低溫動態(tài)準雙軸拉伸加載下HTPB推進劑的熱老化性能

劉 暢，王哲君，強洪夫，徐衛(wèi)昌，韓奎俠

(1. 火箭軍士官學校，青州 262500；2. 火箭軍工程大學，西安 710025)

0 引 言

目前軍事科技發(fā)展日新月異，導彈武器系統(tǒng)作為現(xiàn)代戰(zhàn)爭中武器裝備重要組成部分，對其戰(zhàn)術性能要求也不斷提高，尤其是針對強環(huán)境下導彈武器系統(tǒng)的安全工作的可靠性變得十分重要。自1980年開始，國內(nèi)外開展戰(zhàn)術導彈的研發(fā)過程時，不斷發(fā)生固體火箭發(fā)動機(Solid rocket motor, SRM)在低溫熱試車時發(fā)生爆炸事故[1-4]，而低溫條件下點火瞬態(tài)推進劑結構完整性的失穩(wěn)是導致戰(zhàn)術導彈SRM事故的重要起因[5-6]。目前，國內(nèi)外所發(fā)射的戰(zhàn)術導彈所采用燃料大多都是經(jīng)不同時間的貯存老化后的推進劑[7-8]。綜上，研究貯存老化后戰(zhàn)術導彈SRM固體推進劑在低溫條件點火瞬態(tài)結構完整性是導彈武器發(fā)展進步中亟待完成的任務。

國內(nèi)外研究指出，點火瞬態(tài)條件下，固體推進劑藥柱安全系數(shù)較低的部位往往是內(nèi)孔表面[9-10]。D’Andrea等[11]研究表明，點火瞬態(tài)推進劑內(nèi)孔表面成近似雙向拉伸加載。因此，為更好研究固體推進劑的結構完整性，就需要對雙向拉伸條件下推進劑的力學性能和細觀損傷開展實驗。張麗華等[12]通過利用自主設計的試驗夾具，成功在準靜態(tài)單軸試驗機上開展了固體推進劑的雙軸拉伸試驗，驗證了試驗方法的可行性并發(fā)現(xiàn)了推進劑的力學各向異性。強洪夫等[13]通過減小十字形推進劑中部的厚度，將固體推進劑加載在低速雙軸拉伸開展試驗。賈永剛等[14]在原推進劑十字件的拉伸臂段開槽開展低速雙向拉伸試驗，通過試驗可以發(fā)現(xiàn)推進劑在雙軸拉伸影響下力學性能發(fā)生改變。Jalocha[15]通過將雙向連接區(qū)域半徑增大的推進劑加載在低速雙向拉伸機開展實驗，得出在一定應變時雙向拉伸加載下對推進劑非線性黏彈性的影響。但這些已開展的研究主要集中于不同溫度條件下應變率小于1 s-1的準靜態(tài)拉伸加載時，固體推進劑力學性能隨溫度和應變率的變化情況。目前幾乎未開展在低溫環(huán)境下高速拉伸對固體推進劑的研究，特別是當溫度與拉伸速度共同作用時單一因素對固體推進劑影響的分析。目前，文獻[16-17]通過對常溫和低溫準靜態(tài)加載下固體推進劑拉/壓強度比進行研究發(fā)現(xiàn)，推進劑在不同溫度條件下更容易因為拉伸加載而失效。但文獻[18-21]提出固體推進劑的性能對分析真實低溫點火條件下戰(zhàn)術導彈SRM藥柱的結構完整性具有更重要的作用。綜上，開展低溫條件下固體推進劑的高速拉伸試驗可以為分析低溫環(huán)境時固體發(fā)動機點火瞬間結構完整性提供數(shù)據(jù)支持。

