舰载环境下固体发动机界面应力变化特性研究∗

刘敬虎 于 畅 董可海 唐岩辉

（1.91576部队 宁波 315016）（2.海军航空工程学院研究生管理大队 烟台 264001）（3.海军航空工程学院飞行器工程系 烟台 264001）

舰载环境下固体发动机界面应力变化特性研究∗

刘敬虎1于 畅2董可海3唐岩辉3

（1.91576部队 宁波 315016）（2.海军航空工程学院研究生管理大队 烟台 264001）（3.海军航空工程学院飞行器工程系 烟台 264001）

为研究连续航行状态下舰船振动对固体发动机的影响，针对某型固体火箭发动机，分析了其在不同舰船振动载荷作用下的界面剪切应力变化特性，分析了不同海况下舰船振动对固体火箭发动机界面剪切应力的影响。研究结果表明，固体发动机界面剪切应力变化周期受海况变化影响较小，基本维持在0.2s左右不变；不同海况作用下界面剪切应力绝对值大约在5KPa-10KPa范围内变化，远低于界面剪切应力强度值；随着海况增加，界面剪切应力变化幅值越来越大，其交变特性带来的影响不可忽略。研究可为该型固体火箭发动机寿命评估和延寿工作提供技术支持。

内埋式传感器；粘接试件；界面粘接强度

1 引言

固体火箭发动机作为当今战术导弹武器的主要动力装置之一，具有重要的军事地位，其性能好坏直接影响到武器系统的作战使用效能［1～6］。国内外学者针对固体发动机寿命领域的工作，主要集中在贮存过程的推进剂老化特性研究［7～10］。然而，随着近年来新型舰载导弹越来越多的采用垂直发射系统，且舰载连续值班周期越来越长，舰载值班过程中，固体发动机垂向放置，舰艇振动必然引起装药粘接界面的剪切应力变化［11～15］，长期的界面剪切应力变化会造成发动机界面损伤甚至脱粘，直接影响发动机的使用寿命［16～20］。因此，有必要对舰载值班过程中界面剪切应力的变化特性其进行研究。本文针对典型海况下振动载荷对界面剪切应力的影响进行计算，研究不同舰载环境下固体火箭发动机界面剪切应力变化特性，为该型固体火箭发动机寿命评估和延寿工作提供技术支持。

2 数值计算

2.1 物理模型和材料性能参数

本文研究的对象是某反舰导弹固体助推器，其装药为五角星型内孔装药，装药燃烧室主要由壳体、衬层、绝热层、药柱组成，其中还包括尾部人工脱粘层、头部开缝包覆套筒。由于只对发动机燃烧室侧壁处的界面剪切损伤进行研究，对发动机模型进行适当简化，绝热层的作用是防止发动机工作时尾部壳体被烧穿，分析时暂不考虑。进行有限元计算时，主要分析对象为壳体、衬层、药柱、包覆套筒，由于发动机的结构对称性，取发动机1∕10模型作为研究对象，如图1所示。

研究用发动机各材料性能参数如表1所示。

图1 发动机模型

表1 材料特性参数

2.2 网格划分

对选取的1∕10发动机模型按壳体、衬层、包覆套筒、药柱分别进行网格划分，壳体、衬层、包覆套筒为弹性材料，采用C3D8T单元进行有限元离散，药柱为粘弹性材料，采用C3D4T单元进行有限元离散。药柱采用自由网格划分，壳体、衬层、包覆套筒采用扫掠网格划分。根据所选单元和网格划分方法将药柱划分为62334个单元，衬层1100个单元，壳体1100个单元，包覆套筒390个单元，有限元网格图如图2所示。

