李康佳，強洪夫，王哲君，王學仁，王稼祥

（火箭軍工程大學導彈工程學院，陜西 西安 710025）

0 引言

由于可靠性高、結構簡單、易于長期貯存等優(yōu)點，固體火箭發(fā)動機（Solid Rocket Motor，SRM）作為導彈武器系統(tǒng)的動力裝置，得到了廣泛應用。在全壽命周期內，SRM 經歷固化降溫、長期貯存、點火建壓以及軸向過載等序貫載荷的作用，其裝藥結構完整性會受到影響，一定程度上會影響導彈武器的可靠性及壽命［1-2］。在SRM 服役期間，貯存占據了絕大部分時間，因此貯存期間裝藥結構受損傷的概率大大增加，特別是長期貯存的大型SRM，其推進劑藥柱和粘接界面是典型失效部位。

針對SRM 粘接界面的性能，國內外研究者已經開展了一定研究。例如，Palazotto 等［3］綜述了粘接接頭中粘接斷裂和內聚斷裂的理論研究現狀，并認為SRM粘接界面斷裂問題必須考慮接頭材料的本構模型。周清春等［4］從粘接機理、組分遷移、損傷測定和斷裂分析等方面，對SRM 粘接界面性能的研究現狀進行了回顧。龐愛民等［5］重點從化學組成分布特征與細觀物理結構方面闡述了高能固體推進劑/襯層界面的粘接機理和失效機理。寗暢等［6］從性能失效、組分遷移、表征方法和在線監(jiān)測4 個方面，分析了SRM 的推進劑/襯層界面貯存性能評估的重要意義。上述研究對深入認識SRM 的粘接界面性能起到了重要作用，但由于粘接界面性能影響因素的復雜性以及失效模式的多樣性，已開展的相關研究與實際貯存條件下的SRM 結構完整性評估還有一定差距，尤其是針對長期立式貯存條件下SRM 粘接界面性能的研究還比較匱乏。王鑫等［7］研究表明長期立式貯存下SRM 藥柱蠕變損傷較小，應重點關注粘接界面的強度、脫粘等問題。因此，本文從蠕變條件下界面損傷影響因素、界面損傷測試試驗和界面損傷數值模擬3 個方面對長期立式貯存條件下SRM 粘接界面損傷研究進展進行綜述，并就研究中存在的不足展開討論和分析。

1 蠕變條件下粘接界面損傷的影響因素

1.1 力學因素的影響

1.1.1 推進劑自重因素的影響

推進劑自重是影響界面蠕變的最大因素，它使界面長期承受拉剪應力。目前固體火箭發(fā)動機采用的推進劑多為復合固體推進劑，主要由高分子黏合劑、固化劑、氧化劑、燃料添加劑（鋁粉等金屬顆粒）和增塑劑等組成，存在由粘合劑母體構成的連續(xù)相和由無機氧化劑和金屬添加劑等固體顆粒組成的分散相2 種相態(tài)，因此，推進劑具有粘彈性和高填充固體復合材料的特性［8］。推進劑的靜態(tài)粘彈性質之一便是蠕變，它是材料失效的重要影響因素。對于聚合物來說，當溫度超過其玻璃化溫度時，蠕變因速率變大導致材料變形增大；低應力水平和常溫下，蠕變因聚合物組成分子鏈的性質和其流動性也會存在。為使發(fā)動機在立式貯存過程中免受環(huán)境因素的影響，工業(yè)部門通常將貯存條件設置為常溫和恒定濕度。即便如此，推進劑還是會因自重產生蠕變效應。藥柱連續(xù)的下沉變形傳遞至粘接界面處，使其承受載荷，長期載荷導致界面結構也產生蠕變效應。王鑫等［9］設置了發(fā)動機立式貯存半年的工況條件，數值模擬得出長時間立式貯存后粘接結構最大應力位于前人工脫粘層根部，達到0.6 MPa。由此可見，不可忽視粘接界面所受的長期應力。

