劉占一,張魏靜,周 康,王 勇,霍世慧

(西安航天動力研究所 液體火箭發(fā)動機技術(shù)重點實驗室,陜西 西安 710100)

0 引言

增材制造技術(shù)作為近些年逐漸成熟的一種加工制造技術(shù),具有加工周期短、工序簡單等優(yōu)點,尤其適用于具有復(fù)雜內(nèi)流道的結(jié)構(gòu)[1]。增材制造技術(shù)的特點,對于燃燒室身部設(shè)計將帶來革命性的改變。

傳統(tǒng)的采用再生冷卻的推力室身部結(jié)構(gòu)包含內(nèi)壁、外壁、冷卻劑集合腔體、法蘭等多個零件,工藝流程中先進(jìn)行鍛造/鈑金/旋壓,然后在內(nèi)壁外側(cè)銑槽,之后與外壁釬焊,最后再與冷卻劑集合腔體和法蘭焊接[2],設(shè)計加工過程中面臨工藝過程復(fù)雜[3]、焊縫強度低[4]等問題,如果采用增材制造技術(shù),可以整體成型,避免釬焊等復(fù)雜工藝,極大地提高加工效率。

目前,國內(nèi)外已有關(guān)于采用增材制造工藝的燃燒室的相關(guān)報道[5-6]。美國洛克達(dá)因公司曾基于增材制造技術(shù)對F-1發(fā)動機燃?xì)獍l(fā)生器噴注器進(jìn)行了集成設(shè)計制造,實現(xiàn)了噴注器一體化成形,提高了產(chǎn)品可靠性[7]。NASA探索了雙組元離心式噴注器的增材制造工藝,優(yōu)化了噴注器結(jié)構(gòu),將零件數(shù)量減至2個,產(chǎn)品成功通過熱試車考核[8]。Gradl等采用增材制造工藝,以銅合金為材料,加工了一個18 kN推力的液氧/甲烷燃燒室和一個5.3 kN推力的液氧/液氫燃燒室,并進(jìn)行了熱試[9]。但銅合金強度相對較低且密度較大,導(dǎo)致燃燒室質(zhì)量較大。NASA還針對傳統(tǒng)推力室內(nèi)外壁材料不同的特點,研究了銅合金和鎳合金的雙材料增材制造技術(shù),并應(yīng)用在液氧/液氫和液氧/甲烷發(fā)動機燃燒室中[10-14]。國內(nèi)方面,北京航天動力研究所采用激光選區(qū)熔化成形增材制造工藝技術(shù)制造了具有四底三腔復(fù)雜結(jié)構(gòu)的推力室噴嘴,其力學(xué)性能、液壓和氣密試驗滿足要求[15]。但是,目前國內(nèi)的增材制造工藝還難以同時采用兩種不同材料,因此帶來的問題是燃燒室身部內(nèi)外壁必須采用同種材料。而內(nèi)外壁的作用不同,對材料的要求也不同,采用同種材料時需要統(tǒng)籌考慮。

本文開展了基于增材制造技術(shù)的內(nèi)外壁一體化燃燒室身部設(shè)計,采用全身螺旋槽設(shè)計、減薄內(nèi)壁厚度、輔助膜冷卻等措施增強了身部的熱防護(hù)效果,克服了高溫合金內(nèi)壁導(dǎo)熱率低的難題,同時采用中空加肋法蘭設(shè)計,在實現(xiàn)燃燒室模塊化設(shè)計的同時保證了法蘭密封效果,并經(jīng)過了首次熱試試驗驗證。

1 燃燒室身部設(shè)計

1.1 身部設(shè)計方案

首次熱試采用身部水冷的基本方案,燃燒室設(shè)計采用模塊化集成思路,將燃燒室分為頭部、身部、點火器和針?biāo)▏娮⑵?個零件,便于各零件獨立更換,用于考核各零件不同的設(shè)計方案。燃燒室總體方案如圖1所示。

