沖擊載荷下CMDB推進劑斷裂性能實驗研究

汪文強，陳 雄，鄭 健，

(1.南京理工大學 機械工程學院，南京 210094;2.武漢濱湖電子有限責任公司，武漢 430205)

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沖擊載荷下CMDB推進劑斷裂性能實驗研究

汪文強1,2，陳 雄1，鄭 健1，

(1.南京理工大學 機械工程學院，南京 210094;2.武漢濱湖電子有限責任公司，武漢 430205)

高過載沖擊載荷下，固體推進劑出現斷裂行為是影響箭彈發動機裝藥結構完整性的重要原因之一。采用霍普金森實驗技術(SHPB)，對CMDB推進劑進行了沖擊斷裂實驗。運用實驗-仿真的方法，將實驗數據直接輸入仿真模型中，驗證了實驗條件下試件滿足動態平衡前提假設，獲得了推進劑的I型動態起裂韌性；利用掃描電鏡設備(SEM)，對推進劑斷面形貌進行了觀察和討論。結果表明，CMDB推進劑動態起裂韌性在60 000～100 000 MPa·m1/2/s加載率范圍內表現出明顯的線性率敏感特性，并在加載率達到100 000 MPa·m1/2/s后出現極值3.96 MPa·m1/2；CMDB推進劑在高過載條件下表現出明顯的脆性起裂特性以及動態起裂韌性存在率敏感性，直接與應力波對基體和AP顆粒損傷程度相關。

固體推進劑；高過載沖擊；動態起裂韌性；率敏感性

0 引言

改性雙基推進劑(CMDB)是在雙基推進劑的基礎上，添加了高氯酸氨(AP)、鋁粉(Al)、黑索金(RDX)等顆粒成分合成的一種高能復合推進劑。在制造成型過程中，因各組分機械式混合，大粒徑顆粒與基體之間容易出現微裂紋、微孔洞和夾雜等細微觀缺陷，其宏觀力學性能必然受到影響[1]。沖擊載荷作用下，裝藥結構完整性對這類缺陷十分敏感，微細裂紋和夾雜可能會迅速起裂和擴展，形成宏觀裂紋直接影響發動機的內彈道性能和安全性。因此，研究固體推進劑內部微裂紋的起裂、擴展特性對箭彈的設計具有重大意義。

國內外針對復合推進劑在沖擊載荷作用下的斷裂特性研究的相關報道較少。文獻[2]采用“J”積分的方法，研究了藥柱縱向裂紋在點火增壓時的穩定性，探討了發動機點火發射時藥柱應力、應變集中部位裂紋的穩定性問題。黃風雷等[3-4]采用輕氣炮驅動飛片技術，對復合推進劑進行了動態壓縮和層裂實驗，發現復合推進劑在動態壓縮條件下主要表現為固體高氯酸銨顆粒的破碎，即首先在固體顆粒中產生微裂紋，導致推進劑材料呈明顯的脆性斷裂特性。結合細觀分析方法，得到了相關的脆性損傷模型，并模擬了層裂過程。文獻[5]在沖擊加載條件下(試件應變率達300 s-1)，測量了圓柱形環向切槽幾何構件的復合推進劑的JIC值。Abdelaziz等[6]進一步研究了不同應變率下推進劑的斷裂能，發現推進劑的斷裂韌性呈明顯的率相關性。然而，在沖擊載荷作用下的藥柱結構完整性分析中，結合仿真技術和微觀分析方法，探究CMDB推進劑的斷裂特性的研究尚未見相關報道。高過載條件下，藥柱內部微裂紋的起裂韌性、擴展規律亟待深入研究。

本文利用SHPB實驗技術，對CMDB推進劑進行了沖擊加載實驗，結合SEM設備研究CMDB推進劑在高過載條件下斷裂規律及微觀斷裂特性，著重研究推進內部AP顆粒在高過載沖擊條件下微觀破壞規律與CMDB推進劑動態斷裂性能的關聯，分析推進劑的動態起裂韌性存在加載率敏感效應機理。

1 實驗

1.1 試件制備

CMDB推進劑主要組分：硝化棉(NC)20.5%，硝化甘油(NG)21%，黑索今(RDX)54.6%，催化劑2.2%，炭黑(CB)0.4%，以及其他添加成分。為使所獲取的實驗數據準確、可靠，采用文獻[7]中的試件結構進行實驗。試件公稱尺寸為φ25 mm×8 mm，加載平臺寬度為4 mm，采用直徑為0.8 mm的合金銑刀在試件的直徑方向銑出長度為14 mm的通槽，并用薄刀片處理裂尖。試件結構和實物圖見圖1。試件加工成型后在50 ℃溫度條件下放置24 h后，自然冷卻去除加工殘余應力。