大多數情況下，可忽略固體發(fā)動機在1 g 的重力加速度載荷下產生的應力應變，但大直徑固體火箭發(fā)動機裝藥量大，長期經歷1 g 的加速度載荷，裝藥粘接界面和人工脫粘根部受到很大的拉伸和剪切應力，藥柱端部界面容易發(fā)生脫粘［10］。因此，必須重視推進劑重力長時間作用導致的粘接界面結構蠕變變形。界面蠕變改變粘合界面處的應力分布，應力隨時間重新分布會降低界面結構的強度，并且傾向于引發(fā)過早的失效。此外，粘接界面蠕變引起斷裂能退化，這就導致界面結構的延性變差，加速斷裂發(fā)生。綜上所述，長時間的拉剪應力作用于界面使其逐漸產生損傷，損傷時間累積，將使粘接界面性能退化和承載能力降低，產生裂紋以至于界面脫粘。

1.1.2 固化降溫后熱力學因素的影響

固化降溫過程中SRM 承受非均布溫度載荷，固化過程是指藥漿（以黏合劑為主體，添加固化劑、交聯劑、氧化劑和金屬粉末等組分的液態(tài)推進劑）在一定的溫度和壓力下，經過一定時間使推進劑中的粘合劑系統(tǒng)完成化學交聯，形成空間網狀大分子的過程［11］。推進劑藥漿固化完成后形成藥柱，藥柱成形后黏結在發(fā)動機殼體內壁；降溫階段通常是指藥柱從58 ℃降至20 ℃的過程。溫度的變化和非均勻性會影響藥柱和粘接界面的性能，由于殼體、絕熱層、襯層和藥柱的熱膨脹系數不同，導致不同部位收縮率不同，而它們相互之間又黏結在一起，藥柱的變形受到殼體、絕熱層的約束而產生殘余熱應力和熱應變。由固化降溫載荷下燃燒室結構的特點以及國內外公開的文獻［12，15］可知，在固化降溫工況下，粘接界面會因為不均勻溫度場作用產生殘余應力，界面材料熱膨脹差異引起的熱應力和熱應變是后續(xù)產生損傷的重要原因。

國內外針對固體火箭發(fā)動機固化降溫過程的研究，主要是基于推進劑粘彈性本構方程和熱傳導微分方程，建立計算模型，利用有限元分析軟件對固化降溫過程進行數值模擬，分析裝藥在固化降溫過程中溫度場和應力應變場的分布規(guī)律，最終得到裝藥經歷固化降溫后的危險點。王錕等［13］研究發(fā)現固化降溫載荷后裝藥應變較大區(qū)域為人工脫粘根部和翼槽表面。徐新琦等［16］模擬了五星型藥柱固化降溫過程中的應力應變瞬時響應，發(fā)現在推進劑藥柱前、后部位應力應變較大，尤其是在推進劑頭部有包覆層與星角過渡處。周紅梅等［17］用ABAQUS 有限元軟件數值模擬了翼柱型HTPB 固體推進劑藥柱在固化降溫時應力應變的變化規(guī)律，發(fā)現前、后封頭降溫速率明顯高于其他部位的降溫速率，而前翼槽的應力明顯高于其他部位。這些研究表明，在固化降溫的過程中，粘接界面特別是人工脫粘根部受殘余應力應變較大，人工脫粘根部出現較大應力集中，產生損傷的概率很大。如果只經歷固化降溫產生的載荷，界面失效的可能性較小。然而固化降溫產生的殘余應力貫穿發(fā)動機全壽命周期，殘余應力的存在不會使界面立即表現出缺陷，但界面后續(xù)還要經受其它工作載荷，由此產生的疊加效應會使界面所受總應力超過強度極限，最終粘接界面附近推進劑會產生裂紋以致于出現界面脫粘。

由此可見，發(fā)動機長期貯存時，加劇界面蠕變和失效的力學因素主要為推進劑自重導致界面產生的長期應力和藥柱固化降溫后的殘余熱應力。界面所受的殘余應力和長期應力疊加在一起會在很大程度上損害發(fā)動機結構完整性。

1.2 化學因素的影響

粘接界面結構的化學反應種類繁多，其中推進劑/襯層界面的反應最為復雜。固體推進劑的組成以燃燒劑和氧化劑為主，兼有改善推進劑性能的多種添加成分，如固化劑、增塑劑和化學安定劑等。貼壁澆注的固體火箭發(fā)動機推進劑必須先潤濕半固化的襯層基體，讓兩者發(fā)生足夠的化學交聯反應同時固化成型，這樣推進劑/襯層界面才能形成良好的粘合。推進劑和襯層均為高分子化合物材料，一些化學組分活性高，因此推進劑/襯層界面容易發(fā)生組分遷移和其他化學反應。

