固體發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火適應(yīng)性模擬試驗(yàn)技術(shù)①

劉中兵，張 兵，周艷青

(1.中國(guó)航天科技集團(tuán)公司四院四十一所，西安 710025；2.中國(guó)航天科技集團(tuán)公司四院，西安 710025)

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固體發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火適應(yīng)性模擬試驗(yàn)技術(shù)①

劉中兵1，張 兵2，周艷青1

(1.中國(guó)航天科技集團(tuán)公司四院四十一所，西安 710025；2.中國(guó)航天科技集團(tuán)公司四院，西安 710025)

考慮影響固體發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火適應(yīng)性的推進(jìn)劑低溫力學(xué)性能、藥柱固化降溫應(yīng)變以及藥柱在發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火升壓條件下應(yīng)變等3個(gè)關(guān)鍵因素，設(shè)計(jì)了可用于全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火適應(yīng)性研究的φ202 mm模擬試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)。通過選取合適的藥柱設(shè)計(jì)參數(shù)和發(fā)動(dòng)機(jī)初始?jí)簭?qiáng)，可對(duì)全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)在低溫點(diǎn)火下藥柱應(yīng)變狀態(tài)進(jìn)行模擬。模擬發(fā)動(dòng)機(jī)已成功應(yīng)用于A、B和C等全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)低溫-40 ℃或-50 ℃點(diǎn)火適應(yīng)性研究中，獲得了各發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火試車時(shí)的結(jié)構(gòu)安全余量，可在類似發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火適應(yīng)性研究中推廣應(yīng)用。

固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)；推進(jìn)劑藥柱；低溫點(diǎn)火；結(jié)構(gòu)完整性；粘彈性

0 引言

影響固體發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火工作可靠性的決定因素是藥柱在發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火下的結(jié)構(gòu)完整性，即藥柱結(jié)構(gòu)是否發(fā)生破壞[1-3]，往往涉及到推進(jìn)劑低溫力學(xué)性能、藥柱固化降溫應(yīng)變以及藥柱在發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火升壓條件下應(yīng)變等3個(gè)因素?，F(xiàn)有的藥柱結(jié)構(gòu)完整性計(jì)算分析對(duì)諸因素均有所考慮[4-7]，但受計(jì)算模型本身精度的限制，再加上有效試驗(yàn)驗(yàn)證的缺乏，使得發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火下藥柱結(jié)構(gòu)完整性問題尚未建立起可信的破壞判據(jù)。

鑒于固體發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火工作可靠性問題的復(fù)雜性，本文設(shè)計(jì)出可表征全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)在低溫點(diǎn)火條件下藥柱應(yīng)變水平的模擬試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)，通過該發(fā)動(dòng)機(jī)的低溫地面點(diǎn)火試車，以期對(duì)全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火下的工作可靠性進(jìn)行考查。

1 模擬發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)方案

模擬發(fā)動(dòng)機(jī)主要對(duì)全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱內(nèi)孔在降溫和點(diǎn)火升壓載荷條件下的應(yīng)變進(jìn)行模擬，通過選取模擬發(fā)動(dòng)機(jī)合適的藥柱m數(shù)(外內(nèi)徑之比)和低溫初始?jí)簭?qiáng)來實(shí)現(xiàn)，推進(jìn)劑、絕熱層、襯層材料與全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)相同。模擬發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)方案見表1，發(fā)動(dòng)機(jī)總圖見圖1。

1.1 殼體

表1 模擬發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)方案Table1 Technical scheme of simulation motor

圖1 模擬發(fā)動(dòng)機(jī)總圖Fig.1 General chart of simulation motor

1.2 燃燒室

采用前后端面和內(nèi)孔同時(shí)燃燒的圓管型裝藥，為模擬全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱的應(yīng)變條件，藥柱應(yīng)具有一定的長(zhǎng)度，經(jīng)多次計(jì)算比較，藥柱長(zhǎng)度最終選定1 100 mm，藥柱長(zhǎng)徑比5.5。m數(shù)依據(jù)全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)研制需要，暫定為3.64、3.92、4.34 共3種狀態(tài)，藥柱參數(shù)見表2。

