應變加載歷史對推進劑力學性能的影響

劉著卿,李高春,王玉峰,李志杰

(1.海軍航空工程學院飛行器工程系,山東 煙臺 264001;2.河西機械化工公司 ,內蒙古 呼和浩特 010010)

引 言

貼壁澆鑄式固體火箭發動機藥柱在其全壽命過程中,不斷承受各種機械載荷的作用,藥柱中不均勻分布的應力應變場不僅影響發動機的貯存性能,長期載荷作用導致的累積損傷嚴重時甚至會影響發動機的結構完整性及內彈道特性[1],如何確定發動機藥柱損傷狀態及損傷對發動機性能的影響是急需研究的問題。李彥麗[2]等人通過比較長期貯存的CTPB推進劑方坯和發動機中推進劑藥柱性能的變化,指出用推進劑方坯的老化性能難于推斷發動機藥柱的壽命,發動機中不同位置的推進劑性能的變化有明顯差異;王鴻范[3]等人設計了 3個貯存溫度、4種老化應變條件下的貯存老化實驗,結果表明,老化應變對貯存性能影響顯著,不同溫度下化學老化與定應變產生的老化作用的影響不同。Ozupek[4]在研究推進劑本構關系時,從宏觀唯象的角度分析了往復拉伸過程中推進劑的力學行為,但其對大應變往復拉伸條件下推進劑力學性能的變化考慮不足。鄧凱[5]對3個應變幅值、兩種加載次數循環加載后的推進劑拉伸曲線進行了分析,但其結果未能充分解釋循環加載對推進劑力學性能的影響。

弄清楚推進劑中損傷發生與擴展的規律是建立推進劑損傷本構方程,進而對固體火箭發動機進行狀態評判及壽命評估的基礎。本研究對推進劑進行不同應變幅值及往復拉伸次數的加載試驗,靜置回復后拉斷試件,結合原位拉伸與斷面電鏡觀察,分析應變加載歷史對推進劑力學性能的影響。

1 試 驗

以 HTPB復合固體推進劑為研究對象,力學性能測試在 MTS微機控制電子萬能(拉力)試驗機上進行,試件尺寸如圖1所示。原位拉伸電鏡觀察采用飛利浦Quanta400掃描電子顯微鏡,加載使用Deben掃描電鏡拉伸臺,試件為 20mm×10mm×2mm的長方體,試件標距 10mm。

圖 1 推進劑試件尺寸(單位:mm)Fig.1 Dimension of propellant(units:mm)

為考查往復拉伸次數與應變幅值對推進劑損傷的影響,先對推進劑試件進行定應變往復拉伸。加載方式為位移控制,加載曲線如圖 2所示。試驗中,以100mm/min的拉伸速度拉伸試件,至預定位移后迅速改變夾頭運動方向至應力為零后再次拉伸試件,如此往復至預定次數。完成往復拉伸后將試件靜置 12h使試件回復到零應力狀態,再對試件進行單向拉伸試驗。

圖 2 推進劑試件的定應變幅值加載示意圖Fig.2 Schematic diagram of constant strain loading of propellant

試驗共分 3部分:(1)選取 10%、20%、40%、70%四個應變幅值,往復拉伸試件 10、50、100次后對試件進行單向拉伸試驗。 (2)選取 10%、20%、30%、40%、50%、60%、70%、80%八個應變幅值,往復拉伸試件10次后對試件進行單向拉伸試驗。 (3)對經不同應變幅值往復拉伸次數后拉斷的試件進行斷面觀察;為分析往復拉伸過程中推進劑脫濕損傷的發展過程,設計原位往復拉伸電鏡觀察試驗,將推進劑拉伸至應變為60%后改變夾頭的運行方向至推進劑應力為零,再拉伸推進劑至應變達到70%。應變每變化10%拍下 200倍電鏡圖片。

2 結果與討論

2.1 拉伸試驗結果

經4個應變幅值(X a)一定次數往復拉伸后,推進劑的抗拉強度(e)如表1所示。不同應變幅值往復拉伸10次后推進劑的抗拉強度如表2所示。

表1 4個應變幅值和一定次數的往復拉伸后推進劑的抗拉強度Table 1 Tensile strength of propellant after different strain and repeated loading times