王志存[22]通過分析計算發(fā)現(xiàn)，利用板條試驗件可近似實現(xiàn)固體推進劑應力比為1∶2的雙軸拉伸。結合板條試驗件以及新型單軸高性能試驗機，文獻[23-24]首次開展了未老化HTPB推進劑的動態(tài)(1～102s-1)準雙軸拉伸試驗，但針對該加載狀態(tài)下推進劑的老化性能還未進行研究。因此，在上述研究基礎上進一步開展熱加速老化后HTPB推進劑的準雙軸拉伸試驗，分析熱加速老化時間、溫度以及應變率對推進劑宏觀力學性能的影響規(guī)律。同時，針對拉伸斷面開展掃描電鏡(Scanning electron microscope, SEM)觀察試驗，分析不同條件下推進劑的細觀損傷等細觀性能變化，進而深入討論宏觀力學性能的變化。

1 試驗材料及方法

以典型戰(zhàn)術導彈SRM用固體顆粒(AP/Al)填充質(zhì)量分數(shù)88%的三組元端羥基聚丁二烯(Hydroxyl-terminated polybutadience, HTPB)推進劑為研究對象，根據(jù)文獻[23-24]的試驗方法制作板條試驗件。為縮短試驗周期，采用高溫熱加速老化方法研究長期貯存后HTPB推進劑的老化性能。參考GJB770B-2005《火藥試驗方法》，將板條試驗件放入防爆油浴烘箱，進行油浴70 ℃熱加速老化0 d、32 d、74 d和98 d處理。熱加速老化后，開展25 ℃、-30 ℃和-50 ℃以及0.0152 m/s、0.038 m/s、0.152 m/s和0.543 m/s(應變率分別為0.40 s-1、1.00 s-1、4.00 s-1和14.29 s-1)條件下的拉伸試驗。-30 ℃和-50 ℃條件下拉伸試驗前，對推進劑進行低溫冷凍24 h。試驗件與試驗機的連接如圖1所示，拉伸過程與單軸拉伸時相類似[25]。

圖1 試驗件與試驗機裝配圖Fig.1 HTPB propellant sample with the testing machine INSTRON VHS 160/100-20 in place

板條試驗件拉伸時，沿外載荷方向(或豎直方向)對推進劑部分直接施加拉伸應力。同時，由于上下支撐板限制了推進劑部分沿水平方向收縮，則在水平方向對推進劑施加第二拉伸應力，最終實現(xiàn)雙軸拉伸。板條試驗件拉伸過程中，其中心區(qū)域的受力狀態(tài)與點火建壓等載荷下固體推進劑藥柱中部內(nèi)孔表面相似。因此，基于板條試驗件獲得的低溫動態(tài)準雙軸加載下固體推進劑的老化性能，更能直接真實反映長期貯存后SRM藥柱在低溫點火條件下的受力狀態(tài)和失效行為，并有助于對其進行結構完整性分析。其次，板條試驗件形狀相較十字形試驗件更簡單，且無需對推進劑進行專門雕刻、開槽等危險加工處理，相較文獻[13-15]的試驗方法降低了試驗件失效風險，有益于獲得更好的試驗結果。第三，圖1所示的夾具和裝配方式，相較張麗華等[12]的試驗方法更簡單，便于夾具的加工以及開展大量試驗件的拉伸試驗。

2 試驗結果分析

2.1 應力應變曲線分析

沿試驗機拉伸方向(豎直方向)的熱老化后HTPB推進劑的典型應力-應變曲線如圖2所示，所有圖中縱坐標均為歸一化處理后無量綱數(shù)據(jù)，Cσ,CEbt與Cσbmt為歸一化因子。

由圖2可知：1)老化后推進劑的拉伸曲線均呈現(xiàn)彈性段、損傷段和破壞段三段特性，推進劑力學性能仍受溫度和應變率影響明顯。2)隨溫度持續(xù)降低和應變率不斷升高，應力在較低應變處達到峰值，然后迅速下降。3)相比未老化時的情況[23]，老化后HTPB推進劑在低溫動態(tài)準雙軸拉伸時并未出現(xiàn)“雙峰”現(xiàn)象(如圖2(c)～圖2(d)所示)，這進一步說明不同熱老化時間下固體推進劑的雙軸力學性能有明顯區(qū)別。上述有關現(xiàn)象將在后文討論。