圖1 燃燒室總體方案Fig.1 Overall sketch of the combustor

根據(jù)燃燒室總體方案,確定身部的基本設(shè)計要求如下。

1)身部需要設(shè)計對接法蘭,用于與頭部對接。

2)采用冷卻劑逆流的流動方式,冷卻劑從噴管尾端進(jìn)入,逆流而上,從對接法蘭前引出。

3)采用膜冷卻劑單獨供應(yīng)的方式。

根據(jù)對增材制造技術(shù)的調(diào)研情況,考慮到成熟度和成本,決定采用GH4169材料進(jìn)行身部模塊的打印。

1.2 結(jié)構(gòu)設(shè)計

1.2.1 內(nèi)壁及冷卻槽道設(shè)計

用高溫合金材料作為內(nèi)壁,在火箭發(fā)動機中并不常見,因為高溫合金導(dǎo)熱率低,氣壁溫難以控制,壁厚選擇過大,氣壁溫可能過高,壁厚選擇過小,強度難以保證,因此需要通過傳熱計算和強度校核來確定內(nèi)壁厚度。同時,氣壁溫的控制也會受到再生冷卻通道結(jié)構(gòu)和膜冷卻進(jìn)入位置的影響,需要一并考慮。

在再生冷卻通道結(jié)構(gòu)設(shè)計過程中,考慮到增材制造工藝的限制,確定結(jié)構(gòu)尺寸限制如下。

1)肋寬。為盡可能使冷卻劑在周向均勻分配,需要提高肋數(shù),減小肋寬,但是3D打印工藝限制肋寬不能小于1 mm,因此肋寬設(shè)計為不小于1 mm。

2)肋高。在槽寬確定的情況下,減小肋高能夠減小冷卻通道橫截面積、提高流速,同時可以提升結(jié)構(gòu)強度,同樣由于3D打印工藝限制,肋高不能小于1 mm,因此肋高設(shè)計為不小于1 mm。

3)槽寬。一方面,為提高換熱效果需要提升冷卻劑流速,這就要求減小槽寬;另一方面,冷卻劑流速過高會帶來流阻的大幅增加,需要統(tǒng)籌考慮;同樣,考慮到產(chǎn)品打印完成之后吹粉的需求,限制槽寬不能小于1 mm。

4)螺旋傾角。螺旋肋有利于提升冷卻劑流速和換熱的均勻性,但產(chǎn)品打印過程受到重力影響,要遵循45°原則,即懸垂面與水平面的夾角必須大于45°,故在設(shè)計冷卻槽道螺旋傾角時需要予以考慮。

1.2.2 膜冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計

根據(jù)傳熱計算,膜冷卻進(jìn)入位置設(shè)計在收縮段剛開始的位置。為盡可能充分地利用膜冷卻劑,減小膜流量,同時考慮膜冷卻劑在周向的均勻性,使膜冷卻劑通過若干切向小孔進(jìn)入燃燒室,同時切向孔向噴管出口方向適當(dāng)傾斜以減少冷卻劑向頭部的返流。同時,為進(jìn)一步提高換熱均勻性,設(shè)計膜切向孔的旋轉(zhuǎn)方向與再生冷卻槽道的切向旋轉(zhuǎn)方向相反。此外,在燃燒室內(nèi)壁,進(jìn)膜處上方設(shè)置凸緣以防止燃?xì)馄茐囊耗ぁ?/p>

1.2.3 外壁及冷卻腔體結(jié)構(gòu)設(shè)計

根據(jù)冷卻劑流量計算,冷卻劑進(jìn)口腔設(shè)置了一個DN15的進(jìn)口,另外設(shè)置一個溫度傳感器接口和壓力傳感器接口。

冷卻劑出口腔設(shè)置了3個DN15的冷卻劑出口,主要是考慮后續(xù)采用甲烷作為主冷卻劑時,甲烷經(jīng)過冷卻通道受熱膨脹,密度減小,為控制流速減小流阻,需要更大的出口面積,而采用水冷時,可以只使用一個DN15出口,另外2個封堵即可。該腔體設(shè)置了2個溫度傳感器接口,原因是采用甲烷和水作冷卻劑時,2種冷卻劑的出口溫度差別可能較大,甲烷出口溫度可能處于T型熱電偶的測溫區(qū)間,水出口溫度可能處于E型熱電偶的測溫區(qū)間。此外還設(shè)置了一個壓力傳感器接口。

