溫度沖擊試驗對固體發動機噴管堵蓋結構影響的仿真分析

鄧康清 李 穎 向 進 余小波 朱雯娟

（1 航天化學動力技術重點實驗室，襄陽 441003）

（2 湖北航天化學技術研究所，襄陽 441003）

文 摘 溫度沖擊試驗可模擬極端溫度環境對固體發動機結構的影響。本文利用三維有限元方法，通過熱-機耦合，分析了一種固體發動機噴管堵蓋在溫度沖擊中的溫度、應力和應變的變化情況。結果表明：溫度沖擊中，噴管堵蓋內存在溫差，最大可達46 ℃；存在內應力，在鋁合金支撐件∕EP 密封件環形界面處最大，低溫-50℃時達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節，粘接結構最大內應力11.6 MPa，分離結構9.1 MPa；得出了溫度沖擊下，影響噴管堵蓋結構完整性的因素，表明選用低模量和合適線脹系數的密封材料，采用常溫成型方法，脫開密封件∕支撐件間環形交界面，可有效降低密封件∕支撐件的內應力；含GFM∕EP∕鋁合金噴管的真實發動機溫度沖擊試驗結果與預估結果吻合。

0 引言

噴管堵蓋是一個小部件，在發動機中卻起到很重要的作用：密封防潮防塵、封堵惰性氣體、提高發動機的點火性能等。但在固體火箭發動機設計時常常忽視了噴管堵蓋的設計和制造，造成加工時密封不嚴，推進劑及點火藥受潮，影響點火性能；貯存時粘接失效，堵蓋自動飛了出去；或者貯存時堵蓋出現裂紋，影響發動機點火和堵蓋打開性能。這輕則影響飛行器的使用性能，重則導致整個飛行器報廢。因此，堵蓋設計是發動機結構設計中重要的一環［1-2］。

有關堵蓋的研究主要集中在堵蓋結構形式的設計、材料的選擇和打開壓強的預測［3-11］，也有少量堵蓋打開過程的仿真分析［10，12-14］。固沖發動機進氣道入口采用兩種堵蓋形式：如澳大利亞Hyshot 2［8］飛行試驗采用拋離式堵蓋，美國的X-43A［9］采用無拋出物式堵蓋；進氣道出口堵蓋國內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張段之間，以整體爆破的方式打開，點火壓強隨著堵蓋厚度增加而增加。何勇攀等［10］對沖壓發動機進氣道堵蓋碎塊運動進行了仿真研究，模擬了可拋易碎式堵蓋碎塊在燃燒室內的運動過程，提出盡量選擇密度較小的材料，并減小碎塊的尺寸，以保證燃燒室側壁面的安全。郭錦炎等［12］仿真分析研究了飛行器箱式熱發射中發動機建壓速率對發射箱易碎蓋開蓋的影響，表明建壓速率越高前蓋開蓋風險越大。鄧康清等［13］仿真分析了隔艙式雙脈沖固體發動機中金屬膜片破壞過程，得到了金屬膜片裂紋深度b與臨界應力σc的關系及臨界應力σc、臨界尺寸ac與臨界應力強度因子KIC的關系，探索了一種預估金屬膜片打開壓強的方法。湯亮等［14］研究了脈沖發動機金屬膜片式隔艙打開過程，推導出一種金屬膜片式隔艙打開壓強的計算公式，建立了結構尺寸和預測打開壓強的定量關系，并預測了膜片破碎的位置和形狀。

雖然有一定的關于噴管堵蓋研究的報道，但對長期貯存過程中堵蓋結構的變化和環境試驗對堵蓋結構的影響少有研究。本文通過熱-機耦合，分析一種固體發動機噴管堵蓋在溫度沖擊試驗整個過程中的溫度、應力和應變的變化情況；找到噴管堵蓋受力最惡劣的溫度和堵蓋的最薄弱環節；得出在溫度沖擊載荷作用下，密封件的材料、模量、線脹系數、成型溫度及密封件∕支撐件間界面對噴管堵蓋結構完整性的影響規律；并用真實發動機溫度沖擊試驗結果進行了驗證，擬為發動機噴管堵蓋的設計提供依據和參考。

1 計算模型

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∕酚醛復合材料（GFM）殼體，其外徑45 mm，錐度12°。

將堵蓋進行單元劃分，典型計算規模為14 713個節點，5 051個單元。網格劃分結果見圖1。

圖1 固體發動機擴張段噴管有限元網格Fig.1 Finite element model of expansion segment in nozzle closure in SRM