圖1 試件結構和實物圖

1.2 實驗方法

沖擊加載斷裂實驗選用南京理工大學固體火箭裝藥結構完整性技術研究室SHPB實驗系統進行。SHPB實驗裝置結構示意圖見圖2。壓桿材料選用LC4型號超硬鋁合金，屈服應力為490 MPa。子彈長度為400 mm，入射桿、透射桿長度均為1 400 mm。實驗時，在試件和壓桿的界面涂抹抗沖擊負荷潤滑脂MoS2，以消除沖擊摩擦效應對實驗結果的影響[8]。由于子彈在撞擊入射桿時會產生高頻干擾信號，因此采用濾波整形技術，以獲得可靠的實驗加載曲線[9]。

圖2 SHPB實驗裝置圖

沖擊條件下，裂紋起裂時刻是研究材料動態起裂韌性的關鍵參數。采用直接在試件的預制裂紋尖端位置粘貼靈敏應變片的方法監測裂紋起裂時刻。為達到驗證測量結果可靠性的目的，應變片粘貼在試件的正反側裂紋尖端，且裂尖應變片測試信號與壓桿應變片信號同步耦合。為使應變片粘貼可靠、有效，選用丙酮試劑擦拭清理材料粘貼表面后，用速干膠粘貼后壓緊，放置在干燥環境中，待膠體完全固化后進行實驗。

為獲取良好波形整形效果，實驗時通過采用不同硬度的紙片作為整形片。圖3為經過整形后獲得的SHPB實驗典型波形圖。可看出，經過紙片整形后的波形并未出現高頻干擾信號，且裂尖兩處應變片監測輸出信號趨勢并未出現顯著的差異，說明這一監測方式能夠達到預期效果。需要指出的是兩處輸出信號先激增后出現信號平臺現象，這是因為裂紋起裂時引起應變片斷裂所導致的[10]。需要說明的是試件承載時，應變片因試件的變形而測得信號，當試件預制裂紋擴展時，產生卸載應力波，使得應變信號急劇增大。圖4為裂尖兩側應變片測量信號。可看出，由于兩處應變片粘貼空間位置差異，故2次測量信號存在時間差；測試信號趨勢一致，且應變片均在感應到應力波后大約46 μs時破壞，說明裂紋在46 μs左右起裂并擴展。

首先，SHPB實驗技術必須滿足2個基本假定：(1)波在桿中傳播滿足一維應力波假定；(2)沖擊加載時，試件應力/應變沿其長度方向均勻分布假定。這2個基本假定在數理上表示為

εi(t)+εr(t)=εt(t)

(1)

式中εi(t)、εr(t)、εt(t)分別為一維應力波的入射、反射、透射信號的應變史。

為驗證試件在沖擊過程中是否滿足應力/應變均勻假設，根據式(1)獲得計算透射信號εt0(t)與實驗透射信號對比。圖5為截取實驗入射、反射、透射和計算透射信號εt0(t)，即SHPB實驗波形分離圖。從圖5可看出，實驗透射信號和計算透射信號吻合良好，說明試件在沖擊加載過程中滿足SHPB兩個基本假定。

圖3 SHPB實驗典型波形圖

圖4 裂尖應變片測量信號

圖5 SHPB實驗波形分離圖

滿足上述2個基本假定時，試件的兩加載端動載荷可由式(2)～式(3)得出：

P1(t)=E0A0[εi(t)+εr(t)]

(2)

P2(t)=E0A0εt(t)

(3)

式中P1、P2分別為入射桿端、透射桿端動力加載史；E0、A0分別為桿件的彈性模量和橫截面積。

則在加載過程中作用在試件上的沖擊載荷為

(4)

2 實驗結果及分析

2.1 不同沖擊強度下力學特性分析

圖6為CMDB推進劑在4種不同沖擊強度下的載荷-時間圖。

(a)0.2 MPa

(b)0.3 MPa

(c)0.4 MPa

(d)0.5 MPa

由圖6可看出，圖中各曲線中初始峰值點均在47 μs左右，結合裂尖應變片所記錄的信號(見圖4)，充分說明不同沖擊強度下裂紋起裂的時刻在46～47 μs之間；曲線上升沿呈明顯的線性增長趨勢，表明這一脈沖時域內表現出典型的線彈性特性；隨沖擊強度增強，各曲線峰值相應增大，且不同峰值點后，各曲線下降程度也更加顯著；值得注意的是隨沖擊強度增強，各初始峰值后，曲線又出現不同程度的上升趨勢和不同寬度的平臺區，推測這一現象直接與不同沖擊強度下推進劑的裂紋擴展速度、破壞形式有關。