為使藥柱最大應(yīng)變出現(xiàn)在內(nèi)孔部位，在藥柱前后端設(shè)置一定長(zhǎng)度的人工脫粘層。

表2 模擬發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱設(shè)計(jì)參數(shù)Table2 Grain design parameters of simulation motor

1.3 噴管

依據(jù)固體發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火適應(yīng)性的特點(diǎn)，藥柱低溫點(diǎn)火下最大應(yīng)變狀態(tài)出現(xiàn)在發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火升壓后整個(gè)燃面被點(diǎn)燃的初始時(shí)刻。在該時(shí)刻，藥柱應(yīng)變?yōu)樽畲鬆顟B(tài)，而推進(jìn)劑力學(xué)性能恰為最低。因此，發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火下的最危險(xiǎn)時(shí)刻發(fā)生在發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火升壓后轉(zhuǎn)入正常工作的初始時(shí)刻。模擬發(fā)動(dòng)機(jī)也主要對(duì)全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火下的藥柱初始最大應(yīng)變狀態(tài)進(jìn)行模擬?？紤]到發(fā)動(dòng)機(jī)增面燃燒的特性，為使發(fā)動(dòng)機(jī)正常工作時(shí)可順利地全程工作，特采用燒蝕率較大的喉襯材料。最終，采用圖1所示的噴管結(jié)構(gòu)，可達(dá)到預(yù)期目的。

2 模擬發(fā)動(dòng)機(jī)與全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱結(jié)構(gòu)分析

以某發(fā)動(dòng)機(jī)為例，對(duì)某發(fā)動(dòng)機(jī)和模擬發(fā)動(dòng)機(jī)中孔直徑分別為φ55、φ51、φ46 mm共計(jì)4種狀態(tài)，考慮低溫和點(diǎn)火升壓兩類載荷，采用三維彈性模型進(jìn)行藥柱結(jié)構(gòu)完整性計(jì)算。

低溫載荷：由58 ℃零應(yīng)力溫度均勻降溫至-40 ℃；

點(diǎn)火升壓載荷：全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)按6.4 MPa，模擬發(fā)動(dòng)機(jī)按9.0 MPa。

2.1 低溫載荷

全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)與模擬發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱低溫-40 ℃下的計(jì)算結(jié)果見表3，應(yīng)力分布云圖見圖2、圖3。

2.2 點(diǎn)火升壓載荷

全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)與模擬發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱點(diǎn)火升壓載荷下的計(jì)算結(jié)果見表4。

作為比較，表4同時(shí)給出了φ55 mm內(nèi)孔模擬發(fā)動(dòng)機(jī)6.4 MPa下的計(jì)算結(jié)果。由表4看出，相同點(diǎn)火升壓載荷下，φ55 mm內(nèi)孔模擬發(fā)動(dòng)機(jī)與全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)殼體筒段應(yīng)變一樣，藥柱內(nèi)孔最大應(yīng)變模擬發(fā)動(dòng)機(jī)略高于全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)。

點(diǎn)火升壓下的應(yīng)力應(yīng)變分布規(guī)律與低溫下近似。

表3 低溫-40 ℃下藥柱內(nèi)孔計(jì)算結(jié)果Table3 The calculation results of grain perforation surface at -40 ℃

圖2 全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱-40 ℃下Von Mises應(yīng)力云圖(MPa)Fig.2 Von Mises stress distribution of full-scale motor grain at -40 ℃(MPa)

(a)內(nèi)孔φ55 mm (b)內(nèi)孔φ46 mm

2.3 模擬的針對(duì)性分析

模擬發(fā)動(dòng)機(jī)與全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)降溫和點(diǎn)火升壓應(yīng)變比較見表5。由表5看出，在擬采取的模擬發(fā)動(dòng)機(jī)工作狀態(tài)下，降溫和點(diǎn)火升壓應(yīng)變，模擬發(fā)動(dòng)機(jī)均高于全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)。從應(yīng)變計(jì)算分析的角度，若模擬發(fā)動(dòng)機(jī)順利通過低溫-40 ℃試車考核，則全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)也應(yīng)通過低溫-40 ℃試車考核?？紤]到全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)與模擬發(fā)動(dòng)機(jī)之間的尺寸效應(yīng)等不定因素，模擬發(fā)動(dòng)機(jī)在應(yīng)變模擬方面留了一定的安全余量。

