劉道坤，紀曉婷，凌 晟，薛牧遙，李修明

(上海航天動力技術(shù)研究所， 上海 201109)

1 引言

目前高超聲速導(dǎo)彈技術(shù)已歷經(jīng)近30年的發(fā)展，在相關(guān)方面也取得了重大的突破和成就。高超聲速導(dǎo)彈根據(jù)動力來源可分為助推滑翔式和吸氣式2種類型[1]，其中助推滑翔式高超聲速導(dǎo)彈由于其技術(shù)實現(xiàn)難度相對較低且具有作戰(zhàn)應(yīng)用前景廣泛等特點而備受諸多國家的重視。同時這種助推滑翔式導(dǎo)彈也因為速度過快，外部熱流溫度較高而存在復(fù)雜的尾流熱效應(yīng)。在級間分離時，作為二級推進動力的固體火箭發(fā)動機尾噴管堵蓋則直接暴露在高溫尾流熱環(huán)境中。尾噴管堵蓋是固體火箭發(fā)動機的關(guān)鍵部件之一，一般通過各種膠粘劑膠接固定在尾噴管喉部或擴張段表面，主要作用是避免固體火箭發(fā)動機藥柱以及點火器(或點火藥盒)受熱受潮，確保發(fā)動機在儲存和戰(zhàn)備掛飛時能夠正常工作。此外固體火箭發(fā)動機尾噴管堵蓋的另一個重要作用就是確保在發(fā)動機點火瞬間，能夠使燃燒室壓強迅速建立，從而縮短點火延遲時間，保證發(fā)動機正常點火。若尾噴管堵蓋耐熱性較差，則有可能在級間分離時受熱失效，使得噴管堵蓋打開壓強過低，易造成點火延遲時間增加、點火藥能量損失增大或點火失敗等問題，嚴重時可能會出現(xiàn)發(fā)動機熄火停車的現(xiàn)象。

耐高溫尾噴管堵蓋在導(dǎo)彈工作過程中能否保持其功能性能不變，是高超聲速滑翔式導(dǎo)彈實現(xiàn)二級發(fā)動機成功轉(zhuǎn)級的關(guān)鍵環(huán)節(jié)。國外對耐高溫尾噴管堵蓋已有很深入的研究，部分研究成果已進入工程化應(yīng)用或戰(zhàn)備服役階段。目前，在固體火箭發(fā)動機尾噴管堵蓋實際工程應(yīng)用中，國內(nèi)學(xué)者對尾噴管堵蓋的材料選擇、結(jié)構(gòu)強度設(shè)計以及結(jié)構(gòu)優(yōu)化等方面開展了許多研究，堵蓋選材方面主要有金屬材料[2-3]、復(fù)合材料[4]、橡膠[5]及硬質(zhì)泡沫[6]等。湖北航天化學(xué)技術(shù)研究所的向進等[7]對目前國內(nèi)外各型固體火箭發(fā)動機尾噴管堵蓋的工程化應(yīng)用做了較為詳細的闡述。航天六院41所的劉國斌等[8]對鋁堵蓋的打開開展了靜力有限元數(shù)值模擬及試驗研究。航天八院806所的張猛等[9]對橡膠堵蓋進行了仿真及試驗研究，此外周磊等[10]針對整體式固體火箭沖壓發(fā)動機所采用的尾噴管堵蓋進行了對比優(yōu)化設(shè)計，并采用有限元方法，得到了不同方案下的堵蓋應(yīng)力分布，進而判斷其結(jié)構(gòu)強度。但是以上研究都沒有對尾噴管堵蓋在外界高溫環(huán)境條件下的力學(xué)特性以及熱效應(yīng)進行探索研究。本文將基于某型導(dǎo)彈飛行試驗任務(wù)剖面，提出一種新型固體火箭發(fā)動機耐高溫尾噴管復(fù)合堵蓋設(shè)計，并對該新型尾噴管復(fù)合堵蓋在高溫長時間(400 ℃、持續(xù)時間4 s)工況下的力學(xué)特性以及耐熱性進行數(shù)值模擬研究。

2 復(fù)合堵蓋設(shè)計

2.1 任務(wù)剖面分析

根據(jù)某型導(dǎo)彈飛行試驗任務(wù)剖面及固體火箭發(fā)動機結(jié)構(gòu)設(shè)計要求，尾噴管堵蓋需要承受導(dǎo)彈級間分離時，外界環(huán)境溫度為400 ℃，持續(xù)時間為4 s的高空尾流熱環(huán)境，考慮固體火箭發(fā)動機在高空環(huán)境下的燃燒室內(nèi)外壓差，同時疊加一定的安全系數(shù)，因此尾噴管堵蓋同時須保持承受正向0.2 MPa均布壓強外載時不破裂的能力。

