點火建壓過程對藥柱結構完整性影響試驗研究

王增輝，甘曉松，付 鵬，胡可心，王允勤，曲星云

(中國航天科技集團有限公司四院四十一所 燃燒、熱結構與內流場重點實驗室，西安 710025)

0 引言

固體火箭發(fā)動機點火過程中，其壓強迅速在幾十至幾百毫秒內上升到6～10 MPa左右[1]。這一快速建壓過程很容易導致發(fā)動機藥柱、絕熱層、包覆層等部件的相對結構關系發(fā)生變化，引起結構或界面損傷，導致發(fā)動機爆炸[2-4]。目前，研究人員通過數值模擬方法對發(fā)動機點火過程中藥柱變形過程進行了大量研究[5-7]。文獻[8]利用三維有限元方法對一種自由裝填式固體火箭發(fā)動機藥柱在低溫點火整個過程中的溫度場、總位移、等效應力和等效應變進行了數值仿真，分析了在工作過程中藥柱的結構完整性。文獻[9]對雙脈沖發(fā)動機第Ⅱ脈沖點火瞬態(tài)過程的流場進行了數值分析，并進行了發(fā)動機第Ⅱ脈沖點火試驗。文獻[10-11]針對大長徑比固體火箭發(fā)動機燃燒室內流場進行數值分析，研究了發(fā)動機內壓強、溫度隨時間變化規(guī)律及發(fā)動機內燃氣的流動特性。上述研究結果主要集中在藥柱本身的結構變形或結構破壞，很少涉及點火建壓過程對藥柱結構損傷的影響。

美國NASA在《空間飛行器設計規(guī)范》[12]一文中指出，藥柱結構及其界面損傷是導致發(fā)動機工作失敗的主要原因。由于點火瞬間燃燒室內會產生大量的煙霧、高溫高壓燃氣，使得直接在發(fā)動機點火過程中測試藥柱、包覆層等結構變化變得困難重重，因此研究人員普遍采用冷態(tài)高壓氣體來模擬燃燒室內的建壓過程。文獻[13]通過I脈沖燃燒室快速沖壓試驗，研究了軸向隔層式雙脈沖發(fā)動機Ⅰ脈沖燃燒室點火建壓過程中Ⅱ脈沖藥柱和隔層的建壓穩(wěn)定后的變形情況，但未開展建壓過程中的藥柱損傷特性研究。文獻[14]利用高速攝影機對快速充壓過程中的藥柱進行拍攝，研究了藥柱變形與壓強差的關系。該方法應用的藥柱為長方體藥柱，與發(fā)動機藥柱有較大區(qū)別。文獻[15]研制了固體火箭發(fā)動機冷態(tài)增壓試驗系統(tǒng)，應用嵌入式應變片對藥柱內表面應力進行了實時測量。文獻[16]使用工業(yè)氮氣模擬固體火箭發(fā)動機工作中的壓力分布，文獻[17]用數值方法研究了激波管式快速充壓系統(tǒng)中的三維流場和結構場。

本文介紹了一種模擬發(fā)動機點火建壓過程的快速充壓試驗系統(tǒng)，該系統(tǒng)可在30 ms左右建立2～15 MPa壓強，并通過節(jié)流控制閥精確控制建壓時間和目標壓強，可用于模擬真實發(fā)動機點火時的快速建壓過程。本文研究了自由容積、節(jié)流孔徑對快速充壓系統(tǒng)建壓時間的影響規(guī)律，并應用該系統(tǒng)研究了某發(fā)動機點火過程快速建壓對藥柱結構完整性的影響。

1 快速充壓試驗系統(tǒng)

1.1 系統(tǒng)結構及工作原理

快速充壓系統(tǒng)由儲氣罐、快速響應電磁閥、測控系統(tǒng)、節(jié)流控制閥、試驗發(fā)動機等組成，見圖1。儲氣罐用于儲存高壓氮氣，快速響應電磁閥實現(xiàn)高壓氮氣通路的快速打開，節(jié)流控制閥用于控制快速建壓的時間，測控系統(tǒng)用于控制快速響應電磁閥并測試儲氣罐和試驗發(fā)動機中的壓強溫度變化曲線。