圖7為推進劑在相應4種不同沖擊強度下宏觀斷裂形貌。顯然，隨沖擊強度增大，試件破壞形式隨之惡劣。值得注意的是盡管推進劑材料發生不同程度的破壞，所有主裂紋均沿沖擊加載方向擴展。本文著重研究推進劑的起裂韌性。因此，將分別取臨近預制裂紋起裂區斷面材料，利用SEM設備進行形貌表征。

(a)0.2 MPa (b)0.3 MPa

(c)0.4 MPa (d)0.5 MPa

2.2 動態平衡數值模擬驗證

目前，多數研究者認為，運用SHPB實驗技術獲取材料的動態斷裂韌性這一宏觀參數時，在試件滿足動態應力平衡的前提下，可忽略試件內部質點因加速度所帶來的慣性效應[11-13]。當應力波在試件內部來回傳播幾次后，試件能夠在整個加載過程中達到應力平衡狀態時，可采用準靜態理論確定材料的參數[14]。為此，國外學者Rodriguez J[15]運用LS-DYNA軟件，對無裂縫巴西試件的沖擊過程進行了模擬，仿真結果與高速攝影拍攝結果吻合度較高，從而提出了“實驗-數值驗證方法”，為材料的動態斷裂特性研究提供了重要的理論依據。由于本文實驗試件結構復雜，且材料內部存在預制裂紋，必然會干擾應力波的傳播規律，直接對應力平衡性造成影響。因此，本文在獲取良好波形整形效果的前提下，直接將實驗數據輸入ABAQUS/Explicit有限元仿真模塊中進行驗證。由于本文試件構形為典型軸對稱結構，故采用全對稱1/2仿真模型，如圖8所示，選用C3D8R類型單元捕捉應力波傳播規律。圖9為單脈沖沖擊載荷作用下，試件內不同時刻動態應力分布場與靜態條件下應力場對比云圖。

圖8 1/2仿真分析模型

(a)準靜態條件下應力場 (b)t=15 μs

(c)t=35 μs (d)t=45 μs

由圖9(a)可看出，靜態條件下，試件內部應力明顯達到均勻狀態。圖9(b)為t=15 μs時試件內部應力分布圖。顯然，應力波傳播至裂尖時，發生了明顯的散射和反射現象。圖9(c)為t=35 μs時，應力波傳播至右端裂紋尖端時試件內部應力場。此時，裂尖應力波散射、反射程度相對減弱，應力在軸向沖擊方向重新分布，且在這一方向趨向均勻。從圖9(c)中還可看出，應力同時在試件中心正上方位置開始分布，且此時左端裂尖位置應力明顯趨向垂直于裂紋擴展路徑方向，說明這一試件結構有效地將沖擊載荷轉變為拉伸載荷，裂紋是在拉伸應力作用下起裂，且加載端并未出現應力集中現象，因而保證了實驗結果的有效性、可靠性。圖9(d)為t=45 μs時，試件內部應力場分布圖。此時，應力波在試件內部經過幾次來回傳播后，試件基本達到應力均勻狀態，幾乎和準靜態條件下一致，僅在試件右端位置和裂尖位置應力幅值存在微小差別，這是由于應力波傳播效應所引起。顯然，推進劑材料在給定實驗沖擊載荷時域內能達到應力平衡狀態，且與應變片測量誤差僅為1～2 μs。因此，結合實驗-仿真方法，可驗證試件在沖擊載荷下滿足彈性動態平衡假設。

2.3 動態起裂韌性

結合波形數據分離處理技術和實驗-仿真方法，驗證推進劑達到動態應力平衡要求，并依據裂尖應變片所記錄的信號，確定裂紋起裂時刻的前提下，本文利用文獻[16]給出的計算理論，得到推進劑的動態起裂韌性：

(5)

式中B、R分別為試件的厚度和半徑；Y(θ,α)為無量綱，表征這一試件結構的裂紋長度及加載平臺長度所對應的圓心角大小對裂尖應力場影響的參數。

在加載平臺長度所對應的圓心角一定的情況下，Y(θ,α)值大小對應于不同的初始裂紋長度a與試件半徑R的比值，并可通過有限元法進行標定。圖10為本文采用ABAQUS有限元軟件，對Y(θ,α)值的標定結果曲線。