1.2 材料性能和載荷

噴管擴張段材料常溫下的性能參數見表1［15-16］。表1中，EP、EP1和EP2是同類型材料，主要主要區別在模量和力學性能有所不同。

表1 材料的性能參數Tab.1 The parameters of materials

因為固體發動機是一個密閉系統，溫度沖擊載荷均勻加載在發動機殼體外表面。在分析噴管的溫度沖擊作用時，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動機，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；取出發動機，9 min內（含恒溫箱達到預定溫度范圍時間，下同）放入-50℃恒溫箱中恒溫24 h；再取出發動機，9 min內放入+70 ℃恒溫箱中恒溫24 h；如此反復三次，完成溫度沖擊試驗。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 溫度沖擊對發動機堵蓋影響的數值模擬結果及分析

2.1 溫度沖擊過程中堵蓋的溫度變化分析

在整個溫度沖擊載荷下發動機堵蓋的溫度變化如圖3所示。

從圖3 可知，20 ℃成型的發動機堵蓋，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）發動機堵蓋以10 ℃∕h 均勻升溫、190 800 s（53 h）發動機堵蓋由70 ℃降為-50℃、277 200 s（77 h）發動機堵蓋由-50℃升為70 ℃的三個典型時刻的溫度云圖，與圖3的結果是一致的。

圖4 三個典型時間的溫度云圖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 噴管堵蓋應力和應變的變化情況，最大主應力和最大主應變、最大剪切應力和最大剪切應變的圖形與最大等效應力和最大等效應變相似。

圖5 溫度沖擊中EP噴管堵蓋的應力和應變變化情況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 ℃，堵蓋的最大等效應力和最大等效應變均隨時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℃，堵蓋的最大等效應力和最大等效應變隨時間增加而急劇增加，直至-50℃恒溫24 h，逐漸恒定不變；（3）從-50℃低溫升到+70 ℃高溫，堵蓋的最大等效應力和最大等效應變也隨時間增加而急劇減小，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，溫度沖擊試驗中均有前述相似的應力應變變化規律；鋁合金的應變小，在圖中看不出來，但放大后，可看出有相似的變化規律；（5）發動機堵蓋在+20 ℃常溫時，應力應變最小，+70 ℃高溫居中，低溫-50℃時的應力和應變值最大，體現了堵蓋受力最惡劣時的情況，可用于堵蓋受溫度沖擊載荷后結構完整性的判定；（6）溫度沖擊中，噴管堵蓋應力大小順序是：EP＜Al alloy＜GFM，應變大小順序是：Al alloy＜GFM＜EP；（7）最大主應力和最大主應變、最大剪切應力和最大剪切應變的變化情況與最大等效應力和最大等效應變相似。

圖6是溫度沖擊時間為248 400 s（69 h）時噴管堵蓋的應力應變云圖。從圖中可知：（1）最大等效應力58.1 MPa發生在GFM殼體上，最大等效應變1.13%發生在堵蓋EP密封件上，如圖6（a）和圖6（b）所示；（2）進一步聚焦鋁合金支撐件和EP密封件組成的堵蓋，最大應力18.1 MPa和最大應變1.13%均發生在鋁合金支撐件∕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受溫度沖擊載荷時，最先破壞位置應在鋁合金支撐件∕EP密封件界面處。

圖6 溫度沖擊時間為248 400 s（69 h）時發動機堵蓋的應力應變云圖Fig.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 的強度很高，遠高于噴管堵蓋在溫度沖擊時的應力，因此，堵蓋的薄弱環節在EP 密封件上。

2.3 發動機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，密封件EP 的彈性模量EEP對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力（最大等效應力、最大主應力、最大剪切應力）均增加，并且呈減緩趨勢；而堵蓋密封件EP 的應變（最大等效應變、最大主應變、最大剪切應變）均減小，并且呈減緩趨勢，堵蓋支撐件鋁合金的應變（最大等效應變、最大主應變、最大剪切應變）均增加；（b）殼體GFM 的應力和應變不隨密封件EP 的EEP變化而變化，說明EEP變化對殼體GFM 的應力和應變均無影響。

圖7 EP的彈性模量EEP對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的線脹系數的影響

圖8 是溫度沖擊時，密封件EP 的線脹系數對堵蓋受力情況的影響（曲線形狀相似，故只列出等效應力和等效應變的結果。后面情況也與此相同，不再重復說明）。

從圖8可知：（a）密封件的線脹系數增加，堵蓋的支撐件和密封件兩部件的所有應力和應變均先減小后大幅度增加，鋁合金支撐件的應變量小，圖中看得不明顯，說明密封件有一個最佳匹配線脹系數；（b）同樣，EP 的線脹系數對殼體GFM 的應力應變無影響。

