固體推進(jìn)劑藥漿流平性對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)裝藥結(jié)構(gòu)完整性的影響

王虎干，職世君，曹軍偉，強(qiáng)洪夫

(1. 中國空空導(dǎo)彈研究院，洛陽 471000；2. 航空制導(dǎo)武器航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，洛陽 471000；3. 火箭軍工程大學(xué)，西安 710025)

0 引言

復(fù)合固體推進(jìn)劑是一種多相體(基體、增強(qiáng)相、界面相等)復(fù)合材料。該類型推進(jìn)劑具有較良好的力學(xué)性能，燃燒穩(wěn)定，因此在導(dǎo)彈和宇航火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中被廣泛應(yīng)用。常采用貼壁澆注成型工藝，藥柱澆注質(zhì)量與澆注工藝密切相關(guān)。其中，藥漿的流平性是固體推進(jìn)劑工藝性能中的一個(gè)關(guān)鍵參數(shù)。藥漿流平性是指藥漿離開澆注插管端口或花板噴孔至充滿發(fā)動(dòng)機(jī)空間并淌平過程中的藥漿特性，該參數(shù)是獲得無缺陷高質(zhì)量藥柱的關(guān)鍵判據(jù)[1]。

為控制推進(jìn)劑的流平特性，提高裝藥的澆注質(zhì)量，國內(nèi)外開展了大量的研究工作。在配方方面，氧化劑、金屬顆粒、固化劑、增塑劑、燃速添加劑以及鍵合劑等功能助劑對(duì)推進(jìn)的流平性都有影響。研究發(fā)現(xiàn)合理的AP級(jí)配，相比單一粒徑的AP，藥漿粘度、屈服值、假塑性等均顯著下降[2-3]。Al顆粒通常為球形，密度較大且分散于AP顆粒間，減弱了AP顆粒間的聚集作用，“滾珠軸承”作用明顯，可改善HTPB推進(jìn)劑藥漿流平性能[4]。Jawalkar等[5]研究了增塑劑含量對(duì)HTPB推進(jìn)劑藥漿流平性的影響，認(rèn)為增塑劑不僅降低藥漿粘度和屈服值，而且對(duì)—NCO、—OH基團(tuán)具有一定的屏蔽作用，降低了混合后期固化反應(yīng)速度，延長了適用期。Rodic 等[6]研究了系列功能助劑對(duì)丁羥推進(jìn)劑流變性能的影響，發(fā)現(xiàn)燃速催化劑Fe2O3/CuCrO4會(huì)顯著提高藥漿初始粘度，同時(shí)催化固化反應(yīng)的進(jìn)行，使藥漿粘度迅速上升，縮短藥漿適用期；而TC(四環(huán)素)能夠與Fe2O3/CuCrO4形成絡(luò)合物，降低藥漿粘度，延長適用期。此外，藥漿的混合溫度，使用時(shí)間及澆注方式等工藝參數(shù)都會(huì)影響藥漿的流平性[7-10]。

綜上所述，這些研究工作都是為避免藥柱內(nèi)部有孔洞和裂縫等缺陷，從而提高裝藥澆注質(zhì)量及產(chǎn)品合格率。發(fā)動(dòng)機(jī)裝藥結(jié)構(gòu)完整性方面，在計(jì)算方法、本構(gòu)方程、失效準(zhǔn)則等方面，開展了大量的研究[11-13]，但對(duì)于流平性較差的藥漿對(duì)固體推進(jìn)劑力學(xué)性能及裝藥結(jié)構(gòu)完整性的影響尚鮮有報(bào)道。本文主要對(duì)藥漿長時(shí)間放置后流平性變差所引起的推進(jìn)劑力學(xué)性能及對(duì)裝藥結(jié)構(gòu)完整性的影響進(jìn)行研究。

1 藥漿放置時(shí)間對(duì)推進(jìn)劑性能的影響

1.1 推進(jìn)劑流平性試驗(yàn)