根據(jù)膜冷卻劑流量計算,膜冷卻劑腔體設(shè)置了一個DN4的進(jìn)口,另外設(shè)置一個溫度傳感器接口和壓力傳感器接口。

為增加強度,在4個DN15接口管的根部均設(shè)計了加強筋板,避免安裝或熱試過程中由于應(yīng)力集中出現(xiàn)斷裂。

此外,考慮到試車時身部模塊水平放置,需要在產(chǎn)品不下臺的情況下實現(xiàn)腔體排空,因此在每個腔體的底部(水平放置時)設(shè)置了排液口。

1.2.4 法蘭結(jié)構(gòu)

在燃燒室中,中心燃?xì)鉁囟瘸^3 000 K,采用法蘭連接時,如何實現(xiàn)法蘭的熱防護(hù)進(jìn)而確保密封是一個重要問題,擬采用主動冷卻的方式來解決該問題。

借助增材制造技術(shù)帶來的設(shè)計靈活性,提出一種中空加肋支撐的法蘭方案,掏空法蘭盤靠近燃?xì)獾膬?nèi)壁側(cè),使身部冷卻通道的肋條延伸至法蘭盤內(nèi)部,冷卻劑可到達(dá)法蘭端面處,然后向上折返流出。密封墊位于折返處的上方,充分保證了密封墊溫度不會過高,密封墊選用銅墊。該方案實現(xiàn)了整個法蘭盤的絕大部分區(qū)域都有主動冷卻,同時由于肋結(jié)構(gòu)的存在,法蘭盤的強度仍然可以保證。

1.3 傳熱及強度校核

首次熱試,身部為水冷,燃料主路和膜冷卻劑路均為氣態(tài)甲烷。液氧流量1.5 kg/s,主路甲烷0.5 kg/s,膜路甲烷0.02 kg/s,氣甲烷入口溫度290 K,身部冷卻水流量2 kg/s,水入口溫度290 K。按照首次水冷熱試工況進(jìn)行傳熱計算結(jié)果見圖2。

圖2 首次水冷熱試的傳熱計算結(jié)果Fig.2 Heat transfer calculation results of the first hot-test with water cooling

圖2中x為身部無量綱軸向坐標(biāo),x=0的位置代表法蘭端面,y為身部橫截面無量綱半徑。

由圖2可見,該工況下,氣壁溫不超過1 000 K,液壁溫不超過650 K,冷卻劑溫度不超過400 K,以此溫度結(jié)果校核結(jié)構(gòu)強度。

對于推力室外壁,受到的應(yīng)力計算式為[16]

(1)

式中：p為工作壓力,取冷卻通道最高壓力;d為燃燒室內(nèi)徑;δ為外壁厚。

計算得到推力室身部外壁所承受的應(yīng)力為189 MPa。外壁最高溫度按冷卻劑最高溫度考慮,由傳熱計算結(jié)果可知不超過400 K,根據(jù)資料,該溫度下GH4169的屈服強度不小于860 MPa[17],因此,外壁的安全系數(shù)大于4.55。

肋條連接處指肋條與內(nèi)外壁的連接位置,受到的應(yīng)力計算式為[18]

(2)

式中：e為肋間距,取最寬的肋間距;δp為肋寬。

計算得到肋條連接處所承受的應(yīng)力為24.08 MPa。肋條連接處最高溫度按液壁溫最高溫度考慮,由傳熱計算結(jié)果可知不超過600 K,根據(jù)資料,該溫度下GH4169的屈服強度不小于860 MPa[17],因此,肋條連接處的安全系數(shù)大于35.7。

內(nèi)壁壁厚決定了內(nèi)壁的抗剪切能力。內(nèi)壁受到的剪應(yīng)力計算式為[18]

(3)

