溫度沖擊試驗(yàn)對固體發(fā)動機(jī)噴管堵蓋結(jié)構(gòu)影響的仿真分析

鄧康清 李 穎 向 進(jìn) 余小波 朱雯娟

（1 航天化學(xué)動力技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，襄陽 441003）

（2 湖北航天化學(xué)技術(shù)研究所，襄陽 441003）

文 摘 溫度沖擊試驗(yàn)可模擬極端溫度環(huán)境對固體發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)的影響。本文利用三維有限元方法，通過熱-機(jī)耦合，分析了一種固體發(fā)動機(jī)噴管堵蓋在溫度沖擊中的溫度、應(yīng)力和應(yīng)變的變化情況。結(jié)果表明：溫度沖擊中，噴管堵蓋內(nèi)存在溫差，最大可達(dá)46 ℃；存在內(nèi)應(yīng)力，在鋁合金支撐件∕EP 密封件環(huán)形界面處最大，低溫-50℃時達(dá)18.1 MPa，是堵蓋最先破壞的位置；EP 密封件是堵蓋的最薄弱環(huán)節(jié)，粘接結(jié)構(gòu)最大內(nèi)應(yīng)力11.6 MPa，分離結(jié)構(gòu)9.1 MPa；得出了溫度沖擊下，影響噴管堵蓋結(jié)構(gòu)完整性的因素，表明選用低模量和合適線脹系數(shù)的密封材料，采用常溫成型方法，脫開密封件∕支撐件間環(huán)形交界面，可有效降低密封件∕支撐件的內(nèi)應(yīng)力；含GFM∕EP∕鋁合金噴管的真實(shí)發(fā)動機(jī)溫度沖擊試驗(yàn)結(jié)果與預(yù)估結(jié)果吻合。

0 引言

噴管堵蓋是一個小部件，在發(fā)動機(jī)中卻起到很重要的作用：密封防潮防塵、封堵惰性氣體、提高發(fā)動機(jī)的點(diǎn)火性能等。但在固體火箭發(fā)動機(jī)設(shè)計時常常忽視了噴管堵蓋的設(shè)計和制造，造成加工時密封不嚴(yán)，推進(jìn)劑及點(diǎn)火藥受潮，影響點(diǎn)火性能；貯存時粘接失效，堵蓋自動飛了出去；或者貯存時堵蓋出現(xiàn)裂紋，影響發(fā)動機(jī)點(diǎn)火和堵蓋打開性能。這輕則影響飛行器的使用性能，重則導(dǎo)致整個飛行器報廢。因此，堵蓋設(shè)計是發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計中重要的一環(huán)［1-2］。

有關(guān)堵蓋的研究主要集中在堵蓋結(jié)構(gòu)形式的設(shè)計、材料的選擇和打開壓強(qiáng)的預(yù)測［3-11］，也有少量堵蓋打開過程的仿真分析［10，12-14］。固沖發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道入口采用兩種堵蓋形式：如澳大利亞Hyshot 2［8］飛行試驗(yàn)采用拋離式堵蓋，美國的X-43A［9］采用無拋出物式堵蓋；進(jìn)氣道出口堵蓋國內(nèi)外較普遍使用可拋易碎式［10］。WANG J C［11］將用商用黃銅板制成的0.1～1 mm厚的圓形堵片緊密安裝在噴管喉襯和擴(kuò)張段之間，以整體爆破的方式打開，點(diǎn)火壓強(qiáng)隨著堵蓋厚度增加而增加。何勇攀等［10］對沖壓發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道堵蓋碎塊運(yùn)動進(jìn)行了仿真研究，模擬了可拋易碎式堵蓋碎塊在燃燒室內(nèi)的運(yùn)動過程，提出盡量選擇密度較小的材料，并減小碎塊的尺寸，以保證燃燒室側(cè)壁面的安全。郭錦炎等［12］仿真分析研究了飛行器箱式熱發(fā)射中發(fā)動機(jī)建壓速率對發(fā)射箱易碎蓋開蓋的影響，表明建壓速率越高前蓋開蓋風(fēng)險越大。鄧康清等［13］仿真分析了隔艙式雙脈沖固體發(fā)動機(jī)中金屬膜片破壞過程，得到了金屬膜片裂紋深度b與臨界應(yīng)力σc的關(guān)系及臨界應(yīng)力σc、臨界尺寸ac與臨界應(yīng)力強(qiáng)度因子KIC的關(guān)系，探索了一種預(yù)估金屬膜片打開壓強(qiáng)的方法。湯亮等［14］研究了脈沖發(fā)動機(jī)金屬膜片式隔艙打開過程，推導(dǎo)出一種金屬膜片式隔艙打開壓強(qiáng)的計算公式，建立了結(jié)構(gòu)尺寸和預(yù)測打開壓強(qiáng)的定量關(guān)系，并預(yù)測了膜片破碎的位置和形狀。

