劉中兵，張 兵，周艷青

(1.中國航天科技集團公司四院四十一所，西安 710025；2.中國航天科技集團公司四院，西安 710025)

?

固體發(fā)動機低溫點火適應性模擬試驗技術①

劉中兵1，張 兵2，周艷青1

(1.中國航天科技集團公司四院四十一所，西安 710025；2.中國航天科技集團公司四院，西安 710025)

考慮影響固體發(fā)動機低溫點火適應性的推進劑低溫力學性能、藥柱固化降溫應變以及藥柱在發(fā)動機點火升壓條件下應變等3個關鍵因素，設計了可用于全尺寸發(fā)動機低溫點火適應性研究的φ202 mm模擬試驗發(fā)動機。通過選取合適的藥柱設計參數和發(fā)動機初始壓強，可對全尺寸發(fā)動機在低溫點火下藥柱應變狀態(tài)進行模擬。模擬發(fā)動機已成功應用于A、B和C等全尺寸發(fā)動機低溫-40 ℃或-50 ℃點火適應性研究中，獲得了各發(fā)動機低溫點火試車時的結構安全余量，可在類似發(fā)動機低溫點火適應性研究中推廣應用。

固體火箭發(fā)動機；推進劑藥柱；低溫點火；結構完整性；粘彈性

0 引言

影響固體發(fā)動機低溫點火工作可靠性的決定因素是藥柱在發(fā)動機低溫點火下的結構完整性，即藥柱結構是否發(fā)生破壞[1-3]，往往涉及到推進劑低溫力學性能、藥柱固化降溫應變以及藥柱在發(fā)動機點火升壓條件下應變等3個因素?，F有的藥柱結構完整性計算分析對諸因素均有所考慮[4-7]，但受計算模型本身精度的限制，再加上有效試驗驗證的缺乏，使得發(fā)動機低溫點火下藥柱結構完整性問題尚未建立起可信的破壞判據。

鑒于固體發(fā)動機低溫點火工作可靠性問題的復雜性，本文設計出可表征全尺寸發(fā)動機在低溫點火條件下藥柱應變水平的模擬試驗發(fā)動機，通過該發(fā)動機的低溫地面點火試車，以期對全尺寸發(fā)動機低溫點火下的工作可靠性進行考查。

1 模擬發(fā)動機技術方案

模擬發(fā)動機主要對全尺寸發(fā)動機藥柱內孔在降溫和點火升壓載荷條件下的應變進行模擬，通過選取模擬發(fā)動機合適的藥柱m數(外內徑之比)和低溫初始壓強來實現，推進劑、絕熱層、襯層材料與全尺寸發(fā)動機相同。模擬發(fā)動機技術方案見表1，發(fā)動機總圖見圖1。

1.1 殼體

表1 模擬發(fā)動機技術方案Table1 Technical scheme of simulation motor

圖1 模擬發(fā)動機總圖Fig.1 General chart of simulation motor

1.2 燃燒室

采用前后端面和內孔同時燃燒的圓管型裝藥，為模擬全尺寸發(fā)動機藥柱的應變條件，藥柱應具有一定的長度，經多次計算比較，藥柱長度最終選定1 100 mm，藥柱長徑比5.5。m數依據全尺寸發(fā)動機研制需要，暫定為3.64、3.92、4.34 共3種狀態(tài)，藥柱參數見表2。

為使藥柱最大應變出現在內孔部位，在藥柱前后端設置一定長度的人工脫粘層。

表2 模擬發(fā)動機藥柱設計參數Table2 Grain design parameters of simulation motor

1.3 噴管

依據固體發(fā)動機低溫點火適應性的特點，藥柱低溫點火下最大應變狀態(tài)出現在發(fā)動機點火升壓后整個燃面被點燃的初始時刻。在該時刻，藥柱應變?yōu)樽畲鬆顟B(tài)，而推進劑力學性能恰為最低。因此，發(fā)動機低溫點火下的最危險時刻發(fā)生在發(fā)動機點火升壓后轉入正常工作的初始時刻。模擬發(fā)動機也主要對全尺寸發(fā)動機低溫點火下的藥柱初始最大應變狀態(tài)進行模擬。考慮到發(fā)動機增面燃燒的特性，為使發(fā)動機正常工作時可順利地全程工作，特采用燒蝕率較大的喉襯材料。最終，采用圖1所示的噴管結構，可達到預期目的。

