一種新型7 臺火箭發動機并聯推力傳遞結構方案

范瑞祥，姚瑞娟，朱振濤，曾杜娟，董曼紅

(1. 中國運載火箭技術研究院，北京100076； 2. 北京宇航系統工程研究所，北京100076)

1 引言

當前，新一輪載人航天競賽的序幕已經拉開，美國計劃于2024 年重返月球，俄羅斯將于2028年發射可載人登月的重型火箭。 2017 年美國和俄羅斯發表聯合聲明，將建造深空之門首個月球軌道空間站[1]。 運載火箭是載人航天和載人深空探測的基礎和前提，目前中國僅有長征二號F型載人運載火箭和用于發射近地軌道的神舟載人飛船。 為將來能夠保障更大規模的載人航天活動以及開展載人深空探測，中國亟需研制新一代載人運載火箭。 目前正在論證的新一代載人運載火箭第一級采用5 m 直徑的模塊，安裝7 臺新型液氧煤油發動機，單個模塊起飛總推力達到890 t。如何輕質高效地實現并聯7 臺新型發動機的推力向箭體傳遞是該型運載火箭研制的關鍵問題。

國外運載火箭推力傳遞結構形式多樣，從宏觀推力傳力路徑上可以分為殼段傳力和貯箱箱底傳力2 種形式。 例如美國土星-5 運載火箭第一級采用殼段＋十字橫梁結構形式將5 臺F-1 液氧煤油發動機總計約34 000 kN 推力傳遞至箭體，第二級采用錐形殼段＋十字橫梁結構將5 臺J-2液氫液氧發動機總計約5150 kN 推力傳遞至箭體[2-3]。 美國獵鷹-9 火箭第一級通過殼段＋八爪式橫梁結構(Octaweb)將9 臺Merlin 液氧煤油發動機總計約7600 kN 推力傳遞至火箭后過渡段[4]。 當火箭箭體中心布置發動機或發動機推力中心與火箭殼體外壁徑向距離較大時，一些運載火箭采用了通過推進劑貯箱箱底傳遞發動機推力的結構形式。 如土星-5 第三級采用貯箱箱底直接傳遞1 臺J-2 發動機約900 kN 推力[3]；美國半人馬座氫氧上面級通過貯箱箱底傳遞1 臺或2臺RL10 發動機約133 kN 推力[5-6]。 最近Space X公司展示的Starship 原型中，計劃通過9 m 貯箱的箱底將中間3 臺Raptor 發動機約6000 kN 推力傳遞至箭體[7]。 中國目前的運載火箭發動機推力傳遞路線中，除長征四號系列運載火箭第三級通過一個圓筒殼將2 臺YF-40 發動機總計約98 kN的推力傳遞至貯箱后底外[2，8]，其余火箭推力傳遞結構均為殼段＋桿系機架的結構形式。 推力傳遞路徑為發動機推力室→發動機常平座→桿系機架→過渡段→貯箱，機架均采用高強度鋼管焊接而成的桿系結構，推力傳遞路徑和結構形式較單一，結構質量較重。 至今為止，尚未針對并聯5 臺以上火箭發動機的推力傳遞結構開展過研究。

本文針對新一代載人運載火箭第一級模塊并聯7 臺新型液氧煤油發動機的推力傳遞結構輕質化設計的關鍵問題，從傳力路徑優化角度，提出一種基于推進劑貯箱箱底與箭體殼段聯合傳力的高效率推力傳遞結構方案，通過全尺寸原理樣機的研制及靜力試驗，驗證本方案的可行性。

2 推力傳遞結構優化

新一代載人運載火箭第一級并聯安裝7 臺發動機，如圖1 所示。 箭體直徑5 m，采用中心1臺、周圍6 臺的發動機布局方式。 這種布局方式可以在5 m 直徑的箭體范圍內并聯安裝7 臺新型發動機。 每臺發動機與箭體之間通過獨立的小機架結構進行連接。

圖1 7 臺發動機布局方式及與箭體對接方式Fig.1 Layout of seven engines and its installation

推力傳遞結構優化中，將推力傳遞路徑分為是否考慮貯箱箱底參與推力傳遞2 種形式。 這2種設計思想在結構優化過程中對應的結構優化設計域如圖2 所示。 傳統形式不考慮貯箱箱底傳遞推力，結構優化中可設計域可描述為圖2(a)；考慮貯箱箱底作為發動機推力傳遞結構的一部分，結構優化中可設計域則可以描述為圖2(b)。 此外考慮到利用貯箱箱底傳遞的發動機軸向推力較大，貯箱箱底形狀選擇更利于承受軸向推力載荷的錐形箱底。 貯箱內壓在箱底上形成的拉應力與發動機推力在箱底上形成的壓應力可相互抵消。