推進劑和襯層中的化學組分都會發(fā)生遷移，大量化學成分富集在界面附近，有研究表明［18-20］，組分遷移的主要成分為推進劑中的增塑劑，如鄰苯二甲酸二丁酯和硝酸酯（NG/BTTN）。增塑劑是一種化學上未結合的液體，這些低分子液體組分在長期貯存期間往往會逐漸通過推進劑-襯層界面擴散。Byrd 等［21］在對HTPB 推進劑/襯層界面性能研究中發(fā)現，吸收增塑劑的襯層會發(fā)生膨脹，引起局部應力集中，增塑劑遷移后的推進劑硬化收縮，抵抗變形能力大幅下降，導致推進劑從襯層剝離。黃志萍等［22］研究發(fā)現增塑劑和穩(wěn)定劑的遷移導致NEPE 推進劑/HTPB 襯墊/EPDM 絕緣材料的界面出現分解。龐愛民等［5］研究NEPE 推進劑/襯層界面時，發(fā)現硝酸酯分解遷移導致界面區(qū)域粘合劑斷鏈降解和性能弱化。組分遷移導致界面力學性能下降，如圖1 所示，高溫環(huán)境使增塑劑更易從推進劑遷移至襯層中，兩者的粘結力下降，導致粘接界面的強度降低。NEPE 推進劑活性組分多，推進劑與襯層的粘合劑體系大多不同，界面化學物理過程復雜，裝藥界面粘接問題更加突出，因此以NEPE 推進劑為代表的高能推進劑粘接界面是今后的研究重點。綜上所述，組分遷移不僅與界面材料自身的性質有關，還受到溫度、濕度和時間等因素的顯著影響，從本質上說，組分遷移就是界面老化的表現形式。組分遷移會削弱界面附近推進劑的物理性能，會使其在應力集中點開裂［24］，影響界面結合強度，導致發(fā)動機的性能出現不利。

固體火箭發(fā)動機在長期貯存時受到推進劑自重、固化降溫以及組分遷移和老化等復雜載荷和因素的影響（圖2），導致難以準確分析粘接界面結構的失效原因，雖然界面最終的失效模式還是強度弱化、斷裂和脫粘。因此，必須認識到各影響因素產生的危害，采取有效措施改善界面性能；且最重要的是，為準確掌握固體火箭發(fā)動機粘接界面結構在長期貯存時的性能變化，須獲得載荷大小、持荷時間、老化和殘余應力大小等因素對界面損傷和破壞的影響規(guī)律，建立粘接界面的強度失效和斷裂失效準則，得到精確的界面失效判據和評估方法模型。

圖2 貯存期間界面性能劣化因素Fig.2 Deterioration factors of interface performance during storage

2 粘接界面蠕變損傷的試驗研究

與許巍等［25］的定義相似，固體火箭發(fā)動機粘接界面并不是指狹義的推進劑/襯層/絕熱層/殼體之間的界面，而是指被粘接的界面層及其所有起連接作用的界面相，故對于發(fā)動機粘接界面來說，界面為功能梯度不連續(xù)的三相材料連接體。在進行試驗分析的時候，考慮的是整個界面結構的失效破壞，這其中尤以薄弱區(qū)域推進劑/襯層界面為主。針對固體火箭發(fā)動機裝藥粘接界面的試驗表征，國內外研究者已經開展了界面不同部位，不同加載條件以及不同尺度下的試驗研究。本文將從宏觀和細觀2 個方面綜述粘接界面蠕變損傷的試驗研究。

