端羥基聚丁二烯推進劑/襯層脫粘的斷裂機理與斷裂能獲取研究

周清春，鞠玉濤，韋震，周長省

(南京理工大學 航空宇航系，江蘇 南京210094)

0 引言

固體火箭發動機作為一種結構簡易、性能優異的飛行動力裝置，已經被廣泛應用于軍事、航天領域。其工作的安全可靠性與內部的裝藥結構完整性密切相關。而推進劑/襯層界面脫粘，是破壞固體火箭發動機裝藥結構完整性的主要形式之一。在裝藥的制備、儲存、運輸過程中，界面處會由于應力集中和材料損傷而形成微裂紋和空穴等缺陷。這些缺陷在發動機工作時可能會發展形成脫粘，從而影響固體火箭的戰術性能。因而，研究推進劑/襯層界面的脫粘行為有助于深入了解和分析裝藥結構完整性。

目前針對推進劑/襯層粘接界面的相關研究主要有分析影響其粘接性能的因素。尹華麗等［1］綜述了襯層、推進劑和工藝對界面粘接性能的影響。此外，許多學者也分析了其他影響因素，諸如推進劑中高氯酸銨(AP)顆粒大小［2］、襯層添加劑［3］、組分遷移［4］和襯層預固化程度［5］等。在界面脫粘方面，蒙上陽等［6］采用奇異裂紋單元來研究界面脫粘時裂紋擴展穩定性，許萌萌等［7］采用類似的方法分析點火內壓作用下界面裂紋的應力強度因子隨裂紋深度的變化規律。近年來，為了深入地了解界面的粘接機理，越來越多細觀實驗分析的方法得到應用。尹華麗等［8］通過實驗發現端羥基聚丁二烯/甲苯二異氰酸酯(HTPB/TDI)襯層與高能硝酸酯增塑聚醚(NEPE)推進劑的界面化學反應機理是粘合劑相中的—OH 基與—NCO 基的交叉反應。吳豐軍等［9］分析了不同組成的NEPE 推進劑/襯層粘接界面的細觀力學性能和結構的差異。邱欣等［10］通過拉伸實驗發現緊鄰襯層的AP 顆粒與襯層的脫濕是引起界面損傷的主要原因。

然而，關于推進劑/襯層界面脫粘的裂紋萌發和擴展的理論與實驗研究尚不多見，界面在承受外載荷時裂紋萌發和擴展的機理尚不得而知。此外，斷裂能作為衡量界面粘合性能的關鍵參數之一，對推進劑/襯層界面的優化設計和脫粘的數值仿真研究都十分重要。但是，許多成熟的測定材料I 型斷裂能的實驗方法并不適用于推進劑/襯層這種撓性材料的粘合組件。

本文對HTPB 推進劑/襯層粘接界面進行了I型斷裂實驗研究。通過制作的粘接試樣并結合斷裂力學理論獲取了該界面的I 型斷裂能。利用光學顯微鏡和CCD 攝像頭記錄裂紋尖端的斷裂過程區的發展，并嘗試對裂紋萌發和擴展機理進行闡述。

1 實驗內容

1.1 試樣設計和制作

斷裂能即是材料的臨界應變能釋放率GIc.在測定GIc的眾多幾何試樣中，三點彎曲實驗要求試樣具有較高的剛度，而單邊缺口拉伸實驗無法提供自相似的裂紋穩定傳播過程，因而都是不太適宜于推進劑/襯層試樣的I 型斷裂實驗研究。而雙懸臂梁試樣具有可以使用梁理論來簡化處理數據和能確保穩定的裂紋擴展，從而避免斷裂韌性測定時的虛假效應這兩大優勢［11］。但是，它也存在兩個不足:其一，由于推進劑和襯層的剛度較小，故長梁狀試樣在自身重力作用下端部會發生較大撓曲，從而影響實驗結果;其二，推進劑是顆粒填充材料且對沖擊較為敏感，如果直接加載則會損傷其表面。故而本文根據標準ASTM D3433 設計了如圖1所示的雙懸臂夾層梁(DCSB)試樣。其中，增加的鋁板既可以提高整個試樣剛度，還能保護推進劑表面。

