周清春，鞠玉濤，韋震，周長省

(南京理工大學(xué) 航空宇航系，江蘇 南京210094)

0 引言

固體火箭發(fā)動機作為一種結(jié)構(gòu)簡易、性能優(yōu)異的飛行動力裝置，已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于軍事、航天領(lǐng)域。其工作的安全可靠性與內(nèi)部的裝藥結(jié)構(gòu)完整性密切相關(guān)。而推進劑/襯層界面脫粘，是破壞固體火箭發(fā)動機裝藥結(jié)構(gòu)完整性的主要形式之一。在裝藥的制備、儲存、運輸過程中，界面處會由于應(yīng)力集中和材料損傷而形成微裂紋和空穴等缺陷。這些缺陷在發(fā)動機工作時可能會發(fā)展形成脫粘，從而影響固體火箭的戰(zhàn)術(shù)性能。因而，研究推進劑/襯層界面的脫粘行為有助于深入了解和分析裝藥結(jié)構(gòu)完整性。

目前針對推進劑/襯層粘接界面的相關(guān)研究主要有分析影響其粘接性能的因素。尹華麗等［1］綜述了襯層、推進劑和工藝對界面粘接性能的影響。此外，許多學(xué)者也分析了其他影響因素，諸如推進劑中高氯酸銨(AP)顆粒大?。?］、襯層添加劑［3］、組分遷移［4］和襯層預(yù)固化程度［5］等。在界面脫粘方面，蒙上陽等［6］采用奇異裂紋單元來研究界面脫粘時裂紋擴展穩(wěn)定性，許萌萌等［7］采用類似的方法分析點火內(nèi)壓作用下界面裂紋的應(yīng)力強度因子隨裂紋深度的變化規(guī)律。近年來，為了深入地了解界面的粘接機理，越來越多細觀實驗分析的方法得到應(yīng)用。尹華麗等［8］通過實驗發(fā)現(xiàn)端羥基聚丁二烯/甲苯二異氰酸酯(HTPB/TDI)襯層與高能硝酸酯增塑聚醚(NEPE)推進劑的界面化學(xué)反應(yīng)機理是粘合劑相中的—OH 基與—NCO 基的交叉反應(yīng)。吳豐軍等［9］分析了不同組成的NEPE 推進劑/襯層粘接界面的細觀力學(xué)性能和結(jié)構(gòu)的差異。邱欣等［10］通過拉伸實驗發(fā)現(xiàn)緊鄰襯層的AP 顆粒與襯層的脫濕是引起界面損傷的主要原因。

然而，關(guān)于推進劑/襯層界面脫粘的裂紋萌發(fā)和擴展的理論與實驗研究尚不多見，界面在承受外載荷時裂紋萌發(fā)和擴展的機理尚不得而知。此外，斷裂能作為衡量界面粘合性能的關(guān)鍵參數(shù)之一，對推進劑/襯層界面的優(yōu)化設(shè)計和脫粘的數(shù)值仿真研究都十分重要。但是，許多成熟的測定材料I 型斷裂能的實驗方法并不適用于推進劑/襯層這種撓性材料的粘合組件。

本文對HTPB 推進劑/襯層粘接界面進行了I型斷裂實驗研究。通過制作的粘接試樣并結(jié)合斷裂力學(xué)理論獲取了該界面的I 型斷裂能。利用光學(xué)顯微鏡和CCD 攝像頭記錄裂紋尖端的斷裂過程區(qū)的發(fā)展，并嘗試對裂紋萌發(fā)和擴展機理進行闡述。

1 實驗內(nèi)容

1.1 試樣設(shè)計和制作

斷裂能即是材料的臨界應(yīng)變能釋放率GIc.在測定GIc的眾多幾何試樣中，三點彎曲實驗要求試樣具有較高的剛度，而單邊缺口拉伸實驗無法提供自相似的裂紋穩(wěn)定傳播過程，因而都是不太適宜于推進劑/襯層試樣的I 型斷裂實驗研究。而雙懸臂梁試樣具有可以使用梁理論來簡化處理數(shù)據(jù)和能確保穩(wěn)定的裂紋擴展，從而避免斷裂韌性測定時的虛假效應(yīng)這兩大優(yōu)勢［11］。但是，它也存在兩個不足:其一，由于推進劑和襯層的剛度較小，故長梁狀試樣在自身重力作用下端部會發(fā)生較大撓曲，從而影響實驗結(jié)果;其二，推進劑是顆粒填充材料且對沖擊較為敏感，如果直接加載則會損傷其表面。故而本文根據(jù)標準ASTM D3433 設(shè)計了如圖1所示的雙懸臂夾層梁(DCSB)試樣。其中，增加的鋁板既可以提高整個試樣剛度，還能保護推進劑表面。

