大口径过滤器骨架结构稳定性计算与试验研究

张相盟，宋 春，陈 晖，袁军社，王 猛

（1.西安航天动力研究所，西安，710100；2.航天推进技术研究院，西安，710100）

0 引 言

随着运载火箭规模的不断加大，对发动机推力的需求也进一步提高，500吨级液氧煤油发动机[1,2]推力较现有发动机提升了4倍，相比现有发动机，其结构规模更大，工作环境更为恶劣，这对结构的工作可靠性提出了更高的要求。

为防止在发动机工作过程中推进剂中的杂质流入发动机，在发动机的入口处设置了过滤器。在过滤器设计时，为增大过滤面积并控制质量，同时为节约下游安装空间，其主体结构方案为特殊的双层三角截面的梁板式结构，其横向跨度和轴向高度尺寸都较大，且采用了迎流安装方式，过滤器呈上凸形式，在介质流过过滤器时，整体结构将经受因滤网上下端压力降而产生的压力载荷。在这种压力载荷作用下，该过滤器结构整体受压。因此，对于该过滤器，除了结构强度方面外，过滤器主体结构的稳定性也需要考虑。需要指出的是，该过滤器与以往大推力泵前摆火箭发动机入口过滤器结构的载荷环境存在显著不同，在以往泵前摆火箭发动机中，在发动机入口，设置有提供摇摆时位移补偿的摇摆软管，过滤器可设置于摇摆软管内部，其安装空间充足，采用了半球形结构[3]，其为顺流安装，过滤器压力降作用下，结构受拉，并不涉及结构稳定性问题。而该发动机为泵后摇摆发动机，在发动机入口并无摇摆软管，为节约安装空间，故采用迎流安装形式，使得该过滤器的载荷环境和结构方案与以往发动机均存在较大差异。

目前，在涉及到薄壁筒板结构[4,5]、桁架结构[6]、板架结构[7]、蜂窝夹层结构[8]等较常见结构在特定载荷环境下的结构力学性能评估时，结构稳定性分析是其中一项重要研究内容，对于特殊的新型结构[9]，其结构稳定性分析也通常作为其中一项重要组成部分。对于运载火箭发动机的过滤器，其结构具有一定特殊性，在压力载荷作用下，过滤器主体结构的稳定性分析应是结构方案可行性评估的重要方面。

本文结合数值计算与试验方法，对运载火箭发动机推进剂入口过滤器的主承力结构—过滤器主体骨架进行了稳定性分析，获得了过滤器骨架的稳定性余量，并对计算和试验结果进行了对比，分析了两者差异性产生的原因。本文的方法思路可用于类似结构方案的评估工作中。

1 过滤器结构及载荷环境

1.1 过滤器结构及装配方式

500 吨级液氧煤油发动机推进剂入口过滤器结构及在导管中安装方案如图1所示（螺栓和导管台阶面上螺纹孔图中未画出）。过滤器结构由法兰、连接环、中心体、支板、内导流环、外导流环、滤网等零件焊接而成。其中法兰主要用于与过滤器固定；滤网是过滤器的核心功能元件，用于过滤介质中多余物；连接环、中心体、支板、内导流环、外导流环等构成过滤器的主体骨架，用于支撑滤网，过滤器骨架由两层构成，内导流环以及与之连接的支板以及连接环等构成内层骨架、外导流环以及与之连接的支板以及连接环等构成外层骨架，内、外层骨架的里、外侧均附着一层滤网，整个过滤器共有4层滤网，各滤网的材料规格均相同。

通过螺栓将过滤器法兰固定于导管台阶面上实现过滤器与导管的连接。由图1可以看出，过滤器朝向与推进剂流动方向相反，为迎流安装，在这种安装方式下，推进剂流经滤网时产生压力降使得过滤器受压。由于过滤器结构跨度大，主体骨架为环梁-板组合结构，各支板可视为薄壁件，在压力载荷作用下，整体结构稳定性问题不可忽视。

1.2 过滤器载荷分析

取过滤器局部如图2所示，在推进剂流过过滤器时，沿滤网表面法向会产生向滤网内侧的压力降Δp，骨架内、外侧滤网面积分别为A1和A2，两侧滤网与竖直面夹角均为α，两侧滤网压力降在轴向和径向产生的合力分别为

图2 过滤器载荷简图Fig.2 Diagram of the Load of the Caliber Filter

由于A2＜A1，因此径向合力Fx指向内侧，过滤器存在向内收缩的趋势，在装配状态下，该作用力被螺栓剪力平衡，实际并不存在向内收缩变形。在此载荷影响下，仅需考虑螺栓在剪应力下强度校核问题。

