固體發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱應(yīng)力應(yīng)變仿真與試驗(yàn)驗(yàn)證研究

黃波 ，劉杰 ，羅天元 ，胥澤奇 ，張凱

（1.西南技術(shù)工程研究所，重慶 400039；2.重慶市環(huán)境腐蝕與防護(hù)工程技術(shù)研究中心，重慶 400039）

裝藥藥柱是固體發(fā)動(dòng)機(jī)的重要組成部分，在貯存過(guò)程中易受到外部環(huán)境影響，是發(fā)動(dòng)機(jī)的薄弱環(huán)節(jié)，而固體發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱的應(yīng)力應(yīng)變是影響發(fā)動(dòng)機(jī)裝藥結(jié)構(gòu)壽命的主要因素[1—2]，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)此展開(kāi)了大量的試驗(yàn)和理論研究。其中，甄華生等[3]初步分析了藥柱裂紋的產(chǎn)生機(jī)理及改善裂紋的方法，結(jié)果表明，內(nèi)應(yīng)力是導(dǎo)致藥柱產(chǎn)生裂紋的原因，裂紋的進(jìn)一步擴(kuò)展將會(huì)導(dǎo)致內(nèi)彈道性能改變。魯國(guó)林等[4]在對(duì)定應(yīng)變狀態(tài)下方坯藥壽命預(yù)測(cè)的研究中發(fā)現(xiàn)：在15%定應(yīng)變貯存條件下，某丁羥推進(jìn)劑方坯藥的壽命比非定應(yīng)變貯存條件下短4年。從以上研究可以看到，應(yīng)力應(yīng)變對(duì)固體發(fā)動(dòng)機(jī)貯存性能產(chǎn)生了重要影響，可能導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)的失效、儲(chǔ)存壽命的降低。

目前針對(duì)藥柱應(yīng)力應(yīng)變的分析主要采用有限元計(jì)算方法，例如杜建科等[5]基于損傷的粘彈性材料積分蠕變型本構(gòu)關(guān)系，建立了增量型有限元法。這些有限元模型集中于建立分析方法，未能對(duì)仿真計(jì)算后的數(shù)據(jù)準(zhǔn)確性進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。文中以有限元計(jì)算方法為基礎(chǔ)，利用ABAQUS有限元軟件，對(duì)3種環(huán)境溫度下的藥柱應(yīng)力應(yīng)變進(jìn)行了仿真計(jì)算，再通過(guò)試驗(yàn)對(duì)仿真數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證分析。

1 計(jì)算方法

文中利用ABAQUS有限元分析軟件，基于線性粘彈性力學(xué)模型、熱粘彈性本構(gòu)模型[6—7]分析了某型導(dǎo)彈固體發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱在多個(gè)溫度下的應(yīng)力應(yīng)變。

式中：［C′］為總熱容矩陣；［K′］為總熱傳導(dǎo)矩陣；{T}為溫度向量。其中，

包含熱力學(xué)耦合項(xiàng)的結(jié)構(gòu)場(chǎng)控制方程為：

1）幾何方程

式中：εi，j為應(yīng)變分量；ui為位移分量。

2）平衡方程

式中：σij為應(yīng)力分量。

3）本構(gòu)方程

2 計(jì)算模型與參數(shù)選擇

某型固體發(fā)動(dòng)機(jī)主要由殼體、絕熱層、推進(jìn)劑組成[8—9]。為了盡可能地和真實(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)狀態(tài)保持一致來(lái)提高分析精度，模型按照上述發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)進(jìn)行建立，同時(shí)還考慮了絕熱層沿發(fā)動(dòng)機(jī)軸線方向的厚度變化和人工脫粘層處的分層。根據(jù)對(duì)稱性原則，取發(fā)動(dòng)機(jī)1/16模型進(jìn)行計(jì)算，設(shè)置剖切面為對(duì)稱面，人工脫粘部分為自由約束，網(wǎng)格類型設(shè)置為位移-溫度耦合單元，具體劃分情況如圖1所示。

在預(yù)警指標(biāo)確定方面，歐盟一些國(guó)家還開(kāi)展了貝葉斯降雨閾值方法（The Bayesian Rainfall Thresholds methodology）的研究。該方法考慮了流域飽和狀況對(duì)徑流形成過(guò)程的影響，基于貝葉斯損失函數(shù)的最小化確定臨界降雨指標(biāo)。該臨界降雨指標(biāo)對(duì)應(yīng)于某個(gè)河道斷面的臨界水位，當(dāng)洪水位高于此值時(shí)，可形成災(zāi)害。采用該方法有兩種技術(shù)途徑，即蒙特卡洛模擬（Monte-Carlo simulations）和 正 態(tài)分位數(shù)轉(zhuǎn)化（Normal Quantile Transform），其區(qū)別在于對(duì)數(shù)據(jù)的要求，即是否有降雨和徑流時(shí)間序列資料。