圖2 推力傳遞結構設計域Fig.2 Design domain of the thrust transmission structure

采用拓撲優化方法對不同設計域選擇下結構進行優化，拓撲優化目標為結構應變能最小，拓撲優化列式如式(1)所示。

不考慮貯箱箱底參與推力傳遞情況下，結構拓撲優化模型見圖3(a)。 貯箱箱底與優化設計域之間無連接。 貯箱箱底上端面固定，在發動機推力中心施加推力載荷，拓撲優化結果見圖3(b)。 從優化結果中可見，推力傳遞路徑為沿斜支撐和殼體傳遞至支承邊界。

考慮貯箱箱底參與推力傳遞情況下，結構拓撲優化模型見圖4(a)。 貯箱箱底上端面固定，在貯箱箱底內施加內壓載荷，在發動機推力中心施加推力載荷，拓撲優化結果見圖4(b)。 從優化結果中可見，箭體中心的1 臺發動機推力傳遞路徑為直接傳遞至貯箱箱底，周圍6 臺發動機推力傳遞結構在貯箱箱底和沿外殼體方向均有材料保留。

3 傳遞結構原理樣機設計

基于圖3(b)和圖4(b)的拓撲優化結果，針對殼體獨立傳遞推力和殼體＋貯箱箱底聯合傳遞推力2 種方式，分別開展了結構方案詳細設計，并對其結構重量和推力傳遞效率進行了對比。

圖3 不考慮貯箱箱底傳力的拓撲優化模型與優化結果Fig.3 Topological model and optimization result of outer shell thrust transmission

圖4 考慮貯箱箱底傳力的拓撲優化模型與優化結果Fig.4 Topological optimization model and result of combined thrust transmission

3.1 殼體獨立傳力方案

基于圖3(b)拓撲優化結果，殼體獨立傳力方案中推力傳遞主結構包括發動機安裝梁、箭體后過渡段斜支撐結構及后過渡段外殼體結構，如圖5 所示。 其中后過渡段采用傳統蒙皮桁條加筋結構，并在推力傳遞點采用較強的桁條或縱梁；后過渡段斜支撐結構為6 組三角形框架；發動機安裝梁為由變剖面工字形梁組成的六邊形結構，同時內外圈設置整體環框以提高結構的環向剛度。 由于缺少了貯箱箱底提供的支承，發動機安裝梁跨距較大，梁上的彎矩載荷較大，因此承力構件截面尺寸較殼體＋箱底聯合傳力方案更大。 此方案中貯箱箱底采用承載內壓較優的橢球形箱底結構。

圖5 殼體獨立傳力方案示意圖Fig.5 Outer shell thrust transmission structure

采用有限元方法對本方案結構在發動機推力及貯箱壓力載荷作用下進行強度計算，結構應力分布見圖6。 在滿足結構承載能力的條件下，發動機安裝梁、后過渡段、斜支撐結構總質量為4330 kg。

圖6 殼體單獨傳力方案結構應力分布Fig.6 Stress of the individual outer shell thrust transmission structure

3.2 殼體＋貯箱箱底聯合傳力方案

基于圖4(b)拓撲優化結果，殼體與貯箱箱底聯合傳力方案中推力傳遞主結構包括貯箱箱底、發動機安裝梁、后過渡段外殼體，如圖7 所示。 其中由于貯箱箱底承載發動機部分推力，為了提高箱底在推力載荷作用下的承載能力，箱底采用了錐形網格加筋殼結構形式；后過渡段采用蒙皮桁條加筋結構，在殼體推力傳遞點布置較強的桁條或縱梁；發動機安裝梁為變剖面工字形梁組成的六邊形結構，同時在內外圈設置整體環框以提高結構的環向剛度。