2 模擬發(fā)動機與全尺寸發(fā)動機藥柱結構分析

以某發(fā)動機為例，對某發(fā)動機和模擬發(fā)動機中孔直徑分別為φ55、φ51、φ46 mm共計4種狀態(tài)，考慮低溫和點火升壓兩類載荷，采用三維彈性模型進行藥柱結構完整性計算。

低溫載荷：由58 ℃零應力溫度均勻降溫至-40 ℃；

點火升壓載荷：全尺寸發(fā)動機按6.4 MPa，模擬發(fā)動機按9.0 MPa。

2.1 低溫載荷

全尺寸發(fā)動機與模擬發(fā)動機藥柱低溫-40 ℃下的計算結果見表3，應力分布云圖見圖2、圖3。

2.2 點火升壓載荷

全尺寸發(fā)動機與模擬發(fā)動機藥柱點火升壓載荷下的計算結果見表4。

作為比較，表4同時給出了φ55 mm內孔模擬發(fā)動機6.4 MPa下的計算結果。由表4看出，相同點火升壓載荷下，φ55 mm內孔模擬發(fā)動機與全尺寸發(fā)動機殼體筒段應變一樣，藥柱內孔最大應變模擬發(fā)動機略高于全尺寸發(fā)動機。

點火升壓下的應力應變分布規(guī)律與低溫下近似。

表3 低溫-40 ℃下藥柱內孔計算結果Table3 The calculation results of grain perforation surface at -40 ℃

圖2 全尺寸發(fā)動機藥柱-40 ℃下Von Mises應力云圖(MPa)Fig.2 Von Mises stress distribution of full-scale motor grain at -40 ℃(MPa)

(a)內孔φ55 mm (b)內孔φ46 mm

2.3 模擬的針對性分析

模擬發(fā)動機與全尺寸發(fā)動機降溫和點火升壓應變比較見表5。由表5看出，在擬采取的模擬發(fā)動機工作狀態(tài)下，降溫和點火升壓應變，模擬發(fā)動機均高于全尺寸發(fā)動機。從應變計算分析的角度，若模擬發(fā)動機順利通過低溫-40 ℃試車考核，則全尺寸發(fā)動機也應通過低溫-40 ℃試車考核?？紤]到全尺寸發(fā)動機與模擬發(fā)動機之間的尺寸效應等不定因素，模擬發(fā)動機在應變模擬方面留了一定的安全余量。

表4 點火升壓載荷下計算結果Table4 The calculation results at ignition pressurization loading

表5 -40 ℃試車條件下模擬發(fā)動機與全尺寸 發(fā)動機藥柱應變比較Table5 The comparison of grain strains between simulation motor and full-scale motor at -40 ℃ ignition

3 模擬發(fā)動機低溫點火試車

3.1 A發(fā)動機低溫-40 ℃點火適應性模擬驗證試車

3.1.1 模擬發(fā)動機/01試車情況

為考核A全尺寸發(fā)動機低溫-40 ℃點火適應性，同時考核模擬發(fā)動機設計方案的合理性，完成了模擬發(fā)動機/01臺低溫-40℃點火試車。推進劑、絕熱層和襯層等材料同A發(fā)動機，下同。藥柱m=3.64。試車實測壓強曲線見圖4。由圖4可看出，發(fā)動機最大壓強出現在點火后的初始時刻，由于喉襯燒蝕率較大，發(fā)動機燃面雖呈上升趨勢，但壓強曲線呈下降趨勢，較好模擬了全尺寸發(fā)動機低溫點火狀態(tài)下的藥柱高應變狀態(tài)，達到預期目的。

3.1.2 模擬發(fā)動機/02試車情況

為考核A發(fā)動機推進劑低溫點火條件下的極限承載能力，完成了模擬發(fā)動機/02臺低溫-40 ℃點火試車。藥柱m=4.34。02臺發(fā)動機一點火即發(fā)生爆破，未能通過低溫試車考核。試車實測壓強曲線見圖5。從圖5看出，由于藥柱m數較大，在相同壓強條件下的應變較大，在相同10 MPa壓強條件下，01臺發(fā)動機低溫-40 ℃試車成功，而02臺發(fā)動機壓強在此急劇上升，最終發(fā)動機爆破。從試車現象和壓強曲線看，02臺發(fā)動機試車故障現象與全尺寸發(fā)動機低溫試車故障現象類似?？梢?，通過模擬發(fā)動機的低溫驗證試車，可摸索特定推進劑的極限承載能力，從而為全尺寸發(fā)動機的設計和可靠性評定提供參考。

