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    基于實測艦載環(huán)境溫度的固體發(fā)動機藥柱累積損傷分析

    2012-07-09 02:31:40李金飛黃衛(wèi)東李瑞亮
    兵器裝備工程學(xué)報 2012年10期
    關(guān)鍵詞:藥柱熱應(yīng)力下層

    李金飛,黃衛(wèi)東,李瑞亮

    (1.海軍航空工程學(xué)院,山東 煙臺 264001;2. 92840 部隊,山東 青島 266405)

    固體火箭發(fā)動機是艦載導(dǎo)彈的主要動力裝置,遂行艦載巡航任務(wù)的導(dǎo)彈長期貯存在艦艇發(fā)射貯運箱內(nèi),面臨夏季高溫、冬季低溫和隨艦顛簸振動等惡劣環(huán)境。固體火箭發(fā)動機每天都要受到交變環(huán)境溫度的作用[1],藥柱內(nèi)部將產(chǎn)生熱應(yīng)力和熱應(yīng)變[2-3],使藥柱內(nèi)部或粘結(jié)界面產(chǎn)生疲勞損傷,在藥柱內(nèi)部形成裂紋或引起界面脫粘。受光照、海風(fēng)等因素影響,聯(lián)裝艦載導(dǎo)彈上、下層發(fā)射貯運箱內(nèi)的溫度存在差異。對上、下層導(dǎo)彈貯運箱內(nèi)溫度進行監(jiān)測,求解發(fā)動機內(nèi)溫度和應(yīng)力分布,計算藥柱的累積損傷,可為固體發(fā)動機壽命評估、維護和維修提供參考。

    1 理論模型

    1.1 熱黏彈性模型

    固體推進劑為各向同性熱流變簡單材料,發(fā)動機藥柱的積分型熱黏彈本構(gòu)關(guān)系為[4-5]:

    式中:α 為線膨脹系數(shù);θ(τ)為溫度相對變化量;G(t)、K(t)分別為剪切模量和體積模量,是等效時間ξ、ξ'的函數(shù);等效時間ξ、ξ'可由下式求得:

    式中:αT為時溫轉(zhuǎn)換因子,由W.L.F 方程確定,即

    式中:Tref為參考溫度;c1、c2為待定常數(shù)。

    1.2 累積損傷模型

    對于固體推進劑藥柱,在連續(xù)變化的應(yīng)力載荷作用下,常采用下述線性累積損傷模型[6-7]

    式中:D 為損傷因子,當(dāng)D=1 時認(rèn)為試件破壞失效;σt為藥柱所受的應(yīng)力;σcr為臨界應(yīng)力,小于此應(yīng)力試件不會發(fā)生損傷;B 為損傷指數(shù);t0為時間。

    根據(jù)蠕變試驗確定的不同應(yīng)力水平下推進劑的失效時間[8],對試驗數(shù)據(jù)進行擬合,確定模型中的參數(shù)σt0=0.945 MPa,B=8.08,σcr=0,t0=1 s。

    2 實測溫度數(shù)據(jù)及物理模型

    2.1 環(huán)境溫度監(jiān)測及實測溫度數(shù)據(jù)

    監(jiān)測艦載導(dǎo)彈發(fā)射貯運箱內(nèi)的環(huán)境溫度,采用的是文獻(xiàn)[9]中設(shè)計的環(huán)境監(jiān)測系統(tǒng),溫度采集頻率為每分鐘一次,能真實地反映貯運箱內(nèi)環(huán)境溫度的變化。對某次遂行巡航任務(wù)的艦載導(dǎo)彈上、下層發(fā)射貯運箱內(nèi)環(huán)境溫度進行監(jiān)測,其中前30 d 的溫度數(shù)據(jù)如圖1 所示。

    計算固體發(fā)動機藥柱溫度場時,固體發(fā)動機藥柱經(jīng)歷的溫度歷程取為:零應(yīng)力溫度至洞庫溫度→洞庫溫度至監(jiān)測的環(huán)境初始溫度→監(jiān)測的環(huán)境溫度循環(huán)過程。

    圖1 上下層貯運箱內(nèi)溫度曲線

    2.2 物理模型及性能參數(shù)

    固體發(fā)動機藥柱為貼壁澆注五角星形結(jié)構(gòu),考慮到對稱性,取藥柱的1/10 作為計算區(qū)域,共劃分57 495 個單元。發(fā)動機有限元模型如圖2 所示,材料的性能參數(shù)見表1。

