劉 凱，郜 婕，韓 翔，楊夢怡，張鎮(zhèn)國*，王光煜

(1.中國航天科技集團(tuán)有限公司四院四十一所，燃燒、流動(dòng)和熱結(jié)構(gòu)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710025；2.中國航天科技集團(tuán)有限公司四院四十七所，西安 710025)

0 引言

近年來，導(dǎo)彈武器系統(tǒng)對發(fā)動(dòng)機(jī)裝填分?jǐn)?shù)要求越來越高，從而引起燃燒室藥柱及界面的熱應(yīng)力應(yīng)變大幅增加，降低了發(fā)動(dòng)機(jī)在貯存與使用中的安全系數(shù)。而在藥柱澆注成型中采用加壓固化工藝，能夠有效降低燃燒室熱應(yīng)力應(yīng)變，同時(shí)推進(jìn)劑力學(xué)性能基本不變，可以在一定程度上提高發(fā)動(dòng)機(jī)安全系數(shù)，使高裝填發(fā)動(dòng)機(jī)成功應(yīng)用于型號研制。

國外在20世紀(jì)70、80年代已針對燃燒室加壓固化工藝開展了相應(yīng)的研究，并成功應(yīng)用于型號研制與生產(chǎn)，有效提高發(fā)動(dòng)機(jī)的質(zhì)量比。美國星48發(fā)動(dòng)機(jī)、CSD航天發(fā)動(dòng)機(jī)、三叉戟I、三叉戟II導(dǎo)彈發(fā)動(dòng)機(jī)以及日本“繆-5”(M-5)運(yùn)載火箭第三級發(fā)動(dòng)機(jī)等均采用了加壓固化工藝。在加壓固化技術(shù)仿真與試驗(yàn)方面，1972年DAVID針對固體推進(jìn)劑粘彈特性對固化壓力的影響進(jìn)行了分析。NASA固體推進(jìn)劑裝藥統(tǒng)一設(shè)計(jì)準(zhǔn)則中，涉及到加壓固化的計(jì)算方法。法國的Alain Davenas以圖示形式，更加直觀、清晰地闡述了加壓固化的原理。日本的ARAI K J通過A、B兩個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)，對比了直接法和膠膜法兩種加壓固化方法對推進(jìn)劑力學(xué)性能的影響。

國內(nèi)相關(guān)研究報(bào)道較少。宗陸航等基于加壓固化的基本原理，提出了一種兩步分析法的加壓固化有限元分析方法。劉仔等建立了考慮復(fù)合材料殼體各向異性、封頭變形及藥柱脫模等因素的加壓固化壓力計(jì)算公式。以上研究大多是針對加壓固化方法以及該工藝對推進(jìn)劑性能影響，但加壓固化并不適用于所有發(fā)動(dòng)機(jī)，已有研究均未對加壓固化工藝的適用范圍以及對藥柱結(jié)構(gòu)安全系數(shù)的影響進(jìn)行深入分析。

本文基于加壓固化基本理論結(jié)合有限元仿真，分析了加壓固化的適用范圍以及加壓固化對藥柱結(jié)構(gòu)安全系數(shù)提高的作用，并采用全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)裝藥過程殼體變形監(jiān)測及藥柱變形測量的方法進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。

1 加壓固化原理

固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱加壓固化原理：在固化時(shí)通過對推進(jìn)劑藥漿加壓，使發(fā)動(dòng)機(jī)殼體產(chǎn)生彈性膨脹變形。在推進(jìn)劑固化成型后進(jìn)行降溫，此時(shí)卸載所施加的壓力，殼體變形回彈至無壓力狀態(tài)，而藥柱由于溫度的載荷作用產(chǎn)生收縮變形。當(dāng)殼體回彈變形體積與藥柱收縮體積相等時(shí)，熱應(yīng)力被完全抵消,即

=

(1)

式中為藥柱由于冷卻收縮產(chǎn)生的體積變化；為加壓后殼體的體積變化量。

利用圓管型發(fā)動(dòng)機(jī)，可獲得加壓壓力與殼體、裝藥參數(shù)以及溫度載荷間的關(guān)系：

(2)

式中為完全消除熱應(yīng)力所需施加的壓力；為推進(jìn)劑的線膨脹系數(shù)；Δ為溫度變化量；為殼體強(qiáng)度；為殼體彈性模量；為藥柱外徑與內(nèi)徑之比；為殼體爆破壓強(qiáng)。

