汪文強(qiáng)，陳 雄，鄭 健，

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094;2.武漢濱湖電子有限責(zé)任公司，武漢 430205)

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沖擊載荷下CMDB推進(jìn)劑斷裂性能實(shí)驗(yàn)研究

汪文強(qiáng)1,2，陳 雄1，鄭 健1，

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094;2.武漢濱湖電子有限責(zé)任公司，武漢 430205)

高過(guò)載沖擊載荷下，固體推進(jìn)劑出現(xiàn)斷裂行為是影響箭彈發(fā)動(dòng)機(jī)裝藥結(jié)構(gòu)完整性的重要原因之一。采用霍普金森實(shí)驗(yàn)技術(shù)(SHPB)，對(duì)CMDB推進(jìn)劑進(jìn)行了沖擊斷裂實(shí)驗(yàn)。運(yùn)用實(shí)驗(yàn)-仿真的方法，將實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)直接輸入仿真模型中，驗(yàn)證了實(shí)驗(yàn)條件下試件滿足動(dòng)態(tài)平衡前提假設(shè)，獲得了推進(jìn)劑的I型動(dòng)態(tài)起裂韌性；利用掃描電鏡設(shè)備(SEM)，對(duì)推進(jìn)劑斷面形貌進(jìn)行了觀察和討論。結(jié)果表明，CMDB推進(jìn)劑動(dòng)態(tài)起裂韌性在60 000～100 000 MPa·m1/2/s加載率范圍內(nèi)表現(xiàn)出明顯的線性率敏感特性，并在加載率達(dá)到100 000 MPa·m1/2/s后出現(xiàn)極值3.96 MPa·m1/2；CMDB推進(jìn)劑在高過(guò)載條件下表現(xiàn)出明顯的脆性起裂特性以及動(dòng)態(tài)起裂韌性存在率敏感性，直接與應(yīng)力波對(duì)基體和AP顆粒損傷程度相關(guān)。

固體推進(jìn)劑；高過(guò)載沖擊；動(dòng)態(tài)起裂韌性；率敏感性

0 引言

改性雙基推進(jìn)劑(CMDB)是在雙基推進(jìn)劑的基礎(chǔ)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(fù)合推進(jìn)劑。在制造成型過(guò)程中，因各組分機(jī)械式混合，大粒徑顆粒與基體之間容易出現(xiàn)微裂紋、微孔洞和夾雜等細(xì)微觀缺陷，其宏觀力學(xué)性能必然受到影響[1]。沖擊載荷作用下，裝藥結(jié)構(gòu)完整性對(duì)這類缺陷十分敏感，微細(xì)裂紋和夾雜可能會(huì)迅速起裂和擴(kuò)展，形成宏觀裂紋直接影響發(fā)動(dòng)機(jī)的內(nèi)彈道性能和安全性。因此，研究固體推進(jìn)劑內(nèi)部微裂紋的起裂、擴(kuò)展特性對(duì)箭彈的設(shè)計(jì)具有重大意義。