圖4 模擬發(fā)動機/01試車實測壓強曲線Fig.4 The measuration p-t curve of simulation motor 01

圖5 模擬發(fā)動機/02試車壓強曲線Fig.5 The measuration p-t curve of simulation motor 02

3.1.3 模擬發(fā)動機與全尺寸發(fā)動機壓強上升梯度的比較

固體發(fā)動機低溫點火工作可靠性除與藥柱固化降溫和點火升壓下應變大小有關外，還與發(fā)動機點火升壓壓強梯度有關。因此，為使模擬發(fā)動機達到預期的目的，還應對模擬發(fā)動機低溫點火升壓梯度進行分析。為此，進行了模擬發(fā)動機低溫-40 ℃點火試車壓強曲線上升梯度與A全尺寸發(fā)動機低溫-40 ℃試車壓強上升梯度的比較，見圖6。由圖6看出，模擬發(fā)動機低溫點火壓強上升梯度略高于A全尺寸發(fā)動機，適當加嚴了發(fā)動機升壓梯度條件，這在工程實際中是合適的。

模擬發(fā)動機/01、02臺低溫試車時，相對于A發(fā)動機藥柱內孔各載荷下實際加載系數見表6。由表6看出，隨著藥柱m數和壓強的增大，藥柱低溫點火下應變狀態(tài)逐漸增加，到一定量級時，藥柱即發(fā)生破壞，從而導致發(fā)動機低溫試車失利。

3.2 B發(fā)動機低溫-40 ℃點火適應性模擬驗證試車

為考核B發(fā)動機低溫點火適應性，在B發(fā)動機低溫點火試車前，安排了模擬發(fā)動機/03臺低溫點火試車。藥柱m=4.34。試車實測壓強曲線及與B發(fā)動機隨后低溫-40 ℃試車壓強曲線的比較見圖7、圖8。

圖6 模擬發(fā)動機與A發(fā)動機低溫試車壓強上升梯度的比較Fig.6 The comparison of pressure rising grads between simulation motor and A motor at -40 ℃ ignition

表6 相對于A發(fā)動機模擬發(fā)動機試驗時藥柱內孔 各載荷下實際加載系數Table 6 Relative to A motor actual loading coefficient of grain perforation

相對于B發(fā)動機，模擬發(fā)動機/03臺試車時，藥柱內孔各載荷下實際加載系數見表7。由表7看出，固化降溫加載系數為1.17，點火升壓加載系數為1.08?？梢姡珺發(fā)動機低溫-40 ℃點火試車仍有一定余量。

3.3 C發(fā)動機低溫-50 ℃點火適應性模擬驗證試車

為考核C發(fā)動機在低溫-50 ℃點火下的工作可靠性，安排了2臺模擬發(fā)動機(編號為04、05)低溫-50 ℃保溫48 h后的地面點火試驗，2臺發(fā)動機均工作正常。試車實測壓強曲線見圖9。

模擬發(fā)動機與C發(fā)動機低溫-50 ℃試車時壓強曲線的比較見圖10。可見，模擬發(fā)動機與C發(fā)動機壓強升壓梯度相當。

相對于C發(fā)動機，模擬發(fā)動機/04、05試驗時，藥柱內孔各載荷下實際加載系數見表8。由表8看出，固化降溫加載系數為1.11，點火升壓加載系數為1.47。因此，從模擬發(fā)動機實際加載載荷看，C發(fā)動機低溫-50 ℃點火試車時藥柱內孔的結構綜合安全系數在1.1以上。

圖7 模擬發(fā)動機/03試車壓強曲線Fig.7 The measuration p-t curve of simulation motor 03

圖8 模擬發(fā)動機/03臺與B發(fā)動機低溫-40 ℃ 試車壓強曲線的比較Fig.8 The comparison of p-t curves between simulation motor 03 and B motor at -40 ℃ ignition

表7 相對于B發(fā)動機模擬發(fā)動機試驗時藥柱內孔 各載荷下實際加載系數Table 7 Motor actual loading coefficient of grain perforation Relative to B

圖9 模擬發(fā)動機/04、05臺試車壓強曲線Fig.9 The measuration p-t curves of simulation motors 04 and 05