雖然有一定的關(guān)于噴管堵蓋研究的報道，但對長期貯存過程中堵蓋結(jié)構(gòu)的變化和環(huán)境試驗(yàn)對堵蓋結(jié)構(gòu)的影響少有研究。本文通過熱-機(jī)耦合，分析一種固體發(fā)動機(jī)噴管堵蓋在溫度沖擊試驗(yàn)整個過程中的溫度、應(yīng)力和應(yīng)變的變化情況；找到噴管堵蓋受力最惡劣的溫度和堵蓋的最薄弱環(huán)節(jié)；得出在溫度沖擊載荷作用下，密封件的材料、模量、線脹系數(shù)、成型溫度及密封件∕支撐件間界面對噴管堵蓋結(jié)構(gòu)完整性的影響規(guī)律；并用真實(shí)發(fā)動機(jī)溫度沖擊試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證，擬為發(fā)動機(jī)噴管堵蓋的設(shè)計提供依據(jù)和參考。

1 計算模型

1.1 有限元模型

噴管堵蓋由起支撐作用的金屬骨架（支撐件）和起密封作用的高分子材料（密封件）組成。堵蓋最大外徑39 mm，金屬骨架厚1.2 mm，有效高分子材料厚0.75 mm。噴管外為高硅氧∕酚醛復(fù)合材料（GFM）殼體，其外徑45 mm，錐度12°。

將堵蓋進(jìn)行單元劃分，典型計算規(guī)模為14 713個節(jié)點(diǎn)，5 051個單元。網(wǎng)格劃分結(jié)果見圖1。

圖1 固體發(fā)動機(jī)擴(kuò)張段噴管有限元網(wǎng)格Fig.1 Finite element model of expansion segment in nozzle closure in SRM

1.2 材料性能和載荷

噴管擴(kuò)張段材料常溫下的性能參數(shù)見表1［15-16］。表1中，EP、EP1和EP2是同類型材料，主要主要區(qū)別在模量和力學(xué)性能有所不同。

表1 材料的性能參數(shù)Tab.1 The parameters of materials

因?yàn)楣腆w發(fā)動機(jī)是一個密閉系統(tǒng)，溫度沖擊載荷均勻加載在發(fā)動機(jī)殼體外表面。在分析噴管的溫度沖擊作用時，只將溫度沖擊載荷加在噴管外表面上。含有+20 ℃成型的堵蓋的固體發(fā)動機(jī)，常溫下放置24 h后，以10 ℃∕h的升溫速率升至高溫+70 ℃，恒溫24 h；取出發(fā)動機(jī)，9 min內(nèi)（含恒溫箱達(dá)到預(yù)定溫度范圍時間，下同）放入-50℃恒溫箱中恒溫24 h；再取出發(fā)動機(jī)，9 min內(nèi)放入+70 ℃恒溫箱中恒溫24 h；如此反復(fù)三次，完成溫度沖擊試驗(yàn)。溫度沖擊載荷加載情況見圖2。

