固體發動機點火適應性試驗及其低溫下藥柱內孔應變分析①

袁 軍，李青頻，張龍軍

(1.海軍裝備部，西安 710025；2.中國航天科技集團有限公司四院四十一所，西安 710025；3.空軍裝備部，西安 710025)

0 引言

隨著藥柱裝填分數和工作壓強越來越高，寬溫度范圍戰術導彈用固體發動機在低溫-40 ℃或更低溫度下的點火適應性問題也越來越突出。固體發動機低溫點火適應性問題，涉及到發動機殼體材料、推進劑力學性能、藥柱設計參數、發動機工作壓強等因素。

國內外眾多學者對固體發動機低溫點火適應性問題，從不同角度出發設計了多種試驗進行研究。申志彬等研制了固體推進劑寬溫-圍壓試驗系統，發現在圍壓條件下推進劑的應力-應變曲線沒有明顯的“脫濕”點，且推進劑的抗拉強度明顯提高；同時，在低溫高應變率載荷下，推進劑的延伸率降低幅度巨大，由常壓的33.5%降至11%，進而認為圍壓環境導致的推進劑延伸率下降是導致低溫點火時藥柱結構完整性破壞的原因。唐國金等設計了固體發動機冷增壓試驗系統，用來模擬點火時燃燒室增壓載荷，對某型固體火箭發動機進行了增壓試驗，與仿真結果對比誤差小于5%。劉中兵等設計了模擬試驗發動機，可應用于全尺寸發動機的低溫點火適應性研究，研究結果指出，藥柱的數是影響低溫點火條件下藥柱應力應變的重要參數。上述試驗研究基本上是針對單一因素開展的，為了深入研究各因素的影響，有必要進行同等條件下的發動機地面點火驗證試車。

為此，分別采用鋼殼體和碳纖維殼體發動機，進行了多臺次采用不同藥柱結構、不同推進劑配方的發動機同等條件下的低溫點火驗證試車，研究了殼體材料、推進劑配方、藥柱數、試車溫度等因素對試車結果的影響，為發動機低溫試車故障分析提供參考。

1 固體發動機低溫點火試驗

1.1 試驗方案

設計了2種殼體材料、2類7種推進劑配方、3種數、4種試車溫度共16臺點火試驗，具體試驗方案見表1。

表1 固體火箭發動機點火試驗方案Table 1 Firing test schemes of the SRMs

殼體材料分為A鋼殼體和B碳纖維殼體；推進劑采用戰術發動機常用的丁羥三組元推進劑和丁羥四組元推進劑，共7種配方；藥柱數從低到高分別為 3.51、3.64和4.00；點火試驗溫度為-40、20、60 ℃。

1.2 發動機試車曲線壓強上升梯度的處理

1.2.1 試車成功發動機壓強曲線的處理

為準確計算發動機試車壓強曲線中的壓強上升梯度，需要對壓強上升梯度進行定義。地面試車成功發動機的典型壓強曲線如圖1所示。壓強上升梯度定義為取發動機點火結束時刻至發動機到達初始壓強之間的壓強曲線斜率為壓強上升梯度。其中，發動機初始壓強定義為壓強曲線從上升段過渡到平穩段過程中的最大壓強，壓強上升時間定義為初始壓強/壓強上升梯度。該定義方式忽略點火時間和壓強曲線由上升段向平穩段的過渡時間，加嚴發動機點火初期的壓強梯度條件。

圖1 試車成功發動機壓強曲線壓強上升梯度的處理Fig.1 Pressure rising grads calculation of firing test success p-t curve of SRM

1.2.2 試車失敗發動機壓強曲線的處理

地面試車失敗發動機的典型壓強曲線如圖2所示。定義壓強上升梯度為發動機點火時間結束時刻至壓強曲線開始異常上升時刻之間的壓強曲線斜率為壓強上升梯度。其中，發動機初始壓強定義為壓強曲線開始異常上升時刻的壓強值，壓強上升時間定義為初始壓強/壓強上升梯度。該定義方式忽略點火時間，加嚴發動機點火初期的壓強梯度條件。

