大型固體發(fā)動機燃燒室立式貯存研究①

袁 軍，任 萍，何高讓

(1.海軍裝備部，西安 710025;2.固體火箭發(fā)動機燃燒、熱結(jié)構(gòu)與內(nèi)流場國防科技重點實驗室，西安 710025)

大型固體發(fā)動機燃燒室立式貯存研究①

袁 軍1，任 萍2，何高讓2

(1.海軍裝備部，西安 710025;2.固體火箭發(fā)動機燃燒、熱結(jié)構(gòu)與內(nèi)流場國防科技重點實驗室，西安 710025)

為研究大型固體發(fā)動機對特殊立式貯存環(huán)境的適應(yīng)性，開展了大型固體發(fā)動機立式貯存狀態(tài)的受力分析以及立式貯存試驗研究?；诖笮凸腆w發(fā)動機立式貯存環(huán)境條件的分析，綜合考慮固化降溫、充氣內(nèi)壓等因素對發(fā)動機立式貯存的影響，開展了聯(lián)合載荷作用下的計算分析。研究結(jié)果表明，發(fā)動機立式貯存狀態(tài)相對初始狀態(tài)前、后人工脫粘間隙都增大，前人工脫粘間隙增大較多，前人工脫粘開口部位軸向位移最大，中孔徑向位移最大;發(fā)動機充氣后藥柱的變形量、前后凸環(huán)形藥柱界面及藥柱中孔處等效應(yīng)力應(yīng)變隨內(nèi)壓提高有所提高，但前后凸環(huán)形藥柱界面和藥柱中孔處受力狀態(tài)從三向或兩向受拉變?yōu)槿蚴軌籂顟B(tài)，設(shè)計合適的充氣內(nèi)壓有利于發(fā)動機的長期立式存放。燃燒室立式貯存試驗實測了藥柱立式貯存后的變形，實測結(jié)果與計算結(jié)果趨勢一致。

大型固體發(fā)動機;藥柱;立式貯存;應(yīng)力;應(yīng)變

0 引言

固體發(fā)動機藥柱完整性一致倍受設(shè)計人員關(guān)注，在此方面進行了大量的研究，如文獻［1－5］對固化降溫、點火升壓、臥式放置等狀態(tài)藥柱完整性進行了詳細研究。文獻［1］采用三維熱粘彈性大變形增量本構(gòu)關(guān)系，對組合藥柱結(jié)構(gòu)完整性進行計算，獲得了藥柱低溫點火破壞的原因。文獻［2］采用響應(yīng)面法與數(shù)值模擬方法，分析了藥柱的結(jié)構(gòu)動態(tài)可靠度。文獻［4］基于損傷的粘彈性材料積分蠕變型本構(gòu)關(guān)系，建立了求解應(yīng)力應(yīng)變和損傷變量的一種新型增量型有限元法，對固化降溫導(dǎo)致的損傷進行了分析。文獻［5］主要進行了藥柱結(jié)構(gòu)在高過載下的結(jié)構(gòu)可靠性，公路運輸振動環(huán)境下的隨機疲勞分析。立式貯存工況是固體發(fā)動機的一種特殊使用工況，此狀態(tài)固體火箭發(fā)動機需承受特有的立式自重載荷。由于固體推進劑為粘彈性物質(zhì)，大型發(fā)動機長期放置時可能由于自重影響較大而產(chǎn)生變形，導(dǎo)致藥柱結(jié)構(gòu)下沉，改變藥型設(shè)計結(jié)構(gòu)，影響發(fā)動機內(nèi)彈道性能。另外，藥柱各粘接界面間的粘接性能也可能發(fā)生變化，造成燃燒室界面粘接不良甚至脫粘，形成隱患。目前發(fā)動機在立式貯存狀態(tài)的藥柱完整性如何尚未進行深入研究。

