螺紋連接的導彈發(fā)動機燃燒室殼體強度分析與優(yōu)化設計

詹君彪，相升海，于 超，李 然，張 爽，于永志

(1.沈陽理工大學 裝備工程學院，遼寧 沈陽 110159;2.晉西工業(yè)集團有限公司，山西 太原 030027；3.東北工業(yè)集團有限公司吉林江機公司，吉林 吉林 132021)

螺紋連接的導彈發(fā)動機燃燒室殼體強度分析與優(yōu)化設計

詹君彪1，2，相升海1，于 超3，李 然3，張 爽1，于永志1

(1.沈陽理工大學 裝備工程學院，遼寧 沈陽 110159;2.晉西工業(yè)集團有限公司，山西 太原 030027；3.東北工業(yè)集團有限公司吉林江機公司，吉林 吉林 132021)

基于有限元法對螺紋連接的導彈發(fā)動機燃燒室殼體進行結構強度分析，得到燃燒室殼體的應力云圖；利用二次插值函數法對前球體、前殼體和后封頭壁厚、前球體封頭和后封頭端部厚度進行優(yōu)化，并對設計變量的敏感度進行分析。結果表明，螺紋連接的燃燒室殼體符合強度要求，最大應力點在前殼體過渡圓弧較小處；水壓試驗和熱試車試驗后的燃燒室殼體結構完整，證明結構強度符合要求；燃燒室殼體優(yōu)化后總質量減輕了4.5%。

固體火箭發(fā)動機；螺紋連接；燃燒室殼體；強度分析；優(yōu)化設計

火箭發(fā)動機為導彈提供動力，是導彈的重要組成部分。由于導彈經濟性的要求，采用螺紋連接的發(fā)動機燃燒室殼體結構。螺紋連接的燃燒室殼體結構緊湊、連接可靠、制造容易和裝配方便，廣泛用于各種中小型導彈發(fā)動機中[1-2]。國內外對不同的導彈發(fā)動機結構進行了強度分析和優(yōu)化設計。Ali Kamran等[3]運用綜合法對固體火箭發(fā)動機進行優(yōu)化。H.C.Yildirim等[4]使用有限元法對固體火箭發(fā)動機結構進行了疲勞破壞評估。C.H.Tao等[5]對發(fā)動機殼體爆炸原因進行了研究。華增功[6]對固體發(fā)動機復合材料殼體螺紋連接結構件和螺紋嵌入鋼絲套進行了研究，提出了一種新型的螺紋連接結構，給出了一個裝配長度設計經驗式。文獻[7-9]利用ANSYS對不同的導彈發(fā)動機進行了結構強度分析。張鐸等[10]采用Tsai-Wn失效準則對纏繞復合材料殼體結構進行了分析。陳軍等[11]通過對固體火箭發(fā)動機特性、目標函數及約束條件與設計變量間關系的分析，建立了需求質量最輕的數學模型。歐海英等[12]將圖形變形法運用到了固體火箭發(fā)動機優(yōu)化設計中。

本文利用有限元軟件分析螺紋連接導彈發(fā)動機燃燒室殼體的結構強度；在結構分析基礎上，利用二次插值函數法對發(fā)動機的燃燒室殼體進行優(yōu)化。

1 燃燒室殼體有限元模型

利用三維繪圖軟件建立螺紋連接的導彈發(fā)動機燃燒室殼體結構，導入有限元軟件進行結構強度分析和優(yōu)化設計。

圖1 導彈發(fā)動機產品圖

圖1為螺紋連接燃燒室殼體的導彈發(fā)動機，它主要由燃燒室殼體、點火具、噴管和藥柱等零部件組成，其中承受燃燒室壓力的關鍵部件是燃燒室殼體。燃燒室殼體由前球體、前殼體和后封頭組成。利用三維繪圖軟件建立前球體、前殼體、后封頭、噴管座、過濾器座和點火具座的零件圖，前殼體和后封頭簡化為一體，前球體和前殼體上的螺紋利用螺旋掃描來創(chuàng)建。將零件圖進行裝配，對裝配的零件間進行干涉檢測，調整裝配基準，直到干涉檢測的體積為零。圖2為裝配完成的燃燒室殼體幾何模型。

圖2 燃燒室殼體的幾何模型

1.1 模型離散化

利用自適應網格方法對燃燒室殼體進行整體離散化。六面體單元用在規(guī)范(形狀變化不大)的地方，四面體單元主要用在不能使用六面體單元的地方。同樣單元數量時，六面體單元的精度高于四面體單元。限定六面體單元的最大單元尺寸為10mm。螺紋接觸面形狀比較復雜，難以使用六面體單元，只能使用四面體單元。為保證精度，需增加四面體單元的數量，定義四面體單元的最大單元尺寸為1mm。模型離散后的單元數為73350，節(jié)點數為136043。