圖2 不同溫度、應變率條件準雙軸拉伸加載下熱老化HTPB推進劑的應力-應變曲線Fig.2 Quasi-biaxial tensile stress-strain curves of thermal aged HTPB propellant at various temperatures and strain rates

2.2 溫度和應變率對老化后力學性能的影響分析

以熱加速老化32 d后HTPB推進劑的典型力學性能參數(shù)變化進行分析，如圖3所示。由圖3可知，熱加速老化后，推進劑的準雙軸拉伸典型力學性能參數(shù)隨溫度和應變率的變化關系與未老化時保持一致。即熱加速老化后，初始彈性模量Ebt和最大抗拉強度σbmt仍隨溫度降低和應變率升高而不斷增大，且在0.4～14.29 s-1應變率范圍內(nèi)，這兩個參數(shù)與應變率之間存在明顯的線性對數(shù)關系。但最大伸長率εbmt隨溫度降低以及應變率升高而不斷減小，-50 ℃、14.29 s-1加載條件下的數(shù)值為室溫0.40 s-1條件下數(shù)值的28.79%。

圖3 不同溫度下老化后HTPB推進劑的力學性能參數(shù)與應變率之間的關系Fig.3 Relationships of mechanical parameters for aged HTPB propellant and strain rate at various temperatures

2.3 熱加速老化時間對典型力學性能的影響分析

圖4和圖5為準雙軸拉伸時HTPB推進劑的力學性能參數(shù)隨熱加速老化時間變化的典型關系圖。由圖4和圖5可知，最大抗拉強度σbmt隨老化時間增長呈非線性增大關系，且增大速率不斷減小。但最大伸長率εbmt隨老化時間增長而不斷降低，且減小速率不斷減小。

目前，根據(jù)測試數(shù)據(jù)變化規(guī)律，國內(nèi)外研究學者主要采用線性模型、指數(shù)模型以及對數(shù)模型描述老化后固體推進劑的力學性能參數(shù)隨老化時間的變化[26-27]。

由圖4和圖5可知，目前提出的的線性模型以及對數(shù)模型[26-27]不能描述準雙軸拉伸加載下熱老化時間0～98 d內(nèi)HTPB推進劑的最大抗拉強度σbmt和最大伸長率εbmt隨老化時間的非線性變化，而指數(shù)模型擬合效果(或相關系數(shù))低于采用式(1)所示的改進模型。如表1所示，提供Levenberg-Marquardt算法得出式(1)中的參數(shù)。根據(jù)式(2)計算相關系數(shù)。

圖4 -30 ℃條件下最大抗拉強度與熱老化時間關系Fig.4 Relationships between the maximum tensile stress and thermal aging time at -30 ℃

圖5 -30 ℃條件下最大伸長率與熱老化時間關系Fig.5 Relationships between the maximum elongation and thermal aging time at -30 ℃

P=P0+K·exp(-tα/β)

(1)

式中：K和β均為與溫度有關的性能變化速度常數(shù)；tα為熱加速老化時間(d)。該模型更適合描述1～100 s-1應變率范圍內(nèi)動態(tài)加載時的情況。

(2)

表1 -30 ℃條件下典型力學性能參數(shù)與熱老化時間的關系式Table 1 Relationships between the typical mechanical parameters and thermal aging time at -30 ℃