國(guó)內(nèi)外針對(duì)復(fù)合推進(jìn)劑在沖擊載荷作用下的斷裂特性研究的相關(guān)報(bào)道較少。文獻(xiàn)[2]采用“J”積分的方法，研究了藥柱縱向裂紋在點(diǎn)火增壓時(shí)的穩(wěn)定性，探討了發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火發(fā)射時(shí)藥柱應(yīng)力、應(yīng)變集中部位裂紋的穩(wěn)定性問(wèn)題。黃風(fēng)雷等[3-4]采用輕氣炮驅(qū)動(dòng)飛片技術(shù)，對(duì)復(fù)合推進(jìn)劑進(jìn)行了動(dòng)態(tài)壓縮和層裂實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)復(fù)合推進(jìn)劑在動(dòng)態(tài)壓縮條件下主要表現(xiàn)為固體高氯酸銨顆粒的破碎，即首先在固體顆粒中產(chǎn)生微裂紋，導(dǎo)致推進(jìn)劑材料呈明顯的脆性斷裂特性。結(jié)合細(xì)觀分析方法，得到了相關(guān)的脆性損傷模型，并模擬了層裂過(guò)程。文獻(xiàn)[5]在沖擊加載條件下(試件應(yīng)變率達(dá)300 s-1)，測(cè)量了圓柱形環(huán)向切槽幾何構(gòu)件的復(fù)合推進(jìn)劑的JIC值。Abdelaziz等[6]進(jìn)一步研究了不同應(yīng)變率下推進(jìn)劑的斷裂能，發(fā)現(xiàn)推進(jìn)劑的斷裂韌性呈明顯的率相關(guān)性。然而，在沖擊載荷作用下的藥柱結(jié)構(gòu)完整性分析中，結(jié)合仿真技術(shù)和微觀分析方法，探究CMDB推進(jìn)劑的斷裂特性的研究尚未見相關(guān)報(bào)道。高過(guò)載條件下，藥柱內(nèi)部微裂紋的起裂韌性、擴(kuò)展規(guī)律亟待深入研究。

本文利用SHPB實(shí)驗(yàn)技術(shù)，對(duì)CMDB推進(jìn)劑進(jìn)行了沖擊加載實(shí)驗(yàn)，結(jié)合SEM設(shè)備研究CMDB推進(jìn)劑在高過(guò)載條件下斷裂規(guī)律及微觀斷裂特性，著重研究推進(jìn)內(nèi)部AP顆粒在高過(guò)載沖擊條件下微觀破壞規(guī)律與CMDB推進(jìn)劑動(dòng)態(tài)斷裂性能的關(guān)聯(lián)，分析推進(jìn)劑的動(dòng)態(tài)起裂韌性存在加載率敏感效應(yīng)機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 試件制備

CMDB推進(jìn)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(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)準(zhǔn)確、可靠，采用文獻(xiàn)[7]中的試件結(jié)構(gòu)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。試件公稱尺寸為φ25 mm×8 mm，加載平臺(tái)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(zhǎng)度為14 mm的通槽，并用薄刀片處理裂尖。試件結(jié)構(gòu)和實(shí)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(yīng)力。

圖1 試件結(jié)構(gòu)和實(shí)物圖

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

沖擊加載斷裂實(shí)驗(yàn)選用南京理工大學(xué)固體火箭裝藥結(jié)構(gòu)完整性技術(shù)研究室SHPB實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行。SHPB實(shí)驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)示意圖見圖2。壓桿材料選用LC4型號(hào)超硬鋁合金，屈服應(yīng)力為490 MPa。子彈長(zhǎng)度為400 mm，入射桿、透射桿長(zhǎng)度均為1 400 mm。實(shí)驗(yàn)時(shí)，在試件和壓桿的界面涂抹抗沖擊負(fù)荷潤(rùn)滑脂MoS2，以消除沖擊摩擦效應(yīng)對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響[8]。由于子彈在撞擊入射桿時(shí)會(huì)產(chǎn)生高頻干擾信號(hào)，因此采用濾波整形技術(shù)，以獲得可靠的實(shí)驗(yàn)加載曲線[9]。

圖2 SHPB實(shí)驗(yàn)裝置圖

沖擊條件下，裂紋起裂時(shí)刻是研究材料動(dòng)態(tài)起裂韌性的關(guān)鍵參數(shù)。采用直接在試件的預(yù)制裂紋尖端位置粘貼靈敏應(yīng)變片的方法監(jiān)測(cè)裂紋起裂時(shí)刻。為達(dá)到驗(yàn)證測(cè)量結(jié)果可靠性的目的，應(yīng)變片粘貼在試件的正反側(cè)裂紋尖端，且裂尖應(yīng)變片測(cè)試信號(hào)與壓桿應(yīng)變片信號(hào)同步耦合。為使應(yīng)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(huán)境中，待膠體完全固化后進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。

