固體火箭發(fā)動機絕熱層脫粘的脈沖熱像檢測分析

郭興旺，陳 棟

(北京航空航天大學 機械工程及自動化學院，北京 100191)

固體火箭發(fā)動機絕熱層脫粘的脈沖熱像檢測分析

郭興旺，陳 棟

(北京航空航天大學 機械工程及自動化學院，北京 100191)

為了給紅外熱像法在固體火箭發(fā)動機絕熱層檢測中的應用提供科學依據(jù)，用數(shù)值模擬法分析了絕熱層脫粘脈沖熱像檢測的基本規(guī)律。得到了決策參數(shù)與結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的多變量關(guān)系，并對部分檢測規(guī)律進行了實驗驗證。最大溫差和最大對比度與脫粘尺寸之間的關(guān)系，可用分段線性函數(shù)近似描述，隨著脫粘尺寸的增大，最大溫差和最大對比度都增加；最大溫差和最大對比度與絕熱層厚度的關(guān)系是非線性函數(shù)關(guān)系，隨著絕熱層厚度增加，最大溫差和最大對比度迅速下降；鋼殼厚度的增加，對從絕熱層一側(cè)的單面法檢測有利。所得數(shù)據(jù)和結(jié)論為固體火箭發(fā)動機絕熱層脫粘的脈沖熱像檢測提供了指導。

紅外無損檢測；固體火箭發(fā)動機；絕熱層；脫粘；脈沖熱像法；數(shù)值模擬

0 引言

固體燃料火箭發(fā)動機(SRM)是火箭、導彈和宇航飛船等航空航天飛行器的常用動力裝置。燃燒室作為SRM的重要組成部分，其絕熱層與殼體的良好粘接是保證發(fā)動機正常工作的重要條件。在實際生產(chǎn)中，殼體清洗不干凈、膠接固化控制不佳、運輸不當?shù)纫蛩兀加锌赡芤鹪撜辰咏Y(jié)構(gòu)的脫粘[1]。因此，對絕熱層的粘接質(zhì)量進行無損檢測十分必要。目前，采用的檢測方法主要有目視、敲擊、從金屬殼體外進行手動超聲掃描。此外，激光全息和工業(yè)CT也有少量的應用[2]。近年來，隨著紅外熱像法的發(fā)展和日趨成熟，SRM裝藥包覆層、絕熱層脫粘的紅外熱像檢測法受到了一定重視[3-5]。紅外熱像法具有單次成像面積大、非接觸、速度快、對人體安全等優(yōu)點，近十余年來，在國內(nèi)外得到了快速發(fā)展，已經(jīng)在航空航天材料和結(jié)構(gòu)的無損檢測中得到了廣泛應用[6-8]。然而，在SRM多界面脫粘檢測中的實際應用還基本為空白。在SRM絕熱層脫粘的脈沖熱像(PT，Pulsed Thermography)檢測研究方面，目前已從實驗和數(shù)值模擬兩方面，證明了檢測的可行性和可靠性，并提出了用于缺陷增強和尺寸測量的熱像數(shù)據(jù)處理方法——基于相關(guān)系數(shù)的算法[9]，但就脈沖激勵條件和試件結(jié)構(gòu)參數(shù)對缺陷信號和檢測極限的定量影響規(guī)律還不太清楚。

為了彌補當前SRM絕熱層脫粘脈沖熱像檢測研究的不足，建立決策參數(shù)與結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的定量關(guān)系，從而推進PT技術(shù)在SRM絕熱層脫粘檢測中的應用，本文將對SRM絕熱層脫粘的脈沖熱像檢測規(guī)律進行研究。首先，根據(jù)實際結(jié)構(gòu)和工藝設計由鋼板、內(nèi)絕熱層和外熱防護層組成的三層物理模型，建立脈沖熱像檢測的三維瞬態(tài)傳熱模型，用有限元分析軟件ANSYS進行數(shù)值模擬，研究脫粘缺陷大小、絕熱層厚度、鋼殼厚度等結(jié)構(gòu)參數(shù)對缺陷最大溫差、最大對比度等信息參數(shù)的影響規(guī)律。然后，利用預置脫粘缺陷的三層結(jié)構(gòu)試件進行部分實驗驗證，確認數(shù)值模擬結(jié)果與實測結(jié)果的一致性。最后，總結(jié)出絕熱層脫粘PT檢測的基本規(guī)律[10]。