表4 點(diǎn)火升壓載荷下計(jì)算結(jié)果Table4 The calculation results at ignition pressurization loading

表5 -40 ℃試車條件下模擬發(fā)動(dòng)機(jī)與全尺寸 發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱應(yīng)變比較Table5 The comparison of grain strains between simulation motor and full-scale motor at -40 ℃ ignition

3 模擬發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火試車

3.1 A發(fā)動(dòng)機(jī)低溫-40 ℃點(diǎn)火適應(yīng)性模擬驗(yàn)證試車

3.1.1 模擬發(fā)動(dòng)機(jī)/01試車情況

為考核A全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)低溫-40 ℃點(diǎn)火適應(yīng)性，同時(shí)考核模擬發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)方案的合理性，完成了模擬發(fā)動(dòng)機(jī)/01臺(tái)低溫-40℃點(diǎn)火試車。推進(jìn)劑、絕熱層和襯層等材料同A發(fā)動(dòng)機(jī)，下同。藥柱m=3.64。試車實(shí)測(cè)壓強(qiáng)曲線見圖4。由圖4可看出，發(fā)動(dòng)機(jī)最大壓強(qiáng)出現(xiàn)在點(diǎn)火后的初始時(shí)刻，由于喉襯燒蝕率較大，發(fā)動(dòng)機(jī)燃面雖呈上升趨勢(shì)，但壓強(qiáng)曲線呈下降趨勢(shì)，較好模擬了全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火狀態(tài)下的藥柱高應(yīng)變狀態(tài)，達(dá)到預(yù)期目的。

3.1.2 模擬發(fā)動(dòng)機(jī)/02試車情況

為考核A發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)劑低溫點(diǎn)火條件下的極限承載能力，完成了模擬發(fā)動(dòng)機(jī)/02臺(tái)低溫-40 ℃點(diǎn)火試車。藥柱m=4.34。02臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)一點(diǎn)火即發(fā)生爆破，未能通過低溫試車考核。試車實(shí)測(cè)壓強(qiáng)曲線見圖5。從圖5看出，由于藥柱m數(shù)較大，在相同壓強(qiáng)條件下的應(yīng)變較大，在相同10 MPa壓強(qiáng)條件下，01臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)低溫-40 ℃試車成功，而02臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)壓強(qiáng)在此急劇上升，最終發(fā)動(dòng)機(jī)爆破。從試車現(xiàn)象和壓強(qiáng)曲線看，02臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)試車故障現(xiàn)象與全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)低溫試車故障現(xiàn)象類似。可見，通過模擬發(fā)動(dòng)機(jī)的低溫驗(yàn)證試車，可摸索特定推進(jìn)劑的極限承載能力，從而為全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)的設(shè)計(jì)和可靠性評(píng)定提供參考。

圖4 模擬發(fā)動(dòng)機(jī)/01試車實(shí)測(cè)壓強(qiáng)曲線Fig.4 The measuration p-t curve of simulation motor 01

圖5 模擬發(fā)動(dòng)機(jī)/02試車壓強(qiáng)曲線Fig.5 The measuration p-t curve of simulation motor 02

3.1.3 模擬發(fā)動(dòng)機(jī)與全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)壓強(qiáng)上升梯度的比較

固體發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火工作可靠性除與藥柱固化降溫和點(diǎn)火升壓下應(yīng)變大小有關(guān)外，還與發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火升壓壓強(qiáng)梯度有關(guān)。因此，為使模擬發(fā)動(dòng)機(jī)達(dá)到預(yù)期的目的，還應(yīng)對(duì)模擬發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火升壓梯度進(jìn)行分析。為此，進(jìn)行了模擬發(fā)動(dòng)機(jī)低溫-40 ℃點(diǎn)火試車壓強(qiáng)曲線上升梯度與A全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)低溫-40 ℃試車壓強(qiáng)上升梯度的比較，見圖6。由圖6看出，模擬發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火壓強(qiáng)上升梯度略高于A全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)，適當(dāng)加嚴(yán)了發(fā)動(dòng)機(jī)升壓梯度條件，這在工程實(shí)際中是合適的。