圖7 殼體＋貯箱箱底聯合傳力方案示意圖Fig.7 Combined thrust transmission structure

采用有限元方法對本方案結構在發動機推力及貯箱壓力載荷作用下進行強度計算。 結構應力分布情況見圖8。 在滿足結構承載能力的條件下，推力傳遞結構(包括貯箱箱底、后過渡段、發動機安裝梁等)總質量為3310 kg。 其中貯箱箱底質量中已除去了獨立承受內壓載荷所需的結構質量。 7 臺發動機總推力在殼體、貯箱箱底上的分配情況為:貯箱箱底端傳遞載荷4812 kN，約55%，后過渡段殼體傳遞載荷3938 kN，約45%。

圖8 殼體＋貯箱箱底并聯傳力方案結構應力分布圖Fig.8 Stress of the combined thrust transmission structure

3.3 推力傳遞結構效率對比

殼體＋箱底聯合傳力方案與殼體單獨傳力方案的對比情況見表1 所示。

表1 兩種方案推力傳遞效率對比Table 1 Comparison of thrust transmission efficiency

其中推力傳遞結構的推力傳遞效率定義如式(2)所示。

其中，g ＝9.8m/s2。 推力傳遞效率可用于表征推力傳遞結構的承載效率，與發動機推質比定義相似。 推力傳遞效率與箭體直徑、發動機數量、發動機推力、推力傳遞結構形式等因素相關。 從表中可見，相比殼體單獨傳力方案，殼體＋箱底聯合傳力方案結構重量輕1020 kg，推力傳遞效率高30%。

4 殼體＋箱底聯合傳力結構原理樣機研制及驗證

為了驗證本文提出的殼體＋箱底聯合傳力方案結構制造的可行性，并驗證理論計算模型的正確性，研制了全尺寸原理樣機，如圖9 所示，并進行了7 臺發動機推力載荷作用下的靜力試驗考核。

圖9 殼體箱底聯合傳力方案全尺寸原理樣機Fig.9 Full size prototype of the combined thrust transmission structure

全尺寸原理樣機產品包括錐形后底貯箱、后過渡段殼體、發動機安裝梁等，產品靜力試驗安裝及加載方式示意圖如圖10 所示。

圖10 七機并聯推力傳遞結構靜力試驗Fig.10 Static test of the combined thrust transmission structure of 7 engines

貯箱內注滿水，通過水壓控制實現箱內壓力載荷P 加載；在發動機安裝梁上通過7 個模擬小機架施加力載荷F 來模擬發動機推力。 試驗過程中按照11 個級別逐級加載貯箱內壓P 和發動機推力F 載荷，如表2 所示。 加載過程中測量在推力F 及箱壓P 作用下產品上各點的位移和應變變化歷程。

表2 靜力試驗載荷加載級別Table 2 Load level in static test

圖11(a)給出了發動機安裝梁上3 個典型測點的軸向位移隨加載級別的變化情況。 圖中縱坐標為相對3 個測點實測位移最大值的歸一化值，位移正方向為箭體頭部方向。 從圖中可以看出，由于箱底與發動機安裝梁相連接，在第1 級貯箱內壓載荷作用下發動機安裝梁發生向下位移，在第2 ～11 級推力載荷作用下，發動機安裝梁上的軸向位移呈線性比例增長。 3 個測點位移計算與試驗結果均吻合良好。 加載到最后一級載荷時，位移計算與試驗結果最大誤差為12%。

圖11(b)給出了貯箱后底上3 個典型測點沿箱底母線方向的應力隨加載級別的變化情況。 圖中縱坐標為相對3 個測點實測應力最大值的歸一化值。 從圖中可以看出，在第1 級貯箱內壓載荷作用下箱底應力為拉應力狀態。 隨著推力載荷逐級增大，箱底上拉應力逐漸被抵消，部分測點位置母線應力由拉應力變為壓應力。 3 個測點應力計算與試驗結果均吻合良好。 其中應力測點S169為貯箱箱底上的應力最大點，在第1 級貯箱內壓載荷作用下應力計算與試驗結果誤差為5.5%；在第11 級貯箱內壓與發動機推力聯合作用下，應力計算與試驗結果誤差為11.4%。

圖11 典型測點位移及應力試驗值與計算值對比Fig.11 Comparison of tested and calculated displacement and stress

5 結論

1)相比殼體單獨傳力方案，火箭殼體＋箱底聯合傳力方案結構質量輕1020 kg，推力傳遞效率高30%。

2)通過研制全尺寸原理樣機以及7 臺發動機推力載荷作用下的靜力試驗，驗證了殼體與箱底聯合傳力結構制造及承載的可行性，原理樣機靜力試驗結果與理論計算結果吻合良好。