1 絕熱層脫粘脈沖熱像檢測的有限元仿真

1.1 仿真模型和參數(shù)設定

假設SRM殼體由鋼殼體、絕熱層和外熱防護層構(gòu)成，絕熱層材料為丁腈橡膠?？紤]到試件制作的簡便性，外熱防護層也用丁腈橡膠代替。在絕熱層和殼體之間存在脫粘缺陷，脫粘處以空氣隙代替。選脫粘處的局部結(jié)構(gòu)為對象，忽略殼體結(jié)構(gòu)的弧度，設脫粘區(qū)為正方形，建立其三維瞬態(tài)傳熱的仿真模型。根據(jù)傳熱結(jié)構(gòu)的對稱性，只需取整體結(jié)構(gòu)的1/4進行數(shù)值分析，如圖1所示。圖中，xz面和yz面為對稱中心面；模型和脫粘區(qū)在xy面上均為正方形，邊長分別為D和d；脫粘形成的空氣隙內(nèi)嵌在絕熱層的底部，氣隙厚度為δ。仿真模型的合理性在文獻[9]做了詳細論證。材料的熱物性參數(shù)見表1。

設試件初始溫度為T0=0，試件上下表面與環(huán)境有對流換熱，換熱系數(shù)為h=10 W/(m2·K)，其他表面絕熱，采用從絕熱層一側(cè)的單面檢測法。根據(jù)實驗室具備的脈沖熱激勵裝置的能量，設脈沖激勵的熱流密度為

(1)

式中 幅值q0=1.9×106W/m2，加熱時長th=0.01 s。

利用有限元分析軟件ANSYS進行傳熱計算。單元類型選用8節(jié)點三維六面體單元 SOLID70；網(wǎng)格劃分兼顧計算精度和效率，采用映射網(wǎng)格劃分；單元為長方體，在xy面內(nèi)是邊長為0.5 mm的正方形，在厚度方向上，將對缺陷信號影響較大的操作側(cè)表層單元尺寸設為0.15 mm，其余各層單元尺寸為0.2 mm；單元總數(shù)為12 000。仿真步長的設置是在加熱階段，初始步長為5×10-5s，最大步長為5×10-4s；在散熱階段，初始步長為0.02 s，最大步長為0.1 s；總仿真時長為20 s。

如果沒有另行說明，其他參數(shù)的選取如下：D=20 mm，H=1.55 mm，L=2 mm，L1=1 mm，δ=0.05 mm。數(shù)值計算結(jié)束后，以模型表面點A和B分別代表缺陷區(qū)和無缺陷區(qū)溫度，計算缺陷信息參數(shù)。

缺陷信息參數(shù)主要有溫差ΔT、最大溫差ΔTm、最大溫差時間tdm、動態(tài)對比度C、最大對比度Cm、最大對比度時間tm和信噪比SNR等[11]。

結(jié)構(gòu)材料密度ρ/(kg/m3)比熱容c/[J/(kg·K)]熱導率λ/[W/(m·K)]絕熱層/外熱防護層NBR107016940．448殼體Steel790044046脫粘區(qū)Air1．27000．02夾片PTFE1)214010500．24

注：1)PTFE：polytetrafluoroethylene，聚四氟乙烯。

1.2 脫粘大小對信息參數(shù)的影響

固定絕熱層厚度H=1.55 mm，將脫粘缺陷邊長作為變化量，取d=2、4、6、8 mm，其余參數(shù)同前述默認值。仿真得到的溫差-時間曲線和對比度-時間曲線如圖2所示。

設絕熱層厚度H=1.05、1.55、2.05 mm，缺陷邊長d=1～10 mm，間隔為1 mm，仿真得到的缺陷信息參數(shù)與缺陷大小的關(guān)系如圖3所示。

最大溫差和最大對比度隨缺陷尺寸的變化規(guī)律可用分段線性函數(shù)近似描述，即分別存在轉(zhuǎn)折點dΔ和dC，有

(2)

(3)

方程(2)、(3)中的參數(shù)如表2所列，k2總是小于k1。超過dΔ的缺陷尺寸對最大溫差的影響減弱，超過dC的缺陷尺寸對最大對比度的影響減弱，即大缺陷的易檢性將不再明顯增加。

最大溫差時間tdm和最大對比度時間tm與缺陷橫向尺寸的關(guān)系近似為線性關(guān)系，尺寸越大，最大溫差時間tdm和最大對比度時間tm也越大。

1.3 絕熱層厚度對信息參數(shù)的影響

取缺陷大小d=3、6、10 mm，絕熱層厚度H=1.05～5.05 mm，間隔為0.5 mm。仿真得到的缺陷信息參數(shù)與絕熱層厚度的關(guān)系如圖4所示。