由式(2)可見：

(1)在殼體與裝藥設(shè)計(jì)狀態(tài)一定的情況下，熱載荷Δ越大，完全消除熱應(yīng)力所需要施加的壓力越大；

(2)熱載荷相同，裝藥設(shè)計(jì)狀態(tài)(即數(shù))一定，殼體爆破壓強(qiáng)越大，所需施加的壓力越大；

(3)熱載荷相同，殼體設(shè)計(jì)狀態(tài)一定，裝藥數(shù)越大，所需施加的壓力越大。

2 加壓固化對藥柱結(jié)構(gòu)完整性的影響分析

2.1 加壓固化對熱載荷下應(yīng)變響應(yīng)的影響

為直觀體現(xiàn)加壓固化對降低熱應(yīng)力應(yīng)變的作用，以某1000 mm的復(fù)合材料殼體發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室(見圖1)為例，采用兩步分析法開展熱載荷下常壓固化與加壓固化下的有限元分析。發(fā)動(dòng)機(jī)長徑比為1.2，藥柱數(shù)為5.5，推進(jìn)劑固化溫度50 ℃，使用環(huán)境溫度10 ℃，加壓固化壓力2 MPa。

圖1 燃燒室三維模型Fig.1 3D model of the chamber

材料參數(shù)見表1和表2。圖2為常壓固化與加壓固化下藥柱的VonMises應(yīng)變云圖。常壓與加壓固化下藥柱典型部位VonMises應(yīng)變對比見表3，表中同時(shí)給出了加壓固化后各部位應(yīng)力應(yīng)變較常壓固化降低的幅值。

表1 材料參數(shù)Table 1 Material parameters

表2 復(fù)合材料殼體參數(shù)Table 2 Material parameters of the composite case

由圖2及表3可見：

表3 藥柱典型部位VonMises應(yīng)變對比Table 3 Comparison of VonMises strain in typical parts of the grains

(1)加壓固化不改變藥柱高應(yīng)力部位與應(yīng)力分布規(guī)律；

(2)采用加壓固化后，發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱的應(yīng)力應(yīng)變水平明顯降低；

(3)加壓固化后，各部位應(yīng)變降低的幅值并不相同。受加壓固化影響比較大的部位，一般為壓力載荷作用下殼體變形相對較大的位置所對應(yīng)的藥柱部位。如后開口藥柱界面降低幅值最大，其原因?yàn)闅んw在壓力作用下后封頭位移較大，卸載后回彈變形大，從而對開口處界面應(yīng)變影響較大。

(a)Normal pressure curing (b)Pressure curing圖2 常壓、加壓固化下藥柱應(yīng)變云圖Fig.2 Strain contours of the grains under normal pressure curing and pressure curing

2.2 加壓固化對藥柱及界面安全系數(shù)的影響

熱載荷在發(fā)動(dòng)機(jī)貯存期內(nèi)始終存在，在進(jìn)行熱載荷下的安全系數(shù)評估時(shí)，一般采用載荷長時(shí)間作用下的推進(jìn)劑及粘接界面力學(xué)性能作為極限值。本次計(jì)算時(shí)，藥柱內(nèi)孔采用40%伸長率作為極限性能，藥柱界面采用0.20 MPa粘接強(qiáng)度作為極限性能。則常壓固化與加壓固化下藥柱典型部位的安全系數(shù)對比見表4。

表4 藥柱典型部位的安全系數(shù)對比情況Table 4 Comparison of safety factor in typical parts of the grains

由表4對比結(jié)果可見，后翼槽內(nèi)側(cè)坡臺(tái)處安全系數(shù)最低，在未采用加壓固化時(shí)，其安全系數(shù)已低于2.0。發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)，溫度載荷與內(nèi)壓載荷疊加，此時(shí)安全系數(shù)會(huì)進(jìn)一步降低。以該部位為例，兩種載荷疊加下，常壓固化與加壓固化下的安全系數(shù)分別為1.2與1.7。常壓固化下疊加安全系數(shù)已低于1.5，在發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中，該部位極易發(fā)生破壞。

由上述分析可見，采用加壓固化工藝，可以大大提高燃燒室藥柱及界面在熱載荷下的安全系數(shù)，進(jìn)而提高疊加載荷下的安全系數(shù)。

3 加壓固化實(shí)施效果的試驗(yàn)驗(yàn)證

熱載荷作用下，藥柱產(chǎn)生收縮變形，其內(nèi)徑產(chǎn)生徑向擴(kuò)張，人工脫粘縫隙變大。而在加壓固化下，內(nèi)孔徑向位移與人工脫粘縫隙均變小。通過對比兩者的差異，可以驗(yàn)證加壓固化實(shí)際產(chǎn)生的效果。

加壓固化工藝下，藥柱內(nèi)孔在溫度載荷下產(chǎn)生的收縮變形會(huì)被殼體回彈抵消一部分，使得內(nèi)孔徑向位移、人工脫粘縫隙寬度均小于常壓固化的情況。圖3為加壓固化與常壓固化下藥柱徑向位移對比圖。