圖1 雙懸臂夾層梁試樣Fig.1 Double cantilever sandwich beam specimen

所選用的HTPB 推進劑組分如下(質量分數):8%的HTPB 粘合劑、18.5% 的Al 顆粒、69.5% 的AP 顆粒和4%的其他填充物。襯層則是EPDM 材料，首先配置比例為92.9%的HTPB 和7.1%的異佛爾酮二異氰酸酯(IPDI)固化劑，固化參數為R(—NCO/—OH)=1.05 的膠黏劑，用于粘接推進劑和襯層，以期形成與工程應用中較為相似的界面。再制作尺寸為120 mm×10 mm×9 mm 的推進劑/襯層粘接試樣，其中推進劑、襯層的厚度分別是5 mm和4 mm.界面的一端通過放置聚乙烯薄膜來預制30 mm 裂紋。制作好的推進劑/襯層粘接試樣先后在70 ℃、20 ℃的真空保溫箱內各固化7 d，使界面形成穩定的粘接性能。取出后清理推進劑、襯層上下面，各粘接一塊150 mm×10 mm×5 mm 的鋁板。鋁板的一端通過螺栓來固定一個20 mm×20 mm×10 mm 的鋁質加載塊，用于和實驗機配合加載。

1.2 數據處理

線彈性斷裂力學中計算應變能釋放率的Iwrin-Kies 公式為

式中:B 為試樣寬度;p 為載荷;C 為柔度;a 為裂紋長度。

根據修正梁理論(CBT)中柔度C 與裂紋長度a的關系，進而雙懸臂夾層梁的臨界應變能釋放率可表示為

式中:pc和δc是加載點的載荷-位移曲線上的臨界載荷和臨界位移;Δ、F 和N 分別是對裂紋尖端旋轉和撓曲、大位移以及加載塊引起的硬化效應的修正，其中Δ 值如下獲取，利用實驗的載荷-位移曲線，根據定義C=δ/p 計算得到柔度C，然后繪制的～a 曲線在x 軸的截距就是Δ.若Δ 為正值，則賦值為0.而F 和N 定義為

式中:l1是試樣中加載孔中心到界面的距離;l2是試樣中加載孔中心到加載塊邊緣的距離。

然而CBT 方法需要實時測定裂紋長度，當裂紋尖端出現空洞和纖維化的損傷區時，裂紋長度是不易明確且很難精確測量的。因而Xu 等［12］提出了采用有效裂紋長度aeff，它等于物理裂紋長度與裂紋尖端的應力白化區的范圍之和，即aeff=a+w.這樣不僅避免了裂紋尖端的不確定性，還由于考慮了損傷區的因素，進而能突破線彈性斷裂的限制，在具有一定塑性變形時也能適用。

本文借鑒此概念，提出采用有效位移來代替(2)式中裂紋長度項(a-Δ)，其中有效位移aeff定義為

式中:L 為宏觀載荷達到峰值時界面斷裂過程區的長度。因而考慮裂紋尖端塑性變形的斷裂能為

1.3 實驗過程

在25 ℃、相對濕度42% 時，在材料電子萬能實驗機上以1 mm/min 的恒定位移速率加載上述DCSB 試樣，多次重復實驗并記錄載荷位移曲線。

試樣通過圓柱銷與實驗機的加載機構鉸接，事先在DCSB 試樣的加載孔內涂抹潤滑油，以減小旋轉時的摩擦作用。推進劑/襯層的側面在界面上下處各粘貼一條帶有刻度的光柵，光柵中每小格為0.5 mm，相鄰10 小格做記號。其初始刻度線與預制裂紋尖端對齊，便于定量地測定裂紋尖端的斷裂過程區。

實驗過程中，采用CCD 攝像頭對整個界面進行觀察并連續記錄，通過光學顯微鏡實時對界面的裂紋尖端處進行形貌觀察并記錄。攝像頭和顯微鏡安置在可自由移動的支架上，隨裂紋擴展而移動跟蹤。由實驗機記錄的載荷-位移曲線確定載荷峰值對應的時間，然后找出該時刻下CCD 攝像頭記錄的照片。由該照片，結合所粘接光柵上的刻度即可測量得到斷裂過程區的長度L，藉由(5)式可獲得有效裂紋長度。