2.4 細觀損傷研究

圖6為典型加載條件下熱老化后HTPB推進劑的拉伸斷面電鏡掃描圖片。由圖6可知，相同熱老化時間，常溫低應變率條件下，推進劑的細觀損傷以AP顆粒發(fā)生“脫濕”為主，隨應變率升高，“脫濕”現(xiàn)象逐漸減弱。低溫較低應變率條件下，推進劑內(nèi)部出現(xiàn)AP顆粒斷裂，隨應變率升高，AP顆粒斷裂的數(shù)量急劇增大，細觀損傷變得更加嚴重；相同溫度和應變率條件下，隨熱老化時間增長，推進劑以“脫濕”和AP顆粒斷裂為表現(xiàn)形式的細觀損傷程度也變得更加嚴重，但基體撕裂較未老化時有所減弱[24]。這表明溫度和應變率依舊能夠影響準雙軸拉伸加載下熱加速老化后HTPB推進劑的細觀損傷(或細觀性能)，同時，熱加速老化也能明顯影響低溫動態(tài)準雙軸拉伸加載下HTPB推進劑的細觀損傷(或細觀性能)，進而推進劑的宏觀力學性能受到上述諸多因素的共同影響。

其次，相較低溫動態(tài)單軸拉伸時老化后HTPB推進劑的細觀損傷情況(如圖6(f)和圖6(i)所示)，準雙軸拉伸條件下老化后推進劑的細觀損傷形式?jīng)]有發(fā)生改變，但損傷程度有所減弱，尤其是室溫或較低應變率條件下的損傷情況。主要原因有以下兩點：1)板條實驗件拉伸時，沿試驗機加載方向的應力大于沿水平方向的應力，且近似為2倍關系[22]。因此，推進劑內(nèi)部細觀結構微裂紋產(chǎn)生與擴展的方向與單軸拉伸時一致，導致兩種應力狀態(tài)下推進劑的細觀損傷形式保持一致，進而使得準雙軸拉伸時沿試驗機加載方向的推進劑的應力-應變曲線特性與單軸拉伸時保持一致。2)拉伸加載條件下固體推進劑細觀結構的界面破壞或固體填充顆粒的斷裂，都屬于張開型裂紋的產(chǎn)生與擴展。板條推進劑在高速拉伸作用下，固體推進劑基體的撕裂趨勢與拉伸機加載方向相垂直，而水平方向的力學影響并不改變基體裂紋的產(chǎn)生與發(fā)展，但可以改變基體裂紋的橫向擴展速率或阻礙加載方向上裂紋的發(fā)展情況。因此，準雙軸拉伸時HTPB推進劑的細觀損傷程度又弱于單軸拉伸時情況。低溫或高應變率條件下，推進劑內(nèi)部細觀結構的損傷程度較高，應力狀態(tài)以及熱加速老化時間的影響變?nèi)酢Ｒ虼耍琒EM圖像區(qū)別不明顯。正是由于動態(tài)單軸加載下和準雙軸加載下老化后HTPB推進劑的細觀損傷不同，進而影響推進劑的宏觀力學性能。因此，進一步表明僅采用一維動態(tài)單軸拉伸試驗獲得的數(shù)據(jù)分析低溫點火條件下戰(zhàn)術導彈SRM藥柱的結構完整性會帶來較大的偏差，需要開展低溫動態(tài)雙軸加載下HTPB推進劑的老化性能研究。

圖6 不同因素條件下老化后HTPB推進劑的拉伸斷面SEM圖(×200)Fig.6 SEM images of tensile fracture surface for aged HTPB propellant under different conditions (×200)

張興高[26]指出，熱加速老化后HTPB復合固體推進劑的拉伸初始彈性模量Ebt和最大抗拉強度σbmt總體上升高，而最大伸長率εbmt降低。由于低溫動態(tài)加載下最大伸長率仍滿足隨熱老化時間增長而不斷下降的規(guī)律，且最大伸長率隨溫度、應變率和熱加速老化時間的變化能反映推進劑內(nèi)部細觀損傷機理和損傷程度的變化。因此，可將最大伸長率定義為分析低溫動態(tài)單軸加載下HTPB推進劑失效的判據(jù)。因此，可將最大伸長率εbmt定義為分析長期貯存后戰(zhàn)術導彈SRM藥柱結構完整性的失效準則。