為了研究大型固體發(fā)動機帶前后人工脫粘結(jié)構(gòu)的翼柱形藥柱結(jié)構(gòu)對立式貯存載荷的適應(yīng)性，本文采用有限元軟件ABAQUS，應(yīng)用藥柱推進劑材料特性，對立式貯存狀態(tài)的藥柱(同時考慮固化降溫、充氣內(nèi)壓的影響)進行了聯(lián)合載荷工況的計算分析，主要研究了發(fā)動機在長期貯存狀態(tài)的結(jié)構(gòu)應(yīng)力應(yīng)變情況，以及充氣內(nèi)壓對藥柱完整性的影響。另外采用燃燒室進行了立式貯存試驗，并進行了相關(guān)尺寸的測試、燃燒室界面的探傷檢測，最后經(jīng)地面熱試車考核。

1 燃燒室立式貯存狀態(tài)計算分析

1.1 有限元計算模型

根據(jù)燃燒室結(jié)構(gòu)的幾何特點和載荷對稱情況，有限元計算模型取燃燒室的1/16。總體直角坐標(biāo)系Y軸為燃燒室的軸向，X、Z軸為燃燒室徑向。圖1為燃燒室有限元計算模型三維全局視圖和封頭處網(wǎng)格局部視圖。

圖1 有限元模型Fig.1 Finite element model

實際藥柱為粘彈性材料，固化降溫過程中的溫度場也是不均勻的，但是藥柱在固化降溫時間足夠長后，假設(shè)藥柱內(nèi)溫度場是均勻的，且粘彈性材料性能接近平衡態(tài)，以粘彈性材料的平衡模量表示彈性解接近于粘彈性解，本文采用均勻溫度場下的線彈性解分析。藥柱在立式貯存時長時間受自重及充氣內(nèi)壓、大氣壓作用，為分析其長時間作用后的結(jié)果，仍采用其平衡模量來進行線彈性計算。立式貯存狀態(tài)發(fā)動機燃燒室主要承固化降溫、立式自重、充氣內(nèi)壓載荷。對圖1所示有限元模型，進行以下2種狀態(tài)的分析:

(1)固化降溫和立式貯存聯(lián)合計算分析;

(2)考慮充氣內(nèi)壓和大氣壓的影響進行固化降溫、立式貯存、充氣內(nèi)壓、大氣壓作用下的聯(lián)合分析，并研究充氣內(nèi)壓變化對立式貯存的影響。

1.2 固化降溫和立式貯存聯(lián)合計算結(jié)果

1.2.1 藥柱應(yīng)力

圖2為藥柱全場的Von-Mises應(yīng)力分布圖和藥柱頭部的Von-Mises應(yīng)力局部放大圖。從圖2可明顯看出，固化降溫和立式貯存聯(lián)合作用下，藥柱頭部人工脫粘前緣凸環(huán)形處藥柱界面有應(yīng)力集中，最大Von-Mises應(yīng)力0.065 04 MPa，由三向主應(yīng)力可見前凸環(huán)形處藥柱界面為拉應(yīng)力狀態(tài)。絕熱層人工脫粘前緣應(yīng)力分布見圖3。

圖2 藥柱Von-Mises應(yīng)力分布Fig.2 Von-Mises stress contour of solid grain

圖3 前人工脫粘前緣Von-Mises應(yīng)力云圖Fig.3 Von-Mises stress contour of the front edge of fore stress release boot

藥柱沿圖 1所示路徑 path-1(前翼-中孔-后翼)Von-Mises應(yīng)力曲線見圖4;沿路徑path-3(前封頭-筒段-后封頭)Von-Mises應(yīng)力曲線見圖5。

1.2.2 藥柱變形

按照實驗方法測定4個V-4Cr-4Ti合金樣品中Al、As、Co、Cu、Fe、Mg、Mn、Ni、P、K、Na，進行精密度試驗，結(jié)果見表3。

固化降溫后，由于推進劑、殼體線膨脹系數(shù)相差一個數(shù)量級，固化降溫過程中，藥柱受殼體約束，中孔擴張，頭、尾部人工脫粘縫張開，并向內(nèi)翹起;長時間承受1 g重力載荷時，藥柱要向尾部下沉。圖6為固化降溫和立式自重載荷聯(lián)合作用時藥柱軸向和徑向位移圖。圖7為藥柱沿路徑 path-1(前翼-中孔-后翼)和路徑path-2(前翼槽-中孔-后翼槽)的軸向位移曲線。從圖中可看出，藥柱前人工脫粘前開口端部軸向張開最大位移 42.95 mm，徑向最大位移 12.93 mm;藥柱后人工脫粘后開口端部軸向張開最大位移－6.544 mm;藥柱中孔徑向最大位移－12.53 mm。