模擬發(fā)動(dòng)機(jī)/01、02臺(tái)低溫試車時(shí)，相對(duì)于A發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱內(nèi)孔各載荷下實(shí)際加載系數(shù)見表6。由表6看出，隨著藥柱m數(shù)和壓強(qiáng)的增大，藥柱低溫點(diǎn)火下應(yīng)變狀態(tài)逐漸增加，到一定量級(jí)時(shí)，藥柱即發(fā)生破壞，從而導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)低溫試車失利。

3.2 B發(fā)動(dòng)機(jī)低溫-40 ℃點(diǎn)火適應(yīng)性模擬驗(yàn)證試車

為考核B發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火適應(yīng)性，在B發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火試車前，安排了模擬發(fā)動(dòng)機(jī)/03臺(tái)低溫點(diǎn)火試車。藥柱m=4.34。試車實(shí)測(cè)壓強(qiáng)曲線及與B發(fā)動(dòng)機(jī)隨后低溫-40 ℃試車壓強(qiáng)曲線的比較見圖7、圖8。

圖6 模擬發(fā)動(dòng)機(jī)與A發(fā)動(dòng)機(jī)低溫試車壓強(qiáng)上升梯度的比較Fig.6 The comparison of pressure rising grads between simulation motor and A motor at -40 ℃ ignition

表6 相對(duì)于A發(fā)動(dòng)機(jī)模擬發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)時(shí)藥柱內(nèi)孔 各載荷下實(shí)際加載系數(shù)Table 6 Relative to A motor actual loading coefficient of grain perforation

相對(duì)于B發(fā)動(dòng)機(jī)，模擬發(fā)動(dòng)機(jī)/03臺(tái)試車時(shí)，藥柱內(nèi)孔各載荷下實(shí)際加載系數(shù)見表7。由表7看出，固化降溫加載系數(shù)為1.17，點(diǎn)火升壓加載系數(shù)為1.08?？梢?，B發(fā)動(dòng)機(jī)低溫-40 ℃點(diǎn)火試車仍有一定余量。

3.3 C發(fā)動(dòng)機(jī)低溫-50 ℃點(diǎn)火適應(yīng)性模擬驗(yàn)證試車

為考核C發(fā)動(dòng)機(jī)在低溫-50 ℃點(diǎn)火下的工作可靠性，安排了2臺(tái)模擬發(fā)動(dòng)機(jī)(編號(hào)為04、05)低溫-50 ℃保溫48 h后的地面點(diǎn)火試驗(yàn)，2臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)均工作正常。試車實(shí)測(cè)壓強(qiáng)曲線見圖9。

模擬發(fā)動(dòng)機(jī)與C發(fā)動(dòng)機(jī)低溫-50 ℃試車時(shí)壓強(qiáng)曲線的比較見圖10?？梢?，模擬發(fā)動(dòng)機(jī)與C發(fā)動(dòng)機(jī)壓強(qiáng)升壓梯度相當(dāng)。

相對(duì)于C發(fā)動(dòng)機(jī)，模擬發(fā)動(dòng)機(jī)/04、05試驗(yàn)時(shí)，藥柱內(nèi)孔各載荷下實(shí)際加載系數(shù)見表8。由表8看出，固化降溫加載系數(shù)為1.11，點(diǎn)火升壓加載系數(shù)為1.47。因此，從模擬發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際加載載荷看，C發(fā)動(dòng)機(jī)低溫-50 ℃點(diǎn)火試車時(shí)藥柱內(nèi)孔的結(jié)構(gòu)綜合安全系數(shù)在1.1以上。

圖7 模擬發(fā)動(dòng)機(jī)/03試車壓強(qiáng)曲線Fig.7 The measuration p-t curve of simulation motor 03

圖8 模擬發(fā)動(dòng)機(jī)/03臺(tái)與B發(fā)動(dòng)機(jī)低溫-40 ℃ 試車壓強(qiáng)曲線的比較Fig.8 The comparison of p-t curves between simulation motor 03 and B motor at -40 ℃ ignition

表7 相對(duì)于B發(fā)動(dòng)機(jī)模擬發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)時(shí)藥柱內(nèi)孔 各載荷下實(shí)際加載系數(shù)Table 7 Motor actual loading coefficient of grain perforation Relative to B

