基于增材制造技术的液氧_甲烷燃烧室身部设计及热试分析.pdf

收稿日期:修回日期:基金项目:国家自然科学基金项目()作者简介:刘占一()男博士研究员研究方向为液体火箭发动机 第 卷第 期 年 月火 箭 推 进 基于增材制造技术的液氧/甲烷燃烧室身部设计及热试分析刘占一张魏静周 康王 勇霍世慧(西安航天动力研究所 液体火箭发动机技术重点实验室陕西 西安)摘要 为了更深入地了解增材制造技术应用于液体火箭发动机燃烧室身部研制的可行性开展了基于增材制造技术的燃烧室身部设计、加工以及热试 通过采取全身螺旋槽道设计、减薄内壁厚度等措施实现了以高温合金作为燃烧室内壁的内外壁一体化身部方案设计采用中空加肋法兰设计在实现燃烧室模块化设计的同时保证了法兰密封效果采用激光选区熔化技术()进行了产品加工并进行了全方位产品检测产品经过了热试试验验证试后结构完好关键词 增材制造技术燃烧室身部设计加工热试中图分类号 文献标识码 文章编号()/()()引言增材制造技术作为近些年逐渐成熟的一种加工制造技术具有加工周期短、工序简单等优点尤其适用于具有复杂内流道的结构 增材制造技术的特点对于燃烧室身部设计将带来革命性的改变传统的采用再生冷却的推力室身部结构包含内壁、外壁、冷却剂集合腔体、法兰等多个零件工艺流程中先进行锻造/钣金/旋压然后在内壁外侧铣槽之后与外壁钎焊最后再与冷却剂集合腔体和法兰焊接设计加工过程中面临工艺过程复杂、焊缝强度低等问题如果采用增材制造技术可以整体成型避免钎焊等复杂工艺极大地提高加工效率目前国内外已有关于采用增材制造工艺的燃烧室的相关报道 美国洛克达因公司曾基于增材制造技术对 发动机燃气发生器喷注器进行了集成设计制造实现了喷注器一体化成形提高了产品可靠性 探索了双组元离心式喷注器的增材制造工艺优化了喷注器结构将零件数量减至 个产品成功通过热试车考核 等采用增材制造工艺以铜合金为材料加工了一个 推力的液氧/甲烷燃烧室和一个 推力的液氧/液氢燃烧室并进行了热试 但铜合金强度相对较低且密度较大导致燃烧室质量较大 还针对传统推力室内外壁材料不同的特点研究了铜合金和镍合金的双材料增材制造技术并应用 在 液 氧/液 氢 和 液 氧/甲 烷 发 动 机 燃 烧 室中 国内方面北京航天动力研究所采用激光选区熔化成形增材制造工艺技术制造了具有四底三腔复杂结构的推力室喷嘴其力学性能、液压和气密试验满足要求 但是目前国内的增材制造工艺还难以同时采用两种不同材料因此带来的问题是燃烧室身部内外壁必须采用同种材料 而内外壁的作用不同对材料的要求也不同采用同种材料时需要统筹考虑本文开展了基于增材制造技术的内外壁一体化燃烧室身部设计采用全身螺旋槽设计、减薄内壁厚度、辅助膜冷却等措施增强了身部的热防护效果克服了高温合金内壁导热率低的难题同时采用中空加肋法兰设计在实现燃烧室模块化设计的同时保证了法兰密封效果并经过了首次热试试验验证 燃烧室身部设计 身部设计方案首次热试采用身部水冷的基本方案燃烧室设计采用模块化集成思路将燃烧室分为头部、身部、点火器和针栓喷注器 个零件便于各零件独立更换用于考核各零件不同的设计方案 燃烧室总体方案如图 所示图 燃烧室总体方案.