由于过滤器上端自由，在Fy作用下，其结构可能产生大变形或失稳，需对Fy作用下，过滤器骨架的结构稳定性展开分析。

依据过滤器液流数据和几何尺寸，获得相关计算结果如表1所示。表1中，视Fy均作用于相应的导流环上，滤网I到滤网IV从外到内依次标识，滤网有效面积指去除各块滤网总面积减去附着于导流环、支板和连接环上的面积后的剩余面积。

表1 过滤器及紧固件相关参数以及载荷Tab.1 Parameters and Load of the Caliber Filter and Its Fasteners

从表1中相关计算数据可以看出：

a）螺栓平均剪力很小，强度余量很足；

b）外导流环的轴向载荷为内导流环的2倍。

后文针对过滤器骨架在导流环轴向载荷作用下结构稳定性展开计算和试验研究，以获取结构稳定性余量。

2 过滤器骨架稳定性计算

2.1 计算模型

采用 ANSYS Workbench中对过滤器骨架模型几何处理以及网格划分，其中对于焊接部位，均按绑定处理，控制网格尺寸为10 mm，获得其结构计算有限元模型如图3所示，其单元构成主要为四面体单元（Tet10）及少量六面体单元（Hex20）和楔形单元（Wed15）。整个模型近8万个单元和20万个节点。

图3 过滤器骨架有限元模型Fig.3 FEM Model of Skeleton of the Caliber Filter

将过滤器下端面固支，内、外导流环施加的载荷分别为表1中Fy1和Fy2对应值，形成其载荷和边界条件。过滤器骨架各零件材料均为一类不锈钢，其相关参数为：弹性模量E=184 GPa，泊松比ν=0.3，屈服极限σ0.2=196 MPa，强度极限σb=540 MPa，断裂延伸率δ5=40%。

2.2 静力计算结果

通过静力计算获得的等效应力云图如图4所示。从图4a可以看出，最大等效应力为71.2 MPa，位于支板与法兰连接部位附近很小区域内，该值远小于材料屈服应力，静强度余量充足。

从图4b可以看出，其最大位移为0.05 mm，位于内导流环上，该值表明，过滤器骨架结构整体变形量极小。

图4 过滤器骨架静力分析结果Fig.4 The Results of Statical Analysis of the Skeleton of the Caliber Filter

2.3 结构稳定性计算结果

在2.2节静力分析的基础上，维持载荷和边界条件不变的前提下，进一步基于线性失稳分析求解器对结构进行稳定性分析，获得前两阶失稳模态如图5所示。图5给出了工作载荷下，前两阶安全系数分别为5.30和 11.57。对于钢材，稳定安全系数一般取[n]st=1.8～3.0[10]，可以看出，首阶工作安全系数大于[n]st上限，表明该过滤器骨架满足结构稳定性设计要求。

图5 过滤器骨架前两阶失稳模态Fig.5 The 1st and 2nd Вuckling Modes of the Skeleton of the Caliber Filter

续图5

图5表明，过滤器首阶失稳模态为外层骨架局部模态，主要为外导流环载荷所致，其形貌为外层骨架中所有支板一致向同侧弯曲，不难求出，外环失稳临界载荷为Fcr1=36.04 kN；第2阶失稳模态为内层骨架局部模态，主要为外导流环载荷所致，其形貌为内层骨架中所有支板一致向同侧弯曲，内环失稳临界载荷为Fcr2=39.34 kN。

将内、外导流环载荷同步放大5.3倍，使得外导流环载荷达到了首阶临界载荷Fy1=Fcr1=36.04 kN，在考虑材料弹塑性的基础上重新进行静力分析，获得过滤器整体及应力最大区域的应力云图如图6所示。

图6 一阶临界载荷作用下结构应力云图Fig.6 The Sturcture's Stress Neрhogram

由图6可以看出，在临界载荷作用下，结构最大应力值约为 250 MPa，屈服区仅限于支板与法兰连接的极小区域内，各支板的平均应力不大于 100 MPa，仍处于距屈服点较远的线弹性范围内。计算结果同时显示，结构最大应变为 0.0011，仅为断裂延伸率的0.2%，综上不难得出，如果仅考虑静力，过滤器结构在临界载荷作用下并不会失效，而失稳则是致使该结构失效的首要因素。