2.1 粘接界面蠕變損傷的宏觀試驗研究

2.1.1 恒載試驗

從工程角度看，往往是載荷而不是應力在工程應用中保持恒定。在SRM 長期貯存的過程中，界面受的是恒載而非恒應力，因此開展恒定載荷下的粘接界面結構件蠕變試驗比恒定應力下的更具有實際參考價值。目前，對粘接界面的試驗研究多采用恒定拉伸速率下的位移加載［26-29］，雖然可以深入了解不同應變率下的界面性能，但不能有效表征長期貯存時界面性能的劣化，恒載試驗比恒定應變率下進行的試驗更能代表固體火箭發(fā)動機貯存的實際情況。Gustavson 等［30］較早進行了恒載下粘接系統(tǒng)的拉伸和剝離試驗，如圖3 所示，采用低載荷、長時間的恒載試驗裝置來測定粘接界面的強度，分析表明：①低荷載下失效時間減少的原因為表觀粘結強度的降低；②界面失效模式總是內聚破壞的，發(fā)生在界面附近的推進劑內；③推進劑水分含量以及硬度和表觀粘結強度之間具有相關性。Bills 等［31］對推進劑-粘接系統(tǒng)雙板試件進行了恒定載荷拉伸破壞試驗，發(fā)現了失效時間隨平均拉伸應力的增大而減少，通過失效時間的長短來評估發(fā)動機在儲存期間的壽命。雖然以上試驗可以模擬粘接界面貯存的失效過程，但是試驗的時間短，不能預示長期載荷的作用。

2.1.2 形變測量試驗

評判界面性能主要還是選取強度、剛度和斷裂能等參數，在給定時間和載荷水平下，界面形變也可以被認為是強度、性能的損失。在粘接界面蠕變的形變測量方法上，也有研究者提出新的方法。周獻剛等［32］采用如圖4 所示的自制小型推進劑/襯層粘接界面試件進行界面蠕變試驗，通過CCD 相機測量劃定觀測區(qū)的變形，得出劃定界面區(qū)域的蠕變-位移曲線，可以發(fā)現界面附近的推進劑變形占據了大部分位移。但其試驗的有效性還有待驗證，主要問題在于小型界面試件的破壞能否代表真實的發(fā)動機界面失效，以及界面位移測量區(qū)域的劃定范圍如何確定。崔輝如等［33］設計了帶有初始裂紋的DCSB 試樣，如圖5 所示，在試樣上安裝軟位移計測量蠕變位移。但其試件是選用工業(yè)粘合劑、推進劑和絕緣材料自行制成，得出的試驗結果能夠在一定程度上反應粘彈性界面的規(guī)律，但不能反應真實的發(fā)動機界面性能變化。

圖4 自制界面蠕變變形測量區(qū)域［32］Fig.4 Self-made interface creep deformation measurement area

圖5 DCSB 試樣蠕變試驗的位移測量［33］Fig.5 Displacement measurement of DCSB specimen in creep test

其它粘接界面的蠕變試驗也可以給我們帶來一些思考和借鑒，膠接接頭在工業(yè)中應用廣泛，由于膠粘劑通常情況下都為高聚物材料，膠接接頭的蠕變不可忽視。除了失效時間外，還可以采用殘余斷裂能等分析界面的損傷程度。Neto 等［34］利用端缺口彎曲（ENF）試樣使其經受不同的蠕變載荷和時間，然后進行準靜態(tài)試驗，研究了蠕變載荷和時間對粘合劑的殘余II 型斷裂能的影響。在界面蠕變位移測量方面，Han 等［35］為了研究蠕變應力對接頭老化響應的影響，將單搭接接頭約束在彈簧加載夾具中，蠕變引起的接頭延伸通過定期測量預壓縮彈簧的位移來確定。Khabazaghdam 等［36］研究了石墨烯增強粘合劑鋁-鋁粘接接頭的蠕變行為，通過使用連接至樣品的引伸計測量單搭接接頭的蠕變位移。以上試驗雖然可以為固體發(fā)動機粘接界面蠕變試驗提供幫助，但是要認識到它們之間的區(qū)別，以膠粘劑為黏合材料的界面，它的被粘物往往是金屬等剛度較大的材料，在蠕變試驗中形變總發(fā)生在膠粘劑上，便于獲得界面蠕變位移。而固體火箭發(fā)動機粘接界面的材料都為具有粘彈性以及粘超彈性的軟材料，粘接界面中不同材料的形變難以從試驗中區(qū)分，應將推進劑/襯層/絕熱層界面作為一個整體結構進行位移測量，建立一個合適的力學模型來表征界面結構蠕變特性。