將推進(jìn)劑藥漿放置不同時(shí)間后進(jìn)行流平性試驗(yàn)，如圖1所示。

(a)1 h (b)2 h (c)4 h (d)5 h

從圖1可看出，藥漿放置1 h后澆注的藥面亮、平，流平儀中藥漿占據(jù)了約3/4的空間；藥漿放置2 h后藥面的光潔度有所降低，藥漿流動(dòng)性尚可，藥漿仍占據(jù)流平儀約3/4的空間；藥漿放置4 h后藥面表明略顯粗糙，藥漿占據(jù)流平儀的空間明顯下降；藥漿放置5 h后，藥面有條痕堆積，藥漿僅占據(jù)流平儀約1/2的空間，流平性明顯變差。可見，隨著藥漿放置時(shí)間的增加，該固體推進(jìn)劑粘度增大，導(dǎo)致流平性越來越差，試驗(yàn)結(jié)果與文獻(xiàn)[1]中隨著推進(jìn)劑屈服強(qiáng)度的增大所表現(xiàn)的現(xiàn)象一致。

1.2 宏觀力學(xué)性能試驗(yàn)

考慮到藥漿長時(shí)間放置后流平性變差，可能會(huì)影響推進(jìn)劑的宏觀力學(xué)性能，進(jìn)而影響裝藥的結(jié)構(gòu)完整性。因此，對(duì)藥漿放置不同時(shí)間后澆注的方坯開展了推進(jìn)劑單軸拉伸試驗(yàn)。

試驗(yàn)條件如下：(1)高溫70 ℃，拉伸速率2 mm/min；(2)低溫-55 ℃，拉伸速率500 mm/min。

試驗(yàn)結(jié)果如圖2和圖3所示。

圖2 高溫70 ℃和2 mm/min拉速下推進(jìn)劑力學(xué)性能

圖3 低溫-55 ℃和500 mm/min拉速下推進(jìn)劑力學(xué)性能

由圖2和圖3可見，藥漿放置不同時(shí)間后測(cè)試的推進(jìn)劑抗拉強(qiáng)度和最大延伸率沒有明顯規(guī)律，波動(dòng)較小。結(jié)合以往的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，認(rèn)為圖2和圖3的測(cè)試結(jié)果在以往測(cè)試結(jié)果的包絡(luò)之內(nèi)。可見，隨著藥漿放置時(shí)間的增加，雖然藥漿粘度不斷增大，流平性變差，但澆注的方坯在單軸拉伸試驗(yàn)中，并沒有表現(xiàn)出相應(yīng)的差異。

1.3 微CT掃描試驗(yàn)

為進(jìn)一步研究藥漿長時(shí)間存放后對(duì)推進(jìn)劑力學(xué)性能的影響，從細(xì)觀尺度出發(fā)，通過微CT掃描試驗(yàn)對(duì)推進(jìn)劑的微結(jié)構(gòu)特征進(jìn)行了研究。微CT掃描試驗(yàn)設(shè)備如圖4所示。固體推進(jìn)劑試樣大小為5 mm×5 mm×5 mm，如圖5所示。

圖4 微CT掃描試驗(yàn)設(shè)備

分別在藥漿放置1、4、5.5 h后澆注的推進(jìn)劑方坯中取樣，并進(jìn)行微CT掃描試驗(yàn)。圖6為推進(jìn)劑試樣的切片形貌和微孔隙分布。從圖6可清晰分辨出AP顆粒的分布。

統(tǒng)計(jì)固體推進(jìn)劑試樣微CT掃描切片的孔隙率分布，并進(jìn)行均勻化處理，得到試樣的平均孔隙率，如表1所示。從表1可看出，隨著藥漿放置時(shí)間的增加，固體推進(jìn)劑的孔隙率明顯增大，由1 h的2.65‰增加到5.5 h的7.97‰。根據(jù)微CT掃描測(cè)試結(jié)果可知，推進(jìn)劑的孔隙率增加量在千分位變化，且增加的孔隙在推進(jìn)劑中均勻分布。在推進(jìn)劑基體相和界面相的性能沒有明顯變化的情況下，千分位孔隙率的變化在單軸拉伸試驗(yàn)中很難體現(xiàn)。因此，在圖2和圖3的試驗(yàn)結(jié)果并沒有明顯差異。