為獲取良好波形整形效果，實(shí)驗(yàn)時(shí)通過(guò)采用不同硬度的紙片作為整形片。圖3為經(jīng)過(guò)整形后獲得的SHPB實(shí)驗(yàn)典型波形圖?？煽闯?，經(jīng)過(guò)紙片整形后的波形并未出現(xiàn)高頻干擾信號(hào)，且裂尖兩處應(yīng)變片監(jiān)測(cè)輸出信號(hào)趨勢(shì)并未出現(xiàn)顯著的差異，說(shuō)明這一監(jiān)測(cè)方式能夠達(dá)到預(yù)期效果。需要指出的是兩處輸出信號(hào)先激增后出現(xiàn)信號(hào)平臺(tái)現(xiàn)象，這是因?yàn)榱鸭y起裂時(shí)引起應(yīng)變片斷裂所導(dǎo)致的[10]。需要說(shuō)明的是試件承載時(shí)，應(yīng)變片因試件的變形而測(cè)得信號(hào)，當(dāng)試件預(yù)制裂紋擴(kuò)展時(shí)，產(chǎn)生卸載應(yīng)力波，使得應(yīng)變信號(hào)急劇增大。圖4為裂尖兩側(cè)應(yīng)變片測(cè)量信號(hào)?？煽闯觯捎趦商帒?yīng)變片粘貼空間位置差異，故2次測(cè)量信號(hào)存在時(shí)間差；測(cè)試信號(hào)趨勢(shì)一致，且應(yīng)變片均在感應(yīng)到應(yīng)力波后大約46 μs時(shí)破壞，說(shuō)明裂紋在46 μs左右起裂并擴(kuò)展。

首先，SHPB實(shí)驗(yàn)技術(shù)必須滿足2個(gè)基本假定：(1)波在桿中傳播滿足一維應(yīng)力波假定；(2)沖擊加載時(shí)，試件應(yīng)力/應(yīng)變沿其長(zhǎng)度方向均勻分布假定。這2個(gè)基本假定在數(shù)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(yīng)力波的入射、反射、透射信號(hào)的應(yīng)變史。

為驗(yàn)證試件在沖擊過(guò)程中是否滿足應(yīng)力/應(yīng)變均勻假設(shè)，根據(jù)式(1)獲得計(jì)算透射信號(hào)εt0(t)與實(shí)驗(yàn)透射信號(hào)對(duì)比。圖5為截取實(shí)驗(yàn)入射、反射、透射和計(jì)算透射信號(hào)εt0(t)，即SHPB實(shí)驗(yàn)波形分離圖。從圖5可看出，實(shí)驗(yàn)透射信號(hào)和計(jì)算透射信號(hào)吻合良好，說(shuō)明試件在沖擊加載過(guò)程中滿足SHPB兩個(gè)基本假定。

圖3 SHPB實(shí)驗(yàn)典型波形圖

圖4 裂尖應(yīng)變片測(cè)量信號(hào)

圖5 SHPB實(shí)驗(yàn)波形分離圖

滿足上述2個(gè)基本假定時(shí)，試件的兩加載端動(dòng)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(dòng)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(guò)程中作用在試件上的沖擊載荷為

(4)

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 不同沖擊強(qiáng)度下力學(xué)特性分析

圖6為CMDB推進(jìn)劑在4種不同沖擊強(qiáng)度下的載荷-時(shí)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(diǎn)均在47 μs左右，結(jié)合裂尖應(yīng)變片所記錄的信號(hào)(見圖4)，充分說(shuō)明不同沖擊強(qiáng)度下裂紋起裂的時(shí)刻在46～47 μs之間；曲線上升沿呈明顯的線性增長(zhǎng)趨勢(shì)，表明這一脈沖時(shí)域內(nèi)表現(xiàn)出典型的線彈性特性；隨沖擊強(qiáng)度增強(qiáng)，各曲線峰值相應(yīng)增大，且不同峰值點(diǎn)后，各曲線下降程度也更加顯著；值得注意的是隨沖擊強(qiáng)度增強(qiáng)，各初始峰值后，曲線又出現(xiàn)不同程度的上升趨勢(shì)和不同寬度的平臺(tái)區(qū)，推測(cè)這一現(xiàn)象直接與不同沖擊強(qiáng)度下推進(jìn)劑的裂紋擴(kuò)展速度、破壞形式有關(guān)。

