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        溫度沖擊試驗(yàn)對(duì)固體發(fā)動(dòng)機(jī)噴管堵蓋結(jié)構(gòu)影響的仿真分析

        2021-12-04 09:42:28鄧康清余小波朱雯娟
        宇航材料工藝 2021年5期
        關(guān)鍵詞:效應(yīng)發(fā)動(dòng)機(jī)影響

        鄧康清 李 穎 向 進(jìn) 余小波 朱雯娟

        (1 航天化學(xué)動(dòng)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(duì)固體發(fā)動(dòng)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(dòng)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(shí)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(dòng)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(gè)小部件,在發(fā)動(dòng)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(dòng)機(jī)的點(diǎn)火性能等。但在固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)時(shí)常常忽視了噴管堵蓋的設(shè)計(jì)和制造,造成加工時(shí)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(shí)粘接失效,堵蓋自動(dòng)飛了出去;或者貯存時(shí)堵蓋出現(xiàn)裂紋,影響發(fā)動(dòng)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(gè)飛行器報(bào)廢。因此,堵蓋設(shè)計(jì)是發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)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(jì)、材料的選擇和打開壓強(qiáng)的預(yù)測(cè)[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(dòng)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(guó)的X-43A[9]采用無拋出物式堵蓋;進(jìn)氣道出口堵蓋國(guó)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(duì)沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣道堵蓋碎塊運(yùn)動(dòng)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(dòng)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(dòng)機(jī)建壓速率對(duì)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(xiǎn)越大。鄧康清等[13]仿真分析了隔艙式雙脈沖固體發(fā)動(dòng)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(dòng)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(jì)算公式,建立了結(jié)構(gòu)尺寸和預(yù)測(cè)打開壓強(qiáng)的定量關(guān)系,并預(yù)測(cè)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(bào)道,但對(duì)長(zhǎng)期貯存過程中堵蓋結(jié)構(gòu)的變化和環(huán)境試驗(yàn)對(duì)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(dòng)機(jī)噴管堵蓋在溫度沖擊試驗(yàn)整個(gè)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(duì)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(dòng)機(jī)溫度沖擊試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證,擬為發(fā)動(dòng)機(jī)噴管堵蓋的設(shè)計(jì)提供依據(jù)和參考。

        1 計(jì)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?jiǎng)澐?,典型?jì)算規(guī)模為14 713個(gè)節(jié)點(diǎn),5 051個(gè)單元。網(wǎng)格劃分結(jié)果見圖1。

        圖1 固體發(fā)動(dòng)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(dòng)機(jī)是一個(gè)密閉系統(tǒng),溫度沖擊載荷均勻加載在發(fā)動(dòng)機(jī)殼體外表面。在分析噴管的溫度沖擊作用時(shí),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(dòng)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(dòng)機(jī),9 min內(nèi)(含恒溫箱達(dá)到預(yù)定溫度范圍時(shí)間,下同)放入-50℃恒溫箱中恒溫24 h;再取出發(fā)動(dòng)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(duì)發(fā)動(dòng)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(gè)溫度沖擊載荷下發(fā)動(dòng)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(dòng)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(dòng)機(jī)堵蓋以10 ℃∕h 均勻升溫、190 800 s(53 h)發(fā)動(dòng)機(jī)堵蓋由70 ℃降為-50℃、277 200 s(77 h)發(fā)動(dòng)機(jī)堵蓋由-50℃升為70 ℃的三個(gè)典型時(shí)刻的溫度云圖,與圖3的結(jié)果是一致的。

        圖4 三個(gè)典型時(shí)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(shí)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(shí)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(shí)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(dòng)機(jī)堵蓋在+20 ℃常溫時(shí),應(yīng)力應(yīng)變最小,+70 ℃高溫居中,低溫-50℃時(shí)的應(yīng)力和應(yīng)變值最大,體現(xiàn)了堵蓋受力最惡劣時(shí)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(shí)間為248 400 s(69 h)時(shí)噴管堵蓋的應(yīng)力應(yīng)變?cè)茍D。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(shí),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(shí)間為248 400 s(69 h)時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)堵蓋的應(yīng)力應(yīng)變?cè)茍DFig.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(shí)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(dòng)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(shí),密封件EP 的彈性模量EEP對(duì)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(shì);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(shì),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(duì)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(duì)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(shí),密封件EP 的線脹系數(shù)對(duì)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(gè)最佳匹配線脹系數(shù);(b)同樣,EP 的線脹系數(shù)對(duì)殼體GFM 的應(yīng)力應(yīng)變無影響。

        圖8 EP的線脹系數(shù)對(duì)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(shí),EP密封件成型溫度對(duì)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(duì)GFM殼體的應(yīng)力影響最大(圖9中直線斜率最大),對(duì)鋁合金支撐件的影響次之,對(duì)EP密封件影響最??;EP密封件成型溫度對(duì)EP密封件的應(yīng)變影響最大(圖9中直線斜率最大),對(duì)GFM殼體應(yīng)變的影響次之,對(duì)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(duì)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(duì)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(duì)GFM 殼體的應(yīng)力應(yīng)變均無影響??紤]到溫度沖擊時(shí),應(yīng)力應(yīng)變?cè)叫?duì)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(duì)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(jì)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(shí)(此時(shí)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(shí)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(duì)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(dòng)機(jī)溫度沖擊驗(yàn)證試驗(yàn)

        用真實(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)按溫度沖擊試驗(yàn)方法進(jìn)行了實(shí)驗(yàn),發(fā)動(dòng)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(dòng)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(zhǎng)率2.3%。因此,預(yù)估經(jīng)歷溫度沖擊試驗(yàn)后堵蓋不會(huì)發(fā)生結(jié)構(gòu)破壞。實(shí)際EP1發(fā)動(dòng)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(dòng)機(jī)高低常溫試車也正常[圖12(c)]。同時(shí),用本文方法預(yù)估的該發(fā)動(dòng)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(zhǎng)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(dòng)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(dòng)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(jì)算,分析了一種發(fā)動(dòng)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(gè)過程的溫差最大,達(dá)到46 ℃;

        (2)發(fā)動(dòng)機(jī)堵蓋在常溫+20 ℃時(shí),應(yīng)力應(yīng)變最小,高溫+70 ℃居中,低溫-50℃時(shí)的應(yīng)力和應(yīng)變值最大,體現(xiàn)了堵蓋受力最惡劣時(shí)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(shí),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(dòng)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(dòng)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。

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