图2 网格划分

2.3 边界及初始条件

1）位移边界条件

对发动机模型施加的位移边界条件如下：

（1）对称边界条件。在1∕10模型对称面上施加对称边界条件，即模型对称面上的法向位移为零。

（2）固定边界条件。在发动机壳体外表面施加固定边界条件，即壳体外表面的位移为零。

（3）自由边界条件。药柱内表面、药柱尾部的包覆面、脱粘面均与空气接触，暂不考虑发动机贮存时内压的作用，将其视为自由边界。

（4）绑定约束。计算时认为发动机各界面粘接完好，对各粘接界面施加绑定约束。施加绑定约束的粘接界面如下：包覆套筒与药柱粘接界面，衬层与药柱、包覆套筒粘接界面，发动机头部、柱段的衬层与壳体粘接界面。

2）初始条件

考虑到重力对界面剪切应力的影响，对发动机施加竖直向下的重力加速度。曲凯曾对多种海况下舰船振动模型进行了总结，给出了舰船振动随浪级变化的关系［15］。本文根据文献所述方法分别计算施加不同海况下的舰船振动载荷，进行数值模拟。考虑计算速度和计算所需样本量，计算舰载值班时60s时间范围内受海况影响发动机界面剪切应力变化。

3 结果及分析

根据文献［21］的相关研究，立贮式发动机在舰载值班过程中，粘接界面剪切应力值从上到下越来越大，为比较同一部位不同海况作用下的界面剪切应力变化特性，本文选择发动机柱段最下方界面剪切应力最大处位置，计算其在不同海况作用下的界面剪切应力变化。根据上述模型及条件进行计算，得到该位置不同海况下发动机粘接界面的剪切应力变化特性如图3所示。

从图3可以看出：

1）不同海况下界面剪切应力变化周期基本维持在0.2s左右，海况的变化对界面剪切应力变化周期影响不大。

分析其原因为海况的增加对浪高影响较大，更多的的增加了舰船振动的幅值，而对振动频率影响不大，从而使得界面剪切应力的变化周期基本不发生变化。

图3 不同海况下剪切应力曲线

2）界面剪切应力绝对值受海浪振动载荷影响较大，海况级数越大，界面应力越大。应力绝对值整体分布在5 KPa-10KPa之间。

正如前文所述，随着海况级数的增加，舰船振动幅度增大，直接导致了界面剪切应力的绝对值增加。但根据该型固体发动机出厂指标，药柱粘接界面最大剪切应力强度应不低于0.4MPa，即使在7级海况下，界面剪切应力绝对值仅为10KPa左右，远低于发动机最大界面剪切应力强度。

3）从界面剪切应力变化幅值来看，海况级数越大，界面剪切应力变化幅值越大，在7级海况下，界面剪切应力变化幅值约为3KPa左右。

如果剪切应力恒定，即使恶劣海况条件下应力最大值也仅为最大剪切应力强度的2.5%，不会对发动机界面损伤造成太大影响。然而，界面剪切应力的交变特性对发动机寿命的影响却不可忽略。以2级海况为例，界面剪切应力绝对值约为6KPa，但其应力交变幅值为2KPa，达到了应力绝对值的30%，长期连续值班过程中，海况不断变化，交变特性更为明显，其对固体发动机粘接界面的损伤影响必须予以重视。

4 结语

通过本文研究，可以得到以下结论：

1）不同海况作用下界面剪切应力变化周期变化不大，基本稳定在0.2s左右。

2）海况级数越大，界面剪切应力绝对值越大。受不同海况影响，界面剪切应力绝对值变化范围基本在5KPa-10KPa之间，远低于发动机最大界面剪切应力强度。

3）海况级数越大，界面剪切应力变化幅值越大，2级海况下应力变化幅值约为应力绝对值的30%，其交变特性对发动机的影响必须予以重视。

［1］陈汝训.固体火箭发动机设计与研究［M］.北京：宇航出版社，1991：1-20.

［2］侯林法.复合固体推进剂［M］.北京：宇航出版社，1994：230-302.

［3］Ozupek S.Constitutive equations for solid propellants［D］.Astin：The university of texas，1997.

［4］Inglis H M，Geubelle P H，Matous K，et al.Cohesive modeling of dewetting in particulate composites：micromechanics vs.multiscale finite element analysis［J］.Mechanics of materials，2007，39：580-595.