圖1 某固體發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱三維有限元模型Fig.1 Three-dimension finite element model of a soild rocket motor grain

在ABAQUS仿真計(jì)算過(guò)程中，推進(jìn)劑視為線性粘彈性材料，絕熱層和殼體視為彈性材料[10]。測(cè)得各溫度下的應(yīng)力松弛數(shù)據(jù)如圖2所示。通過(guò)時(shí)溫等效平移得到了應(yīng)力松弛主曲線[11]，如圖3所示。

圖2 各溫度下應(yīng)力松弛試驗(yàn)數(shù)據(jù)曲線Fig.2 Stress relaxation experimental data curves at different temperatures

圖3 應(yīng)力松弛主曲線Fig.3 The stress relaxation modulus master curves

以20℃為參考溫度的推進(jìn)劑松弛模量函數(shù)為：

式中：E（t）為松弛時(shí)間譜。

3 有限元計(jì)算及結(jié)果分析

為了研究藥柱結(jié)構(gòu)在不同環(huán)境溫度下的應(yīng)力應(yīng)變，選取了3個(gè)具有代表性的溫度值，分別是高溫50℃、常溫20℃和低溫-40℃。在這三種環(huán)境溫度下對(duì)藥柱進(jìn)行仿真計(jì)算，得到了各溫度下的Mises應(yīng)力值和最大主應(yīng)變值。

環(huán)境溫度為-40，20，50℃時(shí)藥柱結(jié)構(gòu)的應(yīng)力應(yīng)變?nèi)鐖D4—圖6所示。可以看出，三種環(huán)境溫度下的應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)分布規(guī)律相似，最大應(yīng)力、應(yīng)變發(fā)生在頭部人工脫粘層的根部，藥柱內(nèi)部沿徑向越靠近內(nèi)孔表面，應(yīng)力應(yīng)變的數(shù)值越大。沿藥柱的軸向，內(nèi)孔表面的最大應(yīng)力應(yīng)變發(fā)生在靠近藥柱中間位置。

圖4 -40℃環(huán)境下藥柱結(jié)構(gòu)內(nèi)應(yīng)力、應(yīng)變分布Fig.4 The stress and strain distribution in the grain structure at-40℃

圖5 20℃環(huán)境下藥柱結(jié)構(gòu)內(nèi)應(yīng)力、應(yīng)變分布Fig.5 The stress and strain distribution in the grain structure at 20℃

另外，當(dāng)環(huán)境溫度為-40℃時(shí)，其應(yīng)力應(yīng)變值較小，應(yīng)力值為0.24 MPa，應(yīng)變值為1.413%；當(dāng)環(huán)境溫度為20℃時(shí)，應(yīng)力應(yīng)變值相比環(huán)境溫度-40℃時(shí)更大，應(yīng)力值為0.9592 MPa，應(yīng)變值為5.652%，應(yīng)變值大于5%，會(huì)對(duì)推進(jìn)劑的老化行為產(chǎn)生影響，在貯存過(guò)程中降低推進(jìn)劑的力學(xué)性能[12—13]；當(dāng)環(huán)境溫度為50℃時(shí)，相比其余兩個(gè)溫度，其應(yīng)力應(yīng)變值最大，應(yīng)力值為2.365 MPa，應(yīng)變值為13.93%，此時(shí)較大的應(yīng)變值可能使藥柱產(chǎn)生裂紋，最終導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)的失效。其原因是：由于殼體的熱膨脹系數(shù)比推進(jìn)劑的熱膨脹系數(shù)小，當(dāng)藥柱環(huán)境溫度升高時(shí)，藥柱的膨脹會(huì)受到殼體的制約，使藥柱內(nèi)部產(chǎn)生壓應(yīng)變。當(dāng)應(yīng)變值大于藥柱的斷裂延伸率時(shí)，就會(huì)使藥柱在微觀結(jié)構(gòu)上產(chǎn)生損傷，損傷的發(fā)展和積累可能導(dǎo)致藥柱出現(xiàn)宏觀裂紋，最終導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)失效[14—16]。

圖6 50℃環(huán)境下藥柱結(jié)構(gòu)內(nèi)應(yīng)力、應(yīng)變分布Fig.6 The stress and strain distribution in the grain structure at 50℃

4 計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證

采用推進(jìn)劑拉伸應(yīng)力松弛試驗(yàn)對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。試驗(yàn)的邊界條件如圖7所示，矩形推進(jìn)劑試樣一端固定，一端施加速度為1 mm/s的等速拉伸條件。

圖7 單軸等速拉伸仿真邊界條件Fig.7 The boundary conditions of uniaxial constant velocity tensile simulation

