(gòu)能夠滿足更高設(shè)計壓力的要求。

由圖3、圖5、圖7可得,3種噴管-殼體連接結(jié)構(gòu)模型的總變形分布情況基本一致,其中噴管模擬堵蓋的中心變形量最大,模型B的結(jié)構(gòu)變形最小,模型A、C變形量相當。

文中3種模型的密封方式都是采用O型橡膠圈徑向密封,提取密封圈槽位置的殼體內(nèi)表面、噴管密封圈槽底面最大徑向變形結(jié)果,得到密封圈槽徑向最大變形量,見表3。模型B殼體和噴管的徑向變形最小,而模型A徑向變形最大。經(jīng)計算可知,隨著內(nèi)壓載荷的增大,密封圈槽的最大徑向變形與壓力載荷基本呈線性遞增規(guī)律,密封圈的壓縮量也將逐漸減小。采用相同尺寸的O型密封圈,模型B的密封效果最好,模型C次之,而模型A的密封效果最差。

4 結(jié)論

文中建立了3種常規(guī)噴管與燃燒室殼體的連接

結(jié)構(gòu),通過靜力強度計算,對比分析計算結(jié)果,得到以下結(jié)論:

1)在設(shè)計內(nèi)壓作用下,3種連接結(jié)構(gòu)都能夠滿足使用要求,殼體薄壁直筒段的應(yīng)力、變形結(jié)果的一致性較好,連接結(jié)構(gòu)對燃燒室殼體強度影響較小。

2)隨著設(shè)計內(nèi)壓增大,模型A的殼體、噴管在螺釘孔局部、螺釘承壓面局部的塑性區(qū)域增大,螺釘出現(xiàn)剪切破壞,連接結(jié)構(gòu)破壞;而模型B能夠承受更高的內(nèi)壓作用,由應(yīng)力方向決定螺釘將出現(xiàn)拉伸破壞;模型C噴管、殼體應(yīng)力對壓力載荷的敏感性最差,能夠承受至少兩倍設(shè)計內(nèi)壓。

3)在相同設(shè)計內(nèi)壓下,采用相同規(guī)格的O型橡膠密封圈,模型B的密封性能最好,而模型A最差。

參考文獻:

[1] 王元有. 固體火箭發(fā)動機設(shè)計 [M]. 北京: 國防工業(yè)出版社, 1984: 15.

[2] 謝文超, 徐東來, 蔡選義, 等. 空空導(dǎo)彈推進系統(tǒng)設(shè)計 [M]. 北京: 國防工業(yè)出版社, 2006: 19.

[3] 邢耀國, 董可海, 沈偉, 等. 固體火箭發(fā)動機使用工程 [M]. 北京: 國防工業(yè)出版社, 2010: 6.

[4] 鮑福延, 郭大慶, 趙飛, 等. 固體火箭發(fā)動機噴管集成設(shè)計分析技術(shù)研究 [J]. 固體火箭技術(shù), 2004, 27(3): 169-172.

[5] 劉斌. 一種新型可調(diào)喉徑噴管的結(jié)構(gòu)設(shè)計與分析 [J]. 固體火箭技術(shù), 2012, 35(1): 53-56.

[6] 虞跨海, 莫展, 張亮, 等. 固體火箭發(fā)動機特型噴管造型設(shè)計與優(yōu)化 [J]. 彈箭與制導(dǎo)學報, 2012, 32(4): 137-138.

[7] 戶艷, 劉思濛, 劉渙玲, 等. 固體火箭發(fā)動機噴管的結(jié)構(gòu)設(shè)計與性能仿真 [J]. 計算機技術(shù)與發(fā)展, 2015, 25(8): 188-193.

[8] 付俊慶, 榮見華. 機械連接接口動力學模型研究現(xiàn)狀 [J]. 長沙交通學院學報, 2004, 20(3): 58-64.

[9] 任全彬, 蔡體敏, 胡春波. 固體火箭發(fā)動機密封結(jié)構(gòu)設(shè)計參數(shù)分析 [J]. 彈箭與制導(dǎo)學報, 2006, 26(3): 151-153.

[10] 葉加星, 李夕強, 李軍, 等. 一種螺紋快接接口的結(jié)構(gòu)設(shè)計及密封性影響分析 [J]. 液壓氣動與密封, 2015(6): 21-23.