海態(tài)環(huán)境下艦載固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱損傷機(jī)理研究①

孫新智,何景軒,沙寶林,郜 捷

(西安航天動(dòng)力技術(shù)研究所,西安 710025)

0 引言

固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)因其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、維護(hù)方便、工作簡(jiǎn)單,能長(zhǎng)期貯存和作戰(zhàn)響應(yīng)快的優(yōu)點(diǎn)而廣泛應(yīng)用于導(dǎo)彈、攔截火箭等飛行器中[1-3]。海基作戰(zhàn)武器要隨著艦艇一起成年累月地巡航于海洋上,經(jīng)歷長(zhǎng)時(shí)間海洋復(fù)雜環(huán)境(如氣溫、風(fēng)浪等)的影響。相關(guān)研究[3-4]表明,推進(jìn)劑/襯層的界面脫粘是破壞發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)完整性的主要形式之一。在這類載荷作用下,固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱與絕熱層界面上會(huì)產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中,產(chǎn)生疲勞與蠕變損傷進(jìn)而使藥柱更易失效。因此,研究海態(tài)下艦載固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱界面的應(yīng)力應(yīng)變及疲勞損傷情況,對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)壽命的預(yù)估及結(jié)構(gòu)完整性問題有重要的意義。

對(duì)于艦載固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī),目前研究溫度影響的成果比較多[5-7],對(duì)于海上風(fēng)浪因素產(chǎn)生的搖擺載荷對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的影響也有一些研究。曲凱、邢耀國(guó)等[8-9]開展推進(jìn)劑往復(fù)拉伸試驗(yàn),結(jié)合雨流計(jì)數(shù)法和累積損傷理論,研究星形藥柱發(fā)動(dòng)機(jī)在搖擺載荷作用下的疲勞損傷評(píng)估和壽命預(yù)估問題。王鑫等[10-12]研究艦載發(fā)動(dòng)機(jī)立式貯存狀態(tài)下藥柱疲勞試驗(yàn)結(jié)合仿真得到藥柱立式貯存的累積損傷以及蠕變損傷規(guī)律。王玉峰、李高春等[13]對(duì)海洋環(huán)境下固體發(fā)動(dòng)機(jī)的貯存壽命與老化問題進(jìn)行了研究。總體上針對(duì)搖擺載荷作用下艦載固體發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱界面響應(yīng)的研究較少,且部分研究未使用燃燒室全模型進(jìn)行仿真計(jì)算,未考慮到發(fā)動(dòng)機(jī)在艦艇上的真實(shí)受力情況,存在不準(zhǔn)確性,對(duì)其進(jìn)一步的研究很有必要性。

根據(jù)工程實(shí)際經(jīng)驗(yàn),藥柱粘接界面處的破壞主要發(fā)生于界面處的藥柱。本文首先進(jìn)行了推進(jìn)劑循環(huán)拉伸試驗(yàn),研究復(fù)合固體推進(jìn)劑的疲勞損傷特性,擬合出應(yīng)力循環(huán)最大應(yīng)力和循環(huán)次數(shù)的關(guān)系曲線;以某艦載固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象,在一定的海洋風(fēng)浪條件下,結(jié)合發(fā)動(dòng)機(jī)在艦艇上的位置對(duì)其進(jìn)行受力分析,模擬了發(fā)動(dòng)機(jī)的真實(shí)受力情況。通過全尺寸模型的有限元仿真計(jì)算,得到艦載發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱界面上危險(xiǎn)部位的Mises應(yīng)力應(yīng)變。在不同載荷比下,進(jìn)行了多組推進(jìn)劑矩形試件的拉伸試驗(yàn),采用數(shù)據(jù)擬合方法,得到S-N曲線,仿真結(jié)合試驗(yàn)對(duì)藥柱界面的損傷進(jìn)行評(píng)估,以期為艦載固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱壽命預(yù)估和結(jié)構(gòu)完整性問題研究提供基礎(chǔ)。

1 推進(jìn)劑循環(huán)拉伸試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)條件和試驗(yàn)方案