圖1 雙懸臂夾層梁試樣Fig.1 Double cantilever sandwich beam specimen

所選用的HTPB 推進劑組分如下(質(zhì)量分數(shù)):8%的HTPB 粘合劑、18.5% 的Al 顆粒、69.5% 的AP 顆粒和4%的其他填充物。襯層則是EPDM 材料，首先配置比例為92.9%的HTPB 和7.1%的異佛爾酮二異氰酸酯(IPDI)固化劑，固化參數(shù)為R(—NCO/—OH)=1.05 的膠黏劑，用于粘接推進劑和襯層，以期形成與工程應(yīng)用中較為相似的界面。再制作尺寸為120 mm×10 mm×9 mm 的推進劑/襯層粘接試樣，其中推進劑、襯層的厚度分別是5 mm和4 mm.界面的一端通過放置聚乙烯薄膜來預(yù)制30 mm 裂紋。制作好的推進劑/襯層粘接試樣先后在70 ℃、20 ℃的真空保溫箱內(nèi)各固化7 d，使界面形成穩(wěn)定的粘接性能。取出后清理推進劑、襯層上下面，各粘接一塊150 mm×10 mm×5 mm 的鋁板。鋁板的一端通過螺栓來固定一個20 mm×20 mm×10 mm 的鋁質(zhì)加載塊，用于和實驗機配合加載。

1.2 數(shù)據(jù)處理

線彈性斷裂力學(xué)中計算應(yīng)變能釋放率的Iwrin-Kies 公式為

式中:B 為試樣寬度;p 為載荷;C 為柔度;a 為裂紋長度。

根據(jù)修正梁理論(CBT)中柔度C 與裂紋長度a的關(guān)系，進而雙懸臂夾層梁的臨界應(yīng)變能釋放率可表示為

式中:pc和δc是加載點的載荷-位移曲線上的臨界載荷和臨界位移;Δ、F 和N 分別是對裂紋尖端旋轉(zhuǎn)和撓曲、大位移以及加載塊引起的硬化效應(yīng)的修正，其中Δ 值如下獲取，利用實驗的載荷-位移曲線，根據(jù)定義C=δ/p 計算得到柔度C，然后繪制的～a 曲線在x 軸的截距就是Δ.若Δ 為正值，則賦值為0.而F 和N 定義為

式中:l1是試樣中加載孔中心到界面的距離;l2是試樣中加載孔中心到加載塊邊緣的距離。

然而CBT 方法需要實時測定裂紋長度，當裂紋尖端出現(xiàn)空洞和纖維化的損傷區(qū)時，裂紋長度是不易明確且很難精確測量的。因而Xu 等［12］提出了采用有效裂紋長度aeff，它等于物理裂紋長度與裂紋尖端的應(yīng)力白化區(qū)的范圍之和，即aeff=a+w.這樣不僅避免了裂紋尖端的不確定性，還由于考慮了損傷區(qū)的因素，進而能突破線彈性斷裂的限制，在具有一定塑性變形時也能適用。

本文借鑒此概念，提出采用有效位移來代替(2)式中裂紋長度項(a-Δ)，其中有效位移aeff定義為

式中:L 為宏觀載荷達到峰值時界面斷裂過程區(qū)的長度。因而考慮裂紋尖端塑性變形的斷裂能為

1.3 實驗過程

在25 ℃、相對濕度42% 時，在材料電子萬能實驗機上以1 mm/min 的恒定位移速率加載上述DCSB 試樣，多次重復(fù)實驗并記錄載荷位移曲線。

試樣通過圓柱銷與實驗機的加載機構(gòu)鉸接，事先在DCSB 試樣的加載孔內(nèi)涂抹潤滑油，以減小旋轉(zhuǎn)時的摩擦作用。推進劑/襯層的側(cè)面在界面上下處各粘貼一條帶有刻度的光柵，光柵中每小格為0.5 mm，相鄰10 小格做記號。其初始刻度線與預(yù)制裂紋尖端對齊，便于定量地測定裂紋尖端的斷裂過程區(qū)。

實驗過程中，采用CCD 攝像頭對整個界面進行觀察并連續(xù)記錄，通過光學(xué)顯微鏡實時對界面的裂紋尖端處進行形貌觀察并記錄。攝像頭和顯微鏡安置在可自由移動的支架上，隨裂紋擴展而移動跟蹤。由實驗機記錄的載荷-位移曲線確定載荷峰值對應(yīng)的時間，然后找出該時刻下CCD 攝像頭記錄的照片。由該照片，結(jié)合所粘接光柵上的刻度即可測量得到斷裂過程區(qū)的長度L，藉由(5)式可獲得有效裂紋長度。

