劉洪超，富婷婷，王春光，滑利輝，姚 東

(1.第二炮兵工程大學(xué)，西安 710025;2.中國航天科技集團(tuán)公司四院四十一所，西安 710025)

0 引言

雙脈沖發(fā)動機(jī)作為一種先進(jìn)動力系統(tǒng)，具有雙射程攻擊能力、殺傷區(qū)域大、機(jī)動性好、不可逃逸區(qū)大等特點(diǎn)，國內(nèi)外均重視雙脈沖發(fā)動機(jī)的技術(shù)研究［1－3］。隔離裝置是脈沖發(fā)動機(jī)的核心部件，根據(jù)隔離裝置承力情況又可將脈沖發(fā)動機(jī)分為隔板式(隔艙)脈沖發(fā)動機(jī)和隔層式脈沖發(fā)動機(jī)，隔層常用結(jié)構(gòu)形式有軸向隔層和徑向隔層［4－8］。

某型號雙脈沖發(fā)動機(jī)采用軸向隔層式隔離裝置，Ⅰ脈沖發(fā)動機(jī)設(shè)計最大工作壓強(qiáng)為13.0 MPa，Ⅰ、Ⅱ脈沖發(fā)動機(jī)聯(lián)合地面熱試車時，出現(xiàn)了Ⅰ脈沖點(diǎn)火后0.5 s左右發(fā)動機(jī)爆破。為分析故障原因，對Ⅰ脈沖燃燒室快速建壓過程中隔層變形情況進(jìn)行了有限元仿真計算。由于算法限制，Ⅰ脈沖壓強(qiáng)在1.5 MPa后，程序無法收斂。因此，僅計算到Ⅰ脈沖壓強(qiáng)為1.5 MPa。此外，為驗證有限元計算的正確性，進(jìn)行了Ⅰ脈沖燃燒室的快速充壓試驗。由于安全性的原因，Ⅰ脈沖燃燒室充壓壓強(qiáng)最大到5 MPa。有限元計算和快速充壓試驗結(jié)果均表明，因Ⅱ脈沖燃燒室較長，在Ⅰ脈沖燃燒室快速建壓過程中隔層變形嚴(yán)重。雖然有限元計算和快速充壓試驗中加載壓強(qiáng)并未達(dá)到Ⅰ脈沖發(fā)動機(jī)設(shè)計最大工作壓強(qiáng)，但獲得了在Ⅰ脈沖燃燒室快速建壓過程中隔層變形趨勢，對故障定位起到了決定作用。

目前，國內(nèi)對雙脈沖發(fā)動機(jī)的研究單位較多，也獲得了一定的研究成果，但真正應(yīng)用到型號上的雙脈沖發(fā)動機(jī)還較少。本文主要介紹某型號雙脈沖發(fā)動機(jī)的隔層變形研究成果，特別是Ⅰ脈沖燃燒室快速充壓試驗，在國內(nèi)也是一個創(chuàng)新，希望本文研究成果能為國內(nèi)雙脈沖發(fā)動機(jī)的研究提供一定的技術(shù)參考。

1 某雙脈沖發(fā)動機(jī)的基本情況

某雙脈沖發(fā)動機(jī)直徑 φ180 mm，發(fā)動機(jī)長度1 350 mm。Ⅰ脈沖燃燒室采用翼柱型內(nèi)孔燃燒藥型，設(shè)計最大工作壓強(qiáng)13.0 MPa，藥柱長度300 mm;Ⅱ脈沖燃燒室采用端面燃燒藥型，藥柱長度約730 mm，采用長人工脫粘結(jié)構(gòu)，其中人工脫粘層長度為660 mm。采用軸向隔層式隔離裝置，隔層結(jié)構(gòu)示意見圖1。

2 隔層變形的有限元計算分析

2.1 有限元模型

對Ⅰ脈沖燃燒室點(diǎn)火建壓過程中Ⅱ脈沖藥柱和隔層變形進(jìn)行了有限元計算。為簡化計算，直接在ABAQUS有限元計算軟件中進(jìn)行二維實體建模。首先，將AutoCAD中的二維圖形導(dǎo)入到ABAQUS中;然后，在ABAQUS中旋轉(zhuǎn)二維圖形，即可得到二維軸對稱有限元模型。Ⅱ脈沖燃燒室和隔層的有限元模型見圖2。

2.2 材料參數(shù)

有限元計算時，輸入?yún)?shù)選取原則:

(1)Ⅱ脈沖推進(jìn)劑模量參考實測點(diǎn)火壓強(qiáng)曲線和主曲線，取4 MPa;

(2)人工脫粘層間隙根據(jù)Ⅱ脈沖燃燒室CT探傷結(jié)果，取 1.0 mm;

(3)施加在隔層上的壓強(qiáng)?、衩}沖燃燒室地面熱試車時的實測壓強(qiáng)，見圖3。

2.3 網(wǎng)格劃分

利用ABAQUS強(qiáng)大的網(wǎng)格劃分能力，得到較好的網(wǎng)格劃分結(jié)果，整體網(wǎng)格以及局部網(wǎng)格劃分情況如圖4所示。單元總數(shù)為12 500個，單元類型為CAX4H。