試驗(yàn)?zāi)康氖菫榱舜_定復(fù)合固體推進(jìn)劑在不同載荷水平下進(jìn)行低頻循環(huán)拉伸時(shí)的疲勞壽命,從而得到循環(huán)次數(shù)和應(yīng)力幅值之間的關(guān)系,即得到HTPB推進(jìn)劑的S-N曲線。本文研究發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱界面的結(jié)構(gòu)響應(yīng),由于破壞最早出現(xiàn)于界面位置的藥柱上,加之試驗(yàn)條件的限制,本文用推進(jìn)劑拉伸試驗(yàn)代替表征藥柱界面的性能。

試樣為某配方HTPB推進(jìn)劑啞鈴型試件,截面為10 mm×25 mm,標(biāo)距為120 mm,密封保存以保證環(huán)境的干燥度,如圖1所示。

圖1 試件的形狀及尺寸Fig.1 Shape and size of test piece

試驗(yàn)儀器為小載荷試驗(yàn)機(jī),其特點(diǎn)是載荷小,精度高,并且能進(jìn)行大變形試驗(yàn)。通過夾具固定試件兩端,用引伸計(jì)測(cè)量試件中間的位移。

循環(huán)拉伸試驗(yàn):通過加載-卸載的方式,由位移控制拉伸速率,以固定的速率進(jìn)行拉伸,達(dá)到最大載荷后進(jìn)入卸載過程;然后以相同速率進(jìn)行卸載,達(dá)到最小載荷后進(jìn)入下一循環(huán),直到試件破壞斷裂。

單向拉伸試驗(yàn)(即進(jìn)行一次拉伸直至試件斷裂):進(jìn)行加載速率為1、2、20 mm/min的復(fù)合固體推進(jìn)劑試件單向拉伸試驗(yàn),得到拉伸斷裂應(yīng)力分別約為1.0、 1.1、1.3 MPa。

用游標(biāo)卡尺測(cè)量每個(gè)試件的尺寸,定義載荷比為最小載荷/最大載荷,分別取載荷比r為0、0.2、0.35、0.5。根據(jù)單向拉伸試驗(yàn)結(jié)果,采用最大載荷為1.2、1.1、1.0、0.8、0.7、0.6、0.55、0.5、0.4、0.35 MPa。

常溫下,根據(jù)所取的10個(gè)最大載荷確定不同載荷比下的最小載荷,以不同載荷比分4組,根據(jù)實(shí)測(cè)艦艇上發(fā)動(dòng)機(jī)搖擺的頻率及幅度,本文采用拉伸速率100 mm/min進(jìn)行加載-卸載循環(huán)拉伸試驗(yàn);試驗(yàn)結(jié)束后,分組記錄試件疲勞破壞時(shí)的循環(huán)次數(shù),即試件壽命。

1.2 試驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)試驗(yàn)分別得到載荷比r為0、0.2、0.35、0.5時(shí),HTPB推進(jìn)劑在不同載荷水平下的疲勞壽命,其中載荷比為r=0和r=0.5的試驗(yàn)點(diǎn)較多,本文中僅給出載荷比為0時(shí)推進(jìn)劑的循環(huán)拉伸試驗(yàn)結(jié)果如表1所示。

表1 載荷比r=0時(shí)循環(huán)拉伸試驗(yàn)結(jié)果Table 1 Cyclic tensile test results under load ratio r=0

根據(jù)不同載荷比下推進(jìn)劑的循環(huán)拉伸試驗(yàn)結(jié)果,可以分別得到HTPB推進(jìn)劑的S-N曲線試驗(yàn)點(diǎn),從而擬合出S-N曲線,如圖2。

圖2 S-N擬合曲線Fig.2 S-N fitting curves

根據(jù)S-N曲線經(jīng)驗(yàn)公式的擬合算法可知,對(duì)于具有中、長(zhǎng)壽命曲線段的S-N曲線,一般采用三參數(shù)冪函數(shù)表達(dá)式:

(S-S0)mN=C

(1)