1.2 燃燒室殼體螺紋連接處定義

圖3為導彈發(fā)動機燃燒室螺紋連接處的截面圖。由截面圖看出，每對螺牙嚙合有四對接觸線，分別為接觸對1、接觸對2、接觸對3和接觸對4。若將螺紋按螺旋線展開，每條螺紋就相當于一條懸臂梁，則在幾何模型中有四對接觸面。分別定義每對接觸面為摩擦接觸，選定前球體上的螺紋面為目標面，前殼體上的螺紋面為接觸面，每對接觸面皆由螺紋的起始處到螺紋的終止處，摩擦系數為0.15[13]。

圖3 螺紋連接處剖面圖

1.3 邊界條件

施加在燃燒室殼體上的載荷主要是固體推進劑燃燒產生的高壓燃氣壓力?？紤]到導彈發(fā)動機工作時間較短，在強度分析時將燃氣溫度的影響等效合并到燃氣壓力的作用上，在燃燒室殼體的內表面添加15.5MPa的壓力載荷，如圖4所示?？紤]到發(fā)動機是通過連接裙與導彈連接，將固定約束設置在連接裙的端面處，如圖4中A指向的端面。

圖4 導彈發(fā)動機殼體載荷的添加及約束

1.4 材料參數

該燃燒室殼體采用的材料30CrMnSiA是各向同性的，物性參數見表1。

表1 殼體材料的物性參數

2 燃燒室殼體強度分析

2.1 燃燒室殼體的最大應力分析

圖5為燃燒室殼體的應力分布圖。由圖5可以看出，燃燒室殼體承受的最大(von-Mises)應力為760.47MPa，小于材料的屈服極限1530MPa，表明燃燒室殼體承受載荷時是彈性變形，發(fā)動機工作結束后結構完整。燃燒室殼體的安全系數=屈服極限/最大應力=1530/760.47=2.01。

最大應力點在前殼體上，見圖5中的a點。原因是a點處過渡圓弧半徑最小，形狀變化劇烈，故應力集中。

圖5 燃燒室殼體von-Mises應力云圖

2.2 燃燒室殼體螺紋連接處的應力分布

任意選取前球體螺紋連接處螺牙根部和前球體表面的軌跡，如圖6a中點A到點B所示。圖6a中A～B的應力分布如圖6b所示，由圖6b可以看出，應力總體分布呈階梯狀；橫坐標0～1處的應力最大，原因是此處螺牙不完整；橫坐標1～2.5處為第一個完整螺牙的應力；橫坐標2.5～3處應力發(fā)生驟降，這是因為此處為牙底，承受的載荷??；其余螺紋的應力趨于均勻，但依舊呈階梯狀分布。

(a)前球體表面軌跡

(b)應力分布圖

任意選取前殼體螺紋連接處螺牙根部和前殼體表面的軌跡，如圖7a中點C到點D所示。圖7a中C～D點的應力分布如圖7b所示，由圖7b可以看出，橫坐標0～2和9～12處應力大，橫坐標2～9處應力較小，且趨于均勻，即兩端螺紋的應力較大，中間螺紋的應力較小。

(a)前殼體表面軌跡

(b)應力分布圖

3 燃燒室殼體試驗

3.1 水壓試驗

為保證導彈發(fā)動機燃燒室殼體能可靠地工作，利用如圖8a所示的水壓試驗系統(tǒng)對此燃燒室殼體進行強度試驗。將點火具、過濾器和噴管去掉，連接堵頭，其中一個噴管座與高壓水泵連接，如圖8b所示。首先將水壓升到2MPa，連接處無滲漏；然后升壓至15.5MPa，保持三分鐘，壓力表指針不動；卸壓后，觀察燃燒室殼體沒有出現明顯變形。