根据燃烧室总体方案确定身部的基本设计要求如下)身部需要设计对接法兰用于与头部对接)采用冷却剂逆流的流动方式冷却剂从喷管尾端进入逆流而上从对接法兰前引出)采用膜冷却剂单独供应的方式根据对增材制造技术的调研情况考虑到成熟度和成本决定采用 材料进行身部模块的打印 结构设计 内壁及冷却槽道设计用高温合金材料作为内壁在火箭发动机中并不常见因为高温合金导热率低气壁温难以控制壁厚选择过大气壁温可能过高壁厚选择过小强度难以保证因此需要通过传热计算和强度校核来确定内壁厚度 同时气壁温的控制也会受到再生冷却通道结构和膜冷却进入位置的影响需要一并考虑在再生冷却通道结构设计过程中考虑到增材第 卷 第 期 刘占一等:基于增材制造技术的液氧/甲烷燃烧室身部设计及热试分析 制造工艺的限制确定结构尺寸限制如下)肋宽 为尽可能使冷却剂在周向均匀分配需要提高肋数减小肋宽但是 打印工艺限制肋宽不能小于 因此肋宽设计为不小于 )肋高 在槽宽确定的情况下减小肋高能够减小冷却通道横截面积、提高流速同时可以提升结构强度同样由于 打印工艺限制肋高不能小于 因此肋高设计为不小于 )槽宽 一方面为提高换热效果需要提升冷却剂流速这就要求减小槽宽另一方面冷却剂流速过高会带来流阻的大幅增加需要统筹考虑同样考虑到产品打印完成之后吹粉的需求限制槽宽不能小于 )螺旋倾角 螺旋肋有利于提升冷却剂流速和换热的均匀性但产品打印过程受到重力影响要遵循 原则即悬垂面与水平面的夹角必须大于故在设计冷却槽道螺旋倾角时需要予以考虑 膜冷却结构设计根据传热计算膜冷却进入位置设计在收缩段刚开始的位置 为尽可能充分地利用膜冷却剂减小膜流量同时考虑膜冷却剂在周向的均匀性使膜冷却剂通过若干切向小孔进入燃烧室同时切向孔向喷管出口方向适当倾斜以减少冷却剂向头部的返流 同时为进一步提高换热均匀性设计膜切向孔的旋转方向与再生冷却槽道的切向旋转方向相反 此外在燃烧室内壁进膜处上方设置凸缘以防止燃气破坏液膜 外壁及冷却腔体结构设计根据冷却剂流量计算冷却剂进口腔设置了一个 的进口另外设置一个温度传感器接口和压力传感器接口冷却剂出口腔设置了 个 的冷却剂出口主要是考虑后续采用甲烷作为主冷却剂时甲烷经过冷却通道受热膨胀密度减小为控制流速减小流阻需要更大的出口面积而采用水冷时可以只使用一个 出口另外 个封堵即可 该腔体设置了 个温度传感器接口原因是采用甲烷和水作冷却剂时 种冷却剂的出口温度差别可能较大甲烷出口温度可能处于 型热电偶的测温区间水出口温度可能处于 型热电偶的测温区间此外还设置了一个压力传感器接口根据膜冷却剂流量计算膜冷却剂腔体设置了一个 的进口另外设置一个温度传感器接口和压力传感器接口为增加强度在 个 接口管的根部均设计了加强筋板避免安装或热试过程中由于应力集中出现断裂此外考虑到试车时身部模块水平放置需要在产品不下台的情况下实现腔体排空因此在每个腔体的底部(水平放置时)设置了排液口 法兰结构在燃烧室中中心燃气温度超过 采用法兰连接时如何实现法兰的热防护进而确保密封是一个重要问题拟采用主动冷却的方式来解决该问题借助增材制造技术带来的设计灵活性提出一种中空加肋支撑的法兰方案掏空法兰盘靠近燃气的内壁侧使身部冷却通道的肋条延伸至法兰盘内部冷却剂可到达法兰端面处然后向上折返流出密封垫位于折返处的上方充分保证了密封垫温度不会过高密封垫选用铜垫 该方案实现了整个法兰盘的绝大部分区域都有主动冷却同时由于肋结构的存在法兰盘的强度仍然可以保证 传热及强度校核首次热试身部为水冷燃料主路和膜冷却剂路均为气态甲烷 液氧流量 /主路甲烷 /膜路甲烷 /气甲烷入口温度 身部冷却水流量 /水入口温度 按照首次水冷热试工况进行传热计算结果见图 图 首次水冷热试的传热计算结果.