15.6 %應(yīng)變下的單軸應(yīng)力仿真結(jié)果如圖8所示，從應(yīng)力分布可以發(fā)現(xiàn)，矩形試樣的中部應(yīng)力分布基本均勻一致，試樣形式滿足單軸拉伸的條件。

仿真和試驗(yàn)獲得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖9所示，可以看出，在低應(yīng)變水平以下，仿真結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果基本重合，線粘彈性本構(gòu)關(guān)系模型在較低應(yīng)變水平下可以很好地模擬出推進(jìn)劑的力學(xué)行為。隨著推進(jìn)劑應(yīng)變水平的不斷提高，線粘彈性仿真結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果之間的誤差逐漸變大。這是由于在較大應(yīng)變水平下，推進(jìn)劑內(nèi)部產(chǎn)生了顆粒脫濕和微孔洞等一系列的損傷，造成了材料整體模量的下降，這體現(xiàn)在宏觀的應(yīng)力應(yīng)變曲線出現(xiàn)“轉(zhuǎn)彎”現(xiàn)象。

圖8 15.6%應(yīng)變水平下的單軸應(yīng)力仿真結(jié)果Fig.8 Results of uniaxial stress simulation at a strain level of 15.6%

圖9 仿真和試驗(yàn)獲得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.9 Stress-strain curves obtained by simulation and test

圖10 仿真和試驗(yàn)結(jié)果的相對(duì)誤差隨應(yīng)變水平的關(guān)系Fig.10 Relative error curves of simulation and test results with increasing strain levels

仿真和試驗(yàn)結(jié)果的相對(duì)誤差隨應(yīng)變水平的變化曲線如圖10所示，可以發(fā)現(xiàn)，線粘彈性本構(gòu)關(guān)系模型的誤差隨著應(yīng)變水平的增大不斷增大。當(dāng)應(yīng)變水平在14.3%以下時(shí)，兩者之間的相對(duì)誤差可以控制在10%以內(nèi)。

5 結(jié)論

1）環(huán)境溫度越高，藥柱的應(yīng)力應(yīng)變值越大，但應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)分布規(guī)律相似，最大應(yīng)力、應(yīng)變發(fā)生在頭部人工脫粘層的根部，藥柱內(nèi)部沿徑向越靠近內(nèi)孔表面，應(yīng)力應(yīng)變的數(shù)值越大。沿藥柱的軸向，內(nèi)孔表面的最大應(yīng)力應(yīng)變發(fā)生在靠近藥柱中間位置。

2）仿真結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果基本重合，線粘彈性本構(gòu)關(guān)系模型在較低應(yīng)變水平下可以很好地模擬出推進(jìn)劑的力學(xué)行為。

3）線粘彈性本構(gòu)關(guān)系模型的誤差隨著應(yīng)變水平的增大不斷增大，當(dāng)應(yīng)變水平在14.3%以下時(shí)，仿真和試驗(yàn)結(jié)果兩者之間的相對(duì)誤差可以控制在10%以內(nèi)。

[1] 張昊，彭松，龐愛(ài)民.固體推進(jìn)劑應(yīng)力和應(yīng)變與使用壽命關(guān)系[J].推進(jìn)技術(shù)，2006，27（4）：372—375.ZHANG Hao，PENG Song，PANG Ai-min.Relationship between Stress-Strain and Service Life of Solid Propellant[J].Journal of Propulsion Technology，2006，27（4）：372—375.

[2] 張興高，張煒，王春華，等.定應(yīng)變作用下NEPE推進(jìn)劑老化特性及壽命預(yù)估研究[J].國(guó)防科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2009，31（3）：20—24.ZHANG Xing-gao，ZHANG-Wei，WANG Chun-hua，et al.The Aging Property and Life Prediction of NEPE Propellant under Constant Strain[J].Journal of National University of Defense Technology，2009，31（3）：20—24.

[3] 甄華生，孫玉蓉，苑玲.固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱內(nèi)應(yīng)力的產(chǎn)生與預(yù)防[J].上海航天，2002（5）：36—38.ZHEN Hua-sheng，SUN Yu-rong，YUAN Ling.The Analysis and Prevention of Internal Stress in the Solid Rocket Motor Grain Flaw[J].Aerospace Shanghai，2002（5）：36—38.

[4]魯國(guó)林，羅懷德.定應(yīng)變下丁羥推進(jìn)劑貯存壽命預(yù)估[J].推進(jìn)技術(shù)，2000，21（1）：79—81.LU Guo-lin，LUO Huai-de.Storage Life Prediction for HTPB Propellant under Constant Strain[J].Journal of Propulsion Technology，2000，21（1）：79—81.