圖10 無量綱Y值擬合曲線

動態斷裂力學中加載率定義為

(6)

式中KId為動態起裂韌性；tf為起裂時間。

在滿足SHPB實驗2個基本假定后，逐個驗證試件在沖擊加載條件下，達到動態加載平衡的前提下，利用Matlab軟件對式(1)～式(6)自編程序，得到CMDB推進劑在不同加載率下對應的起裂韌性，見圖11。

從圖11可看出，CMDB推進劑的動態起裂韌性與加載率呈明顯的線性遞增關系。需要說明的是SHPB實驗系統中，子彈的動力由氣壓控制，實驗時人為可控精度較低，實驗結果存在散差是無法避免的。值得注意的是加載率達到100 000 MPa·m1/2/s左右時(沖擊壓強0.5 MPa)，同一沖擊強度下實驗散差明顯減小，推測這一現象與推進劑內部組分在高過載應力波作用下的損傷和破壞程度有關。

圖11 不同加載率下CMDB動態起裂因子對應關系

3 CMDB推進劑斷面SEM分析

為進一步研究CMDB推進劑I型動態起裂韌性存在率敏感性的特性和機理，利用掃描電鏡，對不同沖擊強度下材料斷面進行微觀形貌表征，如圖12所示。試驗前，在試件表面噴鍍5～10 nm金膜后，進行超聲波清洗。

圖12 不同加載率下斷面SEM圖像

Fig.12 SEM images of fracture surfaces under different loading rates

圖12(a)為加載率達到60 000 MPa·m1/2/s時斷面形貌電鏡圖。從圖中可看出，整體斷面形貌相對平整，斷面內AP顆粒表面光滑，部分顆粒鑲嵌在基體內部，大部分AP顆粒保持良好的完整性，且部分AP顆粒被拔出基體后留下明顯的凹坑，少數AP顆粒已經與基體脫粘，并未發生滑移現象，這說明試件在承載過程中，裂紋擴展受拉應力控制，并向內部擴展。因此，從宏觀角度可觀察到加載率不大的情況下，裂紋以I型方式擴展(見圖7(a))。此外，因推進劑基體材料含有一定量的膠鏈組分，能夠承受一定的載荷，并發生相應的變形，而填充顆粒鑲嵌在基體內部，不易破碎。從圖12(a)中的視場中可觀察到，大部分顆粒沿同一方向分，布且呈橢圓形，說明顆粒具備一定的延展性，已發生變形，起到韌化效果，延緩了材料的斷裂過程，因而對材料的宏觀力學性能起到貢獻強化作用。因此，對應載荷圖(圖6(a))中初始峰值后，出現載荷平臺區后曲線再急劇下降，材料才完全破壞失效。

圖12(b)為加載率達到75 000 MPa·m1/2/s時斷面形貌電鏡圖。顯然，視場中部分AP顆粒表面出現明顯的損傷現象，少數AP顆粒以穿晶形式斷裂，大部分顆粒嚴重變形，整體斷面形貌凹凸不平。穿晶斷裂無疑消耗更多的能量，因而對應載荷圖6(b)中，初始峰值相應增大；AP顆粒在這一率下加速變形，韌化作用時間減短。因此，圖6(b)中，峰值點后的載荷平臺區不規則，且時域相應減小。

圖12(c)為加載率達到90 000 MPa·m1/2/s時斷面形貌電鏡圖。視場內斷面整體空間平整度明顯降低，絕大部分AP顆粒直接從中間錯開斷裂；AP顆粒與基體界面之間出現微細裂紋，且相對基體明顯發生松動和脫落現象，顆粒周圍基體材料損壞嚴重，且分布極不規則。結合圖6(c)，載荷-時間曲線中初始峰值點后并未出現再次上升趨勢，而是直接下降后，出現短時域內的載荷平臺。顯然，加載率達到90 000 MPa·m1/2/s后，推進劑材料裂紋起裂時出現初始峰值，高過載應力波直接作用于試件內部大顆粒AP組分，且基體損壞程度惡劣，而顆粒發生穿晶斷裂消耗部分能量在短時域內起到延緩作用，因而宏觀載荷-時間圖6(c)中，峰值點后出現短時域載荷平臺區。