火 箭 推 进 年 月 图 中 为身部无量纲轴向坐标 的位置代表法兰端面 为身部横截面无量纲半径由图 可见该工况下气壁温不超过 液壁温不超过 冷却剂温度不超过 以此温度结果校核结构强度对于推力室外壁受到的应力计算式为()()式中:为工作压力取冷却通道最高压力 为燃烧室内径 为外壁厚计算得到推力室身部外壁所承受的应力为 外壁最高温度按冷却剂最高温度考虑由传热计算结果可知不超过 根据资料该温度下 的屈服强度不小于 因此外壁的安全系数大于 肋条连接处指肋条与内外壁的连接位置受到的应力计算式为()式中:为肋间距取最宽的肋间距 为肋宽计算得到肋条连接处所承受的应力为 肋条连接处最高温度按液壁温最高温度考虑由传热计算结果可知不超过 根据资料该温度下 的屈服强度不小于 因此肋条连接处的安全系数大于 内壁壁厚决定了内壁的抗剪切能力 内壁受到的剪应力计算式为()式中:为内壁厚度 为内壁两侧压差取冷却通道最高压力和燃气侧最低压力之差 为考虑在剪力状态下的减弱系数近似取值 计算得到内壁所承受的剪应力为 内壁最高温度按气壁温最高温度考虑由传热计算结果可知不超过 根据资料该温度下 的屈服强度不小于 因此内壁的安全系数大于 上述强度计算中未考虑结构热应力的影响下面基于有限元方法加载相应的温度和压力载荷对结构的应力应变进行仿真分析按照传热计算结果加载温度条件如图 所示计算所得到的结构应力、应变分布分别如图、图 所示图 结构温度场.图 结构应力分布.图 结构变形量分布.结构应力最大的位置位于喉部附近的内壁由于喉部附近内壁径向温度差大因此产生的热应力较大部分区域可能在屈服状态工作 从结构应变分布来看最大应变约 位于喷管出口区域第 卷 第 期 刘占一等:基于增材制造技术的液氧/甲烷燃烧室身部设计及热试分析 燃烧室身部加工 加工过程燃烧室身部的增材制造加工由西安铂力特增材技术股份有限公司完成 根据身部的外廓尺寸选择 设备进行增材制造加工加工方式为激光选区熔化()身部模块在 打印时选择的打印方向为自法兰向喷管出口方向打印如图 所示图 打印方向示意图.在再生冷却通道内部打印时无法设计支撑结构因此针对内部存在的平顶、大圆弧等不满足 原则的结构均进行了适应性处理对于外壁腔体及接口虽然可以通过设计支撑来实现打印但是为了减少支撑设计、进一步降低成本外部结构也尽可能设计成满足 原则的状态在膜进口结构中有若干切向小孔而 工艺本身属于热加工方式加工完成后结构会收缩变形不可避免地会出现加工偏差为了减小该处尺寸的加工偏差采取以下思路解决)在原来模型上将小孔区域的模型切下来一部分作为试验件模型该模型包含数个小孔这些小孔直径设置不同值下限为设计值上限为设计值的 倍并分别予以标记)采用和产品同样的方法生产该试验件保证生产流程与正式产品的生产流程完全一致完成后测量每个小孔的实际直径找出最接近设计值的小孔后续正式产品上的小孔均按照该小孔的预设尺寸进行设置通过该方法较好地解决了切向小孔的加工偏差问题 另外还对试验件进行了剖切检查发现加工完成的小孔型面较好未发生明显变形正式产品的打印仅用时一周 产品照片如图 所示图 身部加工后照片.