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

(a)0.2 MPa (b)0.3 MPa

(c)0.4 MPa (d)0.5 MPa

2.2 動(dòng)態(tài)平衡數(shù)值模擬驗(yàn)證

目前，多數(shù)研究者認(rèn)為，運(yùn)用SHPB實(shí)驗(yàn)技術(shù)獲取材料的動(dòng)態(tài)斷裂韌性這一宏觀參數(shù)時(shí)，在試件滿足動(dòng)態(tài)應(yīng)力平衡的前提下，可忽略試件內(nèi)部質(zhì)點(diǎn)因加速度所帶來(lái)的慣性效應(yīng)[11-13]。當(dāng)應(yīng)力波在試件內(nèi)部來(lái)回傳播幾次后，試件能夠在整個(gè)加載過(guò)程中達(dá)到應(yīng)力平衡狀態(tài)時(shí)，可采用準(zhǔn)靜態(tài)理論確定材料的參數(shù)[14]。為此，國(guó)外學(xué)者Rodriguez J[15]運(yùn)用LS-DYNA軟件，對(duì)無(wú)裂縫巴西試件的沖擊過(guò)程進(jìn)行了模擬，仿真結(jié)果與高速攝影拍攝結(jié)果吻合度較高，從而提出了“實(shí)驗(yàn)-數(shù)值驗(yàn)證方法”，為材料的動(dòng)態(tài)斷裂特性研究提供了重要的理論依據(jù)。由于本文實(shí)驗(yàn)試件結(jié)構(gòu)復(fù)雜，且材料內(nèi)部存在預(yù)制裂紋，必然會(huì)干擾應(yīng)力波的傳播規(guī)律，直接對(duì)應(yīng)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(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)輸入ABAQUS/Explicit有限元仿真模塊中進(jìn)行驗(yàn)證。由于本文試件構(gòu)形為典型軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，故采用全對(duì)稱1/2仿真模型，如圖8所示，選用C3D8R類型單元捕捉應(yīng)力波傳播規(guī)律。圖9為單脈沖沖擊載荷作用下，試件內(nèi)不同時(shí)刻動(dòng)態(tài)應(yīng)力分布場(chǎng)與靜態(tài)條件下應(yīng)力場(chǎng)對(duì)比云圖。

圖8 1/2仿真分析模型

(a)準(zhǔn)靜態(tài)條件下應(yīng)力場(chǎng) (b)t=15 μs

(c)t=35 μs (d)t=45 μs

由圖9(a)可看出，靜態(tài)條件下，試件內(nèi)部應(yīng)力明顯達(dá)到均勻狀態(tài)。圖9(b)為t=15 μs時(shí)試件內(nèi)部應(yīng)力分布圖。顯然，應(yīng)力波傳播至裂尖時(shí)，發(fā)生了明顯的散射和反射現(xiàn)象。圖9(c)為t=35 μs時(shí)，應(yīng)力波傳播至右端裂紋尖端時(shí)試件內(nèi)部應(yīng)力場(chǎng)。此時(shí)，裂尖應(yīng)力波散射、反射程度相對(duì)減弱，應(yīng)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(yīng)力同時(shí)在試件中心正上方位置開始分布，且此時(shí)左端裂尖位置應(yīng)力明顯趨向垂直于裂紋擴(kuò)展路徑方向，說(shuō)明這一試件結(jié)構(gòu)有效地將沖擊載荷轉(zhuǎn)變?yōu)槔燧d荷，裂紋是在拉伸應(yīng)力作用下起裂，且加載端并未出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，因而保證了實(shí)驗(yàn)結(jié)果的有效性、可靠性。圖9(d)為t=45 μs時(shí)，試件內(nèi)部應(yīng)力場(chǎng)分布圖。此時(shí)，應(yīng)力波在試件內(nèi)部經(jīng)過(guò)幾次來(lái)回傳播后，試件基本達(dá)到應(yīng)力均勻狀態(tài)，幾乎和準(zhǔn)靜態(tài)條件下一致，僅在試件右端位置和裂尖位置應(yīng)力幅值存在微小差別，這是由于應(yīng)力波傳播效應(yīng)所引起。顯然，推進(jìn)劑材料在給定實(shí)驗(yàn)沖擊載荷時(shí)域內(nèi)能達(dá)到應(yīng)力平衡狀態(tài)，且與應(yīng)變片測(cè)量誤差僅為1～2 μs。因此，結(jié)合實(shí)驗(yàn)-仿真方法，可驗(yàn)證試件在沖擊載荷下滿足彈性動(dòng)態(tài)平衡假設(shè)。