低溫動態(tài)準雙軸拉伸加載時，HTPB推進劑的最大伸長率隨熱老化時間增長而不斷降低，老化98 d后-50 ℃、14.29 s-1加載條件下的數(shù)值為未老化時室溫、0.40 s-1條件下數(shù)值的25.63%。該參數(shù)的變化通常是對不同加載條件下固體推進劑物理性能變化和細觀損傷變化的反映[28-29]，本文研究中其發(fā)生改變的主要原因如下：1)室溫條件下，隨應變率升高，裂紋來不及發(fā)生擴展，“脫濕”損傷程度較弱(見圖6(b)和圖6(g))，因而最大伸長率仍較高。2)低溫條件下，粘合劑基體剛性變強，柔性減弱。因此，推進劑彈性模量和最大拉伸強度增大，但伸長率降低。同時，低溫使得粘合劑與固體填充顆粒之間的界面粘接強度增強，則低溫條件下HTPB推進劑的細觀損傷以AP顆粒斷裂為主(見圖6(c)和圖6(h))。隨應變率升高，顆粒斷裂數(shù)量增大，損傷程度變得更嚴重，則伸長率不斷降低。在高應變率加載時，推進劑內(nèi)部AP顆粒幾乎全部斷裂，損傷程度異常嚴重(見圖6(d)和圖6(j))。因此，相應加載下最大伸長率的數(shù)值非常小，且應力達到峰值后迅速下降，曲線特性與其它加載條件下不同。3)熱加速老化時，HTPB推進劑基體粘合劑網(wǎng)絡結構的氧化交聯(lián)占主導地位，則隨老化時間的增長，推進劑具有更低的伸長率。此外，熱加速老化后，HTPB推進劑的玻璃轉化溫度升高。因此，推進劑高分子鏈和鏈段運動在更小應變率時被限制，即熱加速老化后AP顆粒在更低應變率時易發(fā)生斷裂，損傷程度增大，進而導致熱加速老化后HTPB推進劑的拉伸曲線上不再出現(xiàn)“雙峰”現(xiàn)象，推進劑的力學性能發(fā)生改變。

3 結 論

1) 低溫動態(tài)準雙軸拉伸加載下，熱加速老化前后，HTPB推進劑的應力-應變曲線特性基本上保持一致。推進劑的最大抗拉強度隨熱加速老化時間增長呈增長速率不斷減小的非線性增長趨勢，但最大伸長率隨熱加速老化時間的增長呈減小速率不斷降低的非線性減小趨勢。熱加速老化98 d內(nèi)，改進型非線性模型能夠更好地描述上述典型力學性能參數(shù)隨熱老化時間的變化關系。

2) 隨溫度降低，細觀損傷形式由“脫濕”逐漸變?yōu)锳P顆粒斷裂。室溫下，隨應變率升高，推進劑的細觀程度損傷減弱；低溫下，隨應變率升高，推進劑的細觀損傷程度增強。準雙軸拉伸加載下，熱加速老化后HTPB推進劑的細觀損傷程度相比單軸拉伸時有所減弱。此外，熱加速老化時，HTPB推進劑基體粘合劑網(wǎng)絡結構的氧化交聯(lián)占主導地位。因此，隨熱加速老化時間的增長，推進劑最大伸長率降低。且由于熱加速老化后HTPB推進劑的玻璃轉化溫度升高，AP顆粒更易發(fā)生斷裂，損傷程度增大，最終導致熱老化后推進劑的低溫動態(tài)準雙軸拉伸應力-應變曲線上不再出現(xiàn)“雙峰現(xiàn)象”。但是通過觀察SEM圖片由于存在主觀因素還無法進行量化分析，未來需要進一步采用更加有效的實驗手段進行觀察研究。

3) 根據(jù)實驗結果，可將雙軸拉伸加載下不同熱老化時間時的最大伸長率定義為分析長期貯存后戰(zhàn)術導彈SRM藥柱在低溫點火條件下結構完整性的失效準則，老化32 d、74 d和98 d后-50 ℃、14.29 s-1加載條件下的最大伸長率分別為未老化時室溫、0.40 s-1條件下數(shù)值的28.79%、27.58%和25.63%。