2.2 堵蓋結(jié)構(gòu)方案

基于2.1節(jié)所述某型導(dǎo)彈飛行試驗過程中固體火箭發(fā)動機尾噴管堵蓋所經(jīng)歷任務(wù)剖面，在充分考慮高空大氣環(huán)境、材料性能、使用工況以及加工成型工藝的前提下，若采用傳統(tǒng)復(fù)合材料、橡膠及硬質(zhì)泡沫等尾噴管堵蓋材質(zhì)和結(jié)構(gòu)設(shè)計形式，則無法保證固體火箭發(fā)動機在高溫疊加外載工況下尾噴管堵蓋的工作可靠性。因此，設(shè)計一種如圖1所示的固體火箭發(fā)動機耐高溫尾噴管復(fù)合堵蓋結(jié)構(gòu)，其安裝如圖2所示。

綜合考慮復(fù)合堵蓋使用要求及加工工藝性，選定鋁堵蓋材質(zhì)為L4 M鋁板，通過模具沖壓成碗狀結(jié)構(gòu)。選定絕熱堵蓋為均質(zhì)WL-640絕熱材料，WL-640為采用石棉及二氧化硅顆粒增強的酚醛/丁腈系橡膠基絕熱材料，經(jīng)高溫硫化后成為網(wǎng)絡(luò)狀結(jié)構(gòu)的彈性體，具有優(yōu)良的絕熱、抗沖刷、耐燒蝕以及抗老化等性能，其成型工藝也是通過模具沖壓成碗狀結(jié)構(gòu)，并采用膠粘劑將鋁堵蓋與絕熱堵蓋粘接成為一個整體，之后再膠接于發(fā)動機擴張段擴張面，膠接固化完成后，針對尾噴管復(fù)合堵蓋進行0.2MPa下正向粘接可靠性氣密和打開測試，測試合格后用于型號產(chǎn)品總裝。

3 數(shù)值仿真計算方法

3.1 本構(gòu)模型

為了能更好地顯示尾噴管復(fù)合堵蓋在要求的外界環(huán)境條件下應(yīng)力場、溫度場以及位移梯度變化，選用Johnson-Cook模型進行數(shù)值仿真計算，Johnson-Cook模型是金屬材料的常用強度模型，適用于數(shù)值計算，能反映應(yīng)變強化、應(yīng)變率強化和溫度軟化效應(yīng)的剛塑性強度模型。其表達式為：

(1)

式(1)中，右側(cè)第1項表達的是準靜態(tài)和參考溫度下材料的應(yīng)變硬化特征，第2項和第3項分別考慮了應(yīng)變率和溫度的影響。本模型通過三項相乘的方式分別考慮了應(yīng)變硬化、應(yīng)變率和溫度的影響，三者相互獨立。該模型是一個適用于表征金屬材料在大應(yīng)變、高應(yīng)變率和高溫載荷下力學(xué)行為的本構(gòu)模型。因此，選用該模型進行仿真計算，本文計算所用的Johnson-Cook本構(gòu)模型參數(shù)如表1所示。

表1 Johnson-Cook本構(gòu)模型參數(shù)

3.2 有限元模型

利用Abaqus有限元計算軟件，對本文所述復(fù)合堵蓋進行數(shù)值仿真計算，所計算的復(fù)合堵蓋最大外徑為70 mm。為了節(jié)約計算資源，將堵蓋組合進行單元劃分，整個計算域網(wǎng)格都設(shè)置為六面體網(wǎng)格，網(wǎng)格類型為C3D8RT，仿真計算三維幾何模型及網(wǎng)格劃分情況如圖3所示。

3.3 邊界條件

假設(shè)復(fù)合堵蓋與尾噴管擴張段粘接邊界為固體壁面邊界；忽略鋁堵蓋及絕熱堵蓋之間相對滑移；在復(fù)合堵蓋正向承壓面上施加0.2 MPa均布壓強，反向不承壓；在發(fā)動機未工作狀態(tài)下，將WL-640絕熱堵蓋外表面施加高溫400 ℃的熱載荷且持續(xù)時間為4 s，計算材料物性參數(shù)如表2所示。

表2 材料物性參數(shù)

4 計算結(jié)果與討論

本文基于一種復(fù)合堵蓋設(shè)計，在不同WL-640絕熱材料厚度和正向承壓0.2 MPa工況下，對高溫400 ℃、持續(xù)4 s時間范圍內(nèi)的應(yīng)力場、溫度場以及沿堵蓋正向承壓面厚度方向的位移梯度變化進行數(shù)值仿真，具體計算參數(shù)以及初始條件設(shè)置均由表3給出。