[5] 杜建科，朱祖念，張善祁，等.固體發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱損傷粘彈有限元分析[J].固體火箭技術(shù)，2001，24（1）：1—6．DU Jian-ke，ZHU Zu-nian，ZHANG Shan-qi，et al.A Finite Element Analysis of Viscoelasticity for SRM Grain with Damages[J].Journal of Solid Rocket Technology，2001，24（1）：1—6．

[6] 王錚.藥柱結(jié)構(gòu)完整性的可靠性分析[J].固體火箭技術(shù)，2001，24（1）：16—18.WANG Zheng.Reliability Analysis on Structural Integrity of Propellant Grains[J].Journal of Solid Rocket Technology，2001，24（1）：16—18.

[7] 趙永俊，張興高，張煒，等.國(guó)外固體推進(jìn)劑及其粘結(jié)界面貯存老化研究進(jìn)展[J].火箭推進(jìn)，2008，34（3）：35—38.ZHAO Yong-jun，ZHANG Xing-gao，ZHANG Wei，et al.Review on the Aging Property of Solid Propellant and Bonding Interface Abroad[J].Journal of Rocket Propulsion，2008，34（3）：35—38.

[8] 阮崇智.大型固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)研制的關(guān)鍵技術(shù)[J].固體火箭技術(shù)，2005，28（1）：23—28.RUAN Chong-zhi.Critical Techniques in Development of Large-size Solid Rocket Motors[J].Journal of Solid Rocket Technology，2005，28（1）：23—28.

[9] 張志峰，馬岑睿，高峰，等.火箭發(fā)動(dòng)機(jī)固體推進(jìn)劑老化研究[J].空軍工程大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2009，10（5）：5—9.ZHANG Zhi-feng，MA Cen-rui，GAO Feng，et al.Summary of Study of Rocket Engine Solid Propellant Aging[J].Journal of Air Force Engineering University（Natural Science Edition），2009，10（5）：5—9.

[10]潘奠華，胡明勇.固化降溫過(guò)程中固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)材料參數(shù)的影響分析[J].煙臺(tái)大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)與工程版），2006，19（1）：63—67.PAN Dian-hua，HU Ming-yong.Influence of Solid Rocket Engine Material Parameters when Solidifying[J].Journal of Yantai University（Natural Science and Engineering Edition），2006，19（1）：63—67.

[11]趙培仲，文慶珍，朱金華.時(shí)溫等效方程的研究[J].橡膠工業(yè)，2005，52（3）：142—145 ZHAO Pei-zhong，WEN Qing-zhen，ZHU Jin-hua.Study on the Time Temperature Equivalent Equation[J].Rubber Industry，2005，52（3）：142—145.

[12]潘文庚，王曉鳴，陳瑞，等.環(huán)境溫度對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱影響分析[J].南京理工大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2009，33（1）：117—121.PAN Wen-geng，WANG Xiao-ming，CHEN Rui，et al.Effect of Environmental Temperature on Storage Rocket Motor Grain[J].Journal of Nanjing University of Science and Technology（Natural Science），2009，33（1）：117—121.

[13]鄭路，常新龍，王斌.溫濕度變化對(duì)固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)粘接界面的影響[J].中國(guó)膠粘劑，2007，16（6）：16—18.

ZHENG Lu，CHANG Xin-long，WANG Bin.Effect for Temperature and Humidity Change on SRM Adhint Interface[J].China Adhesives，2007，16（6）：16—18.

[14]原渭蘭，李軍偉.固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)交變環(huán)境溫度瞬態(tài)響應(yīng)的研究[J].海軍航空工程學(xué)院學(xué)報(bào)，2008，23（5）：521—523.YUAN Wei-lan，LI Jun-wei.Research on the Respond of the Solid Propellant Motor to the Alternating Environmental Temperature[J].Journal of Naval Aeronautical and Astronautical University，2008，23（5）：521—523.

[15]李九天，雷勇軍，唐國(guó)金，等.固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱表面裂紋分析[J].固體火箭技術(shù)，2008，31（5）：471—474.LI Jiu-tian，LEI Yong-jun，TANG Guo-jin，et al.Analysis on Surface Crack of Solid Rocket Motor Grain[J].Journal of Solid Rocket Technology，2008，31（5）：471—474.

[16]袁端才，雷勇軍，唐國(guó)金，等.長(zhǎng)期貯存的固體發(fā)動(dòng)機(jī)藥柱脫粘界面裂紋分析[J].國(guó)防科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2006，28（3）：19—23.YUAN Duan-cai，LEI Yong-jun，TANG Guo-jin，et al.Analysis of the Interfacial Crack in Debonded Layer of Long Term Storage Solid Motor Grain[J].Journal of National University of Defense Technology，2006，28（3）：19—23.