圖2 試車失敗發動機壓強曲線壓強上升梯度的處理Fig.2 Pressure rising grads calculation of firing test failure p-t curve of SRM

2 固體發動機低溫點火試驗結果

2.1 鋼殼體固體發動機低溫點火驗證試車

8臺鋼殼體固體發動機殼體直徑、殼體長度、藥型結構和藥柱外徑均完全相同，僅藥柱數和推進劑配方不同。鋼殼體固體發動機狀態和試車結果見表2，相同藥柱數發動機試車壓強曲線的比較見圖3～圖5，不同藥柱數發動機低溫-40 ℃試車壓強曲線的比較見圖6。

表2 鋼殼體發動機低溫試車結果Table 2 Low temperature firing test results of steel case SRMs

A/01～A/03發動機狀態完全相同，其藥柱數較大，試車壓強曲線的比較見圖3。可見，發動機可順利通過常溫20 ℃試車考核，低溫-40 ℃試車卻相繼失敗；2臺低溫試車發動機故障現象類似，均發生在發動機點火信號發出后的壓強上升階段。2臺發動機低溫試車相繼失敗，表明低溫增大了發動機的失效風險或概率。

圖3 A/01～03發動機常溫20 ℃和低溫-40 ℃ 試車壓強曲線(相同藥柱m數)Fig.3 Firing test p-t curves of A/01～03 SRMs at 20 ℃ and -40 ℃(same m number)

A/04～A/06發動機除采用不同推進劑配方外其他狀態完全相同，其藥柱數較A/01～A/03發動機有所降低，試車壓強曲線的比較見圖4。可見，僅推進劑配方不同就可造成相同結構發動機低溫-40 ℃試車成敗差異；推進劑配方對發動機低溫點火適應性有重要影響。

圖4 A/04～06發動機低溫-40 ℃試車壓強曲線 (相同藥柱m數)Fig.4 Firing test p-t curves of A/04～06 SRMs at -40 ℃(same m number)

A/07、A/08發動機除采用不同推進劑配方外其他狀態完全相同，其藥柱數較A/01～A/03發動機有所降低，藥柱數較A/04～A/06發動機有所提高，配方d和配方e低溫力學性能較配方a～c有一定提高，試車壓強曲線的比較見圖5。可見，當藥柱應變水平適當降低、推進劑性能適當提高后，無論采用三組元或四組元推進劑，低溫-40 ℃試車均取得成功。

圖5 A/07和08發動機低溫-40 ℃試車壓強曲線 (相同藥柱m數)Fig.5 Firing test p-t curves of A/07 and 08 SRMs at -40 ℃(same m number)

A/01發動機為常溫20 ℃試車，A/06發動機初始壓強較其他-40 ℃低溫試車子樣偏低，將A/02～A/05、A/07、A/08發動機低溫試車曲線進行比較，具體見圖6。發動機低溫點火故障多發生在發動機點火信號發出后的壓強上升階段，壓強上升階段是低溫點火試車最危險的時段。

圖6 A發動機低溫-40 ℃試車成功和失敗 壓強曲線的比較(不同藥柱m數)Fig.6 Comparison of firing test success and failure p-t curves of A SRMs at -40 ℃(different m number)

A/03、A/04發動機推進劑配方相同，A/04發動機相對A/03發動機藥柱數更低，對比A/03、A/04發動機試車壓強曲線可見，A/03發動機壓強快速升高，直至壓強上升到超過殼體爆破壓強后壓強急劇下降；A/04發動機壓強上升速率較A/03發動機更低，壓強上升到13 MPa附近穩定了1.3 s后壓強急劇下降。這兩種試車曲線代表了兩種典型的低溫試車失利壓強曲線形式，A/03發動機壓強曲線最大值較高，表明異常燃面增大較多，說明藥柱內部裂紋擴展較多；A/04發動機壓強曲線出現平臺且平臺壓強不高，表明異常燃面增大不多，說明藥柱內部裂紋擴展較少；A/04發動機壓強曲線最大值較低且并未超過殼體爆破壓強，殼體爆破表現為低壓爆破，殼體外表面溫度測點數據顯示殼體爆破前溫度遠高于正常值。綜合以上現象和數據，A04發動機爆破應該是殼體內表面局部提前暴露熱失強后的低壓爆破，說明藥柱內部有較大可能出現了較深的徑向裂紋。