圖1 快速充壓試驗系統(tǒng)組成

快速充壓試驗系統(tǒng)的工作原理：根據試驗發(fā)動機的自由容積和建壓時間計算節(jié)流控制閥的孔徑。選擇合適的節(jié)流控制閥，打開電磁閥，氣流進入試驗發(fā)動機，模擬點火瞬態(tài)壓強變化過程。經過瞬態(tài)過程后，儲氣罐、試驗發(fā)動機和管道內壓強達到平衡，實現(xiàn)了模擬瞬態(tài)建壓過程的目的。本系統(tǒng)可以模擬自由容積0～80 L的試驗發(fā)動機，30 ms左右建立2～15 MPa壓強。

1.2 系統(tǒng)關鍵參數的確定

(1)建壓時間

快速充壓系統(tǒng)通過調節(jié)拉瓦爾噴管式節(jié)流控制閥孔徑大小實現(xiàn)對建壓時間的模擬。建壓時間根據參考文獻[18]，并引入工程修正系數，得到最終的計算式如下：

(1)

式中S為節(jié)流孔徑截面積，mm2；p0為發(fā)動機內初始壓強，MPa；pR為目標壓強，MPa；VF為試驗發(fā)動機內自由容積，L；T為儲氣罐初始溫度，K；t為充氣時間，ms；k為比熱比。

(2)建壓延遲時間

建壓延遲時間是指從電磁閥電源接通時刻到電磁閥流通面積增大到節(jié)流孔徑面積的一段時間。在電磁閥開啟的初期，閥門開度小于節(jié)流控制閥的開度，因此，此時的節(jié)流位置在電磁閥處。當電磁閥開度大于節(jié)流控制閥開度時，建壓過程才能夠按照設定值實現(xiàn)。

為實現(xiàn)電磁閥開度的迅速增加，有兩種途徑：一是提高每個電磁閥的響應速度，目前市場上可供選擇的電磁閥響應速度一般是300～500 ms，因此，該方法研制難度大、周期長。二是通過并聯(lián)電磁閥的方式，將電磁閥的開度可以迅速增加，在瞬間超過節(jié)流控制閥開度。根據實際工程經驗，選擇3個DN80耐壓23 MPa的電磁閥，每個電磁閥打開時間為約為400 ms，最終將建壓延遲時間縮短到40～50 ms。

1.3 試驗系統(tǒng)建壓特性分析

為研究系統(tǒng)建壓特性，本文設計了30、50 L兩種自由容積，φ20、φ30、φ40 mm三種節(jié)流孔徑試驗方案，試驗結果如表1所示。理論建壓時間由式(1)獲得。

表1 試驗結果

(1)目標壓強對建壓時間的影響特性

為研究建壓時間與目標壓強之間的關系，首先開展了3次試驗，試驗中保持節(jié)流孔徑40 mm、試驗件自由容積30 L不變，分別改變目標壓強2、5、10 MPa。試驗結果見圖2～圖4，圖中左側為試驗數據的全局圖，右側為震蕩段的放大圖。

(a)Full curves (b)Detailed curves

(a)Full curves (b)Detailed curves

(a)Full curves (b)Detailed curves

從圖2～圖4可看出，在試驗發(fā)動機自由容積和節(jié)流孔徑不變的情況下，系統(tǒng)建壓時間與目標壓強基本無關。該過程解釋為：假設儲氣罐壓強為p，當高壓氮氣流入試驗發(fā)動機時，在節(jié)流孔徑處形成音速流，質量流率為m(流量與p成正比)，當試驗發(fā)動機壓強達到0.528p時，節(jié)流孔徑處的流速變?yōu)閬喴羲?，質量流量不斷減小(流量與壓強差成正比，壓強差與p成正比)，進入試驗發(fā)動機內的氣體總質量為m(總質量與p成正比)，因此所用充氣時間非常接近。但當節(jié)流孔徑太小或者試驗發(fā)動機的自由容積太大時，由于節(jié)流孔徑中的流動狀態(tài)與理想氣體有一定差距，因此該狀態(tài)下的充壓時間會出現(xiàn)一些偏差。