圖2 溫度沖擊載荷加載情況Fig.2 Thermal shock load used in transient structural analysis

2 溫度沖擊對發(fā)動機(jī)堵蓋影響的數(shù)值模擬結(jié)果及分析

2.1 溫度沖擊過程中堵蓋的溫度變化分析

在整個溫度沖擊載荷下發(fā)動機(jī)堵蓋的溫度變化如圖3所示。

從圖3 可知，20 ℃成型的發(fā)動機(jī)堵蓋，常溫下放置24 h 過程中，堵蓋溫度沒有變化，最高和最低溫度曲線重合；以10 ℃∕h 的升溫速率從20 ℃升至高溫70 ℃過程中，最高和最低溫度曲線幾乎重合，堵蓋僅有微小的溫差，恒溫24 h，最高和最低溫度曲線重合，堵蓋無溫差［圖3（b）］；9 min內(nèi)迅速放入-50℃恒溫箱中恒溫24 h 過程中，堵蓋溫差開始逐漸增大，最高達(dá)46 ℃，之后溫差逐漸減小，直至高低溫曲線重合，溫差為0 ℃［圖3（c）］；在隨后的堵蓋放入70℃恒溫箱恒溫24 h 過程中，堵蓋溫差逐漸增大，最高達(dá)46 ℃，之后溫差逐漸減小，直至為0 ℃［圖3（d）］。圖4 是在95 400 s（26.5 h）發(fā)動機(jī)堵蓋以10 ℃∕h 均勻升溫、190 800 s（53 h）發(fā)動機(jī)堵蓋由70 ℃降為-50℃、277 200 s（77 h）發(fā)動機(jī)堵蓋由-50℃升為70 ℃的三個典型時刻的溫度云圖，與圖3的結(jié)果是一致的。

圖4 三個典型時間的溫度云圖Fig.4 Temperature contour at three typical time

2.2 溫度沖擊過程中堵蓋受力情況分析

圖5 是溫度沖擊過程中，EP 噴管堵蓋應(yīng)力和應(yīng)變的變化情況，最大主應(yīng)力和最大主應(yīng)變、最大剪切應(yīng)力和最大剪切應(yīng)變的圖形與最大等效應(yīng)力和最大等效應(yīng)變相似。

圖5 溫度沖擊中EP噴管堵蓋的應(yīng)力和應(yīng)變變化情況Fig.5 Change of stress and strain of EP nozzle closure in SRM during thermal shock experiment

從圖5 可知：（1）從常溫+20 ℃均勻升溫至高溫+70 ℃，堵蓋的最大等效應(yīng)力和最大等效應(yīng)變均隨時間增加而近似線性增加，直至+70 ℃恒溫24 h，逐漸恒定不變；（2）從+70 ℃高溫降到低溫-50℃，堵蓋的最大等效應(yīng)力和最大等效應(yīng)變隨時間增加而急劇增加，直至-50℃恒溫24 h，逐漸恒定不變；（3）從-50℃低溫升到+70 ℃高溫，堵蓋的最大等效應(yīng)力和最大等效應(yīng)變也隨時間增加而急劇減小，直至+70 ℃恒溫24 h，逐漸恒定不變；（4）作為堵蓋部件EP密封件、鋁合金支撐件及GFM 殼體，溫度沖擊試驗(yàn)中均有前述相似的應(yīng)力應(yīng)變變化規(guī)律；鋁合金的應(yīng)變小，在圖中看不出來，但放大后，可看出有相似的變化規(guī)律；（5）發(fā)動機(jī)堵蓋在+20 ℃常溫時，應(yīng)力應(yīng)變最小，+70 ℃高溫居中，低溫-50℃時的應(yīng)力和應(yīng)變值最大，體現(xiàn)了堵蓋受力最惡劣時的情況，可用于堵蓋受溫度沖擊載荷后結(jié)構(gòu)完整性的判定；（6）溫度沖擊中，噴管堵蓋應(yīng)力大小順序是：EP＜Al alloy＜GFM，應(yīng)變大小順序是：Al alloy＜GFM＜EP；（7）最大主應(yīng)力和最大主應(yīng)變、最大剪切應(yīng)力和最大剪切應(yīng)變的變化情況與最大等效應(yīng)力和最大等效應(yīng)變相似。