圖12(d)為加載率達到100 000 MPa·m1/2/s時斷面形貌電鏡圖。為進一步直觀觀察AP顆粒損傷狀態，將斷面形貌放大1 000倍。顯然，此時AP顆粒完全碎裂，為典型的脆性破壞。因基體和AP顆粒波阻抗不同，高過載應力波在AP顆粒和基體界面間多次反射，形成拉伸波，導致顆粒充分破壞，因而宏觀角度上，試件斷裂區呈現明顯的碎化現象(圖7(d))。此時，材料內部結構完全破壞，基體在極短時間內由等溫過程，變為近似絕熱溫過程，導致粘合劑高分子健強度急劇弱化，進而引起推進劑材料自身力學性能急劇下降，并完全失去承載能力。因此，其宏觀力學曲線中(圖6(d))初始峰值點后，并未出現載荷再次上升和載荷平臺現象，動態起裂因子KId值趨近極值(圖11)，說明CMDB推進劑在高過載條件下，動態起裂因子存在極限值。

基于上述分析，高過載沖擊條件下，推進劑的動態起裂因子表現出明顯的率敏感特性與應力波對基體和大顆粒組分的破壞程度和在顆粒間的傳播機理直接相關，推進劑宏觀力學特性也相應發生變化。需要說明的是本文研究對象為推進劑的動態起裂韌性，即沖擊條件下材料抵抗裂紋擴展的能力。實驗中，無法避免近似絕熱溫升和應力波對材料內部微觀結構的多次破壞現象；此外，高過載應力波紋對裂紋的擴展速度影響機理復雜。高過載條件下的動態擴展斷裂模型和準則亟待建立，這也是作者將繼續深入研究之處。

4 結論

(1)利用裂尖貼應變片的方法，能夠準確監測CMDB推進劑的起裂時間，并結合實驗數據波形分離法、實驗-仿真方法，能夠驗證這一測試手段的準確性和可靠性，這一方法可用于高過載沖擊條件下測量固體推進劑的裂紋起裂時間。

(2)CMDB推進劑動態起裂韌性在60 000～100 000 MPa·m1/2/s加載率范圍內表現出明顯的線性率敏感性，加載率為60 000 MPa·m1/2/s左右時，動態起裂韌性為2.81 MPa·m1/2，加載率達到90 000 MPa·m1/2/s時，動態起裂韌性相應增至3.84 MPa·m1/2。加載率達到100 000MPa·m1/2/s后，動態起裂韌性相應增至3.96 MPa·m1/2，線性增長趨勢不明顯，出現極值。

(3)CMDB推進劑在高過載條件下，表現出明顯的脆性斷裂特性以及動態起裂韌性存在率敏感性，直接與應力波對基體和AP顆粒成分損傷程度相關。

(4)SHPB動態斷裂實驗中，出現的絕熱溫升現象對推進劑的擴展斷裂特性的影響因素需要考慮，“熱-力耦合”擴展斷裂模型和準則亟待建立。

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(編輯：劉紅利)

Experimental research on CMDB propellant fracture under impact load

WANG Wen-qiang1,2，CHEN-Xiong1，ZHENG-Jian1，ZHAO-Chao1，XU Jin-sheng1，ZHOU Chang-sheng1

(1.School of Mechanical Engineering，Nanjing University of Science and Technology，Nanjing 210094，China；2.Wuhan Binhu Electronic Limited Liability Company,Wuhan 430205,China)

Fracture occuring in solid propellant under high impact load is one of the main ways leading to the failure of the rocket motor structural integrity.In this paper, the impact fracture experiments of CMDB propellant were performed with the SHPB technology.The experimental data was directly imported into the simulation model to verify whether the specimen is under the dynamic balance condition, which is the method of simulation-experiment,and the mode I dynamic initiation fracture toughness was obtained. The fracture surface morphology of specimens were examined by scanning electron microscope (SEM).The experiment results indicate that the CMDB propellant is a significant loading-rate-dependent material between 60 000 and 100 000 MPa·m1/2/s, and the dynamic fracture initiation toughness threshold value (3.96 MPa·m1/2)occuring after the loading rate reaches up to 100 000 MPa·m1/2/s.The CMDB propellant shows brittle fracture and loading-rate-dependent characteristic under dynamic loads are directly related to the degree of damage of matrix and AP particles impaired by stress wave.

solid propellant;high impact load;dynamic initiation fracture toughness;rate sensitivity

2014-04-03；

2014-05-07。

總裝重點預研項目(20101019)。

汪文強(1988—)，男，碩士生，研究方向為固體火箭裝藥結構完整性分析。E-mail:18705161879@139.com

V512

A

1006-2793(2015)03-0372-06

10.7673/j.issn.1006-2793.2015.03.014