圖8 EP的線脹系數對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，EP密封件成型溫度對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力和應變均呈線性增加；（b）EP密封件成型溫度對GFM殼體的應力影響最大（圖9中直線斜率最大），對鋁合金支撐件的影響次之，對EP密封件影響最小；EP密封件成型溫度對EP密封件的應變影響最大（圖9中直線斜率最大），對GFM殼體應變的影響次之，對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，分析溫度沖擊試驗中不同密封材料對堵蓋受力情況的影響，結果見圖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力從小到大的順序是：NBR ＜PC＜EP＜PP＜PE；（b）密封件的應變從小到大的順序是：PC＜EP＜PP＜NBR ≤PE；鋁合金支撐件的應變量小，不同高分子材料密封件的應變都基本相同；（c）密封件材料對GFM 殼體的應力應變均無影響。考慮到溫度沖擊時，應力應變越小對堵蓋結構的損害越小，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

前面研究已經發現，密封件∕支撐件間的環形交接面處是堵蓋的應力集中區，其應力應變均最大。因此，設計了一種密封件∕支撐件間環形交界面脫開的結構。圖11是t=248 400 s（69 h）時（此時的應力應變均最大），密封件∕支撐件環形交界面粘接和脫開兩種狀態的受力情況云圖。從圖11可知，密封件∕支撐件界面脫開后，最大應力應變轉移到密封件∕殼體環形交界面了，釋放了應力，改善了堵蓋結構受力情況。表2 是密封件∕支撐件界面粘接和分離兩種狀態下堵蓋的應力應變仿真分析結果。從表2可知，除GFM殼體應力和應變值不變外，分離狀態下密封件和支撐件的應力和應變值均有不同程度的降低：密封件EP的最大等效應力由11.6 MPa降為9.1 MPa，最大等效應變由1.16%降為0.91%；支撐件的最大等效應力由18.2 MPa降為8.5 MPa，最大等效應變由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下的堵蓋仿真分析結果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）時密封件∕支撐件界面為粘接結構和分離結構的噴管等效應力和等效應變對比云圖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 發動機溫度沖擊驗證試驗

用真實發動機按溫度沖擊試驗方法進行了實驗，發動機堵蓋采用GFM殼體、EP1或EP2密封件、鋁合金支撐件。用本文方法預估的該發動機EP1密封件的等效應力為8.4 MPa，遠小于EP1 材料的抗拉強度17.7 MPa；等效應變為1.20%，小于EP1材料的斷裂伸長率2.3%。因此，預估經歷溫度沖擊試驗后堵蓋不會發生結構破壞。實際EP1發動機堵蓋在經歷溫度沖擊后結構完整，無裂紋、開裂等現象［圖12（a）和圖12（b）］，發動機高低常溫試車也正常［圖12（c）］。同時，用本文方法預估的該發動機EP2密封件的等效應力為7.3 MPa，略小于EP2 材料的抗拉強度9.7 MPa；等效應變為1.21%，與EP2材料的斷裂伸長率1.4%很接近。因此，預估經歷溫度沖擊試驗的該堵蓋結構處于臨界破壞狀態。實際EP2發動機堵蓋在經歷第二次低溫沖擊后開裂，堵蓋脫落［圖12（d）］。

圖12 溫度沖擊試驗前后堵蓋照片及高低常溫下發動機堵蓋打開試驗試車曲線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 結論

通過熱-機耦合仿真計算，分析了一種發動機噴管堵蓋經過溫度沖擊試驗后的結構完整性，得出如下結論：

（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 ℃兩個過程的溫差最大，達到46 ℃；

（2）發動機堵蓋在常溫+20 ℃時，應力應變最小，高溫+70 ℃居中，低溫-50℃時的應力和應變值最大，體現了堵蓋受力最惡劣時的情況，可用于堵蓋受溫度沖擊載荷后結構完整性的判定；溫度沖擊中，噴管堵蓋最大應力大小順序是：EP＜Al alloy＜GFM，最大應變大小順序是：Al alloy＜GFM＜EP。最大應力18.1 MPa和最大應變1.13%均發生在鋁合金支撐件∕EP密封件環狀界面處，是噴管堵蓋經受溫度沖擊載荷后的最先破壞位置，堵蓋的薄弱環節在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力均增加；增加EP 密封件的線脹系數，噴管堵蓋的EP 密封件和鋁合金支撐件的應力先減小，后大幅度增加；脫開密封件∕支撐件間環形交界面，可釋放交界面的內應力，EP 的內應力由11.6 MPa 降為9.16 MPa；密封件材料變化時，噴管的鋁合金支撐件和密封件的應力大小順序是：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∕鋁合金噴管的真實發動機經過溫度沖擊后結構完整，無裂紋、開裂等現象，點火試車試驗正常，而采用GFM∕EP2∕鋁合金噴管的真實發動機經過溫度沖擊后堵蓋脫落，這些均與預估的結果是吻合的。