2 結果與討論

2.1 宏觀特征

由DCSB 實驗測得的加載點的載荷-位移曲線如圖2所示，曲線可分為加載段和卸載段兩個部分。曲線上的特征點O、A、B(或者C)，D 對應的界面情形分別如圖3(a)～圖3(d)所示。在加載段內，初始段OA 近乎線性上升，實驗觀察到界面未有明顯變化，整個試件表現為懸臂梁的純彎曲狀態。A 點之后曲線上升速率逐漸放緩直至達到載荷峰值C點，該階段內觀察到預制裂紋尖端附近產生一個包含孔洞和纖維化的損傷區，如圖3(c)所示。隨著加載的進行，伴隨著纖維的伸長和孔洞的合并，損傷區不斷地發展。若將預制裂紋尖端與相近孔洞的合并定義為脫粘起始點，實驗觀察到該脫粘點B 位于AC段內，且十分靠近峰值點，部分實驗中脫粘點B 與載荷峰值點C 重合。

在曲線的卸載段，則對應著裂紋的快速擴展(CD)和穩定擴展(D 點以后)，宏觀上表現為損傷區的不斷前移。在快速擴展段內，鋁梁、推進劑和襯層把之前加載過程中積累的彈性能快速釋放，該勢能和外部繼續加載的能量之和G 大于裂紋擴展阻力R，且dG/da ＞dR/da，故而裂紋快速擴展。在D點之后，dG/da ＜dR/da，裂紋穩定擴展直至整個DCSB 試樣完全斷裂失效。

圖2 加載點的載荷-位移曲線Fig.2 The load-displacement curve at loading point

2.2 裂紋萌發和擴展機理

圖3(c)展示了載荷達到峰值時裂紋尖端形成的損傷區，由高度取向的微纖維和指狀微空洞組成的網絡結構。在高聚物斷裂時通常會觀察到類似的結構，稱之為銀紋區。材料的銀紋化涉及到3 個特征形態:臨界應力下的局部銀紋萌生、面增厚和微纖斷裂。局部銀紋的萌生是由裂紋尖端的應力集中引起的，只有當應力達到臨界應力時(對應著圖2中曲線上的A 點)，材料才會出現銀紋損傷。銀紋萌生后在其生長過程中，以彎月面不穩定機理向前推進，以界面轉入機理增厚［13］。銀紋生長期內，微空洞不斷萌生和擴大，而微纖維則持續伸長。當微空洞密度達到臨界值時，其引起的應力集中相互影響，進而局部區域的纖維斷裂、空洞合并，對應著實驗中觀察的脫粘點(圖2中曲線上的B 點)。銀紋區內纖維斷裂發生在中部，表明斷裂類型是界面的內聚斷裂。之后，裂尖銀紋區內銀紋微纖的相繼斷裂則形成了裂紋的擴展過程。

2.3 裂紋穩定傳播特征

在穩定擴展時期，裂紋是一種自相似的傳播過程。該過程中，銀紋損傷區的尺寸變化能夠反映出裂紋穩定擴展時的規律。若將裂紋與空隙交界處的纖維長度作為損傷區的高度，而該纖維到最近的未觀察到空穴化處的水平距離作為損傷區長度，如圖3(c)中所示。實驗獲得的銀紋損傷區的長度L和高度H 隨加載點位移的變化如圖4所示。銀紋區的長度L 隨著加載不斷減小，而高度H 則隨加載而持續增加，二者的變化規律都近乎線性。狹長楔型銀紋區的楔形角隨著試樣中裂紋的穩定擴展而逐漸變大。究其原因，是因為隨著加載進行，試樣的兩臂與水平面夾角越來越大，故而其施加給粘接界面的約束發生了改變。損傷區由于裂紋尖端處的纖維伸長更大而變高，承受載荷而空穴化損傷的區域變小而長度變短。由此可見，粘接界面的損傷區形狀與懸臂梁對其施加的約束有關。