從以上總結來看，要真實模擬發(fā)動機粘接界面在長期貯存時的性能變化，必須設計合理的試驗和選取有效的試驗參量來表征粘接界面在長期載荷下的蠕變變形和強度損失。合理的試驗應滿足的條件：（1）試件應該和整機界面的制造工藝保持一致；（2）加載方式滿足長期貯存時的特點；（3）試件受載荷后的應力應變響應要和真實發(fā)動機界面保持一致。在試驗分析方面，界面蠕變失效時間的長短、蠕變位移的大小和殘余斷裂能的變化等都可以表征蠕變條件下界面的損傷。

2.2 粘接界面蠕變損傷的細觀試驗研究

隨著測試技術的發(fā)展，目前用于粘接界面結構細觀觀測的工具和技術主要有光學顯微鏡（Optical Microscope，OM）、掃描電鏡（Scanning Electron Micoscope，SEM）、X 光 電 子 能 譜（X-Ray Photoelectron Spectrometer，XPS）、計算機斷層掃描（Computed Tomography，CT）和同步輻射光源（Synchrotron Radiation Source，SRS）等，這些高精度、高性能的實驗設備和技術從細觀尺度揭示了固體發(fā)動機粘接界面的損傷和破壞過程，為分析宏觀力學性能提供了極大的幫助。

邱欣等［37］采用CCD 光學顯微鏡對小型粘接試件界面破壞進行了觀測，發(fā)現AP 顆粒與襯層基體之間出現的脫濕損傷，是引起界面損傷的主要原因，同時表明顆粒與襯層之間的界面能小于顆粒與基體之間的界面能。李高春等［38-39］對丁羥推進劑/襯層粘接界面試件在拉伸過程的變形破壞過程進行了觀察，并采用DICM 對拉伸過程圖像進行數字處理，獲得了粘結界面的形變場，分析了其變形演化過程和破壞機理。結果表明DICM 可以有效地分析HTPB 推進劑/襯層粘結界面的形變過程。Hojo 等［40］采用掃描電鏡觀察了在原位加載下單纖維/樹脂界面的細觀損傷過程，并分析了不同加載方式下界面斷裂韌性的變化，揭示了粘結界面在不同破壞模式下的破壞機理。國內一些研究者［41-43］也對基于SEM 原位拉伸的推進劑/襯層粘接界面破壞過程進行了分析，發(fā)現隨著載荷增大，推進劑內部顆粒與基體出現脫濕，微孔洞逐漸增大。隨著載荷進一步增加，推進劑內部微裂紋出現匯合，導致宏觀裂紋的形成，界面細觀損傷表現如圖6 所示。郭翔等［42］采用微CT 技術，開展了NEPE 推進劑/襯層/絕熱層界面細觀結構研究，發(fā)現圖像可明顯區(qū)分界面各相以及各相的基體與填充物。綜上所述，各種觀測手段和設備都有其優(yōu)點和不足，具有明顯優(yōu)勢的是SEM 和微CT，它們的分辨率可以達到納米級，特別是其與原位加載裝置結合，可以對粘接界面受載過程中的細觀結構變化進行實時原位觀測，直觀地看出界面結構內部細觀尺度的變化，對損傷進行定性定量分析。但SEM與微CT 實現界面原位觀測的加載方式只有準靜態(tài)，針對長期定載加載方式下的原位觀測還沒有開展，長期觀測的經濟性可能是制約其開展的重要因素。

圖6 35%應變下粘接界面細觀損傷圖［42］Fig.6 Meso damage diagram of bonding interface specimen at 35% strain［42］

利用各種觀測設備對粘接界面的細觀試驗分為2種，一種是單純觀測界面結構，獲取界面在損傷或斷裂后的界面信息；另一種即是設計小型試件進行原位拉伸觀測試驗，觀察細觀結構的變化及損傷演化規(guī)律。定性描述界面損傷已經很成熟，但定量描述界面損傷的方法還有待提高，且針對粘接界面蠕變作用下的細觀損傷觀測開展的也較少，主要難點在于：①蠕變時間長，靜態(tài)加載下的原位連續(xù)觀測不容易實現；②找到合適的參量準確表征損傷演化比較困難。細觀試驗的作用就是從不同的尺度解釋說明界面性能變化的原因，并且與宏觀試驗的參數和結論構效，因此通過細觀試驗準確獲得微細觀力學參數至關重要。已有研究者［44］采用微CT 獲取了推進劑在單軸拉伸不同應變下推進劑的孔隙率變化規(guī)律，以孔隙率作為損傷參量分析了推進劑細觀損傷對宏觀力學性能的影響。如圖7所示，本課題組利用微CT 開展了準靜態(tài)拉伸下的界面原位觀測試驗，也采用孔隙率表征了界面的細觀損傷。

