不同應變速率下HTPB固體推進劑低溫力學性能試驗研究*

王虎干

(中國空空導彈研究院,河南洛陽 471009)

0 引言

隨著世界軍事科技的發(fā)展,導彈性能不斷提高,對固體火箭發(fā)動機性能的要求越來越高。如何在提高發(fā)動機性能的同時保證其安全裕度,一直是固體火箭發(fā)動機行業(yè)致力解決的問題。對于空空導彈,由于其任務復雜,使用環(huán)境惡劣,考慮到空空導彈的機載發(fā)射方式,必須避免因發(fā)動機工作異常而引發(fā)的事故,因此對發(fā)動機裝藥的結構完整性要求更加嚴格,尤其在低溫條件下。

在發(fā)動機點火時,建壓時間通常僅有幾十毫秒,而固體推進劑在高應變速率與低應變速率下的力學性能差異較大,為構建更加接近發(fā)動機點火狀態(tài)下推進劑的本構關系,國內外學者對此開展了大量的試驗和理論研究。AIM120空空導彈發(fā)動機在20世紀90年代進行壽命評估時,開展了固體推進劑一系列的力學性能試驗,其中在3.45 MPa環(huán)境壓力下,進行了拉伸速率為2 540 mm/min的單軸拉伸試驗[1]。Ho等[2-3]利用霍普金森桿的撞擊試驗研究了固體推進劑在應變速率高達103s-1到104s-1時的力學響應,并引進一個應力軟化函數描述固體推進劑在高應變速率載荷下的損傷。盧洪義[4]對固體推進劑電弧點火延遲時間進行了仿真研究，Chyuan[5]利用有限元方法研究了發(fā)動機點火條件下裝藥的斷裂行為,指出發(fā)動機點火壓力作用下裂紋的擴展過程與準靜態(tài)有明顯區(qū)別,且裂紋的擴展速度是主要影響因素。Nevière等[6]采用冷流加壓模擬發(fā)動機低溫點火過程,對戰(zhàn)術導彈發(fā)動機低溫工作時裂紋的形成、擴展進行了試驗研究。國內對高應變速率下固體推進劑的力學性能也開展了大量的研究工作。南京理工大學[7-9]利用分離式霍普金森桿對固體推進劑在沖擊載荷下的力學特性及裂紋擴展進行了研究。第二炮兵工程大學[10-12]開展了固體推進劑低溫條件下的單軸拉伸試驗研究,低溫最低至-40 ℃。

文中為研究空空導彈發(fā)動機低溫點火條件下固體推進劑的力學性能,開展了-50 ℃低溫,不同拉伸速率條件下的拉伸試驗,并對固體推進劑力學性能與裝藥結構完整的相關性進行了分析。

1 試驗材料及方法

文中所研究的HTPB推進劑固體顆粒(AP/Al)填充質量分數為88%。試件的有效尺寸為15 mm×5 mm×5 mm。試件采用環(huán)氧樹脂膠固定在夾頭上,如圖1所示。試驗前將推進劑試驗件放置在溫箱中,在-50 ℃下保溫1 h,然后分別進行拉伸應變速率為0.05%·s-1、12% ·s-1和100%·s-1的拉伸試驗。為考慮發(fā)動機裝藥內表面在低溫載荷下的損傷對點火時推進劑力學性能的影響,開展了快慢組合拉伸試驗。

2 試驗結果及分析

2.1 固體推進劑低溫拉伸應力-應變分析

圖2為固體推進劑在-50℃環(huán)境下,應變速率為0.05%·s-1時的拉伸應力-應變曲線。從圖2可以看出,當拉伸速率較低時,推進劑的單軸拉伸應力-應變曲線符合文獻[13]中所述的3個階段。即第一階段:推進劑無損傷,顆粒周圍真空孔數量很低,或者為零,該部分應力-應變關系近似表現為線性。第二階段:隨著載荷的繼續(xù)增大,發(fā)生脫濕損傷的顆粒逐漸增多,顆粒周圍真空孔的數量增加,并逐漸達到最大值。第三階段:隨著顆粒脫濕損傷繼續(xù)演化,前一階段形成的真空孔不斷增大,損傷不斷聚合并伴隨著推進劑基體材料的損傷,最后導致推進劑斷裂失效。

圖3和圖4分別為固體推進劑在-50℃環(huán)境下,應變速率為12%·s-1和100%·s-1時的拉伸應力-應變曲線。

從圖3可以看出,當應變速率為12%·s-1時,與文獻[13]中所述的3個階段已不太符合,即在應力-應變曲線線性段后有了明顯的屈服,在屈服點過后,推進劑應力隨應變的增加而繼續(xù)增大。該現象在應變速率為100%·s-1時進一步放大,如圖4所示。該現象與文獻[10]中所描述的一致,即推進劑應力-應變曲線出現“雙峰”現象,溫度越低、應變率越高該現象越明顯,曲線特性明顯區(qū)別于緩慢加載時的情況。