2 結(jié)果與討論

2.1 宏觀特征

由DCSB 實驗測得的加載點的載荷-位移曲線如圖2所示，曲線可分為加載段和卸載段兩個部分。曲線上的特征點O、A、B(或者C)，D 對應(yīng)的界面情形分別如圖3(a)～圖3(d)所示。在加載段內(nèi)，初始段OA 近乎線性上升，實驗觀察到界面未有明顯變化，整個試件表現(xiàn)為懸臂梁的純彎曲狀態(tài)。A 點之后曲線上升速率逐漸放緩直至達到載荷峰值C點，該階段內(nèi)觀察到預(yù)制裂紋尖端附近產(chǎn)生一個包含孔洞和纖維化的損傷區(qū)，如圖3(c)所示。隨著加載的進行，伴隨著纖維的伸長和孔洞的合并，損傷區(qū)不斷地發(fā)展。若將預(yù)制裂紋尖端與相近孔洞的合并定義為脫粘起始點，實驗觀察到該脫粘點B 位于AC段內(nèi)，且十分靠近峰值點，部分實驗中脫粘點B 與載荷峰值點C 重合。

在曲線的卸載段，則對應(yīng)著裂紋的快速擴展(CD)和穩(wěn)定擴展(D 點以后)，宏觀上表現(xiàn)為損傷區(qū)的不斷前移。在快速擴展段內(nèi)，鋁梁、推進劑和襯層把之前加載過程中積累的彈性能快速釋放，該勢能和外部繼續(xù)加載的能量之和G 大于裂紋擴展阻力R，且dG/da ＞dR/da，故而裂紋快速擴展。在D點之后，dG/da ＜dR/da，裂紋穩(wěn)定擴展直至整個DCSB 試樣完全斷裂失效。

圖2 加載點的載荷-位移曲線Fig.2 The load-displacement curve at loading point

2.2 裂紋萌發(fā)和擴展機理

圖3(c)展示了載荷達到峰值時裂紋尖端形成的損傷區(qū)，由高度取向的微纖維和指狀微空洞組成的網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)。在高聚物斷裂時通常會觀察到類似的結(jié)構(gòu)，稱之為銀紋區(qū)。材料的銀紋化涉及到3 個特征形態(tài):臨界應(yīng)力下的局部銀紋萌生、面增厚和微纖斷裂。局部銀紋的萌生是由裂紋尖端的應(yīng)力集中引起的，只有當應(yīng)力達到臨界應(yīng)力時(對應(yīng)著圖2中曲線上的A 點)，材料才會出現(xiàn)銀紋損傷。銀紋萌生后在其生長過程中，以彎月面不穩(wěn)定機理向前推進，以界面轉(zhuǎn)入機理增厚［13］。銀紋生長期內(nèi)，微空洞不斷萌生和擴大，而微纖維則持續(xù)伸長。當微空洞密度達到臨界值時，其引起的應(yīng)力集中相互影響，進而局部區(qū)域的纖維斷裂、空洞合并，對應(yīng)著實驗中觀察的脫粘點(圖2中曲線上的B 點)。銀紋區(qū)內(nèi)纖維斷裂發(fā)生在中部，表明斷裂類型是界面的內(nèi)聚斷裂。之后，裂尖銀紋區(qū)內(nèi)銀紋微纖的相繼斷裂則形成了裂紋的擴展過程。

2.3 裂紋穩(wěn)定傳播特征

在穩(wěn)定擴展時期，裂紋是一種自相似的傳播過程。該過程中，銀紋損傷區(qū)的尺寸變化能夠反映出裂紋穩(wěn)定擴展時的規(guī)律。若將裂紋與空隙交界處的纖維長度作為損傷區(qū)的高度，而該纖維到最近的未觀察到空穴化處的水平距離作為損傷區(qū)長度，如圖3(c)中所示。實驗獲得的銀紋損傷區(qū)的長度L和高度H 隨加載點位移的變化如圖4所示。銀紋區(qū)的長度L 隨著加載不斷減小，而高度H 則隨加載而持續(xù)增加，二者的變化規(guī)律都近乎線性。狹長楔型銀紋區(qū)的楔形角隨著試樣中裂紋的穩(wěn)定擴展而逐漸變大。究其原因，是因為隨著加載進行，試樣的兩臂與水平面夾角越來越大，故而其施加給粘接界面的約束發(fā)生了改變。損傷區(qū)由于裂紋尖端處的纖維伸長更大而變高，承受載荷而空穴化損傷的區(qū)域變小而長度變短。由此可見，粘接界面的損傷區(qū)形狀與懸臂梁對其施加的約束有關(guān)。