(a)水壓試驗試驗臺

(b)水壓試驗

3.2 熱試車試驗

將設計好的導彈發(fā)動機，安裝到圖9所示的熱試車試驗臺上，進行熱試車試驗。圖9a是在試驗臺上安裝完成的導彈發(fā)動機，圖9b是熱試車過程。

(a)安裝完成的導彈發(fā)動機

(b)導彈發(fā)動機熱試車過程

熱試車后，拆解導彈發(fā)動機，如圖10所示。由圖10可以看出，導彈發(fā)動機燃燒室殼體的結構完整。

圖10 熱試車后殼體圖

水壓試驗和熱試車試驗都證明了此結構符合強度要求，與計算得到的結論相同。

4 優(yōu)化設計

4.1 設計變量的確定

連接裙是連接發(fā)動機和導彈的結構，最大外徑需滿足導彈總體要求，螺紋連接結構采用行業(yè)標準，所以這部分的幾何尺寸需固定；由于內彈道性能指標的要求，殼體的內型面尺寸不能改變；所以將等壁厚段的壁厚尺寸(T1、T2、T3、T4、T5)作為優(yōu)化的設計變量，如圖11所示(半剖圖)，其中T1為前球體封頭厚度，T2為前球體壁厚，T3為前殼體壁厚，T4為后封頭壁厚，T5為后封頭端部厚度。設計變量的取值范圍如表2所示。

4.2 約束條件、優(yōu)化目標和優(yōu)化方法的確定

螺紋連接燃燒室殼體優(yōu)化的約束條件是殼體承受的應力小于殼體處最大應力點的應力。優(yōu)化目標是燃燒室的殼體質量最輕。利用二次插值函數法對燃燒室殼體進行優(yōu)化。

圖11 優(yōu)化設計變量位置

4.3 優(yōu)化結果

優(yōu)化后燃燒室殼體的設計變量如表2所示。在初始參數條件下，燃燒室殼體的結構質量為0.966kg，優(yōu)化后燃燒室殼體的結構質量為0.923kg。質量減少了0.043kg，優(yōu)化效率4.5%。

表2 設計變量的取值范圍及優(yōu)化結果 mm

4.4 設計變量敏感度分析

圖12為設計變量對燃燒室殼體總質量的影響圖。從圖12中可以看出，設計變量前殼體壁厚T3對殼體的質量影響最大，后封頭壁厚T4對燃燒室殼體的質量影響最小。圖13為設計變量對燃燒室殼體最大(von-Mises)應力的影響圖。從圖13可以看出，設計變量在各自的取值范圍內對最大(von-Mises)應力的影響，前球體封頭厚度T1和前球體壁厚T2對燃燒室殼體最大(von-Mises)應力影響不明顯；T3增大，燃燒室殼體最大(von-Mises)應力減??；T4增大，燃燒室殼體最大(von-Mises)應力先減小后增大；T5增大，燃燒室殼體最大(von-Mises)應力增大。

圖12 設計變量對燃燒室殼體總質量的影響

圖13 設計變量對最大(von-Mises)應力的影響

5 結論

(1)燃燒室殼體承受的最大(von-Mises)應力為760.47MPa，小于殼體材料的屈服極限，燃燒室殼體符合強度要求，最大應力點發(fā)生在過渡圓弧半徑較小處。

(2)利用二次插值函數方法對燃燒室殼體進行了優(yōu)化，殼體的總質量減輕了4.5%；前殼體壁厚對燃燒室殼體的總質量影響最大。

(3)燃燒室殼體的螺紋連接處，外螺紋最里圈螺牙的應力最大，然后依次減??；內螺紋兩端螺牙的應力大，中間螺牙的應力小。

(4)水壓試驗和熱試車試驗后的燃燒室殼體結構完整，證明結構強度符合要求。

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(責任編輯：趙麗琴)

Analysis on Strength and Design Optimization of the Missile Engine Combustion Chamber Shells with Threaded Connection

ZHAN Junbiao1,2,XIANG Shenghai1,YU Chao3,LI Ran3,ZHANG Shuang1,YU Yongzhi1

(1.Shenyang Ligong University,Shenyang 110159,China;2.Jinxi Industries Group Co.,Ltd,Taiyuan 030027,China; 3.Jilin Jiangbei machinery Co.,Ltd.,Jilin 132021,China)

The intensity analysis and optimization design of the missile engine combustion chamber shells with threaded connection has been presented using the finite element method.The stress fringe picture of the combustion chamber shells is obtained.Optimum design of the thickness of front sphere,front case and rear head,and the thickness of the head of front sphere and the end of rear head were finished in order to reduce the total mass of the shell,and the sensitivities of the design variables were analyzed.The analysis result shows that the intensity of the combustion chamber shells with threaded connection can work reliably,and the maximum stress point is in the smaller transition arc of the front case.After the water pressure test and the motor test,the structure of the shell is complete,which proves that the structure strength meets the requirements.The total mass can be reduced by 4.5%.

solider rocket motor;threaded connection;combustion chamber shells;strength analysis;optimum design

2014-10-29

詹君彪(1988—)，男，碩士研究生；通訊作者：相升海(1960—)，男，教授，博士，研究方向：固體火簡發(fā)動機設計.

1003-1251(2015)06-0056-06

V435

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