變換式(1)可得含有3個(gè)常數(shù)的S-N曲線經(jīng)驗(yàn)公式:

lgN=C-mlg(S-S0)

(2)

式中C、m、S0為材料常數(shù)。

本文S-N曲線可以用如下公式擬合:

(3)

式中m和b為材料常數(shù);S為藥柱能承受的循環(huán)載荷上限值,MPa;1.75為外推的對(duì)應(yīng)于一個(gè)循環(huán)破壞的應(yīng)力,MPa。

對(duì)比發(fā)現(xiàn)外推的一個(gè)循環(huán)破壞的應(yīng)力略大于拉伸斷裂應(yīng)力,這可能是低周疲勞破壞模式與長(zhǎng)壽命破壞模式不同引起的誤差。

根據(jù)圖2擬合得到:

(4)

可以得到對(duì)應(yīng)1 000 000次壽命時(shí)藥柱能承受的循環(huán)載荷上限值約為0.18 MPa。

2 艦載固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)仿真計(jì)算

2.1 燃燒室?guī)缀文Ｐ团c有限元網(wǎng)格

本文以某HTPB推進(jìn)劑發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室為研究對(duì)象,建立發(fā)動(dòng)機(jī)三維有限元模型,對(duì)其受力進(jìn)行準(zhǔn)確計(jì)算。所研究發(fā)動(dòng)機(jī)由推進(jìn)劑藥柱、殼體、絕熱層、人工脫粘結(jié)構(gòu)組成。為了展示發(fā)動(dòng)機(jī)的內(nèi)部結(jié)構(gòu),取最小對(duì)稱結(jié)構(gòu)為實(shí)際燃燒室結(jié)構(gòu)的1/16,如圖3所示。

圖3 發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)部結(jié)構(gòu)Fig.3 Structure of the SRM chamber

由圖3可知,燃燒室裝藥結(jié)構(gòu)采用三段式翼柱形結(jié)構(gòu),藥柱前端均布8個(gè)翼槽,藥柱中段為圓柱段管形裝藥,藥柱尾段同樣均布8個(gè)翼槽,在發(fā)動(dòng)機(jī)兩端與殼體接觸部位設(shè)置人工脫粘層,以便釋放當(dāng)藥柱受力時(shí)前端和后端產(chǎn)生的應(yīng)力集中。發(fā)動(dòng)機(jī)處于艦載條件下,各個(gè)方向的受力均不相同,因此在仿真計(jì)算時(shí)需要建立全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)。

發(fā)動(dòng)機(jī)模型有限元網(wǎng)格的劃分采用六面體自由劃分方式,人工脫粘層易產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中,是藥柱的薄弱部位,因此對(duì)藥柱的翼槽和人工脫粘層部位進(jìn)行網(wǎng)格加密,網(wǎng)格單元總數(shù)為749 816,如圖4所示。

圖4 全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室網(wǎng)格Fig.4 Grid of the full scale SRM chamber

2.2 材料參數(shù)

藥柱、絕熱層、殼體的材料參數(shù)如表2、表3所示。本文推進(jìn)劑松弛模量的選取是根據(jù)循環(huán)載荷應(yīng)變率及推進(jìn)劑松弛模量主曲線獲得的等效模量,忽略老化等影響因素。

表3 ABAQUS中輸入的殼體材料參數(shù)數(shù)值Table 3 Parameter value of the case material entered in ABAQUS

2.3 載荷和邊界條件

艦載固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)與艦艇之間屬于剛性連接,且在艦艇不同位置各有分布。為了保證計(jì)算的合理性,取受搖擺載荷最大的位置進(jìn)行計(jì)算,取相距艦艇質(zhì)心最遠(yuǎn)的一處發(fā)動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象,二級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)相對(duì)艦艇質(zhì)心位置關(guān)系如圖5所示。其距離艦艇質(zhì)心的橫向距離、縱向距離、高度依次為2、16、6 m。

圖5 發(fā)動(dòng)機(jī)相對(duì)艦艇位置關(guān)系Fig.5 Position relationship between the SRM and ship

