李賽賽,余 陵,張 彤,卓長飛,甘語懷

(1.南京理工大學(xué) 機械工程學(xué)院航空宇航系， 南京 210094； 2.北方華安工業(yè)集團有限公司，黑龍江 齊齊哈爾 161006)

1 引言

固體火箭發(fā)動機具有結(jié)構(gòu)簡單、可靠性高、成本低等優(yōu)點，廣泛應(yīng)用為火箭和導(dǎo)彈的動力裝置[1]。但是常規(guī)固體火箭發(fā)動機推進劑一旦點燃就無法終止，無法實現(xiàn)多次啟停和點火，能量可控性較差。在避免大幅改動燃燒室的前提下，針對此缺點，多脈沖固體火箭發(fā)動機是一種新型的設(shè)計方案。通過對燃燒室級間隔離，每個隔離單元都有其獨立的點火裝置，合理控制點火延遲時間，實現(xiàn)間歇提供推力，作為導(dǎo)彈的動力裝置可以較大提高其綜合性能和作戰(zhàn)能力[2-3]。

脈沖發(fā)動機的隔離裝置分為隔艙式和隔層式，其中隔艙式是一種硬性隔離，隔板起到承壓、阻燃的作用[4]。隔艙金屬膜片式是包括金屬膜片和開孔支撐件，膜片緊密貼在支撐件上，為了控制較小打開壓強及膜片破裂尺寸，在面向Ⅰ脈沖一側(cè)設(shè)置缺陷槽，同時涂覆絕熱層。Ⅰ脈沖工作時保證Ⅱ脈沖燃燒室不受影響，經(jīng)過一定時間，Ⅱ脈沖工作，膜片可以快速打開使燃氣通過。該隔離裝置結(jié)構(gòu)簡單、不限制裝藥形式、可靠性高。

國外對脈沖發(fā)動機研究起步較早，現(xiàn)已有多種型號導(dǎo)彈武器應(yīng)用脈沖發(fā)動機，如美國的愛國者-3導(dǎo)彈、以色列的巴拉克-8導(dǎo)彈、德國的LFK-NG導(dǎo)彈等[5-7]。國內(nèi)關(guān)森[8]、劉亞冰[9]等設(shè)計了一種陶瓷隔艙式脈沖發(fā)動機，研究了其受力情況。王春光[10]、劉偉凱[11]等對金屬膜片打開過程進行了數(shù)值模擬。梅開等[12]設(shè)計了一種塞子式的級間隔離裝置，通過水壓試驗，測試了不同材料塞子的爆破壓力。孫娜[13]、陳子豪[14]等對雙脈沖發(fā)動機燃燒室內(nèi)兩相流場進行了數(shù)值模擬。

本文基于有限元軟件對隔艙結(jié)構(gòu)進行了承壓受力仿真分析，通過改變建壓時間、膜片缺陷槽的深度探究了對膜片打開時間與壓強的影響。

2 隔艙裝置結(jié)構(gòu)

2.1 裝置要求

隔離裝置是雙脈沖固體火箭發(fā)動機的核心部件之一，其大致安裝位置如圖1所示，安全可靠的具有單向開啟功能隔離裝置是實現(xiàn)雙脈沖兩次點火工作的保障。

圖1 雙脈沖結(jié)構(gòu)示意圖

Ⅰ脈沖與Ⅱ脈沖工作壓強均為15 MPa，隔艙有如下要求：

1)Ⅰ脈沖工作時，膜片能夠承受燃氣壓力與隔熱阻燃，保證Ⅱ脈沖燃燒室不受影響；

2)Ⅱ脈沖工作時，膜片能夠在較小壓強下快速打開，保證燃氣通過；

3)膜片破裂能夠在較小尺寸，且支撐件直至工作結(jié)束不出現(xiàn)明顯變形。

2.2 金屬膜片材料選擇

適量的銅、鐵等合金元素與純鋁進行配制，可以有效改變其化學(xué)或者物相，從而大幅度提高其性能。2A12鋁合金具有良好的機械性能，低密度、高強度的諸多優(yōu)點，使其廣泛應(yīng)用在航空航天領(lǐng)域。本文金屬膜片材料選擇2A12鋁合金，其材料參數(shù)如表1。

表1 2A12鋁合金性能參數(shù)

2.3 隔艙結(jié)構(gòu)