圖5 固體推進(jìn)劑試樣

(a)1 h試樣切片形貌 (b)4 h試樣切片形貌 (c)5.5 h試樣切片形貌

(d)1 h試樣微孔隙分布 (e)4 h試樣微孔隙分布 (f)5.5 h試樣微孔隙分布

表1 固體推進(jìn)劑試樣孔隙率測(cè)試結(jié)果

分析固體推進(jìn)劑隨著藥漿放置時(shí)間的增加孔隙率增大的原因，認(rèn)為主要是因?yàn)樵撏七M(jìn)劑固含量較高，固體顆粒排列緊密，顆粒之間縫隙較小，當(dāng)藥漿的流平性較差時(shí)，在澆注發(fā)動(dòng)機(jī)裝藥的過程中會(huì)導(dǎo)致顆粒之間丁羥膠無法完整填充的小縫隙增多。此外，若藥漿粘度較大，在藥漿流動(dòng)過程中重新包裹大顆粒時(shí)，在大顆粒表面附近也易產(chǎn)生極小的孔隙。這些微孔隙隨著藥漿粘度的增大而增多，從而導(dǎo)致推進(jìn)劑的孔隙率增大。

2 孔隙率對(duì)裝藥結(jié)構(gòu)完整性的影響

固體推進(jìn)劑孔隙率的增大會(huì)影響推進(jìn)劑的抗壓能力，從而可能導(dǎo)致在發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火工況下裝藥的內(nèi)表面變形增大，降低發(fā)動(dòng)機(jī)的點(diǎn)火安全欲度。考慮到點(diǎn)火工況下發(fā)動(dòng)機(jī)裝藥的結(jié)構(gòu)完整性精確評(píng)估需要開展大量的基礎(chǔ)性試驗(yàn)，本文主要采用固體推進(jìn)劑線粘彈性本構(gòu)方程對(duì)該問題進(jìn)行定性分析，并結(jié)合某發(fā)動(dòng)機(jī)的低溫點(diǎn)火試驗(yàn)進(jìn)行說明。

2.1 泊松比和孔隙率的關(guān)系

假設(shè)固體推進(jìn)劑為各向同性材料，微孔洞在推進(jìn)劑內(nèi)均勻分布，從細(xì)觀尺度上認(rèn)為，推進(jìn)劑由若干個(gè)含1個(gè)微孔洞的立方體組成，取其中1個(gè)立方體為代表性體積單元進(jìn)行分析，單元的孔隙率與推進(jìn)劑相等。固體推進(jìn)劑為時(shí)域相關(guān)性材料，在受載時(shí)，其松弛模量為隨時(shí)間變化的函數(shù)。參考文獻(xiàn)[14]，考慮到發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火建壓過程非常短暫，即在受載的瞬間，可將推進(jìn)劑作為彈性體求解。由于推進(jìn)劑孔隙率較小，所以不考慮孔隙間的相互影響和微孔隙內(nèi)部壓強(qiáng)，可得泊松比和孔隙率的關(guān)系式：

(1)

式中E0為固體推進(jìn)劑的瞬時(shí)模量；Km0、νm0分別為固體推進(jìn)劑基體的瞬時(shí)體積模量和瞬時(shí)泊松比；q為固體推進(jìn)劑的孔隙率。

從式(1)中可看出，變量主要為固體推進(jìn)劑的孔隙率q，因此式(1)可簡化為泊松比ν與孔隙率q相關(guān)的線性關(guān)系式。

ν=A-Bq

(2)

式中A為孔隙率為0時(shí)的初始泊松比；B為線性系數(shù)。

2.2 裝藥結(jié)構(gòu)完整性計(jì)算及分析

從式(2)中可看出，固體推進(jìn)劑的瞬時(shí)泊松比與孔隙率呈線性關(guān)系。假設(shè)藥漿放置1 h后澆注的推進(jìn)劑泊松比ν=0.498為初始泊松比。以ν=0.498時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)低溫-50 ℃點(diǎn)火壓力作用下裝藥的體積為基準(zhǔn)參量，計(jì)算不同泊松比時(shí)裝藥的體積相對(duì)變化。發(fā)動(dòng)機(jī)裝藥網(wǎng)格模型如圖7所示，圖8為泊松比ν=0.498時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)在低溫-50 ℃環(huán)境下以及在該環(huán)境中點(diǎn)火工況下裝藥的最大主應(yīng)變分布。

圖7 發(fā)動(dòng)機(jī)裝藥網(wǎng)格模型

(a)降溫至-50 ℃時(shí)的應(yīng)變

(b)低溫-50 ℃點(diǎn)火時(shí)的累積應(yīng)變

從圖8可看出，裝藥最大主應(yīng)變位于過渡段，在低溫-50 ℃溫度載荷下裝藥最大主應(yīng)變?yōu)?.874%，疊加點(diǎn)火壓力載荷后裝藥最大主應(yīng)變?yōu)?8.71%，點(diǎn)火壓力引起的應(yīng)變?cè)隽繛?.836%。