式中：h為內(nèi)壁厚度;Δp為內(nèi)壁兩側(cè)壓差,取冷卻通道最高壓力和燃?xì)鈧?cè)最低壓力之差;K為考慮在剪力狀態(tài)下的減弱系數(shù),近似取值0.8。

計算得到內(nèi)壁所承受的剪應(yīng)力為25.08 MPa。內(nèi)壁最高溫度按氣壁溫最高溫度考慮,由傳熱計算結(jié)果可知不超過1 000 K,根據(jù)資料,該溫度下GH4169的屈服強度不小于700 MPa[19],因此,內(nèi)壁的安全系數(shù)大于27.9。

上述強度計算中未考慮結(jié)構(gòu)熱應(yīng)力的影響,下面基于有限元方法加載相應(yīng)的溫度和壓力載荷,對結(jié)構(gòu)的應(yīng)力應(yīng)變進(jìn)行仿真分析。

按照傳熱計算結(jié)果加載溫度條件,如圖3所示。計算所得到的結(jié)構(gòu)應(yīng)力、應(yīng)變分布分別如圖4、圖5所示。

圖3 結(jié)構(gòu)溫度場Fig.3 Temperature distribution of structure

圖4 結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布Fig.4 Stress distribution of structure

圖5 結(jié)構(gòu)變形量分布Fig.5 Deformation distribution of structure

結(jié)構(gòu)應(yīng)力最大的位置位于喉部附近的內(nèi)壁,由于喉部附近內(nèi)壁徑向溫度差大,因此產(chǎn)生的熱應(yīng)力較大,部分區(qū)域可能在屈服狀態(tài)工作。從結(jié)構(gòu)應(yīng)變分布來看,最大應(yīng)變約0.3 mm,位于噴管出口區(qū)域。

2 燃燒室身部加工

2.1 加工過程

燃燒室身部的增材制造加工由西安鉑力特增材技術(shù)股份有限公司完成。根據(jù)身部的外廓尺寸,選擇BLT-S310設(shè)備進(jìn)行增材制造加工,加工方式為激光選區(qū)熔化(SLM)。

身部模塊在3D打印時選擇的打印方向為自法蘭向噴管出口方向打印,如圖6所示。

圖6 打印方向示意圖Fig.6 Sketch of printing direction

在再生冷卻通道內(nèi)部,打印時無法設(shè)計支撐結(jié)構(gòu),因此針對內(nèi)部存在的平頂、大圓弧等不滿足45°原則的結(jié)構(gòu)均進(jìn)行了適應(yīng)性處理。

對于外壁腔體及接口,雖然可以通過設(shè)計支撐來實現(xiàn)打印,但是為了減少支撐設(shè)計、進(jìn)一步降低成本,外部結(jié)構(gòu)也盡可能設(shè)計成滿足45°原則的狀態(tài)。

在膜進(jìn)口結(jié)構(gòu)中,有若干切向小孔,而SLM工藝本身屬于熱加工方式,加工完成后結(jié)構(gòu)會收縮變形,不可避免地會出現(xiàn)加工偏差,為了減小該處尺寸的加工偏差,采取以下思路解決。

1)在原來模型上將小孔區(qū)域的模型切下來一部分作為試驗件模型,該模型包含數(shù)個小孔,這些小孔直徑設(shè)置不同值,下限為設(shè)計值,上限為設(shè)計值的1.5倍,并分別予以標(biāo)記。

2)采用和產(chǎn)品同樣的方法生產(chǎn)該試驗件,保證生產(chǎn)流程與正式產(chǎn)品的生產(chǎn)流程完全一致,完成后測量每個小孔的實際直徑,找出最接近設(shè)計值的小孔,后續(xù)正式產(chǎn)品上的小孔均按照該小孔的預(yù)設(shè)尺寸進(jìn)行設(shè)置。