從圖4可以看出,在A區(qū)域達到第一個峰點。在A區(qū)域之前,推進劑應力-應變曲線基本呈線性分布,在A區(qū)域至B區(qū)域之間,推進劑拉伸應力隨應變的增大而明顯下降,隨后在C區(qū)域形成第二個峰點,即最大延伸率的位置。綜合圖2～圖4可知,固體推進劑在低溫-50℃環(huán)境下,低應變速率和高應變速率時推進劑的應力-應變曲線明顯不同,說明其損傷模式有明顯區(qū)別。在低應變速率固體推進劑的損傷主要以脫濕損傷為主,當損傷達到一定程度后伴隨基體的斷裂形成宏觀裂紋[14-15]。在高應變速率下,低溫和高應變速率的耦合作用使得推進劑的損傷更加復雜,是顆粒脫濕損傷,基體斷裂和顆粒直接開裂3種損傷形式的綜合作用[10],其損傷機理仍有待進一步研究。

2.2 模擬低溫點火推進劑快慢組合拉伸試驗分析

整體來看,推進劑在應變速率為100%·s-1時的最大延伸率仍在50%以上。那么在評估發(fā)動機裝藥結構完整性時就會存在疑問：仍采用推進劑的最大延伸率作為失效判據是否仍然合適,發(fā)動機裝藥在點火工況下發(fā)生斷裂失效是否會發(fā)生在圖4中A區(qū)域附近?？紤]到發(fā)動機在低溫下裝藥的內表面變形,在點火前裝藥已產生一定程度的損傷,為研究該損傷對推進劑的應力-應變曲線的影響,開展了固體推進劑快慢組合拉伸試驗。以應變速率為0.05%·s-1將推進劑試驗件拉伸至12%的應變水平,模擬溫度載荷下推進劑的變形,在此基礎上,對試驗件再以100% ·s-1的應變速率進行拉伸,模擬發(fā)動機點火建壓過程裝藥內表面的變形,試驗結果如圖5所示。

從圖5可以看出,4個試驗件的應力-應變曲線一致性較好。在高應變速率段,曲線并沒有出現類似圖4中所示的雙峰現象,而是在線性段后直接發(fā)生斷裂。在單應變速率快速拉伸情況下,固體推進劑在圖4中A區(qū)域附近應力下降明顯,說明在該區(qū)域推進劑有明顯的損傷,但尚未形成宏觀裂紋。在快慢組合拉伸試驗中,慢速拉伸過程中會形成一定程度的初始損傷,兩種損傷累積后超過了推進劑的承載極限,最終導致推進劑在圖4中A區(qū)域附近直接發(fā)生斷裂。統(tǒng)計圖5中的最大延伸率,如表1所示。表1中的延伸率增量指的是快慢組合拉伸試驗中由高應變速率部分引起的應變。

表1 圖5中各曲線延伸率結果

從表1可以看出,由高應變速率引起的延伸率增量在11%左右,遠低于單應變速率作用下的最大延伸率。因此,在發(fā)動機裝藥的結構完整性評估時,推進劑的拉伸應變速率應與發(fā)動機點火增壓時裝藥的內表面應變速率相對應,不能僅參考推進劑常規(guī)力學性能試驗測試的最大延伸率。當固體推進劑在高應變速率下的應力-應變曲線出現雙峰現象時,第一個峰值的位置應重點分析。在設計固體推進劑力學性能試驗時,應綜合考慮發(fā)動機的載荷歷程,盡量使得推進劑的力學性能試驗更加接近發(fā)動機裝藥的真實受載過程。

3 結論

1)在低溫-50 ℃下,該推進劑在低應變速率的拉伸應力-應變曲線符合復合推進劑典型的3階段變化規(guī)律;隨著應變速率的提高,推進劑應力-應變曲線的“雙峰”現象越來越明顯,與低應變速率下的曲線有明顯差異。

2)固體推進劑的拉伸應變速率與發(fā)動機點火增壓時裝藥內表面的應變速率應盡量相匹配,當固體推進劑的應力-應變曲線出現雙峰現象時,應重點分析第一個峰值處的損傷對發(fā)動機裝藥結構完整性的影響。

3)在模擬發(fā)動機低溫點火條件的固體推進劑快慢組合拉伸試驗中,低應變速率下形成的損傷累積高應變速率下在第一個峰值附近的損傷后,使得該推進劑在高應變速率下的延伸率增量僅為11%左右,遠小于常規(guī)試驗中推進劑的最大延伸率。該試驗更接近發(fā)動機裝藥的真實載荷歷程,對發(fā)動機裝藥的結構完整性評估有較大的參考價值。