隔艙包括支撐件與金屬膜片，如圖2。支撐架材料選擇高強度45號碳鋼，楊氏模量216 GPa，泊松比0.3，強度極限800 MPa。支撐架主要的作用是為膜片在承受Ⅰ脈沖燃氣壓力時提供支撐作用，防止膜片破碎失效，在上面開有一定形狀孔洞在金屬膜片承受壓強破碎時讓Ⅱ脈沖燃氣通過。膜片緊密貼在支撐件上，其中膜片朝向Ⅰ脈沖一側(cè)刻有缺陷槽，本文缺陷槽選用較為典型的“V”字型凹槽，呈星型分布，使其在Ⅱ脈沖工作時產(chǎn)生應(yīng)力集中，同時控制膜片破開尺寸能夠滿足要求。其中在實際應(yīng)用中，支撐件以及金屬膜片Ⅰ脈沖一側(cè)都會預(yù)先做熱防護處理，涂覆一層較薄的絕熱層防止高溫燃氣對其產(chǎn)生破壞。本文主要對結(jié)構(gòu)承受燃氣壓力分析研究，忽略了絕熱層的影響。

圖2 支撐件、金屬膜片示意圖

3 數(shù)值仿真計算模型

利用Abaqus動力顯示分析步對隔艙金屬膜片進行數(shù)值模擬，對三維模型進行適當簡化，模型約束為周端固定來模擬在發(fā)動機中實際連接情況。對Ⅰ脈沖承壓模擬時加載恒定的峰值壓力查看結(jié)構(gòu)受力是否在其安全范圍內(nèi)。Ⅱ脈沖一側(cè)點火壓強近似為線性加載，經(jīng)過約40 ms左右至工作壓強15 MPa，整個加載過程較短，所以認為初期燃氣與膜片來不及熱交換，模擬過程中只考慮壓強的影響。三維有限元模型如圖3所示，支撐架網(wǎng)格為六面體網(wǎng)格，網(wǎng)格單元類型為C3D8R，單元總數(shù)為9 448；膜片直徑D=57 mm，厚度為t=2 mm，缺陷槽長度L=25 mm(6條從圓心發(fā)出且相等呈星型分布)，深度h=1 mm，寬度W=3 mm，網(wǎng)格為四面體網(wǎng)格，網(wǎng)格單元類型為C3D4，單元總數(shù)為38891。

圖3 三維有限元模型示意圖

4 數(shù)值仿真結(jié)果及分析

4.1 Ⅰ脈沖仿真結(jié)果

由Mises第四強度理論，材料的屈服強度條件為

其中許用應(yīng)力[σ]=σb/n，式中σb為材料的強度極限，n為安全系數(shù)，本文分析校核時取值為1.5。則支撐架的許用應(yīng)力為533 MPa，金屬膜片的許用應(yīng)力為267 MPa。

對于Ⅰ脈沖主要是金屬膜片在支架的支撐作用下能否承受Ⅰ脈沖工作的燃氣壓力并保持自身結(jié)構(gòu)的完整性。Ⅰ脈沖的工作壓強為15 MPa，綜合不定影響因素，模擬時加載16 MPa的恒定峰值壓力，隔艙結(jié)構(gòu)的應(yīng)力云圖如圖4所示。

從圖4中可知，在16 MPa的壓力作用下，金屬膜片的最大應(yīng)力為180 MPa左右，支撐架結(jié)構(gòu)的危險部位為十字支架的根部連接處，整個支架所受應(yīng)力為230 MPa左右，其中最大應(yīng)力為303 MPa。金屬膜片與支撐架所受應(yīng)力均在各自的許用應(yīng)力范圍之內(nèi)。支撐架的存在大大提高了較薄的金屬膜片的承壓能力，使得在膜片在Ⅰ脈沖較高的工作壓強下仍能保持其安全可靠的密封作用，保證Ⅱ脈沖燃燒室內(nèi)不會受到影響。