圖10 模擬發(fā)動機與C發(fā)動機低溫-50 ℃ 試車壓強曲線比較Fig.10 The comparison of p-t curves between simulation motors and C motor at -50 ℃ ignition

表8 相對于C發(fā)動機模擬發(fā)動機試驗時藥柱內孔 各載荷下實際加載系數Table 8 Motor actual loading coefficient of grain perforation relative to C

4 結論

(1) 考慮影響固體發(fā)動機低溫點火工作可靠性的推進劑低溫力學性能、藥柱固化降溫應變以及藥柱在發(fā)動機點火升壓條件下應變等3個關鍵因素，設計了可用于全尺寸發(fā)動機低溫點火適應性研究的φ202 mm模擬試驗發(fā)動機。

(2) 通過全尺寸發(fā)動機和模擬發(fā)動機的藥柱結構對比計算分析以及模擬發(fā)動機低溫點火驗證試車，采用模擬發(fā)動機進行低溫點火驗證試車，可達到對全尺寸發(fā)動機低溫點火適應性進行模擬和驗證的目的。模擬發(fā)動機已成功應用于A、B和C發(fā)動機低溫點火適應性研究中，可在類似發(fā)動機低溫點火適應性研究中推廣應用。

(3) 通過考察A發(fā)動機低溫適應性的模擬發(fā)動機/01、02臺低溫驗證試車，進一步驗證了固體發(fā)動機低溫點火試車故障定位的正確性。在推進劑低溫力學性能受限的情況下，為提高發(fā)動機低溫點火適應性，藥柱設計m數和低溫點火初始壓強必然受限。為了進一步提高發(fā)動機性能，提高推進劑低溫力學性能至關重要。

[1] 斯維特洛夫B T, 戈盧別夫N C,等. 防空導彈設計[M].俄羅斯莫斯科航空學院出版社,1999.

[2] Amos R J. On a viscoplastic characterisation of solid propellant and the prediction of grain failure on pressurization cold[R].AIAA 2001-3719.

[3] Shiang-woei Chyuan. Nonlinear thermoviscoelastic analysis of solid propellant grains subjected to temperature loading[J].Finite Element in Analysis and Design,2002,38(7):613-630.

[4] Shiang-woei Chyuan. Dynamic analysis of solid propellant grains subjected to ignition pressurization loading[J].Journal of Sound and Vibration,2003,268(3):465-483.

[5] 劉中兵,利鳳祥,李越森, 等. 軸向過載下固體推進劑藥柱變形研究[J].推進技術,2004,25(2):163-164.

[6] 劉中兵,利鳳祥,李越森, 等. 高過載條件下固體推進劑藥柱結構完整性分析計算[J].固體火箭技術,2003,26(2):12-16.

[7] 利鳳祥,劉中兵,李越森, 等. 藥柱結構對其抗軸向過載能力的影響[J].推進技術,2004,25(2):166-169.

(編輯：崔賢彬)

Simulation experiment technology for low temperature ignition adaptability of solid rocket motor

LIU Zhong-bing1，ZHANG Bing2，ZHOU Yan-qing1

(1.The 41st Institute of the Fourth Academy of CASC，Xi'an 710025，China；2.The Fourth Academy of CASC，Xi'an 710025，China)

Considering three key factors influencing solid rocket motor low temperature ignition adaptability,including low temperature mechanical property of solid propellant,grain strain induced by curing cooling down process,grain strain induced by ignition pressurization,theφ202 mm simulation solid motors were devised to investigate low temperature ignition adaptability of full-scale solid rocket motor.By choosing appropriate designing parameters of grain and initial operation pressure of simulation motors,the grain strain situation of full-scale solid rocket motors at low temperature ignition was simulated.The simulation motors were used to investigate low temperature ignition adaptability for A,B and C full-scale solid rocket motors at -40 ℃ or -50 ℃.The structure safety margin of each full-scale solid motor at low temperature ignition was gotten.The results can be widely used to investigate low temperature ignition adaptability for more solid motors.

solid rocket motor;propellant grain;low temperature ignition;structural integrity;viscoelasticity

2014-06-24；

：2014-11-17。

劉中兵(1977—)，男，高級工程師，研究領域為固體發(fā)動機結構分析及總體研究。E-mail：liuzb2007@sohu.com

V435

A

1006-2793(2015)02-0203-05

10.7673/j.issn.1006-2793.2015.02.010