為探究發動機點火裝置點火過程對發動機低溫點火適應性的影響，采用A/01～A/03發動機結構，進行了一臺假藥發動機低溫-40 ℃點火驗證試車，試車壓強曲線的比較見圖7。低溫-40 ℃點火過程持續時間約為0.15 s，點火過程發動機內部壓強在2 MPa以內，A/02、A/03發動機壓強曲線出現異常的時刻，點火過程已經基本結束。基本可以認為，點火裝置點火過程不是導致發動機低溫試車失敗的原因。

圖7 A發動機低溫-40 ℃試車壓強曲線和點火裝置 單項驗證試驗壓強曲線的比較Fig.7 Comparison of firing test p-t curves of A SRMs and ignition device single item verification test at -40 ℃

2.2 碳纖維殼體發動機低溫點火驗證試車結果

8臺碳纖維殼體固體發動機殼體直徑、殼體長度、藥型結構和藥柱外徑均完全相同，僅藥柱數和推進劑配方不同。碳纖維殼體固體發動機狀態和試車結果見表3，相同藥柱數發動機試車壓強曲線的比較見圖8、圖9，不同藥柱數發動機試車壓強曲線的比較見圖10。

圖9 B/06～08發動機低溫-40℃下試車壓強 曲線(相同藥柱m數)Fig.9 Firing test p-t curves of B/06～08 SRMs at -40℃(same m number)

表3 碳纖維殼體發動機低溫試車情況Table 3 Low temperature firing test results of carbon fiber wound case SRMs

B/01～B/05發動機狀態完全相同，其藥柱數較大，試車壓強曲線的比較見圖8。可見，發動機可順利通過常溫20 ℃、高溫60 ℃和低溫-20 ℃試車考核，低溫-40 ℃試車失敗；B/05發動機低溫-40 ℃試車壓強曲線與A/02、A/03發動機類似，故障均發生在發動機點火信號發出后的壓強上升階段。

B/06～B/08發動機除采用不同推進劑配方外，其他狀態完全相同，其藥柱數較B/01～B/05發動機有所降低，試車壓強曲線的比較見圖8。與鋼殼體發動機一致，推進劑配方對發動機低溫點火適應性有重要影響；對比B/07和B/08發動機，二者點火信號發出后初始段壓強曲線幾乎重合，當發動機壓強達到初始壓強后，B/07發動機壓強開始快速異常升高，B/08發動機壓強保持正常至工作結束。

圖8 B/01～05發動機不同溫度下試車壓強 曲線(相同藥柱m數)Fig.8 Firing test p-t curves of B/01～05 SRMs at different temperature (same m number)

A/07鋼殼體固體發動機和B/07碳纖維殼體固體發動機殼體長度、藥型結構、藥柱外徑、藥柱數完全相同，殼體壁厚均按照相同爆破壓強設計(B/07發動機殼體壁厚較A/07發動機更厚)，試車壓強曲線的比較見圖10。可見，點火信號發出后初始段壓強曲線幾乎重合，初始壓強基本相同，鋼殼體發動機低溫-40 ℃試車正常，而碳纖維殼體發動機低溫-40 ℃試車卻失敗。這一結果表明，同樣的設計條件下，碳纖維殼體發動機藥柱應變更大，對推進劑的力學性能要求更高；這一結論可以通過眾多文獻的仿真分析進行證明，碳纖維殼體環向模量約為鋼殼體模量的1/3，低溫試車工況下殼體變形較鋼殼體更大，藥柱應變較鋼殼體更高。

圖10 A/07和B/07發動機低溫-40 ℃試車壓強曲線比較Fig.11 Comparison of firing test p-t curves of A/07 motor and B/07 motor at -40 ℃