表3 復(fù)合堵蓋數(shù)值模擬工況

圖4—圖6給出了case 1工況下的應(yīng)力場、位移場以及沿堵蓋正向承壓面厚度方向位移梯度變化情況。從圖4中可以看出，在未采用WL-640絕熱材料包覆情況下，其最大應(yīng)力出現(xiàn)在堵蓋承壓面與固體壁面邊界之間的倒角處，即堵蓋的內(nèi)型面根部，最大主應(yīng)力值為45.2 MPa。

圖4 應(yīng)力場分布云圖

圖5 位移場分布云圖

圖6 厚度方向位移變化曲線

從圖5可以看出，該工況下堵蓋中心位置軸向位移量最大，這主要是因為鋁堵蓋的耐熱性較差，在持續(xù)高溫作用下，材料本體變軟，強度急劇降低所導(dǎo)致。此外由于鋁質(zhì)材料導(dǎo)熱系數(shù)較大，當鋁堵蓋直接暴露在高溫環(huán)境中時，會引起發(fā)動機燃燒室內(nèi)靠近堵蓋附近的推進劑受到持續(xù)的高溫烘烤，當達到推進劑的爆發(fā)點時，即有可能發(fā)生推進劑的熱解，因此該工況下發(fā)動機工作可靠性較低。從圖6中可以看出，由于對堵蓋正向承壓面施加0.2 MPa的均布壓強載荷，從鋁堵蓋中心位置到內(nèi)型面根部表現(xiàn)的位移量值呈拋物線型變化，計算該工況下堵蓋中心位置的位移最大，最大位移量為10.66 mm。

case 2工況下的應(yīng)力場、溫度場以及沿堵蓋正向承壓面厚度方向位移梯度的變化情況如圖7—圖10所示。從圖7中可以看出，鋁堵蓋最大應(yīng)力出現(xiàn)的位置和區(qū)域較case 1幾乎沒有變化，但是其最大應(yīng)力值有一定程度的減小，本工況下最大應(yīng)力為43 MPa，較case 1降低約5%。

圖7 應(yīng)力場分布云圖

從圖8—圖9可以看出，在該工況下堵蓋中心位置的最大位移量為僅6.65 mm，相較case 1位移量降低約38%。

圖8 位移場分布云圖

圖9 厚度方向位移變化曲線Fig.9 The displacement change along thickness direction

從圖10—圖11可以看出，鋁堵蓋在1.0 mm的WL-640絕熱材料包覆下，其沿厚度方向的溫度發(fā)生驟變，在本工況下，鋁堵蓋正向沿厚度方向表面溫度驟降至72.2 ℃，這主要是因為WL-640絕熱材料具有優(yōu)良的隔熱性能，在持續(xù)高溫作用下，阻隔了外界高溫的向內(nèi)傳遞。但由于該工況下WL-640絕熱材料厚度仍較薄，其隔熱蓄熱能力在長時間外界環(huán)境作用下達到一定飽和，因此雖然絕熱材料的包覆在一定程度上降低了鋁堵蓋表面溫度，但仍使得鋁堵蓋承受一定量級的溫度載荷。此外由于采用WL-640絕熱材料的包覆，使得整個堵蓋組合的強度得到一定的提升，因此鋁堵蓋根部倒角處的受力狀態(tài)得到一定的緩解。

圖10 溫度場分布云圖

圖11 厚度方向溫度變化曲線

圖12—圖16給出了case 3工況下的應(yīng)力場、溫度場以及沿堵蓋正向承壓面厚度方向位移梯度的變化情況，從圖12中可以看出，case 3工況下最大應(yīng)力為41 MPa，較case 1降低約9.3%。從圖13、圖14可以看出，在該工況下堵蓋中心位置最大位移量為5.32 mm，較case 1位移量降低約50.1%。

圖12 應(yīng)力場分布云圖

圖13 位移場分布云圖

圖14 厚度方向位移變化曲線

從圖15和圖16可以看出，在1.5 mm的WL-640絕熱材料包覆情況下，鋁堵蓋正向沿厚度方向表面溫度只有38.5 ℃，主要是因為隨著WL-640絕熱材料厚度的增加，絕熱材料本身蓄熱性能增強，因此對鋁堵蓋的“降溫”及抗結(jié)構(gòu)變形的效果愈加凸顯。此外，該工況下計算鋁堵蓋的表面溫度低于目前國內(nèi)外所用戰(zhàn)術(shù)武器型號常規(guī)推進劑的高溫固化溫度(60～65 ℃)，因此堵蓋傳熱對推進劑安全性影響所帶來的風險是可控的。