在普遍的仿真中是以發(fā)動(dòng)機(jī)坐標(biāo)系為準(zhǔn)進(jìn)行模擬仿真的,而艦載發(fā)動(dòng)機(jī)相對(duì)于艦艇存在運(yùn)動(dòng),因此,本文將發(fā)動(dòng)機(jī)殼體表面與艦艇的重心綁定,從而便于解決發(fā)動(dòng)機(jī)相對(duì)于艦艇產(chǎn)生的搖擺運(yùn)動(dòng)。將動(dòng)力學(xué)問題簡(jiǎn)化為靜力學(xué)問題,將發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)動(dòng)轉(zhuǎn)化為加速度載荷。在艦艇巡航期間,受到海洋風(fēng)浪的影響會(huì)產(chǎn)生周期性的運(yùn)動(dòng),包括6個(gè)自由度:進(jìn)退、升沉、橫漂、橫搖、縱搖、偏轉(zhuǎn)。假定艦艇在五級(jí)海況下行進(jìn),根據(jù)艦船耐波性理論[14]可計(jì)算出艦艇在海上航行時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)的運(yùn)動(dòng)規(guī)律,可通過運(yùn)動(dòng)和受力的關(guān)系計(jì)算出發(fā)動(dòng)機(jī)所受加速度載荷。艇的縱向、橫向、垂向加速度在仿真計(jì)算中表示為發(fā)動(dòng)機(jī)整體受到的三個(gè)方向的加速度載荷,艇的縱搖、橫搖、偏轉(zhuǎn)角度結(jié)合對(duì)應(yīng)的角加速度得到發(fā)動(dòng)機(jī)相對(duì)于艦艇重心的角加速度。搖擺載荷作用1次的周期約為16～18 s,仿真中取周期為18 s,根據(jù)搖擺載荷作用規(guī)律,在1/4個(gè)周期即4.5 s時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)搖擺到最大位置,此時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)受力應(yīng)為最大。因此,在有限元仿真中計(jì)算搖擺4.5 s后藥柱的應(yīng)力應(yīng)變情況。

2.4 計(jì)算結(jié)果分析

在ABAQUS軟件中選用動(dòng)態(tài)、隱式算法(Dynamic,Implicit),取發(fā)動(dòng)機(jī)1次完整搖擺的1/4周期進(jìn)行計(jì)算,在上述計(jì)算條件下進(jìn)行仿真計(jì)算,得到了艦載固體發(fā)動(dòng)機(jī)在巡航期間受到搖擺載荷作用4.5 s的應(yīng)力-應(yīng)變。圖6和圖7給出了搖擺進(jìn)行4.5 s后發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱的Mises應(yīng)力場(chǎng)和最大主應(yīng)變場(chǎng),根據(jù)計(jì)算結(jié)果可知,此時(shí)最大Mises應(yīng)力為0.03 MPa,最大主應(yīng)變?yōu)?.746%。

圖6 藥柱Mises應(yīng)力分布云圖Fig.6 Mises stress contour of the grain

圖7 藥柱最大主應(yīng)變分布云圖Fig.7 Maximum principal strain contour of the grain

3 危險(xiǎn)點(diǎn)失效評(píng)估

搖擺載荷產(chǎn)生的應(yīng)力并不大,不會(huì)直接破壞藥柱的結(jié)構(gòu)完整性,但在長(zhǎng)時(shí)間的循環(huán)積累下會(huì)對(duì)藥柱的壽命產(chǎn)生影響。在藥柱上選擇三個(gè)應(yīng)力較大的位置,如圖8所示。1點(diǎn)位于藥柱頭部開口處,2點(diǎn)位于藥柱前端人工脫粘層界面處,3點(diǎn)位于藥柱尾部外表面。通過仿真計(jì)算得到這三個(gè)點(diǎn)應(yīng)力-應(yīng)變隨時(shí)間變化的曲線,根據(jù)變化情況可知2點(diǎn)處的隨機(jī)載荷較大,因此可以看出2點(diǎn)區(qū)域附近最容易在搖擺載荷的作用下受到破壞。