表 2 不同應變幅值和往復拉伸 10次后推進劑的抗拉強度

由表1和表2可以看出,經不同應變幅值和次數往復拉伸后,推進劑抗的拉強度并無明顯變化,傳統的通過提取單向拉伸曲線中的最大抗拉強度、最大延伸率、斷裂延伸率等特征點的信息來確定推進劑所處狀態的方法在這里失效。直接比較各條件下的單向拉伸曲線更能反映推進劑所受損傷的特性。

圖3為4個應變幅值不同次數往復拉伸后推進劑的單向拉伸曲線。由圖3可以看出,雖然抗拉強度在經定應變幅值往復拉伸后沒有變化,往復拉伸對推進劑試件造成的損傷卻不能忽視。當應變幅值為10%時,經往復拉伸后的試件單向拉伸曲線與無損試件單向拉伸曲線相比幾乎沒有變化,往復拉伸造成的損傷很小;當應變幅值為 20%、40%時,經往復拉伸后的試件單向拉伸曲線應變小于往復拉伸應變幅值時,推進劑的應力比無損傷推進劑的小,應變超出往復拉伸的應變幅值后,拉伸曲線基本恢復到無損傷單向拉伸狀態,這說明由應變造成的損傷控制在往復拉伸應變幅值的范圍內,應變超出該應變幅值時,由往復拉伸造成的損傷不影響推進劑后半部分的力學性能;當應變幅值為70%時,損傷擴展到應變幅值以外,經往復拉伸后的試件應力響應整體比未損傷試件小。對比圖3中的曲線可看出,往復拉伸次數的影響在超過 10次后變化較小,應變越大,往復次數的影響越大。

往復拉伸次數超出 10次后,因往復拉伸次數引起的損傷擴展較小,在驗證應變幅值對推進劑損傷的影響時,只考慮往復拉伸試件10次的情況。圖4分別為不同應變幅值往復拉伸 10次后與無損傷試件的單向拉伸曲線對比圖。

圖 3 不同次數往復拉伸后推進劑單向拉伸曲線的比較Fig.3 Comparison of single tensile stress-strain curves of propellant with different times of repeated loading

圖4 往復拉伸10次后推進劑單向拉伸曲線的對比Fig.4 Comparison of single tensilestress-strain curves of propellant with ten times of repeated loading

由圖 4可以看出,不同的應變幅值對推進劑造成的損傷不同,存在一個位于應力應變曲線平臺區中間位置的應變閾值X th,本試驗為50%～60%,當往復拉伸應變小于Xth時,由應變造成的損傷不會對應變超出X th后的拉伸曲線造成影響,當往復拉伸應變大于X th時,往復拉伸造成的損傷影響到應變超出Xth后的應力響應。

2.2 電鏡觀察結果

圖5為經10%及70%應變幅值往復拉伸10次,靜置后拉斷試件的斷面圖。由圖 5可以看出,往復拉伸應變幅值為10%的試件,斷面中顆粒脫落比應變幅值為70%時少,基體與未脫落顆粒之間呈包裹狀態。這說明往復應變幅值越大對界面造成的損傷越大。

圖 6(a)、(b)為將推進劑直接拉伸至應變為50%、60%時的電鏡圖片,圖6(c)為回復過程中應變為 50%時的電鏡圖片,圖6(d)～圖 6(f)分別為應力回復到零后再次拉伸至應變為50%、60%、70%時的掃描電鏡圖片。

圖 5 往復拉伸 10次后推進劑斷面圖片 (×50)Fig.5 Fracture surface of propellant after 10 times of repeated tension(×50)

圖6 往復拉伸過程中推進劑的原位電鏡圖片(×200)Fig.6 In-situ SEM photos of propellant under repeated tension(×200)

由圖 6可以看出,在一定的拉伸速度下,推進劑顆粒與基體之間的界面脫濕位置由顆粒位置與大小決定,大顆粒聚集區域由于顆粒之間相互影響嚴重,容易發生脫濕。應變一定時,第1次拉伸、回復及再次拉伸過程中,推進劑顆粒與基體之間的脫濕程度沒有明顯變化,脫濕的程度由應變決定。因此出現了圖 3中往復次數10次以上時,損傷的擴展較小的結果。