2.4 計算結(jié)果分析

為了準(zhǔn)確獲得隔層變形規(guī)律，選取了4個典型觀測點(diǎn)，見圖5(a)。通過有限元計算，獲得了軸向隔層變形情況以及Ⅱ脈沖藥柱的變形過程，見圖5(b)～(f)。由圖5(a)可知，盡管分析采用的是線彈性模型，但由于在端部、人工脫粘間隙兩側(cè)等部位存在隔層、藥柱、絕熱層之間復(fù)雜的接觸關(guān)系，結(jié)構(gòu)邊界的非線性導(dǎo)致圖5(b)所示的位移－載荷曲線為非線性。

從Ⅱ脈沖藥柱的變形來看，由于推進(jìn)劑近似不可壓，端部受壓后的軸向下沉，主要是藥柱徑向膨脹、逐步填充人工脫粘間隙以及藥柱端面外緣縫隙的過程。但端面的下沉并不會隨載荷的增加繼續(xù)發(fā)展:原有的間隙空間有限，藥柱也不可能將所有的間隙完全填充;而且隨著人工脫粘間隙的填充，I脈沖作用在隔層上的壓強(qiáng)將通過藥柱/人脫蓋層/絕熱層的傳遞，逐步分散至筒段殼體，藥柱的局部變形演變?yōu)闅んw尤其是筒段殼體的膨脹，端面下沉?xí)饾u減緩，具體分2個階段。

(1)I階段。以人工脫粘間隙、藥柱端面外緣間隙等的填充為主，伴隨有藥柱損傷的生成;藥柱、人工脫粘蓋層、絕熱層之間復(fù)雜接觸關(guān)系的改變，以及殼體承壓區(qū)域逐步向開口擴(kuò)展，都會影響下沉量的變化規(guī)律;這一階段藥柱下沉明顯，殼體外擴(kuò)區(qū)域增加。

(2)II階段。人工脫粘間隙、藥柱端面外緣間隙等的填充基本結(jié)束，接觸關(guān)系穩(wěn)定，殼體承壓區(qū)域擴(kuò)展至隔層附近，藥柱局部區(qū)域的損傷進(jìn)一步累積;藥柱下沉主要來源于殼體整體的外擴(kuò)，增加緩慢。

圖6(a)給出了典型的端面位移與壓強(qiáng)的關(guān)系示意圖。圖6(b)為殼體外壁上選取的3個觀察點(diǎn)，圖6(c)為殼體徑向位移隨載荷的變化:加載初期，靠近前封頭人脫部位A點(diǎn)的位移要比B、C點(diǎn)大，這是筒段人脫縫兩側(cè)的接觸關(guān)系逐步建立的過程;載荷達(dá)到0.4～0.6 MPa時，筒段外擴(kuò)明顯。0.4～0.6 MPa的“臨界”載荷，正好與圖5(b)中曲線的轉(zhuǎn)折段吻合。

根據(jù)有限元計算結(jié)果，施加壓強(qiáng)載荷為1.5 MPa時，隔層的最大位移為27.8 mm，人脫間隙填充72%左右。由于算法限制，施加壓強(qiáng)載荷在1.5 MPa后，程序無法收斂。依據(jù)1.5 MPa前不同施加壓強(qiáng)載荷下的有限元計算結(jié)果，認(rèn)為在Ⅱ脈沖燃燒室人工脫粘間隙未填滿之前，隔層最大位移與填充比例基本成正比。按數(shù)據(jù)估算，Ⅱ脈沖燃燒室人工脫粘間隙填滿時，隔層最大位移約41 mm。根據(jù)1.5 MPa前不同施加壓強(qiáng)載荷下的有限元計算結(jié)果，外推出Ⅱ脈沖燃燒室人工脫粘間隙填滿時，施壓壓強(qiáng)載荷與隔層最大位移之間的對應(yīng)關(guān)系，擬合關(guān)系式為

式中 y為施加壓強(qiáng)載荷，MPa;x為隔層最大位移，mm;A0、x0、y0是固定值，y0=0.011 16，A0=0.059 44，x0= －0.234 45;該關(guān)系式的相關(guān)性為 0.994 47。

根據(jù)關(guān)系式，外推出Ⅱ脈沖燃燒室人工脫粘間隙(初始間隙)填滿時，對應(yīng)的壓強(qiáng)載荷約4.3 MPa。

3 快速充壓試驗

為獲得Ⅰ脈沖燃燒室快速建壓過程中隔層變形狀態(tài)，用全尺寸假藥發(fā)動機(jī)進(jìn)行了Ⅰ脈沖燃燒室快速充壓試驗。

3.1 試驗裝置

發(fā)動機(jī)快速充壓試驗系統(tǒng)示意圖見圖7。主要有發(fā)動機(jī)、X射線實時成像系統(tǒng)、高壓充氣系統(tǒng)及氣瓶組成。其中，高壓充氣系統(tǒng)由匯流排、過濾器、膠管、充氣電磁閥、放氣電磁閥、系統(tǒng)排氣電磁閥、控制系統(tǒng)等組成;發(fā)動機(jī)放置在試驗架上，通過前裙與試驗臺固定架進(jìn)行連接固定。試驗過程中，發(fā)動機(jī)水平放置，X射線探傷器對準(zhǔn)需實時成像的發(fā)動機(jī)部位。