圖4 16 MPa下隔艙的應(yīng)力云圖

4.2 Ⅱ脈沖仿真結(jié)果

為了簡化仿真計算，模擬Ⅱ脈沖承壓時忽略支撐架的影響。金屬膜片有限元模型如圖5所示。

圖5 金屬膜片有限元模型示意圖

Ⅱ脈沖開始工作，燃燒室內(nèi)迅速增壓，金屬膜片受力開始發(fā)生應(yīng)變。如圖6所示膜片承受Ⅱ脈沖工作壓強下的應(yīng)變云圖。膜片預(yù)制缺陷中心處首先出現(xiàn)應(yīng)力、應(yīng)變集中， 2.1 ms到7.5 ms期間膜片中心處應(yīng)變集中逐漸升高，由于建壓速度太快，在燃燒室工作7.5 ms時膜片Mises等效應(yīng)力最大值已經(jīng)超過膜片的強度極限400 MPa，在文獻[15]中指出，此時膜片不會破裂，開始進入損傷出現(xiàn)的彈塑性變形階段。隨著燃燒室工作繼續(xù)加壓，膜片逐漸失去承壓能力，在8.2 ms時膜片中心處應(yīng)變集中即最大應(yīng)變達到0.030 5，膜片承壓能力幾乎完全消失，超過金屬膜片的斷裂應(yīng)變，開始在中心處破裂。9.4 ms時膜片完全破裂打開，且打開裂紋基本沿著預(yù)先設(shè)置的缺陷槽，最后在六大塊的基礎(chǔ)上隨機破裂成諸多小破片，隨著燃氣的流動參與燃燒，然后經(jīng)過Ⅰ脈沖燃燒室、噴管排出。

綜上可知，膜片在8.2 ms時已經(jīng)開始破裂出現(xiàn)貫穿兩側(cè)的裂痕，此時受到得壓強載荷認為金屬膜片的打開壓強即3.075 MPa。

4.3 建壓速度對打開壓強的影響

保持峰值壓強15 MPa不變，改變建壓速度探究其對膜片打開壓強的影響。分別再取60 ms、80 ms、100 ms不同建壓時間，通過仿真得到不同建壓時間的金屬膜片打開時間、壓強見表2。

圖6 膜片應(yīng)變云圖

根據(jù)以上4種不同建壓時間仿真結(jié)果繪制成曲線圖，結(jié)果如圖7所示。

圖7 不同建壓時間膜片打開壓強-時間曲線

由仿真結(jié)果可知，隨著建壓時間的增長，膜片的打開時間不斷增加，建壓時間每次增加20 ms，膜片打開時間隨之增長5 ms左右。在建壓時間變?yōu)?0 ms時，膜片打開壓強比40 ms增大了0.4 MPa左右即3.4 MPa，但再隨著建壓時間的增大，80 ms、100 ms時膜片打開壓強穩(wěn)定在3.4 MPa左右?guī)缀鯖]有變化。

4.4 “V”型槽深度對打開壓強的影響

為了進一步研究其膜片打開壓強，在上面建壓時間為40 ms仿真的基礎(chǔ)上選取4組不同凹槽深度的膜片，其余參數(shù)不變，不同深度膜片參數(shù)見表3。

表3 不同深度膜片參數(shù)

分別對以上4組金屬膜片仿真，得到打開壓強分別為3.375 MPa、3.075 MPa、2.85 MPa、2.663 MPa。以打開壓強為P縱軸，凹槽深度h為橫軸繪制曲線如圖8所示。由圖可知，隨著膜片凹槽深度h的增加，打開壓強不斷減小，打開壓強P與h在一定范圍內(nèi)近似呈線性關(guān)系。因此，在確定了金屬膜片的直徑、厚度等尺寸后，可以根據(jù)發(fā)動機的工作壓強設(shè)置合理的缺陷槽的深度h，控制膜片的打開壓強在一定的范圍值。

圖8 凹槽深度h對打開壓強的影響曲線

5 結(jié)論

1) 在達到膜片材料的屈服極限時，膜片不會失效破裂，隨著燃燒室不斷增壓，應(yīng)變達到材料的斷裂應(yīng)變0.025時，金屬膜片才開始失去承壓能力出現(xiàn)裂紋。

2) 建壓時間越長，金屬膜片的打開時間變長，膜片打開壓強60 ms時比40 ms時增加了0.4 MPa，隨著建壓時間的增長，打開壓強穩(wěn)定在3.4 MPa。

3) 在較快的建壓條件下，厚度t=2 mm、凹槽深度h=1 mm的金屬膜片打開壓強為3.075 MPa，且膜片裂痕首先出現(xiàn)在膜片應(yīng)力集中處，膜片的破裂痕跡幾乎沿著預(yù)先設(shè)置的缺陷槽，“V”型凹槽可以較好的控制金屬膜片的破裂尺寸。

4) 膜片的打開壓強P隨著預(yù)置缺陷槽深度h的增加而線性減小，在一定范圍內(nèi)可以通過改變膜片凹槽的深度使打開壓強達到燃燒室壓強的要求。