圖15 溫度場分布云圖

圖16 厚度方向溫度變化曲線

圖17—圖21給出了case 4工況下的應(yīng)力場、溫度場以及沿堵蓋正向承壓面厚度方向位移梯度的變化情況。從圖17中可以看出，case 4工況下最大應(yīng)力為39.2 MPa，較case 1降低約13.3%。從圖18、圖19可以看出，在該工況下堵蓋中心位置最大位移量為4.16 mm，較case 1位移量降低約61.0%。

圖17 應(yīng)力場分布云圖

圖18 位移場分布云圖

圖19 厚度方向位移變化曲線

從圖20和圖21可以看出，鋁堵蓋在2.0 mm的WL-640絕熱材料包覆情況下，鋁堵蓋正向沿厚度方向表面溫度只有26.9 ℃。從該工況下計算結(jié)果顯示，當WL-640絕熱材料厚度增加至2.0 mm時，鋁堵蓋的表面溫度接近常溫，即在外界高溫400 ℃的熱載荷且持續(xù)時間為4 s的環(huán)境條件下，鋁堵蓋表面的溫度以及軸向的變形量均較小。

圖20 溫度場分布云圖

圖21 厚度方向溫度變化曲線

圖22—圖26給出了在case 5工況下的應(yīng)力場、溫度場以及沿堵蓋承壓面厚度方向位移梯度的變化情況。從圖22中可以看出，case 5工況下最大應(yīng)力為37.6 MPa，較case 1降低約16.8%。

圖22 應(yīng)力場分布云圖

圖23 位移場分布云圖

圖24 厚度方向位移變化曲線

從圖23和圖24可以看出，在該工況下在堵蓋中心位置位移量為3.18 mm，較case 1位移量降低約70.1%。從圖25、圖26可以看出，鋁堵蓋在2.5 mm的WL-640絕熱材料包覆情況下，鋁堵蓋正向沿厚度方向的溫度為22.8 ℃，鋁堵蓋的表面溫度以及軸向的最大變形量與case 4相近。

圖25 溫度場分布云圖

圖26 厚度方向溫度變化曲線

從圖27可以看出，在采用WL-640絕熱材料包覆后，鋁堵蓋隨著絕熱材料厚度的增加，其所受到的應(yīng)力、軸向位移以及鋁堵蓋正向沿厚度方向的溫度等參數(shù)均得到較大改善，但當WL-640絕熱材料厚度增加至一定厚度后，其隔熱效果相差并不大，即在特定的工況下，絕熱材料厚度的增加對鋁堵蓋起到隔熱效果的“收益”并不明顯。因此綜上所述，在需充分考慮該材料性能及加工工藝的前提下，應(yīng)該對復(fù)合堵蓋所用WL-640絕熱材料厚度進行一定的甄選。

圖27 不同工況下計算結(jié)果曲線

5 結(jié)論

1) 采用絕熱材料包覆，能明顯降低鋁堵蓋表面所受到的溫度載荷，但隨著絕熱材料厚度的增加，其對鋁堵蓋隔熱效果的“增益”并不明顯，因此在充分考慮絕熱材料隔熱性能、結(jié)構(gòu)承載能力及加工工藝的前提下，對于計算工況而言，本文中采用選用1.5 mm厚度的絕熱材料對鋁堵蓋進行包覆較為合適。

2) 采用絕熱材料包覆，能有效降低鋁堵蓋所受應(yīng)力以及其在壓力外載下的位移量，且鋁堵蓋所受最大應(yīng)力值以及位移量隨著絕熱材料厚度的增大而減小。在未采用絕熱材料包覆情況下，鋁堵蓋應(yīng)力最大值為45.2 MPa，最大位移值為10.66 mm，而當采用2.5 mm厚度絕熱材料包覆時，其最大應(yīng)力值為37.6 MPa，較case 1降低約16.8%，最大位移值僅為3.18 mm，較case 1位移量降低70.1%。

3) 通過計算表明，采用本文中所述的一種復(fù)合堵蓋設(shè)計結(jié)構(gòu)，能有效提高固體火箭發(fā)動機尾噴管堵蓋在高溫尾流熱環(huán)境條件下的環(huán)境耐受性及工作可靠性，同時也可為具有類似環(huán)境條件的其他導(dǎo)彈型號固體火箭發(fā)動機尾噴管堵蓋設(shè)計提供參考。