圖4 藥柱前翼-中孔-后翼Von-Mises應(yīng)力Fig.4 Von-Mises stress curve along the fore Fin-perforation-aft fin of grain

圖6 藥柱軸向和徑向位移Fig.6 Axial and radial displacement of grain

圖7 藥柱軸向位移沿路徑path-1和path-2的比較(橫坐標(biāo)為相對前開口的軸向距離)Fig.7 Comparison of grain＇s axial displacement along path-1 and path-2

1.3 內(nèi)壓變化對立式貯存燃燒室影響規(guī)律

1.3.1 內(nèi)壓對立式貯存狀態(tài)燃燒室應(yīng)力的影響

藥柱內(nèi)表面有內(nèi)壓作用時，藥柱受力狀態(tài)發(fā)生較大變化，前后凸環(huán)及中孔處的受力狀態(tài)都變?yōu)槿蚴軌籂顟B(tài)。標(biāo)準(zhǔn)大氣壓、充氣內(nèi)壓0.25 MPa以及不考慮大氣壓影響(即真空狀態(tài))3種立式貯存狀態(tài)燃燒室其藥柱Von-Mises應(yīng)力沿路徑path-3的變化曲線見圖8，前后凸環(huán)處Von-Mises應(yīng)力局部放大圖見圖9(a)、(b)。

圖8 不同狀態(tài)Von-Mises應(yīng)力沿路徑path-3變化曲線Fig.8 Von-Mises stress curve along path-3 under different state

圖9 前/后凸環(huán)藥柱界面不同狀態(tài)應(yīng)力比較Fig.9 Comparison of the Von-Mises stress of grain interface on the root of fore/aft stress release boot under different state

燃燒室外表面壓力為大氣壓時，隨著充氣內(nèi)壓的提高，前后凸環(huán)形藥柱界面及藥柱中孔處等效應(yīng)力、主應(yīng)力變化趨勢見圖10、圖11。從圖10可見前后凸環(huán)形藥柱界面及藥柱中孔處的Von-Mises應(yīng)力隨著內(nèi)壓的提高有所增加，但變化幅度不大。由圖11可見前后凸環(huán)形藥柱界面及藥柱中孔處均處于三向受壓狀態(tài)，主應(yīng)力隨內(nèi)壓提高而增大。

圖10 藥柱前后凸環(huán)及中孔處Von-Mises應(yīng)力隨內(nèi)壓變化曲線Fig.10 Von-Mises stress vs inner pressure on fore/aft grain interface of the root of the stress release boot and the grain perforation

圖11 前后凸環(huán)及中孔處主應(yīng)力隨內(nèi)壓變化Fig.11 Principal stress vs inner pressure on fore/aft grain interface of the root of the stress release boot and the grain perforation

1.3.2 內(nèi)壓對立式貯存狀態(tài)燃燒室變形的影響

圖12 藥柱內(nèi)孔軸向和徑向位移Fig.12 Axial and radial displacement of grain perforation

圖13 前開口部位最大軸向張開隨內(nèi)壓變化曲線Fig.13 Axial displacement vs inner pressure on the fore opening position of the stress release boot

圖14 中孔變形隨內(nèi)壓變化曲線Fig.14 Radial displacement on the grain＇s perforation vs inner pressure

2 燃燒室立式貯存試驗

為了研究發(fā)動機燃燒室在立式貯存狀態(tài)下藥型的變化以及各界面粘接性能的變化，進行了燃燒室立式貯存試驗。立式貯存試驗的燃燒室直線加速器探傷未見異常。

首先進行臥式狀態(tài)燃燒室藥柱內(nèi)孔及翼槽寬度和相應(yīng)截面的下沉量尺寸測量，隨后燃燒室充干燥空氣0.150 MPa，進行立式貯存。貯存規(guī)定時間后，將燃燒室轉(zhuǎn)臥式狀態(tài)，放氣后進行了不同截面的內(nèi)孔直徑測試。