ΔTm與H之間、Cm與H之間的關(guān)系，滿足擬合模型公式：

ΔTm=a1e-b1H+a2e-b2H

(4)

Cm=a1e-b1H+a2e-b2H

(5)

其中，H的單位為mm。對不同缺陷尺寸d，求得的待定參數(shù)見表3。

由圖4(a)、(b)可知，ΔTm和Cm隨著絕熱層的增厚急劇變小，并逐漸趨近于0。

在脈沖總能量、缺陷大小和實測溫度噪聲閾值(用標準差表示)一定時，可利用最大溫差與絕熱層厚度的關(guān)系(圖4(a))，確定極限檢測厚度。經(jīng)過對實測熱像(圖9)的統(tǒng)計計算可知，非缺陷區(qū)溫度方差的最大值σm=0.1 K。在圖4(a)中，當d=3 mm、H=2.5 mm時，ΔTm=0.16℃；d=6 mm、H=3.5 mm時，ΔTm=0.169 ℃；d=10 mm，H=4.5 mm時，ΔTm=0.142℃。由于ΔTm>σm，故脫粘尺寸d=3、6、10 mm的缺陷分別在絕熱層厚度H≤2.5、3.5、4.5 mm的范圍內(nèi)能被檢測到(SNR>1)。因此，根據(jù)擬合公式，可預測在相應條件下，檢測一定大小的缺陷時，所允許的絕熱層最大厚度。

方程d/mma1b1a2b2Eq．(4)32．1561．09630．812．72863．6980．881219．392．155104．2050．749818．872．315Eq．(5)313．333．4351．121．11169．9212．7981．9580．8544109．9062．8942．140．6883

tdm與H之間、tm與H之間的關(guān)系，分別滿足擬合模型公式：

tdm=a·eb·H+c

(6)

tm=a·eb·H+c

(7)

其中，H的單位為mm。

對不同大小缺陷的擬合參數(shù)值見表4。

表4 最大溫差時間和最大對比度時間與絕熱層厚度關(guān)系的擬合曲線方程(6)、(7)的參數(shù)值

1.4 鋼殼厚度對溫差和對比度的影響

取脫粘氣隙厚度δ=0.05 mm，邊長d=6 mm，絕熱層厚度H=1.55 mm，鋼殼厚度L=3、4 mm，得到仿真結(jié)果與L=2 mm時的對比如圖5所示。隨著鋼殼厚度的增加，最大溫差和最大對比度變大。因此，對從絕熱層一側(cè)的單面檢測法而言，鋼殼厚度增大，有利于檢測。

2 脈沖熱像檢測實驗

2.1 實驗條件

實驗采用實驗室自行開發(fā)的脈沖紅外熱像檢測系統(tǒng)，該系統(tǒng)由閃光燈、紅外熱像儀、控制器、計算機及紅外NDT應用軟件組成，系統(tǒng)簡圖如圖6所示。2個閃光燈的總能量為6 kJ；熱像儀的像素分辨率為320×240，最高幀頻為60 Hz，熱靈敏度為0.1 K(在30 ℃時)。采用從絕熱層一側(cè)檢測的單面檢測法。試件結(jié)構(gòu)如圖7所示，圖中尺寸單位為mm。

殼體材料為鋼，絕熱層為丁晴橡膠，為了制作方便外熱防護層也用丁晴橡膠制作。在絕熱層與鋼殼體之間，預設了2排尺寸不同的圓形和方形脫粘缺陷，以0.08 mm厚的PTFE夾片模擬脫粘，夾片與絕熱層之間無膠粘劑。由于真實的脫粘難以定量制作，實踐中常用PTFE夾片來模擬脫粘。

實驗檢測時，2個閃光燈布置在試件的左右兩側(cè)，照射角(光入射角)約為45°，閃光燈距離試件中心約0.18 m，熱像儀與試件的距離約為 0.54 m，熱像采集頻率設定為15 Hz，采集240幀，信號記錄時長為16 s。在閃光開始前，采集5幀熱像，以其平均值作為試件表面初始溫度。

2.2 實驗結(jié)果分析

典型的過余溫度圖如圖8所示，在一定時間范圍內(nèi)，可顯示出所有缺陷，在t=3.067 s時，缺陷的對比度較高。試件制作過程中，PTFE片有挪動，在一次位置，由于部分膠粘劑被帶走，產(chǎn)生了形似夾片形狀的弱粘接缺陷，此處有少量空氣，而在PTFE與絕熱層之間，存在更多空氣。