3 發動機低溫點火下藥柱內孔應變分析

為分析A發動機和B發動機低溫點火下藥柱應變，開展了發動機藥柱固化降溫和點火升壓工況下的有限元仿真。為簡化仿真分析過程，藥柱本構模型選用線彈性模型，彈性模量從推進劑a～g松弛模量主曲線上讀取得到。同時，根據上文定義的發動機試車曲線壓強上升梯度處理方法，獲得了各發動機壓強上升梯度。發動機低溫點火下壓強上升梯度、固化降溫和點火升壓下藥柱內孔最大應變計算結果見表4。同時，給出了各發動機低溫點火下點火應變速率，即點火應變/壓強上升時間，發動機試車溫度均為低溫-40 ℃。

從表4可得出如下結論：

表4 發動機壓強上升梯度、固化降溫和點火升壓下藥柱內孔最大應變計算結果Table 4 Calculation results of pressure rising grads，the maximum strain of grain bore under curing cool down and ignition pressurization for SRMs

(1)發動機固化降溫的藥柱內孔最大應變與試車成敗沒有直接相關性，需要和推進劑配方結合考慮，A/04和A/07、A/08發動機推進劑配方不同，A/07和A/08發動機應變較A/04發動機更大，但A/07和A/08發動機試車成功，A/04發動機試車失敗；點火升壓的藥柱內孔最大應變與試車成敗也沒有直接相關性，也需要和推進劑配方結合考慮，A/04、A/05、A/07和A/08發動機推進劑配方不同，A/05、A/07和A/08發動機應變較A/04發動機更大，但A/05、A/07和A/08發動機試車成功，A/04發動機試車失敗。

(2)鋼殼體和碳纖維殼體發動機低溫點火下的壓強上升梯度差別不大，鋼殼體發動機壓強上升梯度基本在90 MPa/s左右，碳纖維殼體發動機壓強上升梯度基本在100 MPa/s左右。鋼殼體和碳纖維殼體藥柱內孔點火應變速率差別較大，低溫-40 ℃試車的鋼殼體發動機藥柱內孔點火應變速率在32 min左右，成功的子樣均低于33 min；低溫-40 ℃試車的碳纖維殼體發動機藥柱內孔點火應變速率在54 min左右，成功的子樣均未超過53.8 min以上；點火應變速率的差異主要來源于同等條件下碳纖維殼體發動機藥柱內孔應變較大。32、54 min的點火應變速率折算到 70 mm長的推進劑單軸拉伸標準試件條件下的拉伸速率分別為2240、3780 mm/min。推進劑低溫力學性能測試結果表明，在低溫條件下，推進劑伸長率隨拉伸速率的增大而下降。因此，在推進劑力學性能一定的情況下，碳纖維殼體發動機較鋼殼體發動機低溫點火試驗時的藥柱應變更嚴酷，對低溫的適應能力更差。

4 結論

(1)丁羥類固體發動機低溫試車故障多發生在發動機點火信號發出后的壓強上升階段，典型壓強曲線是壓強異常快速升高，直至殼體超壓爆破，或壓強異常快速上升后，穩定在一定范圍內，直至殼體低壓爆破，點火信號發出后的壓強上升階段通常是該類固體發動機低溫點火試驗最危險的時刻。

(2)固體發動機低溫點火故障頻發的根本原因是發動機低溫點火后藥柱結構發生破壞，藥柱產生裂紋造成燃面異常增大，最終導致壓強異常增大，藥柱結構發生破壞的原因是推進劑低溫力學性能無法滿足發動機低溫點火下的高應變條件，提高推進劑低溫力學性能或降低發動機低溫點火下藥柱應變水平，均可提高發動機低溫點火適應性。

(3)相同藥柱數和殼體材料，丁羥三組元推進劑和丁羥四組元推進劑間的低溫點火適應性能力并無顯著差異；相同藥柱數和推進劑配方，碳纖維殼體發動機較鋼殼體發動機藥柱應變較大，對推進劑力學性能要求更高。