從立式貯存試驗前后的測試數(shù)據(jù)分析:立式充氣貯存后，藥柱內(nèi)孔相對立式貯存前的最大變形為5.8 mm，前人工脫粘間隙增大了 12.25 mm，后人工脫粘間隙增大了1.75 mm。距離前接頭200 mm處藥柱內(nèi)徑縮小 4.11 mm，距離后接頭 200、500、690 mm 處藥柱內(nèi)徑分別增大 2.47、4.52、5.8 mm。立式貯存后燃燒室進行了直線加速器探傷，探傷結(jié)果與立式貯存前相同，立式貯存試驗后該燃燒室經(jīng)過了地面熱試車考核。

3 立式貯存試驗與計算結(jié)果的對比分析

比較計算與立式貯存后的實測結(jié)果可見:

(1)立式充氣0.25 MPa狀態(tài)，計算得到藥柱內(nèi)孔最大變形為13.8 mm，前人工脫粘間隙45 mm，后人工脫粘間隙8.7 mm;立式貯存后，燃燒室放氣后臥式狀態(tài)測試得到前人工脫粘最大間隙19.5 mm，后人工脫粘間隙最大9 mm，藥柱中孔變形16.7 mm(相對設(shè)計值)。后人工脫粘間隙、藥柱中孔變形計算與實測結(jié)果接近，前人工脫粘間隙計算結(jié)果較實測結(jié)果偏大。

(2)從藥柱內(nèi)孔4個截面的內(nèi)徑測試結(jié)果與計算結(jié)果對比見圖15，藥柱內(nèi)孔變形沿母線方向的變化趨勢與計算結(jié)果吻合較好。

圖15 中孔變形計算與實測結(jié)果的比較Fig.15 Comparison of calculated and test deformation on the grain perforation

前人工脫粘間隙計算結(jié)果與實測結(jié)果偏差較大的主要原因分析如下:

(1)雖然立式貯存后立即對燃燒室進行了結(jié)構(gòu)尺寸測試，但測試時，燃燒室內(nèi)腔處于無充氣內(nèi)壓狀態(tài)，與計算狀態(tài)有所區(qū)別;

(2)由于發(fā)動機立式狀態(tài)不方便測試操作，測試時燃燒室存放狀態(tài)由立式改臥式后進行，使得前人工脫粘間隙相對立式貯存狀態(tài)減小，后人工脫粘縫隙稍有增大;

(3)測試時藥柱溫度為環(huán)境溫度，但計算中假定固化降溫到10℃。

4 結(jié)論

(1)帶前后人工脫粘結(jié)構(gòu)的燃燒室立式貯存狀態(tài)在立式重力載荷、固化降溫載荷和充氣內(nèi)壓載荷共同作用下前、后人工脫粘間隙增大，前人工脫粘間隙增大較多。

(2)立式貯存燃燒室真空狀態(tài)和有內(nèi)壓(包括大氣壓力)作用狀態(tài)相比，前后凸環(huán)形藥柱界面和藥柱中孔處受力狀態(tài)從三向或兩向受拉變?yōu)槿蚴軌籂顟B(tài);前后凸環(huán)形藥柱界面及藥柱中孔處等效應(yīng)力應(yīng)變、藥柱的變形量隨內(nèi)壓提高有所提高。因此發(fā)動機立式貯存設(shè)計合適的充氣內(nèi)壓有利于發(fā)動機的長期立式存放。

(3)通過計算與試驗結(jié)果的對比發(fā)現(xiàn)，燃燒室立式貯存后臥式放置進行測試，對前人工脫粘間隙測試結(jié)果影響較大。進行類似立式貯存試驗時，最好直接進行立式狀態(tài)的測試，并對前后人工脫粘間隙進行多點測試，對藥柱中孔進行多截面徑向、軸向尺寸測試。且整個貯存期間選取特征時間點進行相關(guān)尺寸測試，考慮到推進劑的粘彈特性，測試間隔時間先密集后稀疏。

(4)基于固化降溫載荷與立式貯存重力載荷疊加的影響分析，為了更好的進行立式貯存對發(fā)動機性能的影響研究，立式貯存試驗在固化降溫結(jié)束后進行，最好嚴(yán)格控制立式貯存試驗環(huán)境溫度為最低貯存溫度。

［1］于洋，王寧飛，張平.一種自由裝填式組合藥柱的低溫三維結(jié)構(gòu)完整性分析［J］.固體火箭技術(shù)，2007，30(1):34-38.