對(duì)不同泊松比條件下的裝藥結(jié)構(gòu)完整性進(jìn)行計(jì)算，并統(tǒng)計(jì)點(diǎn)火壓力作用下不同泊松比裝藥的相對(duì)體積變化，如圖9所示。根據(jù)式(2)對(duì)圖9中的數(shù)據(jù)進(jìn)行線性擬合，擬合優(yōu)度R2=0.999 9，說明數(shù)據(jù)完全符合線性分布，擬合結(jié)果如式(3)所示。

ν=0.498-0.22807ΔV/V

(3)

根據(jù)文獻(xiàn)[15]中的試驗(yàn)結(jié)果，推進(jìn)劑在圍壓載荷作用下，其初始體積的變化主要由推進(jìn)劑孔隙率引起，在孔隙消除后，推進(jìn)劑體積變化和壓力呈線性關(guān)系。因此，在固體推進(jìn)劑組分沒有變化時(shí)，可認(rèn)為發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火工況下藥柱體積變形的相對(duì)增量與推進(jìn)劑孔隙率的相對(duì)變化量相等。將表1中的藥漿放置4 h和5.5 h的推進(jìn)劑孔隙率相對(duì)增量代入到式(3)中，可得到相應(yīng)的泊松比，分別為0.497 1和0.496 8。根據(jù)該數(shù)值對(duì)裝藥低溫點(diǎn)火工況下的結(jié)構(gòu)完整性進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如圖10和圖11所示。

從圖10、圖11可看出，在低溫-50 ℃載荷下，藥漿放置1、4、5.5 h后裝藥最大應(yīng)變值分別為9.874%、9.745%和9.702%，差異較小。在點(diǎn)火壓力載荷下引起的裝藥最大應(yīng)變分別為8.836%、11.015%和11.738%。藥漿放置4 h和5.5 h后澆注的發(fā)動(dòng)機(jī)裝藥最大應(yīng)變較初始狀態(tài)增加比例為24.66%和32.84%，即點(diǎn)火安全欲度相應(yīng)下降了0.246 6和0.328 4。

根據(jù)以上分析，對(duì)某故障發(fā)動(dòng)機(jī)裝藥澆注工藝進(jìn)行了優(yōu)化，隨后多臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)均成功通過了低溫-50 ℃點(diǎn)火試驗(yàn)的考核。

圖9 點(diǎn)火壓力作用下不同泊松比裝藥的相對(duì)體積變化

圖10 低溫-50 ℃裝藥最大主應(yīng)變隨泊松比的變化

圖11 低溫-50 ℃點(diǎn)火壓力下裝藥應(yīng)變?cè)隽侩S泊松比的變化

3 結(jié)論

(1)在澆注過程中，隨著推進(jìn)劑藥漿放置時(shí)間的增加，推進(jìn)劑流平性逐漸變差。對(duì)于該固體推進(jìn)劑，在藥漿放置5.5 h后，藥面有明顯的條痕堆積，表面粗糙，且在單軸拉伸試驗(yàn)中難以體現(xiàn)出流平性對(duì)推進(jìn)劑力學(xué)性能的影響。

(2)通過固體推進(jìn)劑微CT掃描試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，隨著推進(jìn)劑藥漿放置時(shí)間的增加，澆注的推進(jìn)劑方坯孔隙率逐漸增大。該推進(jìn)劑藥漿放置4 h和5.5 h后推進(jìn)劑的孔隙率比藥漿放置1 h后的推進(jìn)劑孔隙率分別增加3.97‰和5.32‰。

(3)固體推進(jìn)劑孔隙率的變化直接影響發(fā)動(dòng)機(jī)裝藥的抗壓能力，在計(jì)算參數(shù)上主要體現(xiàn)在泊松比的變化。計(jì)算結(jié)果表明，在低溫-50 ℃載荷下固體推進(jìn)劑孔隙率的變化對(duì)裝藥的最大主應(yīng)變影響較小；在低溫-50 ℃點(diǎn)火壓力載荷下，該推進(jìn)劑藥漿放置4 h和5.5 h后澆注的發(fā)動(dòng)機(jī)裝藥，點(diǎn)火安全欲度相應(yīng)下降了0.246 6和0.328 4。