在邊長d=10、8、6、4 mm的4個方形缺陷的中心，分別取3×3像素為缺陷區(qū)；在附近無缺陷的地方，取一個33×26 像素的矩形區(qū)域作為無缺陷區(qū)，如圖9所示。

相應的實測溫差和對比度與仿真結(jié)果(設缺陷為空氣隙，H=1.50 mm，h=0.05 mm，d=10、8、6、4 mm，q0=1.9×106W/m2，th=0.01 s)的對比如圖10所示，對應的信號曲線基本相近。

實驗與仿真結(jié)果之間的誤差來源主要有熱擴散系數(shù)的誤差，混合缺陷與純空氣隙的等價轉(zhuǎn)換的準確性[12-13]，試件實際結(jié)構(gòu)尺寸與設計尺寸的誤差，熱激勵函數(shù)的差別等。

實驗與仿真獲得的缺陷信息參數(shù)的對比如表5所列，表中相對誤差的計算以理論值為參考標準。

表5 實驗與理論缺陷信息參數(shù)的對比

由表5可知，多數(shù)信息參數(shù)的實測值與理論值基本相符，只有最大溫差時間誤差偏大，在20%以上。可能的原因有理論計算時熱擴散系數(shù)和絕熱層厚度的取值與實際值有偏差；熱像采集頻率設定為15 Hz時，采樣間隔為0.067 s，時間零點的定位有1個采樣間隔的誤差；實驗曲線的噪聲對極值點的準確定位有影響。

3 結(jié)論

(1)脫粘尺寸對缺陷信息參數(shù)的影響規(guī)律是最大溫差和最大對比度與脫粘尺寸之間的關(guān)系可用分段線性函數(shù)近似描述，隨著脫粘尺寸的增大，最大溫差和最大對比度都增加；最大溫差時間和最大對比度時間與脫粘尺寸的關(guān)系近似為線性關(guān)系，隨著脫粘尺寸的增大，最大溫差時間和最大對比度時間都單調(diào)增大。

(2)絕熱層厚度對缺陷信息參數(shù)的影響規(guī)律是最大溫差和最大對比度與絕熱層厚度的關(guān)系是非線性函數(shù)關(guān)系(參見式(4)、式(5))；最大溫差時間和最大對比度時間與絕熱層厚度的關(guān)系也是非線性函數(shù)關(guān)系(參見式(6)、式(7))。即隨著絕熱層厚度的增加，最大溫差和最大對比度迅速下降，最大溫差時間和最大對比度時間單調(diào)變大。

(3)鋼殼厚度對缺陷信息參數(shù)的影響規(guī)律是隨著鋼殼厚度的增加，最大溫差和最大對比度都增加，即鋼殼厚度的增加，對從絕熱層一側(cè)的單面法檢測有利。

以上結(jié)論為SRM絕熱層脫粘的PT檢測提供了定量的科學依據(jù)和應用指導。

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(編輯：崔賢彬)

Analysis on pulsed thermography of disbonds in insulator of solid rocket motors

GUO Xing-wang，CHEN Dong

(School of Mechanical Engineering and Automation，Beihang University，Beijing 100191，China)

In order to provide a scientific basis for the application of infrared thermography in the testing of insulators in solid rocket motors(SRMs),the basic laws of pulsed infrared thermography(PIRT)of disbonds in insulators were analyzed by using numerical simulation.The multi-parametric relationships between decision-making parameters and structure parameters were obtained,and a part of the testing laws was proved experimentally.The relations between the maximum temperature difference,the maximum contrast and the defect size can be described approximately by piecewise linear functions of the defect size,and both the maximum temperature difference and the maximum contrast increase with the increasing defect size.Both the maximum temperature difference and the maximum contrast are a non-linear function of the insulator thickness,and they decrease rapidly with the increasing insulator thickness.The obtained data and conclusions constitute a guideline for the PIRT of disbonds in the insulator of SRMs.

infrared non-destructive testing；solid rocket motor；insulator；disbonds；pulsed thermography；numerical simulation

2016-04-06；

2016-10-14。

國家自然科學基金(61571028；U1433122)。

郭興旺(1964—)，男，博士/副教授，研究方向為紅外無損檢測。E-mail：xingwangguo@buaa.edu.cn

V435；TG115.28

A

1006-2793(2017)02-0169-07

10.7673/j.issn.1006-2793.2017.02.007