    圖2 發(fā)動機有限元網(wǎng)格

    表1 材料的性能參數(shù)

    該型發(fā)動機的推進劑應(yīng)力松弛模量的prony 級數(shù)形式為[10]

    對于時溫轉(zhuǎn)換因子αT,當(dāng)Tref取20 ℃時,有c1=22.5,c2=353. 7。計算時取推進劑零應(yīng)力溫度60 ℃作為參考溫度。

    3 計算結(jié)果及分析

    3.1 藥柱的溫度場分布

    圖3和圖4分別為t=414 197 s 時(第5 天)上、下層貯運箱內(nèi)發(fā)動機溫度分布云圖,此時發(fā)動機處于升溫過程,藥柱外壁溫度高于星孔處溫度。此時刻上層發(fā)動機內(nèi)部溫度與下層相差較大,上層最高溫度為20.6 ℃,下層最高溫度為14.8 ℃,上、下層發(fā)動機低溫近似相同。其中A 點是885 號節(jié)點,位于藥柱頭部包覆套筒上,B 點是472 號節(jié)點,位于藥柱星尖處,C 點是780 號節(jié)點,位于藥柱與絕熱層粘結(jié)界面處,D 點是6 號節(jié)點,位于藥柱尾部星根處。

    圖3 t=414 197 s 時上層發(fā)動機溫度場

    圖4 t=414 197 s 時下層發(fā)動機溫度場

    圖5為上、下層貯運箱內(nèi)發(fā)動機關(guān)鍵點B、C、D 前10 d溫度變化情況,A 點和B 點的溫度相近,未在圖5 中繪制。從圖5 可看出,C 點溫度變化速率最快,這是因為C 點距殼體最近,傳熱最快;由于推進劑導(dǎo)熱系數(shù)小,傳熱延遲,B 點、D 點溫度峰值下降、相位滯后比較明顯。越靠近發(fā)動機星角,相對于環(huán)境溫度達(dá)到最大值的滯后時間越長。其中第5天上層B、C、D 點相對于環(huán)境溫度峰值的滯后時間分別為2.46 h、0.68 h、3.64 h;下層B、C、D 點相對于環(huán)境溫度的滯后時間分別為3.54 h、0.75 h、4.87 h。

    圖5 關(guān)鍵點溫度-時間曲線

    由圖3 和圖4 可知,環(huán)境溫度上升時,由于上層貯運箱內(nèi)溫度上升快、發(fā)動機傳熱延遲,上層發(fā)動機內(nèi)部溫度梯度較大,下層發(fā)動機內(nèi)部溫度相差較小。從圖5 可以看出,由于上層貯運箱內(nèi)環(huán)境溫度峰值較大、變化速率快(如第2 天、第5天),上層發(fā)動機關(guān)鍵點溫度變化較快,高溫時刻上、下層發(fā)動機關(guān)鍵點溫差較低溫時刻大;環(huán)境溫度較低且變化緩慢時(如第1 天、第7 天),上、下層發(fā)動機關(guān)鍵點溫度近似相同。

    3.2 藥柱的應(yīng)力分布

    由于藥柱材料導(dǎo)熱性差,在藥柱徑向方向產(chǎn)生了溫度差,且材料的膨脹系數(shù)不同,產(chǎn)生了熱應(yīng)力。圖6、圖7 分別為t=414 197 s 時上、下層貯運箱內(nèi)發(fā)動機應(yīng)力分布云圖,從圖中可看出,藥柱星尖處應(yīng)力最大,上層發(fā)動機最大熱應(yīng)力為0.166 MPa,下層發(fā)動機最大熱應(yīng)力為0.188 MPa,其他位置處應(yīng)力均小于0.1 MPa,星根處應(yīng)力幾乎為零。