为进一步获得实际产品的稳定性余量并确认计算结果的正确性，开展了过滤器骨架的结构静力试验。

3 过滤器骨架静力试验

3.1 试验方案

过滤器骨架固定及加载方案如图7所示，通过螺栓过滤器法兰固定形成边界条件，内、外导流环载荷通过独立的加载工装进行加载。为使两套加载工装独立工作，外导流环载荷通过顶部的压杆施加于外环转接工装进而传递到外导流环上，内导流环载荷通过底部的拉杆施加于内环转接工装上进而传递到内导流环上，为实现拉杆装配，在中心体上加工了工艺孔。

图7 试件载荷施加方案示意Fig.7 Diagram of the Load Infliction of the Test Sрecimen

在支板、连接环以及支板与法兰连接附件位置布置了多个单向应变测点，用于应变监测以及应力水平估计，同时对法兰、中心体以及外导流环部分位置的轴向和径向位移进行监测。

3.2 试验及结果分析

通过加载装置同时对内、外导流环采用载荷逐级线性递增的加载方案，直至过滤器结构整体失效为止。设置Fy1和Fy2每个加载级的载荷递增步长分别为0.425 kN和0.85 kN，每一级载荷施加完成后维持一段时间进行数据采集，然后进行下一级加载。

试验过程显示，当完成36级加载后（Fy1=30.6 kN，Fy2=15.3 kN），在向第 37级（Fy1=31.45 kN，Fy2=15.725 kN）加载过程中，发现多数应变及位移数据开始急剧增加，随后试验系统保护并停机，检查发现试件整体结构出现倾覆性失效。对试件的外观检查显示，试件并未出现焊缝开裂，试件的失效形态与首阶失稳模态极为相近。需指出的是，试验中内层骨架倾覆为外层骨架牵连影响所致：外层骨架大变形下陷使得所有载荷均施加于内导流环上，使得内层骨架无法承受而倾覆。

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试验过程中应变变化曲线如图8所示，其中，s1和s2测量位置为支板中间部位，s11和s12对应位置为支板与法兰连接的焊点附近。从图8中可以看出，在整个加载过程中，曲线s1保持较好的线性特征，其余曲线在第28级后，斜率明显增大，特别是s11和s12，表现更为明显，其值显著高于s1和s2。在曲线末端，s1和s2仍然处于距屈服点较远的线弹性区域，s11和s12则已接近屈服区，此现象均与上节计算结果一致。因此，单从结构强度方面评估，试验载荷尚不足引起结构破坏。

图8 试验应变曲线Fig.8 The Strain Curve of the Test

综上，试验中试件破坏是因失稳引起，试件失稳的一阶临界载荷在30.6 kN至31.45 kN之间，结构稳定性工作安全裕度约为4.5，仍满足结构稳定性要求。

与2.2节计算结果Fcr1=36.04 kN相比，试验值偏小15%～12.7%。这主要是两方面原因导致的：a）试验方面，试验加载过程中载荷的不均匀性、试件本身存在加工误差和焊接变形等非理想因素；b）在计算方面，在仿真模型中，各零件间的点焊均按绑定处理的，这与实际的结构存在一定差异；另外，在分析方法上，本文是按较为简单的线性稳定性分析（线性特征值分析）处理的，而实际状态下的系统总是存在一定非线性因素。总之，试验结果与仿真结果的偏差，是真实试验环境与数值计算环境存在偏离所致。

4 结 论

本文对 500吨级液氧煤油发动机推进剂入口大口径过滤器的结构方案可能存在的结构失稳风险，在确定了过滤器工作载荷环境基础上，通过有限元计算和静力试验两种途径，分别对过滤器骨架的结构稳定性余量进行了评估，结果表明，在稳态工作载荷作用下，过滤器骨架仍有约4.5倍的安全裕度，稳定性余量满足要求。

对比试验与计算结果表明，两种途径所获得的结构应力应变分布特征具有较好的一致性。在结构稳定性评估方面，采用的计算方法对临界失稳载荷较为精确地进行了预示，验证了计算方法的有效性。但受试验对象和加载方法与计算中差异的影响，两者所获得的临界载荷仍有近 15%的偏差，因此，针对过滤器骨架结构，后续还需进一步开展以下研究工作：

a）载荷不均匀性对过滤器骨架结构应力分布及稳定性的影响。

b）静力试验中加载方案优化。

c）过滤器结构方案优化。从文中结果可以看出，当前过滤器的安全裕度偏大，后续将在支板厚度/数量和滤网规格等方面进行优化，进一步降低滤网流阻以改变过滤器的载荷环境，并采用更薄或者更少的支板以减轻过滤器质量。

除了以上工作以外，后续还需进一步研究实际带滤网状态的过滤器结构稳定性问题，可通过两种状态研究结果对比，分析滤网的影响。