圖6是溫度沖擊時間為248 400 s（69 h）時噴管堵蓋的應(yīng)力應(yīng)變云圖。從圖中可知：（1）最大等效應(yīng)力58.1 MPa發(fā)生在GFM殼體上，最大等效應(yīng)變1.13%發(fā)生在堵蓋EP密封件上，如圖6（a）和圖6（b）所示；（2）進(jìn)一步聚焦鋁合金支撐件和EP密封件組成的堵蓋，最大應(yīng)力18.1 MPa和最大應(yīng)變1.13%均發(fā)生在鋁合金支撐件∕EP密封件界面處，如圖6（c）～圖6（d）所示。說明該噴管堵蓋在經(jīng)受溫度沖擊載荷時，最先破壞位置應(yīng)在鋁合金支撐件∕EP密封件界面處。

圖6 溫度沖擊時間為248 400 s（69 h）時發(fā)動機(jī)堵蓋的應(yīng)力應(yīng)變云圖Fig.6 The contour of stress and elastic strain of the nozzle closure in SRM at thermal shock time 248 400 s（69 h）

鋁合金和GFM 的強(qiáng)度很高，遠(yuǎn)高于噴管堵蓋在溫度沖擊時的應(yīng)力，因此，堵蓋的薄弱環(huán)節(jié)在EP 密封件上。

2.3 發(fā)動機(jī)堵蓋受力影響因素分析

2.3.1 密封件EP彈性模量的影響

圖7 是溫度沖擊時，密封件EP 的彈性模量EEP對堵蓋受力情況的影響。從圖7可知：（a）密封件EP 的EEP增加，堵蓋的支撐件和密封件兩部件的所有應(yīng)力（最大等效應(yīng)力、最大主應(yīng)力、最大剪切應(yīng)力）均增加，并且呈減緩趨勢；而堵蓋密封件EP 的應(yīng)變（最大等效應(yīng)變、最大主應(yīng)變、最大剪切應(yīng)變）均減小，并且呈減緩趨勢，堵蓋支撐件鋁合金的應(yīng)變（最大等效應(yīng)變、最大主應(yīng)變、最大剪切應(yīng)變）均增加；（b）殼體GFM 的應(yīng)力和應(yīng)變不隨密封件EP 的EEP變化而變化，說明EEP變化對殼體GFM 的應(yīng)力和應(yīng)變均無影響。

圖7 EP的彈性模量EEP對堵蓋受力情況的影響Fig.7 The effect of modulus EEP of EP on the stress and elastic strain of nozzle closure

2.3.2 密封件EP的線脹系數(shù)的影響

圖8 是溫度沖擊時，密封件EP 的線脹系數(shù)對堵蓋受力情況的影響（曲線形狀相似，故只列出等效應(yīng)力和等效應(yīng)變的結(jié)果。后面情況也與此相同，不再重復(fù)說明）。

從圖8可知：（a）密封件的線脹系數(shù)增加，堵蓋的支撐件和密封件兩部件的所有應(yīng)力和應(yīng)變均先減小后大幅度增加，鋁合金支撐件的應(yīng)變量小，圖中看得不明顯，說明密封件有一個最佳匹配線脹系數(shù)；（b）同樣，EP 的線脹系數(shù)對殼體GFM 的應(yīng)力應(yīng)變無影響。

圖8 EP的線脹系數(shù)對堵蓋受力情況的影響Fig.8 The effect of coefficient of expansion of EP on the stress and elastic strain of nozzle closure in SRM

2.3.3 密封件EP成型溫度的影響

圖9是溫度沖擊時，EP密封件成型溫度對堵蓋受力情況的影響。從圖9可知：（a）隨EP密封件成型溫度的增加，殼體、支撐件和密封件的應(yīng)力和應(yīng)變均呈線性增加；（b）EP密封件成型溫度對GFM殼體的應(yīng)力影響最大（圖9中直線斜率最大），對鋁合金支撐件的影響次之，對EP密封件影響最??；EP密封件成型溫度對EP密封件的應(yīng)變影響最大（圖9中直線斜率最大），對GFM殼體應(yīng)變的影響次之，對鋁合金支撐件的影響最小。這表明，EP密封件成型溫度以常溫最佳。