2.3 動(dòng)態(tài)起裂韌性

結(jié)合波形數(shù)據(jù)分離處理技術(shù)和實(shí)驗(yàn)-仿真方法，驗(yàn)證推進(jìn)劑達(dá)到動(dòng)態(tài)應(yīng)力平衡要求，并依據(jù)裂尖應(yīng)變片所記錄的信號(hào)，確定裂紋起裂時(shí)刻的前提下，本文利用文獻(xiàn)[16]給出的計(jì)算理論，得到推進(jìn)劑的動(dòng)態(tài)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(wú)量綱，表征這一試件結(jié)構(gòu)的裂紋長(zhǎng)度及加載平臺(tái)長(zhǎng)度所對(duì)應(yīng)的圓心角大小對(duì)裂尖應(yīng)力場(chǎng)影響的參數(shù)。

在加載平臺(tái)長(zhǎng)度所對(duì)應(yīng)的圓心角一定的情況下，Y(θ,α)值大小對(duì)應(yīng)于不同的初始裂紋長(zhǎng)度a與試件半徑R的比值，并可通過(guò)有限元法進(jìn)行標(biāo)定。圖10為本文采用ABAQUS有限元軟件，對(duì)Y(θ,α)值的標(biāo)定結(jié)果曲線。

圖10 無(wú)量綱Y值擬合曲線

動(dòng)態(tài)斷裂力學(xué)中加載率定義為

(6)

式中KId為動(dòng)態(tài)起裂韌性；tf為起裂時(shí)間。

在滿足SHPB實(shí)驗(yàn)2個(gè)基本假定后，逐個(gè)驗(yàn)證試件在沖擊加載條件下，達(dá)到動(dòng)態(tài)加載平衡的前提下，利用Matlab軟件對(duì)式(1)～式(6)自編程序，得到CMDB推進(jìn)劑在不同加載率下對(duì)應(yīng)的起裂韌性，見圖11。

從圖11可看出，CMDB推進(jìn)劑的動(dòng)態(tài)起裂韌性與加載率呈明顯的線性遞增關(guān)系。需要說(shuō)明的是SHPB實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中，子彈的動(dòng)力由氣壓控制，實(shí)驗(yàn)時(shí)人為可控精度較低，實(shí)驗(yàn)結(jié)果存在散差是無(wú)法避免的。值得注意的是加載率達(dá)到100 000 MPa·m1/2/s左右時(shí)(沖擊壓強(qiáng)0.5 MPa)，同一沖擊強(qiáng)度下實(shí)驗(yàn)散差明顯減小，推測(cè)這一現(xiàn)象與推進(jìn)劑內(nèi)部組分在高過(guò)載應(yīng)力波作用下的損傷和破壞程度有關(guān)。