通過該方法較好地解決了切向小孔的加工偏差問題。另外還對試驗件進(jìn)行了剖切檢查,發(fā)現(xiàn)加工完成的小孔型面較好,未發(fā)生明顯變形。

正式產(chǎn)品的打印僅用時一周。產(chǎn)品照片如圖7所示。

圖7 身部加工后照片F(xiàn)ig.7 Body photo after processing

產(chǎn)品打印完成后進(jìn)行了吹粉處理,由于內(nèi)外壁之間的內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜,給吹粉帶來了難度,而各個腔體上都有多個接口,一定程度上給吹粉帶來了便利。

2.2 加工后檢測

加工完成后,除了進(jìn)行3坐標(biāo)檢測,還采用三維掃描儀對產(chǎn)品外表面進(jìn)行了掃描檢測,如圖8所示,結(jié)果滿足設(shè)計要求。

圖8 三維掃描測量結(jié)果Fig.8 Results of 3D scanning and measurement

此外,針對加工質(zhì)量,采用了金相檢測、射線檢測和熒光滲透等手段進(jìn)行檢測,結(jié)果表明,未發(fā)現(xiàn)超標(biāo)缺陷。

為進(jìn)一步確認(rèn)采用增材制造工藝成型的產(chǎn)品的材料強度,在正式產(chǎn)品打印過程中,同爐同步打印了2種材料拉伸試樣,一種沿縱向打印,一種沿橫向打印,打印完成后對2種拉伸試樣進(jìn)行了常溫和高溫(900 ℃)拉伸試驗。結(jié)果顯示,900 ℃下GH4169材料的屈服強度仍然超過108 MPa,檢測結(jié)果如表1所示。

表1 試樣高溫拉伸測試結(jié)果

3 燃燒室身部熱試

3.1 試驗概況

熱試前,對燃燒室身部進(jìn)行了冷卻通道打壓和液流試驗。打壓試驗中,冷卻通道水壓10 MPa狀態(tài)下,10 min無泄漏,結(jié)構(gòu)無變形。液流試驗中重點關(guān)注冷卻通道的流阻,因為增材制造產(chǎn)品的表面粗糙度相對較大,冷卻通道內(nèi)部又無法進(jìn)行打磨處理,可能會帶來流阻的增加。液流試驗表明,在首次熱試2 kg/s的水流量工況下,對應(yīng)的流阻為4 MPa,熱試試驗系統(tǒng)能夠承受。

熱試試驗中,由于試驗臺供應(yīng)氣甲烷的能力最大為0.5 kg/s,因此選擇試驗工況如表2所示。

表2 燃燒室參數(shù)

首次熱試總計進(jìn)行了17次點火,單次最長熱試時間20 s,熱試總時間92 s。熱試現(xiàn)場照片如圖9所示。

圖9 熱試照片F(xiàn)ig.9 Photo of hot-fire test

3.2 試驗結(jié)果

表3給出了熱試的4個典型工況。針對典型試驗工況進(jìn)行傳熱計算,獲得身部結(jié)構(gòu)溫度參數(shù)和冷卻劑溫升如表4所示。

表3 典型試驗工況

表4 各工況傳熱計算結(jié)果

從冷卻劑溫升對比來看,計算值和試驗值較為接近,一定程度上反映了傳熱計算的準(zhǔn)確性。因此,之前按照傳熱計算結(jié)果進(jìn)行的結(jié)構(gòu)強度校核是有效的。

從多次點火后的產(chǎn)品外觀檢查來看,內(nèi)壁無明顯燒蝕現(xiàn)象(如圖10所示),表明了燃燒室身部方案設(shè)計的正確性。

圖10 熱試后產(chǎn)品照片F(xiàn)ig.10 Product photo after hot-fire test

4 結(jié)束語

本文基于增材制造技術(shù),嘗試開展了液體火箭發(fā)動機燃燒室身部的設(shè)計加工,并進(jìn)行了熱試試驗,初步驗證了增材制造技術(shù)用于燃燒室身部研制的可行性,對增材制造技術(shù)帶來的設(shè)計靈活性和設(shè)計限制有了更深入的認(rèn)識,但由于目前試驗次數(shù)較少,時長較短,還難以充分驗證增材制造產(chǎn)品的可靠性,未來需要開展更多的熱試試驗來進(jìn)行檢驗。