［2］張書俊，任鈞國，吳志橋.固體火箭發(fā)動機藥柱點火過程結(jié)構(gòu)可靠性的響應(yīng)面法［J］.固體火箭技術(shù)，2006，29(6):404-411.

［3］Roy Hartfield，Rhonald Jenkins，John Burkhalter，et al.Analytical Methods for Predicting Grain Regression in Tactical Solid-Rocket Motors［J］.Journal of Spacecraft And Rockets，2000，41(4):689-692.

［4］杜建科，朱祖念，張善祁，等.固體發(fā)動機藥柱損傷粘彈有限元分析［J］.固體火箭技術(shù)，2001，24(1):1-6.

［5］朱衛(wèi)兵.固體火箭發(fā)動機藥柱結(jié)構(gòu)完整性及可靠性分析［D］.哈爾濱:哈爾濱工程大學(xué)，2005.

［6］唐國金，鄧斌，申志彬.基于推進劑復(fù)雜本構(gòu)模型的藥柱結(jié)構(gòu)分析模塊開發(fā)［J］.固體火箭技術(shù)，2014，37(3):336-341.

［7］張書俊，任鈞國，田四朋.固體火箭發(fā)動機粘彈性藥柱結(jié)構(gòu)可靠性分析［J］.固體火箭技術(shù)，2006，29(3):183-189.

［8］孔勝如，邢國強，張澤遠.固化降溫過程中幾何參數(shù)對車輪形藥柱結(jié)構(gòu)完整性的影響分析［J］.航空兵器，2011，6(3):60-64.

［9］簡斌，常新龍，張曉軍.基于大應(yīng)變粘彈性理論的藥柱結(jié)構(gòu)可靠性分析［J］.上海航天，2011(1):46-49.

［10］楊挺青，等.黏彈性理論與應(yīng)用［M］.科學(xué)出版社，2004.

(編輯:呂耀輝)

Research on vertical storage of large-scale SRM chamber

YUAN Jun1，REN Ping2，HE Gao-rang2
(1.Naval Armament Department，Xi＇an 710025，China;2.National Key Laboratory of Combustion，F(xiàn)low and Thermo-Structure，Xi＇an 710025，China)

In order to study the adaptability of large-scale solid rocket motor to the special vertical storage environment，F(xiàn)EM analysis and experimental study were carried out.Based on the analysis of storage environment，considering the influence of curing and inner pressure on the vertical storage grain，calculation and analysis under combined loading were carried out.Calculation results show that the gaps of fore and aft stress release boot become bigger in vertical storage state than that in the initial state.The gap of the fore stress release boot increase more than that of the aft one.The biggest axial displacement occurs on the opening position of the stress release boot.The biggest radial displacement of the grain occurs on the perforation.After filling gas in the motor，the deformation of the grain，the equivalent stress/strain of the fore/aft grain interface on the root of the stress release boot and the equivalent stress/strain of the perforation grain increase with the applied inner pressure.However，the stress state of the fore/aft grain interface on the root of the stress release boot and the perforation grain transfer from three-orientation/two-orientation tensile to two-orientation compression，so appropriate inner pressure is advantageous to the long-term vertical storage of the motor.Finally，the vertical storage experiment was carried out and the deformation of the grain was measured.Comparison results show that the measured values agree well with the calculation values.

large-scale solid rocket motor;grain;vertical storage;stress;strain

V438

A

1006-2793(2014)06-0809-05

10.7673/j.issn.1006-2793.2014.06.013

2013-12-11;

2014-01-22。

袁軍(1977—)，男，碩士，研究方向固體火箭發(fā)動機。E-mail:yuanjun_7704@163.com