3 粘接界面蠕變損傷的數值模擬研究

隨著計算機性能的提升和數值算法的進步，數值模擬方法被應用的越來越廣泛，更多表征界面力學行為的方法出現。傳統(tǒng)的有限元模擬不能很好地表示界面在拉伸過程中的損傷情況，基于損傷力學的界面力學模型是研究界面性能退化失效的最常用方法，這其中又以內聚力模型（Cohesive Zone Model，CZM）為代表。CZM 能夠很好地預測整個粘接界面的損傷演化 以 及 斷 裂 失 效 過 程。Dugdale［45］和Barenblatt［46］首先提出了內聚力概念，他們把內聚力表示為裂紋尖端張開位移的函數，避免了線彈性力學中裂紋尖端的奇異性。后來的研究者在這些概念和框架下，對內聚力模型進行了不斷地擴充和發(fā)展。

內聚力模型方法認為在待擴展的界面裂尖前沿區(qū)域產生內聚力損傷區(qū)域，核心是建立損傷區(qū)域界面張開位移與牽引力的關系。具體方法是將界面粘結層視為一排并列的單元，通過牽引-分離法則定義每個單元的力學響應，得到每個單元損傷起始和演化的形式，通過多個單元并列進而模擬出整個界面的損傷起始和演化過程。內聚力模型中通常包含2 個準則：損傷起始準則和損傷演化準則［47-48］。研究粘接界面蠕變的損傷特性，損傷起始判據和損傷演化規(guī)律都是值得重視的。損傷起始準則，即界面性能開始退化時應力或應變滿足的某種條件。關于內聚力模型，ABAQUS 提供四種損傷起始判據，分別為最大應力準則、最大應變準則、二次名義應力準則和二次名義應變準則。如表1所示，已有研究者應用以下準則作為內聚力模型中固體發(fā)動機粘接界面損傷的起始判據。

此外還有最大應變準則和二次名義應力準則作為界面損傷起始判據，表達式分別為：

采用有限元軟件進行數值分析時，現有的損傷起始判據選取比較隨意，忽略了不同加載方式忽略了不同加載方式下界面損傷起始點不同的事實，損傷起始準則和損傷演化準則不獨立，在Oliveira 等［54］的研究中已經得到了證實，因此需要針對相應試驗的加載條件選取力學性能參數。由于SRM 粘接界面組成材料具有粘彈性，其力學性能具有溫度和率相關性，在粘接界面內聚力牽引分離法則的損傷起始判據中，對于一般的拉伸剪切載荷來說，4 個主要的參數即界面的法向最大應力和最大應變、切向最大應力和最大應變，可通過單軸或多軸試驗獲取。在界面蠕變條件下，應力水平低于瞬態(tài)拉伸損傷起始應力，但損傷起始應力隨著蠕變應變增加而非線性減小。卞躍威等［55］在Drucker-Prager屈服準則的基礎上考慮蠕變應變的影響，定義了巖石損傷起始準則，該準則表示隨著蠕變應變的增加損傷起始面逐漸縮小，其包含的材料參數可以通過常規(guī)三軸試驗和單軸蠕變試驗確定。以上研究為我們提供借鑒，可以建立應力和蠕變應變的界面損傷起始判據函數，然后編入有限元軟件用戶定義材料子程序中，得到界面蠕變條件下合理的損傷起始準則。損傷演化準則指的是斷裂過程中材料的損傷演變規(guī)律，它由具體的界面本構關系決定。不同形式的內聚力模型對應著不同的牽引-分離法則，即損傷演化準則。Volokh［56］利用剝離試驗對雙線性、拋物線、正弦和指數內聚力模型進行了定性和定量比較，發(fā)現不僅內聚強度和分離功是重要的，而且不同形狀的內聚力模型在斷裂模擬中表現也不盡相同。Alfano［57］也利用了如圖8 所示的不同內聚力本構形式對界面斷裂行為的計算準確性進行了對比。對于界面具體的應力狀態(tài)和破壞模式，還需要特定形式的內聚力模型進行仿真。這就需要根據加載方式和材料特性選擇合適的內聚力界面本構模型。在發(fā)動機結構完整性分析方面，運用內聚力模型最早和最多的是推進劑固體顆粒/粘合劑基體界面“脫濕”的研究，采用改進的內聚力模型研究粘接界面的工作也開展了很多。陳雄等［26］將不同拉伸速率下的界面參數擬合經驗公式，代入雙線性內聚力模型函數，構建了率相關的HTPB 推進劑/襯層界面Ⅱ型內聚力模型，但其不能表現界面的粘彈特性。周清春等［27］建立了一種新的基于內聚力框架的雙線性界面力學模型，模型中考慮了界面分離速率的影響。馬曉琳［28］采用考慮切向和法向斷裂能不同的PPR 內聚力模型對粘接界面Ⅰ型和Ⅱ型脫粘進行了數值仿真，認為這種模型比雙線性內聚力模型更加適用于混合脫粘。伍鵬等［49］采用混合模式下雙線型內聚力模型對矩形粘接界面試件拉伸過程進行了數值模擬，獲取了推進劑/襯層/絕熱層界面的界面參數和損傷破壞模式。以上研究中，粘接界面的加載速度相較蠕變還是很大，改進的內聚力模型并不能準確用于表征極慢加載速率下界面的損傷演化，但可以為我們提供借鑒。不同的受力狀態(tài)導致發(fā)動機粘接界面的強度變化以及損傷情況不一，針對粘接界面在長期貯存過程中產生的界面蠕變，采用合適的界面損傷本構十分重要。