产品打印完成后进行了吹粉处理由于内外壁之间的内部结构复杂给吹粉带来了难度而各个腔体上都有多个接口一定程度上给吹粉带来了便利 加工后检测加工完成后除了进行 坐标检测还采用三维扫描仪对产品外表面进行了扫描检测如图 所示结果满足设计要求此外针对加工质量采用了金相检测、射线检测和荧光渗透等手段进行检测结果表明未发现超标缺陷为进一步确认采用增材制造工艺成型的产品的材料强度在正式产品打印过程中同炉同步打印了 种材料拉伸试样一种沿纵向打印一种沿横向打印打印完成后对 种拉伸试样进行了常温和高温()拉伸试验 结 果 显 示 下 材料的屈服强度仍然超过 检测结果如表 所示火 箭 推 进 年 月 图 三维扫描测量结果.表 试样高温拉伸测试结果 样品编号抗拉强度/近似屈服强度/燃烧室身部热试 试验概况热试前对燃烧室身部进行了冷却通道打压和液流试验 打压试验中冷却通道水压 状态下 无泄漏结构无变形 液流试验中重点关注冷却通道的流阻因为增材制造产品的表面粗糙度相对较大冷却通道内部又无法进行打磨处理可能会带来流阻的增加 液流试验表明在首次热试/的水流量工况下对应的流阻为 热试试验系统能够承受热试试验中由于试验台供应气甲烷的能力最大为 /因此选择试验工况如表 所示表 燃烧室参数 单位:/液氧流量主路甲烷流量膜路甲烷流量冷却水流量 首次热试总计进行了 次点火单次最长热试时间 热试总时间 热试现场照片如图 所示图 热试照片.第 卷 第 期 刘占一等:基于增材制造技术的液氧/甲烷燃烧室身部设计及热试分析 试验结果表 给出了热试的 个典型工况 针对典型试验工况进行传热计算获得身部结构温度参数和冷却剂温升如表 所示表 典型试验工况 参数工况序号液氧流量/().主路甲烷流量/().膜路甲烷流量/().冷却水流量/().燃烧室实测压力/.燃烧效率.表 各工况传热计算结果 单位:参数工况序号气壁温最高值 .液壁温最高值 .冷却剂温升计算值 .冷却剂温升试验值.从冷却剂温升对比来看计算值和试验值较为接近一定程度上反映了传热计算的准确性 因此之前按照传热计算结果进行的结构强度校核是有效的从多次点火后的产品外观检查来看内壁无明显烧蚀现象(如图 所示)表明了燃烧室身部方案设计的正确性图 热试后产品照片.结束语本文基于增材制造技术尝试开展了液体火箭发动机燃烧室身部的设计加工并进行了热试试验初步验证了增材制造技术用于燃烧室身部研制的可行性对增材制造技术带来的设计灵活性和设计限制有了更深入的认识但由于目前试验次数较少时长较短还难以充分验证增材制造产品的可靠性未来需要开展更多的热试试验来进行检验参考文献 卢秉恒.增材制造技术:现状与未来.中国机械工程():.魏超.液体火箭发动机特种制造技术.北京:中国宇航出版社.朱宁昌.液体火箭发动机设计:下.北京:中国宇航出版社.许艺峰张德禹徐学军等.液体火箭发动机推力室钎焊过程热固耦合分析.焊接学报():.张武昆谭永华高玉闪等.液体火箭发动机增材制造技术研究进展.推进技术():.()/.:./.:.火 箭 推 进 年 月 ./.:./.:./.:/././.:./.:/././.:.孙纪国何学青阳代军等.大推力氢氧发动机关键制造技术.火箭推进():./.():.国家技术监督局.钢制压力容器:.北京:中国标准出版社.中国金属学会高温材料分会.中国高温合金手册(上卷):变形高温合金 焊接用高温合金丝.北京:中国质检出版社.王治军常新龙田干.液体火箭发动机推力室设计.北京:国防工业出版社.于翘.材料工艺.北京:中国宇航出版社.第 卷 第 期 刘占一等:基于增材制造技术的液氧/甲烷燃烧室身部设计及热试分析