(2)節(jié)流孔徑對建壓時間的影響

為研究節(jié)流孔徑對建壓時間的影響，保持自由容積(30 L)和目標壓強(10 MPa)不變，改變節(jié)流孔徑大小，分別選用20、30、40 mm的節(jié)流控制閥，開展3次試驗。試驗獲得的建壓時間分別為119.2、53.3、29.68 ms(見表1)。結果表明，當節(jié)流控制閥孔徑縮小時，建壓時間變長。

(3)自由容積對建壓時間的影響

為研究自由容積對建壓時間的影響，保持目標壓強(10 MPa)和節(jié)流孔徑(40 mm)不變，對自由容50 L的試驗發(fā)動機進行快速充壓試驗，見圖5。結果表明，當自由容積從30 L增加50 L時，建壓時間增加。

(4)建壓模擬特性分析

通過對比上述試驗數據，可發(fā)現(xiàn)每次試驗都有延遲時間(見圖2～圖4)，這個延遲時間是由于電磁閥打開過程中，有效孔徑小于節(jié)流閥孔徑導致的。

(a)Full curves (b)Detailed curves

每次試驗建壓后有1 s左右的穩(wěn)定時間段，即圖2中的平衡段，該段壓強與預設值誤差極小，說明這種平衡式快速充壓系統(tǒng)能夠按照預定值實現(xiàn)試驗目的。建壓時間控制誤差小于0.98%，滿足目前試驗需求。在平衡段內由于溫度變化不大，該段區(qū)域內的壓強基本保持恒定。在平衡段后為下降段，由于試驗發(fā)動機內的高純氮氣溫度下降，試驗發(fā)動機內的壓強開始下降。

壓強震蕩：在平衡段的前端為震蕩段，建壓速度越快，建壓頂點部位震蕩越大，建壓速度越慢，建壓頂點部位的曲線就越平緩。見圖2、圖5。

壓強上升特性：建壓曲線的前段斜率較大，曲線的后段斜率較小，原因是初期的節(jié)流閥喉徑處的流速是超音速，后期的流速是亞音速。具體見圖5。在建壓時間較短的試驗曲線中，這種規(guī)律不明顯，見圖2～圖4。

建壓過程中的溫度變化：表1中，測試到的溫度曲線一般在190～200 ℃之間,最高溫度點為205 ℃。說明在快速充壓的過程中溫度升高很明顯，對火工品的安全性有影響，可能導致某些藥柱意外點燃。因此，試驗過程中需要做一定的安全防護。

2 點火建壓過程對藥柱結構完整性影響的試驗

某型地面發(fā)動機在點火初期即發(fā)生爆炸，經初步推斷，認為可能是由于發(fā)動機在快速建壓的過程中包覆層撕裂導致的。為了驗證該推斷，需要進行不同建壓速度的試驗研究，因此設計了2種試驗，另一種是緩慢增壓，排除緩慢增壓導致包覆層撕裂的可能性，另一種是應用快速充壓系統(tǒng)，模擬點火建壓過程，驗證不同建壓速度對包覆層損傷的程度。通過試驗系統(tǒng)的特性可知，本次試驗需要選用對應的節(jié)流閥實現(xiàn)3種不同的點火建壓速度，調節(jié)儲氣罐壓強實現(xiàn)壓強控制。在整個試驗過程中，試驗發(fā)動機的自由容積保持不變。為防止發(fā)動機意外燃燒，在推進劑表面涂抹了限燃層。