圖8 幾種典型內聚力模型的比較［58］Fig.8 Comparison of several typical cohesion models

Time Researcher Research contents 2021 Wu Peng，et al［49］Damage initiation criterion Maximum nominal stress criterion max■■■■■σn |τs |σn max，τs max■■■■■≥1 The uniaxial tensile test of standard rectangular specimens with a tensile rate of 2 mm·min-1 was carried out 2018 2016 Kuhlmann，et al［50］Niu Ranming，et al［51］Revised maximum principal stress criterion σ1 - σth =(σ0 - σth)(tm/aTap)m Maximum nominal stress criterion|Ts ||Tn |Ts max≥1 或Tn max≥1 The tensile tests under multi angle conditions were carried out with rectangular test pieces Shear test with tensile rate of 1mm/min was carried out on HTPB single lap interface specimen Quadratic nominal strain criterion 2 2014 Jiang Aimin，et al［52］■■■■■2 εn εs εn max■■■■■+■■■■■εs max■■■■■≥1 The HTPB propellant / liner rectangular bonded specimens were tested under uniaxial tension at a rate of 5 mm /min Improved quadratic nominal strain criterion 2005 Liu Fu［53］umax 2 2 nδn( )umax sδs H(un)+( )≥1 Considering the mutual coupling of tangential and normal damage，the unit step function H is used to distinguish the different properties of the interface under normal tension and compression

蠕變條件下發(fā)動機粘接界面內聚力模型的構建可以參考橡膠、膠粘劑等粘彈性材料界面模型。Zehsaz等［58］通過試驗得到膠粘劑的蠕變本構方程，利用有限元模擬了單搭接膠接接頭的蠕變行為。這種常規(guī)的有限元方法只能得出界面處應力隨時間的變化，不能直觀體現界面結構蠕變的損傷演化。Musto 和Alfano［59-61］基于熱力學框架提出了一種結合損傷和粘彈性的新的速率相關內聚帶模型，引入了一個與能量有關的損傷變量后，CZM 能很好地模擬極限慢速率下DCB 試件的界面開裂。崔輝如等［33］通過在PPR 模型中引入臨界位移、粘結強度和初始坡度參數等，建立了與時間和溫度相關的粘彈性CZM 并且用DCSB 試件蠕變試驗驗證了模型的合理性。由于推進劑/襯層/絕熱層結構體中材料行為的粘彈特性，界面性能也具有很強的時間依賴性，要準確模擬其蠕變損傷破壞過程，必須將速率效應考慮進分離模型中。有3 種方法可以解決此類問題，一種是將界面參數與應變率相關聯，得到率相關的內聚力本構模型，這種模型形式簡單，但不能表現出界面的粘彈特性；另一種是將粘彈性本構與率無關內聚力模型相結合，將牽引分離定律直接納入粘彈性本構。Xu 等［62-63］的工作可以為我們提供借鑒。第三種是建立含損傷的界面蠕變本構方程，Truong等［64］建立了基于K-R 蠕變損傷的內聚力本構模型，模擬了錫-硅膜界面的蠕變裂紋擴展過程。陳興［65］基于L-M 損傷本構提出了可用于不銹鋼焊接接頭蠕變裂紋擴展分析的內聚力模型。以上工作是將考慮應力、時間的損傷演化函數代入Norton 蠕變本構方程，進而表征出蠕變損傷的時間效應。無論采用哪種方法定義的內聚力本構模型，都要通過試驗獲取內聚力本構方程參數，并且在有限元軟件中進行二次開發(fā)，利用內聚力模型有效準確地模擬SRM 粘接界面蠕變損傷行為的方法還需要我們更深入地探討。