圖9 EP成型溫度對堵蓋受力情況的影響Fig.9 The effect of molding temperature of EP on the stress and elastic strain of nozzle closure in SRM

2.3.4 密封件材料的影響

選取NBR、PC、EP、PP 和PE 共5 種高分子材料，分析溫度沖擊試驗(yàn)中不同密封材料對堵蓋受力情況的影響，結(jié)果見圖10。從圖中可知：（a）堵蓋的鋁合金支撐件和密封件兩部件的應(yīng)力從小到大的順序是：NBR ＜PC＜EP＜PP＜PE；（b）密封件的應(yīng)變從小到大的順序是：PC＜EP＜PP＜NBR ≤PE；鋁合金支撐件的應(yīng)變量小，不同高分子材料密封件的應(yīng)變都基本相同；（c）密封件材料對GFM 殼體的應(yīng)力應(yīng)變均無影響?？紤]到溫度沖擊時，應(yīng)力應(yīng)變越小對堵蓋結(jié)構(gòu)的損害越小，因此，從受力情況來看，選用NBR、PC、EP作為堵蓋密封件材料較好。

圖10 成型材料對堵蓋受力情況的影響Fig.10 The effect of molding materials of sealing element on the stress and elastic strain of nozzle closure

2.3.5 密封件/支撐件部分分離的影響

前面研究已經(jīng)發(fā)現(xiàn)，密封件∕支撐件間的環(huán)形交接面處是堵蓋的應(yīng)力集中區(qū)，其應(yīng)力應(yīng)變均最大。因此，設(shè)計了一種密封件∕支撐件間環(huán)形交界面脫開的結(jié)構(gòu)。圖11是t=248 400 s（69 h）時（此時的應(yīng)力應(yīng)變均最大），密封件∕支撐件環(huán)形交界面粘接和脫開兩種狀態(tài)的受力情況云圖。從圖11可知，密封件∕支撐件界面脫開后，最大應(yīng)力應(yīng)變轉(zhuǎn)移到密封件∕殼體環(huán)形交界面了，釋放了應(yīng)力，改善了堵蓋結(jié)構(gòu)受力情況。表2 是密封件∕支撐件界面粘接和分離兩種狀態(tài)下堵蓋的應(yīng)力應(yīng)變仿真分析結(jié)果。從表2可知，除GFM殼體應(yīng)力和應(yīng)變值不變外，分離狀態(tài)下密封件和支撐件的應(yīng)力和應(yīng)變值均有不同程度的降低：密封件EP的最大等效應(yīng)力由11.6 MPa降為9.1 MPa，最大等效應(yīng)變由1.16%降為0.91%；支撐件的最大等效應(yīng)力由18.2 MPa降為8.5 MPa，最大等效應(yīng)變由0.022%降為0.015%。

表2 密封件/支撐件界面粘接和分離兩種狀態(tài)下的堵蓋仿真分析結(jié)果Tab.2 Simulation results of nozzle closure with or without adhesion between sealing element and support item

圖11 t=248 400 s（69 h）時密封件∕支撐件界面為粘接結(jié)構(gòu)和分離結(jié)構(gòu)的噴管等效應(yīng)力和等效應(yīng)變對比云圖Fig.11 The contour of equivalent stress and equivalent elastic strain of nozzle closure contains bonded interface between sealing element∕support item at the time of 248 400 s（69 h）compared with that contains separated interface

2.4 發(fā)動機(jī)溫度沖擊驗(yàn)證試驗(yàn)