試驗發(fā)動機采用自由裝填包覆藥柱，但由于發(fā)動機本身機械結構的原因，在包覆層的后端與發(fā)動機殼體之間形成了部分密封結構，導致發(fā)動機內形成兩個腔：間隙腔和充氣腔。試驗過程中，通過人工膠粘法模擬該結構。間隙腔的間隙約0.5～0.7 mm。間隙腔是燃氣無法到達的區(qū)域，充氣腔是發(fā)動機工作時燃氣充填的區(qū)域，見圖6。

試驗方案：針對3個自由裝填式的推進劑，首先進行慢充試驗，然后進行快充試驗。

慢充試驗：通過充氣口1給發(fā)動機內緩慢充氣，充氣速率0.026 7 MPa/s，對應的建壓時間187 000 ms，壓強到5 MPa停止，保壓30 min，排放氣體，在試驗過程中，用壓差傳感器測量間隙腔和充氣腔內的壓差。試驗完成后對3個推進劑進行探傷。

快充試驗：用快速充壓試驗系統(tǒng)對試驗發(fā)動機進行快速充壓，充壓速率分別為5、40、80 MPa/s，對應的建壓時間分別是1000、125、62.5 ms。目標壓強均為5 MPa。試驗結束后，對3個推進劑進行探傷。

圖6 試驗發(fā)動機

試驗結果見表2。表2中的試驗數據表明，慢充試驗時，所有藥柱均未出現(xiàn)裂縫，原因是氣體會慢慢泄露至間隙腔，使得兩個腔內壓強保持一致，見圖7。當進行快充試驗時，3次試驗均出現(xiàn)裂縫，而且隨著建壓速度的提高，裂縫深度越深，見圖8～圖11。在3次快充過程中，兩個腔體內均出現(xiàn)了壓差，建壓速度越快，壓差越大，導致的裂縫也相應變大。

表2 試驗結果發(fā)動機藥柱損傷試驗結果

(a)Charging rate of 0.026 7 MPa/s (b)Charging rate of 5 MPa/s

(a)Charging rate of 0.026 7 MPa/s (b)Charging rate of 5 MPa/s

圖9 藥柱1裂縫局部放大圖

(a)Charging rate of 0.026 7 MPa/s (b)Charging rate of 40 MPa/s

(a)Charging rate of 0.026 7 MPa/s (b)Charging rate of 80 MPa/s

可見，當發(fā)動機充壓速率大于5 MPa/s時，藥柱與包覆層撕裂。因此，該發(fā)動機在點火初期，初始燃面遠超出設計值，最終導致發(fā)動機爆炸。

3 結論

(1)設計了一套快速充壓試驗系統(tǒng)，能夠模擬發(fā)動機冷態(tài)快速建壓的過程，最短建壓時間為30 s，建壓時間控制誤差小于0.98%，最高壓強15 MPa，試驗驗證的最高壓強為10 MPa，可模擬的發(fā)動機最小自由容積為0～80 L。30 ms可建立2～15 MPa壓強，滿足現(xiàn)有各種常規(guī)發(fā)動機的試驗研究需求。冷態(tài)快速充壓試驗時測到的試驗發(fā)動機內最高溫度為205 ℃，需要對推進劑表面進行阻燃處理，防止引燃推進劑。快速充壓試驗系統(tǒng)的特點有：在節(jié)流控制閥孔徑、試驗發(fā)動機自由容積不變的情況下，氣流平衡式的快速充壓系統(tǒng)模擬的建壓時間將不變，也就是建壓時間與目標壓強無關；通過改變節(jié)流閥孔徑，可以精確控制建壓時間。

(2)應用該系統(tǒng)對某試驗發(fā)動機進行了快速充壓模擬試驗，通過控制建壓速率，分別模擬了4種充壓速率下的藥柱損傷特性，對每種充壓速率的藥柱進行了CT檢測。試驗表明，當充壓速率分別為：5、40、80 MPa/s時，對應的藥柱包覆層脫粘深度分別是98、118、129 mm，出現(xiàn)藥柱包覆層脫粘的情況，使得初始燃面增加，是導致發(fā)動機爆炸的主要原因。