4 總結與展望

盡管國內外已經對SRM 粘接界面開展了包括分析模型、試驗研究以及數值模擬等方面的工作，但對SRM 的失效預測仍然面臨挑戰(zhàn)。首先，我們對界面失效機理和過程尚不能完全清楚，缺乏有效的理論解釋界面性能變化的機理。其次，在SRM 長期貯存中，界面經受的載荷復雜多樣，累積損傷難以準確評估。提高發(fā)動機工作的可靠性必須解決這些難點問題。本文從蠕變條件下粘接界面損傷的影響因素、粘接界面蠕變損傷的試驗研究以及粘接界面蠕變損傷的數值模擬研究3 個方面，對SRM 粘接界面蠕變損傷研究進展以及當前研究中存在的不足等進行了較為詳細的論述和分析，今后還應該投入更多的研究來全面認識和提高界面長期貯存的性能，需要重點研究的內容可以概括為：

（1）累積損傷研究。貯存期間各種因素對界面產生的危害是真實存在的，除了采取有效措施改善界面性能，還需獲得載荷水平、老化時間和殘余應力大小等因素對界面的影響規(guī)律。因此要建立貯存期間界面累積損傷評估模型，綜合固化降溫、老化和組分遷移以及推進劑長期自重等載荷歷史，建立一種累積損傷模型來表征發(fā)動機界面在使用期間所承受的應力-時間-歷史的變化，得到界面損傷程度與失效時間的關系。

（2）試驗方法和分析研究。應設計合理的試驗有效表征真實的界面貯存應力狀態(tài)，關鍵在于小型試件的受力狀態(tài)要近似準確地表征真實SRM 的應力狀態(tài)，破壞機制要一致。從不同尺度試驗展開分析，都應選取合適的損傷參量表示界面結構蠕變的損傷程度，才能將試驗得出的結論應用到解決實際工程問題中。

（3）界面本構模型的構建。界面本構模型主要考慮內聚力模型方法，當前內聚力模型已廣泛應用于發(fā)動機粘接界面的數值模擬，但現有模型表征的都是較高拉伸速率下的界面力學響應，針對界面與時間相關的損傷破壞機制，還需建立極慢速率加載以及蠕變條件下的粘彈性界面內聚力模型，提高數值模擬的可靠性。

固體火箭發(fā)動機的廣泛應用帶來了一系列待研究解決的問題，最主要的便是壽命評估和延壽工作。發(fā)動機長期貯存時的性能退化往往發(fā)生在裝藥結構上，而粘接界面脫粘和失效又是一個核心問題。界面設計生產和應用涉及許多必須同時處理的復雜問題，將問題解耦通常是困難的，不過這些問題正通過經驗技術得到解決。然而，這些解決方案不利于界面的可靠性評估或使用壽命估計，并且對新的發(fā)動機研制和粘接界面設計幫助有限，因此必須建立一套評估粘接界面性能的科學方法和體系，著力解決工程實際問題。隨著對固體火箭發(fā)動機結構完整性分析的重視，以及對界面力學行為的研究深入發(fā)展，相信困擾粘接界面發(fā)展的難題都會逐步得到解決。