圖3 加載過程中的界面Fig.3 The interfaces during loading

2.4 斷裂機理及形貌

Zhu 等［14］總結了韌性的粘接件在I 型加載下的斷裂機理:1)尖端近處孔洞的形成和合并;2)裂紋尖端附近的界面脫粘;3)裂紋前部的高度多軸性引起的空穴;4)裂紋前部的界面脫粘。正如圖3(c)所示，DCSB 實驗中觀察到的是機理1.機理1 和3 對應的是膠黏劑內部的失效，而機理2 和4 則是失效發生在膠黏劑與推進劑或者襯層的界面處。該結構最終斷裂發生在膠黏劑內部而不是界面處，這說明膠黏劑與推進劑和襯層在界面處的結合作用是強于膠黏劑的內聚強度。這得益于它們都是采用HTPB體系，具有良好的相容性。

圖4 銀紋區尺寸隨加載位移的變化規律Fig.4 The variation of craze size with loading displacement

試樣完全脫粘后典型的界面形貌如圖5所示。失效模式包括膠黏劑的內聚破壞、界面破壞和囊括二者的混合模式破壞。內聚破壞是膠黏劑纖維化后，細小的纖維絲從中部斷裂，表現為脫粘后的推進劑和襯層表面都有膠黏劑殘留，表面較為粗糙、暗淡;界面破壞則是膠黏劑與推進劑或襯層在界面處分開，脫粘后多數只有推進劑面有殘留的膠黏劑，表面較為光滑、明亮;而混合型的破壞則是二者組合，表面則是明亮與暗淡相互交錯。界面破壞(多數是襯層與膠黏劑的界面)出現的原因一方面是界面粘接質量不均勻，導致局部粘接強度弱于膠黏劑的內聚強度。另一方面，此時裂紋處于快速失穩傳播狀態，對應著圖2中的CD 段，界面的破壞是一個動態斷裂過程，界面層沒有足夠的時間進行損傷演化發展。后續階段則是裂紋穩定傳播，界面處于準靜態的斷裂過程，此時的失效模式為膠黏劑的內聚破壞。由此可見，斷裂形式(動態、準靜態)對界面失效模式亦有一定的影響，這與文獻［15］得到的結論一致。斷裂形式則與試樣的具體結構、尺寸和外部加載等相關。

圖5 試樣脫粘后的典型界面形貌Fig.5 Typical morphology of debonded interface

2.5 I 型斷裂能

通過上述DCSB 實驗，藉由(6)式獲得的推進劑/襯層粘接界面在1 mm/min 時的I 型斷裂能結果如表1所示。實驗結果存在的散差是由于不同試樣在制作時粘接層厚度和預制裂紋尖端形狀上存在細微差異而導致的。表1中也給出了文獻［16］中采用兩種方法獲得的該界面的斷裂能值，其中方法1 是利用(2)式且沒有對裂紋尖端旋轉和撓曲進行修正，方法2 則是在方法1 獲得值的基礎上，采用基于Hook-Jeeves 優化算法的反演分析方法獲得準確值。

表1 實驗獲得的臨界應變釋放率Tab.1 Critical strain energy release rates obtained by experiments

對比本文所采用方法的實驗結果與文獻［16］的結果，發現本文的方法相對于方法1 在精度上有較大的提高，與利用反演優化分析獲得的精確值相差不大。這表明有效裂紋長度的概念能夠適用于獲取推進劑/襯層界面這種裂紋尖端帶有一定塑性變形的斷裂能。后續研究中，若采用(6)式來獲得斷裂能的近似估計值，可大大減小數值反演分析的計算量，進而提高效率。

3 結論

本文采用DCSB 實驗對HTPB 推進劑/襯層試樣的界面I 型斷裂進行了研究，得出如下結論:

1)裂紋尖端可以觀察到銀紋化現象，裂紋萌發和擴展的機理是臨界應力下的局部銀紋萌生、面增厚和微纖斷裂。

2)裂紋穩定傳播時，裂尖的銀紋損傷區形狀與外部對界面的約束相關。

3)推進劑/襯層界面在I 型加載下的斷裂機理是裂紋尖端近處的孔洞形成和合并。斷裂形式(動態、準靜態)也能影響界面的失效模式。

4)有效裂紋長度概念可以修正裂紋尖端的塑性變形對獲取推進劑/襯層界面I 型斷裂能的影響，推進劑/襯層界面在1 mm/min 加載速率下的I 型斷裂能為0.442 kJ/m2.

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