圖11 不同加載率下CMDB動(dòng)態(tài)起裂因子對(duì)應(yīng)關(guān)系

3 CMDB推進(jìn)劑斷面SEM分析

為進(jìn)一步研究CMDB推進(jìn)劑I型動(dòng)態(tài)起裂韌性存在率敏感性的特性和機(jī)理，利用掃描電鏡，對(duì)不同沖擊強(qiáng)度下材料斷面進(jìn)行微觀形貌表征，如圖12所示。試驗(yàn)前，在試件表面噴鍍5～10 nm金膜后，進(jìn)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(dá)到60 000 MPa·m1/2/s時(shí)斷面形貌電鏡圖。從圖中可看出，整體斷面形貌相對(duì)平整，斷面內(nèi)AP顆粒表面光滑，部分顆粒鑲嵌在基體內(nèi)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(shù)AP顆粒已經(jīng)與基體脫粘，并未發(fā)生滑移現(xiàn)象，這說(shuō)明試件在承載過(guò)程中，裂紋擴(kuò)展受拉應(yīng)力控制，并向內(nèi)部擴(kuò)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(kuò)展(見圖7(a))。此外，因推進(jìn)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(fā)生相應(yīng)的變形，而填充顆粒鑲嵌在基體內(nèi)部，不易破碎。從圖12(a)中的視場(chǎng)中可觀察到，大部分顆粒沿同一方向分，布且呈橢圓形，說(shuō)明顆粒具備一定的延展性，已發(fā)生變形，起到韌化效果，延緩了材料的斷裂過(guò)程，因而對(duì)材料的宏觀力學(xué)性能起到貢獻(xiàn)強(qiáng)化作用。因此，對(duì)應(yīng)載荷圖(圖6(a))中初始峰值后，出現(xiàn)載荷平臺(tái)區(qū)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(dá)到75 000 MPa·m1/2/s時(shí)斷面形貌電鏡圖。顯然，視場(chǎng)中部分AP顆粒表面出現(xiàn)明顯的損傷現(xiàn)象，少數(shù)AP顆粒以穿晶形式斷裂，大部分顆粒嚴(yán)重變形，整體斷面形貌凹凸不平。穿晶斷裂無(wú)疑消耗更多的能量，因而對(duì)應(yīng)載荷圖6(b)中，初始峰值相應(yīng)增大；AP顆粒在這一率下加速變形，韌化作用時(shí)間減短。因此，圖6(b)中，峰值點(diǎn)后的載荷平臺(tái)區(qū)不規(guī)則，且時(shí)域相應(yīng)減小。

圖12(c)為加載率達(dá)到90 000 MPa·m1/2/s時(shí)斷面形貌電鏡圖。視場(chǎng)內(nèi)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(cuò)開斷裂；AP顆粒與基體界面之間出現(xiàn)微細(xì)裂紋，且相對(duì)基體明顯發(fā)生松動(dòng)和脫落現(xiàn)象，顆粒周圍基體材料損壞嚴(yán)重，且分布極不規(guī)則。結(jié)合圖6(c)，載荷-時(shí)間曲線中初始峰值點(diǎn)后并未出現(xiàn)再次上升趨勢(shì)，而是直接下降后，出現(xiàn)短時(shí)域內(nèi)的載荷平臺(tái)。顯然，加載率達(dá)到90 000 MPa·m1/2/s后，推進(jìn)劑材料裂紋起裂時(shí)出現(xiàn)初始峰值，高過(guò)載應(yīng)力波直接作用于試件內(nèi)部大顆粒AP組分，且基體損壞程度惡劣，而顆粒發(fā)生穿晶斷裂消耗部分能量在短時(shí)域內(nèi)起到延緩作用，因而宏觀載荷-時(shí)間圖6(c)中，峰值點(diǎn)后出現(xiàn)短時(shí)域載荷平臺(tái)區(qū)。