［5］阿兰·达维纳，侯世明译.固体火箭推进技术［M］.北京：中国航天科工集团第四总体设计部，2006：158-200.

［6］Lund E F.Minuteman long range service life analysis overview［C］∕AIAA76-716.

［7］Holl G.Former and modern for the determination of the service life of rocket propellant［R］.AD-A330303.

［8］邢耀国，董可海.固体火箭发动机寿命预估研究的发展和展望［J］.固体火箭技术，2000，24（3）：30-33.

［9］王玉峰，李高春，王晓伟.固体火箭发动机海洋环境下的贮存及寿命预估［J］. 火炸药学报，2008，31（6）：87-90.

［10］许俊松.舰船摇摆运动载荷作用下固体发动机装药基于耗散能的寿命预估［D］.烟台：海军航空工程学院，2009.

［11］Celina M，Graham A C，Gillen K T，et al.Thermal degradation studies of a polyurethane propellant binder［J］.Rubber chemistry technology.2000.73：669-678.

［12］鲁国林，罗怀德.定应变下丁羟推进剂贮存寿命预估［J］. 推进技术，2000，21（1）：79-81.

［13］赵永翔.××火箭发动机装药贮存性能研究［D］.西安：西北工业大学，2002.

［14］张凯，黄渝鸿，等.丁基橡胶密封材料贮存寿命的预测［J］.四川化工，2004.7（1）：4-6.

［15］ Celina M，Gillen K T，Assink R A.Accelerated aging and lifetime prediction：Review of non-Arrhenius behaviour due to two competing processes［J］.Polymer degradation and stability.2005.90：395-404

［16］杨根，赵永俊，张炜，等.HTPB推进剂贮存期预估模型研究［J］.固体火箭技术，2006.29（4）：283-285.

［17］徐明.舰载摇摆载荷作用下固体发动机界面老化分析研究［D］.烟台：海军航空工程学院，2008.

［18］罗怀德.固体推进剂使用寿命快速预测探索研究［J］.固体火箭技术，2000，23（1）：31-35.

［19］张昊，罗怀德，杜娟.线性活化能法预估推进剂贮存寿命研究［J］.固体火箭技术，2002.25（2）：56-58.

［20］王春华，彭网大，翁武军，等.HTPB推进剂凝胶分解特性与老化性能的相关性［J］.推进技术，2000.21（2）：84-87.

［21］曲凯.舰载固体火箭发动机疲劳损伤研究［D］.烟台：海军航空工程学院，2011.

Research on the Bond Stress of Solid Rocket Motor in Warship

LIU Jinghu1YU Chang2DONG Kehai3TANG Yanhui3
（1.No.91576 Troops of PLA，Ningbo 315016）
（2.Graduate Management Team，Naval Aeronautical Engineering Institute，Yantai 264001）
（3.Department of Aircraft Engineering，Naval Aeronautical Engineering University，Yantai 264001）

To study the influence of ship vibration on solid rocket motor in continuous navigation，to analyze the characteristics of interface shear stress change under different ship vibration loads for a solid rocket motor，to analyze the influence of The vibration on solid rocket motor interface shear stress.The results show that the shear stress variation cycle of the solid rocket motor is less affected by the change of the sea condition，and it is basically maintained at about 0.2s.The absolute value of interfacial shear stress in different sea conditions is about 5KPa-10KPa，which is much lower than the interfacial shear stress intensity.In the atrocious sea condition，the amplitude of interfacial shear stress is increasing，and the impact of its alternating characteristics cannot be ignored.The study can provide technical support for the life evaluation and life extension of the solid rocket motor.

embedded sensor，adhesive specimen，bonding interface strength

V435

10.3969∕j.issn.1672-9730.2017.10.035

Class Number V435

2017年5月23日，

2017年6月19日

刘敬虎，男，高级工程师，研究方向：航空弹药管理。