圖8 藥柱危險(xiǎn)部位Fig.8 Dangerous position of the grain

經(jīng)4.5 s搖擺載荷作用后,仿真得到2點(diǎn)處的Mises應(yīng)力為0.029 8 MPa,主應(yīng)變?yōu)?.72%。為觀察藥柱各危險(xiǎn)點(diǎn)受力情況,在仿真處理時(shí)得到1、2、3各點(diǎn)的三向應(yīng)力,如表4所示。可以看出,點(diǎn)1和點(diǎn)3 處受壓應(yīng)力,點(diǎn)2處受拉應(yīng)力。

表4 危險(xiǎn)點(diǎn)受力情況Table 4 Stress at dangerous points MPa

當(dāng)艦載發(fā)動(dòng)機(jī)隨艦艇巡航1 a后,根據(jù)搖擺載荷作用1次的周期為18 s可以計(jì)算得到巡航1 a時(shí)間后藥柱所受搖擺載荷作用次數(shù)N=1 752 000,由循環(huán)載荷拉伸試驗(yàn)中擬合得到的S-N公式(4)可得:巡航1 a后藥柱允許的循環(huán)載荷上限值S=0.164 5 MPa。進(jìn)而計(jì)算艦載發(fā)動(dòng)機(jī)巡航不同時(shí)間下藥柱的安全系數(shù)(許用應(yīng)力為考慮藥柱能夠達(dá)到不同循環(huán)次數(shù)下所允許的循環(huán)載荷上限值),如表5所示。可見,隨著巡航時(shí)間的增加,藥柱能夠承受的循環(huán)載荷上限值和安全系數(shù)都逐漸減小,且減小的越來越緩慢。

表5 不同巡航時(shí)間下發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱安全系數(shù)Table 5 Safety factor of the grain under different cruise times

失效判據(jù)的選擇是評(píng)估藥柱安全系數(shù)的基礎(chǔ),針對(duì)界面采用基于應(yīng)力的失效評(píng)估方法。對(duì)于單一載荷下基于應(yīng)力失效判據(jù)的安全系數(shù)評(píng)估采用下式:

(5)

式中 [σ]為許用應(yīng)力;σe為誘導(dǎo)應(yīng)力(即實(shí)際承受的應(yīng)力)。

4 結(jié)論

(1)通過不同載荷比下的推進(jìn)劑循環(huán)拉伸試驗(yàn),擬合出S-N曲線,獲得了推進(jìn)劑不同循環(huán)時(shí)間(年份)下推進(jìn)劑的破壞值,為發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱疲勞損傷評(píng)估和隨艦艇巡航的發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)劑壽命研究提供了基礎(chǔ)。

(2)以某艦載固體發(fā)動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象,結(jié)合發(fā)動(dòng)機(jī)位置,進(jìn)行受力分析。通過全尺寸模型仿真計(jì)算得到搖擺載荷下發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱上最大Mises應(yīng)力和最大應(yīng)變出現(xiàn)在藥柱頭部人工脫粘層藥界面,該點(diǎn)處受到破壞的可能性最大。

(3)通過模擬與試驗(yàn)值,得到固體發(fā)動(dòng)機(jī)巡航時(shí)間與發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱安全系數(shù)f的關(guān)系,隨著固體發(fā)動(dòng)機(jī)巡航時(shí)間的增加,藥柱能夠承受的循環(huán)載荷上限值(許用應(yīng)力)和安全系數(shù)都逐漸減小,且減小得越來越緩慢。

本文未采用帶損傷的本構(gòu)模型,且對(duì)于大型固體發(fā)動(dòng)機(jī)自藥柱澆注完成到工作結(jié)束會(huì)承受溫度載荷、加速度載荷、重力載荷、內(nèi)壓載荷等多種載荷作用,這一系列載荷工況對(duì)藥柱結(jié)構(gòu)完整性產(chǎn)生影響。本文僅研究搖擺載荷對(duì)于固體發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱力學(xué)性能的影響。