    圖6 t=414 197 s 時上層發(fā)動機應(yīng)力場

    圖7 t=414 197 s 時下層發(fā)動機應(yīng)力場

    圖8為上、下層貯運箱內(nèi)發(fā)動機A、B、C 點前10 天應(yīng)力變化曲線,B 點應(yīng)力比A 點大約0.02 MPa,C 點應(yīng)力約為0.07 MPa,D 點應(yīng)力近似為零,未在圖中標(biāo)出。從圖8 可看出,由于發(fā)動機頭部采用開縫式包覆套筒、尾部有人工脫粘層,當(dāng)溫度變化時,藥柱的軸向應(yīng)力容易釋放,所以當(dāng)A 點和B 點溫度近似相同時,B 點的應(yīng)力反而較A 點大。藥柱內(nèi)的等效應(yīng)力最大處在藥柱星尖處,在溫度循環(huán)變化時,最大應(yīng)力隨時間變化而變化。下層發(fā)動機星尖處最大應(yīng)力為0.1931MPa,小于藥柱的最大抗拉強度,不會造成瞬時破壞。對比上、下層發(fā)動機關(guān)鍵點應(yīng)力可知,在環(huán)境溫度作用下,發(fā)動機內(nèi)部熱應(yīng)力分布相同,下層關(guān)鍵點熱應(yīng)力較上層關(guān)鍵點大,且變化緩慢。

    圖8 關(guān)鍵點應(yīng)力-時間曲線

    3.3 藥柱的累積損傷

    固體發(fā)動機藥柱在交變溫度載荷作用下,藥柱內(nèi)部會受到交變熱應(yīng)力的作用,交變熱應(yīng)力雖不足以對藥柱造成瞬時破壞,但在長期熱應(yīng)力作用下,會造成累積損傷,進而使藥柱內(nèi)表面產(chǎn)生宏觀裂紋,破壞藥柱結(jié)構(gòu)的完整性。

    根據(jù)應(yīng)力計算結(jié)果,利用式(3)求解關(guān)鍵點的損傷。圖9 為發(fā)動機藥柱關(guān)鍵點A、B 的累積損傷變化曲線,30 d 交變溫度載荷作用后,上層貯運箱內(nèi)發(fā)動機A、B 點的累積損傷分別為0.266 2%、0.971 8%,下層貯運箱內(nèi)發(fā)動機A、B 點的累積損傷分別為0.277 7%、1.021 9%。上、下層發(fā)動機C、D 點累積損傷近似為零,未在圖中標(biāo)出。

    圖9 關(guān)鍵點A、B 累積損傷曲線

    由上述計算結(jié)果可知,同一貯運箱內(nèi)發(fā)動機藥柱星尖處累積損傷最大,頭部次之,熱應(yīng)力對藥柱尾部星根處幾乎不造成損傷,即時溫轉(zhuǎn)換因子保持不變,熱應(yīng)力值越大造成的損傷越大。下層貯運箱內(nèi)發(fā)動機藥柱的累積損傷略大,上、下層發(fā)動機星尖處累積損傷差值比頭部包覆套筒處大,而熱應(yīng)力對上、下層貯運箱內(nèi)發(fā)動機藥柱造成的累積損傷相差不大(不超過5%)。

    艦載環(huán)境下,固體發(fā)動機藥柱還要受振動載荷作用,溫度作用引起的化學(xué)老化,綜合考慮各種因素對固體發(fā)動機藥柱的影響,分析藥柱的累積損傷,對固體發(fā)動機的設(shè)計和維護使用具有重要意義。

    4 結(jié)論

    1)在環(huán)境溫度作用下,固體發(fā)動機內(nèi)部產(chǎn)生交變熱應(yīng)力,藥柱星尖處應(yīng)力最大,藥柱星根處應(yīng)力最小,發(fā)動機尾部的人工脫粘層和頭部的包覆套筒能夠有效地釋放發(fā)動機軸向應(yīng)力,合理的發(fā)動機結(jié)構(gòu)可減小熱應(yīng)力造成的累積損傷。

    2)僅從溫度變化引起熱應(yīng)力產(chǎn)生的累積損傷看,短期內(nèi)熱應(yīng)力對上、下層導(dǎo)彈貯運箱內(nèi)的發(fā)動機藥柱造成的累積損傷相差不大,但上層貯運箱內(nèi)溫度高,引起的熱化學(xué)老化更大。

    [1]Kratzsch K A. Munitions Health Monitoring-Evaluation of Ammunition Load Data Gathered Under Operational Conditions[C]//RTO-MP-AVT-176-28.[S.l.]:[s.n.],2010.

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    [10]張旭東.熱帶海域艦載固體火箭發(fā)動機的貯存與壽命預(yù)估[D].煙臺:海軍航空工程學(xué)院,2006.

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