用真實(shí)發(fā)動機(jī)按溫度沖擊試驗(yàn)方法進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，發(fā)動機(jī)堵蓋采用GFM殼體、EP1或EP2密封件、鋁合金支撐件。用本文方法預(yù)估的該發(fā)動機(jī)EP1密封件的等效應(yīng)力為8.4 MPa，遠(yuǎn)小于EP1 材料的抗拉強(qiáng)度17.7 MPa；等效應(yīng)變?yōu)?.20%，小于EP1材料的斷裂伸長率2.3%。因此，預(yù)估經(jīng)歷溫度沖擊試驗(yàn)后堵蓋不會發(fā)生結(jié)構(gòu)破壞。實(shí)際EP1發(fā)動機(jī)堵蓋在經(jīng)歷溫度沖擊后結(jié)構(gòu)完整，無裂紋、開裂等現(xiàn)象［圖12（a）和圖12（b）］，發(fā)動機(jī)高低常溫試車也正常［圖12（c）］。同時，用本文方法預(yù)估的該發(fā)動機(jī)EP2密封件的等效應(yīng)力為7.3 MPa，略小于EP2 材料的抗拉強(qiáng)度9.7 MPa；等效應(yīng)變?yōu)?.21%，與EP2材料的斷裂伸長率1.4%很接近。因此，預(yù)估經(jīng)歷溫度沖擊試驗(yàn)的該堵蓋結(jié)構(gòu)處于臨界破壞狀態(tài)。實(shí)際EP2發(fā)動機(jī)堵蓋在經(jīng)歷第二次低溫沖擊后開裂，堵蓋脫落［圖12（d）］。

圖12 溫度沖擊試驗(yàn)前后堵蓋照片及高低常溫下發(fā)動機(jī)堵蓋打開試驗(yàn)試車曲線Fig.12 Nozzle closure pictures before and after thermal shock test of SRM and pressure-time curve of opening up test of nozzle closure in SRM at high，normal and low temperature

3 結(jié)論

通過熱-機(jī)耦合仿真計算，分析了一種發(fā)動機(jī)噴管堵蓋經(jīng)過溫度沖擊試驗(yàn)后的結(jié)構(gòu)完整性，得出如下結(jié)論：

（1）常溫成型的噴管堵蓋在溫度沖擊過程中存在大小不一的溫差。其中，從高溫+70℃迅速降至低溫-50℃和從低溫-50℃迅速升至高溫+70 ℃兩個過程的溫差最大，達(dá)到46 ℃；

（2）發(fā)動機(jī)堵蓋在常溫+20 ℃時，應(yīng)力應(yīng)變最小，高溫+70 ℃居中，低溫-50℃時的應(yīng)力和應(yīng)變值最大，體現(xiàn)了堵蓋受力最惡劣時的情況，可用于堵蓋受溫度沖擊載荷后結(jié)構(gòu)完整性的判定；溫度沖擊中，噴管堵蓋最大應(yīng)力大小順序是：EP＜Al alloy＜GFM，最大應(yīng)變大小順序是：Al alloy＜GFM＜EP。最大應(yīng)力18.1 MPa和最大應(yīng)變1.13%均發(fā)生在鋁合金支撐件∕EP密封件環(huán)狀界面處，是噴管堵蓋經(jīng)受溫度沖擊載荷后的最先破壞位置，堵蓋的薄弱環(huán)節(jié)在EP密封件上；

（3）影響溫度沖擊中噴管堵蓋受力情況因素的研究表明：增加EP 密封件的彈性模量和成型溫度，噴管堵蓋的EP 密封件和鋁合金支撐件的應(yīng)力均增加；增加EP 密封件的線脹系數(shù)，噴管堵蓋的EP 密封件和鋁合金支撐件的應(yīng)力先減小，后大幅度增加；脫開密封件∕支撐件間環(huán)形交界面，可釋放交界面的內(nèi)應(yīng)力，EP 的內(nèi)應(yīng)力由11.6 MPa 降為9.16 MPa；密封件材料變化時，噴管的鋁合金支撐件和密封件的應(yīng)力大小順序是：NBR＜PC＜EP＜PP＜PE，說明選用NBR、PC和EP作為堵蓋密封件材料較好；

（4）采用GFM∕EP1∕鋁合金噴管的真實(shí)發(fā)動機(jī)經(jīng)過溫度沖擊后結(jié)構(gòu)完整，無裂紋、開裂等現(xiàn)象，點(diǎn)火試車試驗(yàn)正常，而采用GFM∕EP2∕鋁合金噴管的真實(shí)發(fā)動機(jī)經(jīng)過溫度沖擊后堵蓋脫落，這些均與預(yù)估的結(jié)果是吻合的。