3.2 試驗狀態(tài)

共進(jìn)行了2次快速充壓試驗，充氣壓強(qiáng)設(shè)計值分別是1.5 MPa和 5.0 MPa。試驗流程為 0 MPa→1.5 MPa或5.0 MPa(穩(wěn)壓5 s)→0 MPa。試驗中，觀察 X射線實時成像中隔層及其附近的變形情況。第1次快速充壓試驗完畢后，對隔層狀態(tài)進(jìn)行檢查，然后再進(jìn)行第2次快速充壓試驗。

3.3 試驗結(jié)果

正式試驗前，采用試驗容器進(jìn)行了多次快速充壓模擬試驗，目的是檢驗系統(tǒng)和設(shè)備運(yùn)行情況，并進(jìn)行參數(shù)調(diào)整，特別是使建壓速率和泄壓速率盡量接近真實發(fā)動機(jī)。試驗過程中，隔層變形情況及I、II脈沖壓強(qiáng)曲線見圖8和圖9，試驗結(jié)果見表1。

3.4 試驗結(jié)果分析

由I、II脈沖燃燒室壓強(qiáng)曲線可知，I脈沖壓強(qiáng)明顯要高于II脈沖壓強(qiáng)，說明隔層在I脈沖快速充壓下沒有破壞。快速充壓試驗后，將I、II脈沖燃燒室分解，對隔層狀態(tài)進(jìn)行外觀檢查，隔層完好，隔層粘接面沒有撕裂，表明隔層經(jīng)過常溫、5.44 MPa快速充壓試驗后仍保持完好，但快速充壓試驗的X射線錄像可看出，5.44 MPa時隔層變形很大，隔層最大位移為45 mm。

由圖9可看出，第2次快速充壓試驗的II脈沖壓強(qiáng)較第1次快速充壓試驗的II脈沖壓強(qiáng)較高，原因可能是第2次快速充壓試驗的充氣壓強(qiáng)較高，致使II脈沖燃燒室空氣急劇壓縮，壓強(qiáng)迅速增加所致。由圖9(b)也可看出，II脈沖壓強(qiáng)仍有持續(xù)增大的趨勢。一方面，可能是II脈沖藥柱還沒有被完全壓縮;另一方面，可能是由于穩(wěn)壓時間較短，I、II脈沖燃燒室壓強(qiáng)來不及達(dá)到平衡。

由表1可知，快速充壓試驗結(jié)果與有限元計算結(jié)果及外推結(jié)果較吻合，較真實地反映了在I脈沖燃燒室點(diǎn)火建壓過程中隔層和II脈沖藥柱的變形情況。

表1 快速充壓試驗結(jié)果Table 1 The results of speed punching test

4 結(jié)論

(1)快速充壓試驗結(jié)果和有限元仿真計算結(jié)果吻合較好;兩者均表明，采用軸向隔層式隔離裝置的雙脈沖發(fā)動機(jī)，若Ⅱ脈沖端面燃燒藥柱長度較長，在I脈沖燃燒室點(diǎn)火建壓過程中隔層變形就較大。

(2)Ⅰ脈沖燃燒室快速充壓試驗較真實地反映了I脈沖燃燒室點(diǎn)火建壓過程中隔層和II脈沖藥柱的變形情況，可將該試驗用作隔離裝置設(shè)計的一種單項驗證試驗。

［1］Stadler L J，Hoffmann S，Niedermaier H，et al.Testing and verification of the LFK－NG dual pulse motor［R］.AIAA 2006－4765.

［2］Naumann K W，Stadler L.Double－pulse solid rocket motor technology—applications and technical solutions［R］.AIAA 2010－6754.

［3］Stadler L J，Huber J，F(xiàn)riedemann D，et al.The double pulse motor demonstrator MSA［R］.AIAA 2010－6755.

［4］Trouillot P，Audri D，Roziere J M，et al.Design of internal thermal insulation and structures for the LFK－NG double pulse motors［R］.AIAA 2006－4763.

［5］Hacker A，Sting R，Niedemmaier H，et al.The safety and delay device for the LFK－NG double－pulse motor［R］.AIAA 2006－4764.

［6］Stadler L，Hoffmann A，Niedermiaer H，et al.Testing and verification of the LFK－NG double－pulse motor［R］.AIAA 2006－4765.

［7］Stadler L J，Hoffmann S，Niedermaier H，et al.Testing and verification of the LFK－NG dual pulse motor［R］.AIAA 2006－4766.

［8］葉定友，王敬超.固體發(fā)動機(jī)多次起動技術(shù)及其應(yīng)用［J］.推進(jìn)技術(shù)，1989，10(1):32－34.