圖12(d)為加載率達(dá)到100 000 MPa·m1/2/s時(shí)斷面形貌電鏡圖。為進(jìn)一步直觀觀察AP顆粒損傷狀態(tài)，將斷面形貌放大1 000倍。顯然，此時(shí)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(guò)載應(yīng)力波在AP顆粒和基體界面間多次反射，形成拉伸波，導(dǎo)致顆粒充分破壞，因而宏觀角度上，試件斷裂區(qū)呈現(xiàn)明顯的碎化現(xiàn)象(圖7(d))。此時(shí)，材料內(nèi)部結(jié)構(gòu)完全破壞，基體在極短時(shí)間內(nèi)由等溫過(guò)程，變?yōu)榻平^熱溫過(guò)程，導(dǎo)致粘合劑高分子健強(qiáng)度急劇弱化，進(jìn)而引起推進(jìn)劑材料自身力學(xué)性能急劇下降，并完全失去承載能力。因此，其宏觀力學(xué)曲線中(圖6(d))初始峰值點(diǎn)后，并未出現(xiàn)載荷再次上升和載荷平臺(tái)現(xiàn)象，動(dòng)態(tài)起裂因子KId值趨近極值(圖11)，說(shuō)明CMDB推進(jìn)劑在高過(guò)載條件下，動(dòng)態(tài)起裂因子存在極限值。

基于上述分析，高過(guò)載沖擊條件下，推進(jìn)劑的動(dòng)態(tài)起裂因子表現(xiàn)出明顯的率敏感特性與應(yīng)力波對(duì)基體和大顆粒組分的破壞程度和在顆粒間的傳播機(jī)理直接相關(guān)，推進(jìn)劑宏觀力學(xué)特性也相應(yīng)發(fā)生變化。需要說(shuō)明的是本文研究對(duì)象為推進(jìn)劑的動(dòng)態(tài)起裂韌性，即沖擊條件下材料抵抗裂紋擴(kuò)展的能力。實(shí)驗(yàn)中，無(wú)法避免近似絕熱溫升和應(yīng)力波對(duì)材料內(nèi)部微觀結(jié)構(gòu)的多次破壞現(xiàn)象；此外，高過(guò)載應(yīng)力波紋對(duì)裂紋的擴(kuò)展速度影響機(jī)理復(fù)雜。高過(guò)載條件下的動(dòng)態(tài)擴(kuò)展斷裂模型和準(zhǔn)則亟待建立，這也是作者將繼續(xù)深入研究之處。

4 結(jié)論

(1)利用裂尖貼應(yīng)變片的方法，能夠準(zhǔn)確監(jiān)測(cè)CMDB推進(jìn)劑的起裂時(shí)間，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)波形分離法、實(shí)驗(yàn)-仿真方法，能夠驗(yàn)證這一測(cè)試手段的準(zhǔn)確性和可靠性，這一方法可用于高過(guò)載沖擊條件下測(cè)量固體推進(jìn)劑的裂紋起裂時(shí)間。

(2)CMDB推進(jìn)劑動(dòng)態(tài)起裂韌性在60 000～100 000 MPa·m1/2/s加載率范圍內(nèi)表現(xiàn)出明顯的線性率敏感性，加載率為60 000 MPa·m1/2/s左右時(shí)，動(dòng)態(tài)起裂韌性為2.81 MPa·m1/2，加載率達(dá)到90 000 MPa·m1/2/s時(shí)，動(dòng)態(tài)起裂韌性相應(yīng)增至3.84 MPa·m1/2。加載率達(dá)到100 000MPa·m1/2/s后，動(dòng)態(tài)起裂韌性相應(yīng)增至3.96 MPa·m1/2，線性增長(zhǎng)趨勢(shì)不明顯，出現(xiàn)極值。

(3)CMDB推進(jìn)劑在高過(guò)載條件下，表現(xiàn)出明顯的脆性斷裂特性以及動(dòng)態(tài)起裂韌性存在率敏感性，直接與應(yīng)力波對(duì)基體和AP顆粒成分損傷程度相關(guān)。

(4)SHPB動(dòng)態(tài)斷裂實(shí)驗(yàn)中，出現(xiàn)的絕熱溫升現(xiàn)象對(duì)推進(jìn)劑的擴(kuò)展斷裂特性的影響因素需要考慮，“熱-力耦合”擴(kuò)展斷裂模型和準(zhǔn)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(diǎn)預(yù)研項(xiàng)目(20101019)。

汪文強(qiáng)(1988—)，男，碩士生，研究方向?yàn)楣腆w火箭裝藥結(jié)構(gòu)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