藥柱相同部位位移計(jì)算結(jié)果及實(shí)測結(jié)果對比見表5。表中數(shù)據(jù)均為與設(shè)計(jì)值的比值百分?jǐn)?shù)，數(shù)值越接近100%，表明變形越小。對比表5中數(shù)據(jù)可見，采用2 MPa加壓固化下的藥柱不同部位尺寸與實(shí)測結(jié)果基本相同，均接近裝藥設(shè)計(jì)值，表明由固化降溫載荷引起的藥柱變形絕大部分已被殼體回彈變形抵消，從而降低了藥柱的熱應(yīng)力應(yīng)變。而常壓固化的藥柱由于降溫收縮，產(chǎn)生了較大的變形。

(a)Pressure curing (b)Normal pressure curing圖3 加壓、常壓固化下藥柱徑向位移云圖Fig.3 Radial displacement contours of the grain under pressure curing and normal pressure curing

表5 藥柱相同部位的位移對比情況Table 5 Comparison of the displacement of the same part of the grain

以上試驗(yàn)驗(yàn)證了采用加壓固化工藝能夠有效降低溫度載荷下的藥柱變形，進(jìn)而降低藥柱及界面的應(yīng)力應(yīng)變。

4 加壓固化的適用性分析

4.1 對不同藥型結(jié)構(gòu)的適用性分析

宗陸航等已經(jīng)分析了殼體材料對加壓固化效果的影響，得到的結(jié)論為殼體剛度越小，加壓固化效果越好。因此，鋼殼體的燃燒室采用加壓固化工藝所能降低的藥柱應(yīng)力應(yīng)變水平有限，復(fù)合材料殼體燃燒室更適合采用加壓固化工藝。

本文從藥型結(jié)構(gòu)及推進(jìn)劑性能參數(shù)方面分析加壓固化工藝的適應(yīng)性。以常見的三種裝藥結(jié)構(gòu)為例：端面燃燒滿裝填藥型、前后人脫+翼柱型藥型以及雙環(huán)槽藥型結(jié)構(gòu)。三種藥型結(jié)構(gòu)直徑、長徑比、殼體厚度以及材料均相同。采用兩步分析法進(jìn)行2 MPa加壓固化下的仿真分析，三種藥型高應(yīng)力集中部位的應(yīng)力應(yīng)變降低幅值見表6。三種藥型結(jié)構(gòu)的燃燒室加壓固化后，藥柱VonMises應(yīng)變分布云圖見圖4。

由表6計(jì)算結(jié)果可見，對于有內(nèi)孔的翼柱型裝藥結(jié)構(gòu)及雙環(huán)槽裝藥結(jié)構(gòu)，相同條件下，加壓固化所產(chǎn)生的降低應(yīng)力應(yīng)變的效果基本相當(dāng)；而對于端面燃燒滿裝填藥型結(jié)構(gòu)，加壓固化效果略差一些。

表6 不同藥型結(jié)構(gòu)加壓固化效果對比Table 6 Effect contrast of the pressure curing of grains with different structures

4.2 對不同材料參數(shù)的推進(jìn)劑適用性分析

以翼柱型裝藥結(jié)構(gòu)為例，分別對推進(jìn)劑的模量和線膨脹系數(shù)對加壓固化的效果進(jìn)行影響分析，可獲得加壓固化下藥柱中孔應(yīng)變降低幅值見表7。

由表7中推進(jìn)劑不同參數(shù)下的計(jì)算結(jié)果可見，推進(jìn)劑模量對加壓固化降低藥柱應(yīng)力應(yīng)變的效果基本無影響，而線膨脹系數(shù)對該工藝的效果影響較大。線膨脹系數(shù)越大，由溫度載荷引起的藥柱收縮越大，加壓固化下所能抵消的熱應(yīng)力應(yīng)變比例越低，若想通過加壓固化較大幅度的降低應(yīng)力應(yīng)變，則應(yīng)施加更大的壓力。

(a)End-burning grain

表7 不同材料參數(shù)加壓固化效果對比Table 7 Effect contrast of the pressure curing of grains with different material parameters

5 結(jié)論

(1)加壓固化對藥柱結(jié)構(gòu)完整性的影響仿真分析與試驗(yàn)驗(yàn)證表明，燃燒室加壓固化工藝可以有效降低熱載荷下藥柱及界面的應(yīng)力、應(yīng)變，降低幅值一般不小于30%；加壓固化可以有效提高藥柱及界面在熱載荷下的安全系數(shù)，進(jìn)而提高疊加載荷下的安全系數(shù)。

(2)在加壓固化應(yīng)用方面，由于其所產(chǎn)生的效果受藥型結(jié)構(gòu)、推進(jìn)劑性能、殼體壁厚等影響，可根據(jù)具體結(jié)構(gòu)參數(shù)與材料參數(shù)確定合適的固化壓力。