2.3 結果討論

復合固體推進劑屬于高填充比的顆粒增強材料,一般認為顆粒與基體之間的脫濕是造成材料非線性的主要原因[6],但本質上推進劑的力學性能是由基體提供的[7],顆粒及顆粒與基體之間界面的存在,限制了基體中高分子鏈的運動,使推進劑具有較大的初始模量。本研究認為導致推進劑拉伸過程非線性行為的原因如下:基體中高分子鏈的依次斷裂、顆粒與基體之間的脫濕、因脫濕導致的周圍基體的卸載及應力應變的重新分布。推進劑單向拉伸過程中,當應變較小(＜10%)時,基體的斷裂及顆粒與基體之間的脫濕較少,因而在此應變范圍內進行的往復拉伸對推進劑的單向拉伸特性幾乎沒有影響;隨著應變的增加,顆粒與基體之間界面脫濕擴展,部分基體由于脫濕而出現不同程度的卸載,進而產生應力集中使基體中出現高分子鏈的斷裂,推進劑模量下降,但由于大分子鏈網絡的存在,部分分子鏈斷裂不會造成推進劑整體的迅速破壞[7],只是使其網絡中的其余分子鏈承受更大的載荷,并依次斷裂。當往復拉伸應變小于X th時,顆粒與基體之間脫濕及大分子鏈網絡中破壞的范圍較小,因而當應變超出往復拉伸應變幅值后,推進劑單向拉伸曲線回復到無損曲線的狀態,但由于脫濕及基體斷裂,當應變小于往復拉伸應變幅值時,單向拉伸曲線的應力響應比無損試件小。清水盛生[8]等人認為,單向拉伸過程中存在一個應變值,當推進劑達到此應變時脫濕終止,應變增加時脫濕不再擴展(圖 6(e)與圖 6(f)中脫濕區域變化很小)。因此可以推斷,當往復拉伸應變大于X th時,推進劑材料中顆粒已經充分脫濕,脫濕終止后推進劑的損傷擴展完全來自基體斷裂,基體中出現大范圍的高分子鏈網絡破壞,因而再次拉伸時其損傷擴展到往復拉伸應變幅值以外,造成整體抗拉性能的破壞。

3 結 論

(1)推進劑在往復拉伸過程中,應變加載幅值控制損傷的程度。當應變較小(＜10%)時,應變加載歷史對推進劑損傷的影響可以忽略。

(2)往復拉伸過程中存在一個應變閾值X th,當應變幅值超出此閾值時,造成的損傷會影響推進劑整體的抗拉性能。

(3)在單向拉伸過程中,推進劑中顆粒與基體之間脫濕的位置與顆粒大小以及相互作用有關,脫濕的程度由應變控制。

[1] 邢耀國,董可海,沈偉,等.固體火箭發動機使用工程 [M].北京:國防工業出版社,2009.

[2] 李彥麗,趙海泉.發動機藥柱和推進劑方坯老化性能相關性研究[J].固體火箭技術,2003,26(3):49-52.LI Yan-li, ZHAO Hai-quan. Study on the correlativity of ageing properties between motor grain and propellant carton[J]. Journal of Solid Rocket Technology,2003,26(3):49-52.

[3] 王鴻范,羅懷德.定應變對丁羥推進劑老化作用初探[J].固體火箭技術,1997,20(2):37-42.WAGN Hong-fan, LUO Huai-de. Preliminary approach to effects of constant strain on HTPB propellant ageing [J]. Journal of Solid Rocket Technology,1997,20(2):37-42.

[4] Ozupek S.Constitutive equations for solid propellants[D].Astin:The University of Texas,1997.

[5] 鄧凱,陽建紅,劉朝豐,等.固體推進劑循環加載實驗研究 [C]∥固體火箭發動機技術學術交流會文集.西安:中國航天科技集團第四研究院第四十一所,2009.

[6] Schapery R A.A micromechanical model for nonlinear viscoelastic behavior of particle-reinforced rubber with distributed damage[J].Engineering Fracture M echanics,1986,25(5):845-867.

[7] 侯林法.復合固體推進劑 [M].北京:宇航出版社,1994.

[8] 清水盛生,種村利春,伊藤克彌,等.復合固體推進劑的破壞過程(反復拉伸產生的破壞能量)[J].工業火藥,1981,41(8):55-60.Shimizu S R,Tanemura T,Iton T,et al.Damage process of composite solid propellant(Damage energy generated in repeated tension) [J]. Industry Explosives and Propellants,1981,41(8):55-60.