圖9 模擬發(fā)動(dòng)機(jī)/04、05臺(tái)試車壓強(qiáng)曲線Fig.9 The measuration p-t curves of simulation motors 04 and 05

圖10 模擬發(fā)動(dòng)機(jī)與C發(fā)動(dòng)機(jī)低溫-50 ℃ 試車壓強(qiáng)曲線比較Fig.10 The comparison of p-t curves between simulation motors and C motor at -50 ℃ ignition

表8 相對(duì)于C發(fā)動(dòng)機(jī)模擬發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)時(shí)藥柱內(nèi)孔 各載荷下實(shí)際加載系數(shù)Table 8 Motor actual loading coefficient of grain perforation relative to C

4 結(jié)論

(1) 考慮影響固體發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火工作可靠性的推進(jìn)劑低溫力學(xué)性能、藥柱固化降溫應(yīng)變以及藥柱在發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火升壓條件下應(yīng)變等3個(gè)關(guān)鍵因素，設(shè)計(jì)了可用于全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火適應(yīng)性研究的φ202 mm模擬試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)。

(2) 通過全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)和模擬發(fā)動(dòng)機(jī)的藥柱結(jié)構(gòu)對(duì)比計(jì)算分析以及模擬發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火驗(yàn)證試車，采用模擬發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行低溫點(diǎn)火驗(yàn)證試車，可達(dá)到對(duì)全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火適應(yīng)性進(jìn)行模擬和驗(yàn)證的目的。模擬發(fā)動(dòng)機(jī)已成功應(yīng)用于A、B和C發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火適應(yīng)性研究中，可在類似發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火適應(yīng)性研究中推廣應(yīng)用。

(3) 通過考察A發(fā)動(dòng)機(jī)低溫適應(yīng)性的模擬發(fā)動(dòng)機(jī)/01、02臺(tái)低溫驗(yàn)證試車，進(jìn)一步驗(yàn)證了固體發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火試車故障定位的正確性。在推進(jìn)劑低溫力學(xué)性能受限的情況下，為提高發(fā)動(dòng)機(jī)低溫點(diǎn)火適應(yīng)性，藥柱設(shè)計(jì)m數(shù)和低溫點(diǎn)火初始?jí)簭?qiáng)必然受限。為了進(jìn)一步提高發(fā)動(dòng)機(jī)性能，提高推進(jìn)劑低溫力學(xué)性能至關(guān)重要。

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[7] 利鳳祥,劉中兵,李越森, 等. 藥柱結(jié)構(gòu)對(duì)其抗軸向過載能力的影響[J].推進(jìn)技術(shù),2004,25(2):166-169.

(編輯：崔賢彬)

Simulation experiment technology for low temperature ignition adaptability of solid rocket motor

LIU Zhong-bing1，ZHANG Bing2，ZHOU Yan-qing1

(1.The 41st Institute of the Fourth Academy of CASC，Xi'an 710025，China；2.The Fourth Academy of CASC，Xi'an 710025，China)

Considering three key factors influencing solid rocket motor low temperature ignition adaptability,including low temperature mechanical property of solid propellant,grain strain induced by curing cooling down process,grain strain induced by ignition pressurization,theφ202 mm simulation solid motors were devised to investigate low temperature ignition adaptability of full-scale solid rocket motor.By choosing appropriate designing parameters of grain and initial operation pressure of simulation motors,the grain strain situation of full-scale solid rocket motors at low temperature ignition was simulated.The simulation motors were used to investigate low temperature ignition adaptability for A,B and C full-scale solid rocket motors at -40 ℃ or -50 ℃.The structure safety margin of each full-scale solid motor at low temperature ignition was gotten.The results can be widely used to investigate low temperature ignition adaptability for more solid motors.

solid rocket motor;propellant grain;low temperature ignition;structural integrity;viscoelasticity

2014-06-24；

：2014-11-17。

劉中兵(1977—)，男，高級(jí)工程師，研究領(lǐng)域?yàn)楣腆w發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)分析及總體研究。E-mail：liuzb2007@sohu.com

V435

A

1006-2793(2015)02-0203-05

10.7673/j.issn.1006-2793.2015.02.010