圖3 加載過程中的界面Fig.3 The interfaces during loading

2.4 斷裂機理及形貌

Zhu 等［14］總結(jié)了韌性的粘接件在I 型加載下的斷裂機理:1)尖端近處孔洞的形成和合并;2)裂紋尖端附近的界面脫粘;3)裂紋前部的高度多軸性引起的空穴;4)裂紋前部的界面脫粘。正如圖3(c)所示，DCSB 實驗中觀察到的是機理1.機理1 和3 對應(yīng)的是膠黏劑內(nèi)部的失效，而機理2 和4 則是失效發(fā)生在膠黏劑與推進劑或者襯層的界面處。該結(jié)構(gòu)最終斷裂發(fā)生在膠黏劑內(nèi)部而不是界面處，這說明膠黏劑與推進劑和襯層在界面處的結(jié)合作用是強于膠黏劑的內(nèi)聚強度。這得益于它們都是采用HTPB體系，具有良好的相容性。

圖4 銀紋區(qū)尺寸隨加載位移的變化規(guī)律Fig.4 The variation of craze size with loading displacement

試樣完全脫粘后典型的界面形貌如圖5所示。失效模式包括膠黏劑的內(nèi)聚破壞、界面破壞和囊括二者的混合模式破壞。內(nèi)聚破壞是膠黏劑纖維化后，細小的纖維絲從中部斷裂，表現(xiàn)為脫粘后的推進劑和襯層表面都有膠黏劑殘留，表面較為粗糙、暗淡;界面破壞則是膠黏劑與推進劑或襯層在界面處分開，脫粘后多數(shù)只有推進劑面有殘留的膠黏劑，表面較為光滑、明亮;而混合型的破壞則是二者組合，表面則是明亮與暗淡相互交錯。界面破壞(多數(shù)是襯層與膠黏劑的界面)出現(xiàn)的原因一方面是界面粘接質(zhì)量不均勻，導(dǎo)致局部粘接強度弱于膠黏劑的內(nèi)聚強度。另一方面，此時裂紋處于快速失穩(wěn)傳播狀態(tài)，對應(yīng)著圖2中的CD 段，界面的破壞是一個動態(tài)斷裂過程，界面層沒有足夠的時間進行損傷演化發(fā)展。后續(xù)階段則是裂紋穩(wěn)定傳播，界面處于準靜態(tài)的斷裂過程，此時的失效模式為膠黏劑的內(nèi)聚破壞。由此可見，斷裂形式(動態(tài)、準靜態(tài))對界面失效模式亦有一定的影響，這與文獻［15］得到的結(jié)論一致。斷裂形式則與試樣的具體結(jié)構(gòu)、尺寸和外部加載等相關(guān)。

圖5 試樣脫粘后的典型界面形貌Fig.5 Typical morphology of debonded interface

2.5 I 型斷裂能

通過上述DCSB 實驗，藉由(6)式獲得的推進劑/襯層粘接界面在1 mm/min 時的I 型斷裂能結(jié)果如表1所示。實驗結(jié)果存在的散差是由于不同試樣在制作時粘接層厚度和預(yù)制裂紋尖端形狀上存在細微差異而導(dǎo)致的。表1中也給出了文獻［16］中采用兩種方法獲得的該界面的斷裂能值，其中方法1 是利用(2)式且沒有對裂紋尖端旋轉(zhuǎn)和撓曲進行修正，方法2 則是在方法1 獲得值的基礎(chǔ)上，采用基于Hook-Jeeves 優(yōu)化算法的反演分析方法獲得準確值。

表1 實驗獲得的臨界應(yīng)變釋放率Tab.1 Critical strain energy release rates obtained by experiments

對比本文所采用方法的實驗結(jié)果與文獻［16］的結(jié)果，發(fā)現(xiàn)本文的方法相對于方法1 在精度上有較大的提高，與利用反演優(yōu)化分析獲得的精確值相差不大。這表明有效裂紋長度的概念能夠適用于獲取推進劑/襯層界面這種裂紋尖端帶有一定塑性變形的斷裂能。后續(xù)研究中，若采用(6)式來獲得斷裂能的近似估計值，可大大減小數(shù)值反演分析的計算量，進而提高效率。

3 結(jié)論

本文采用DCSB 實驗對HTPB 推進劑/襯層試樣的界面I 型斷裂進行了研究，得出如下結(jié)論:

1)裂紋尖端可以觀察到銀紋化現(xiàn)象，裂紋萌發(fā)和擴展的機理是臨界應(yīng)力下的局部銀紋萌生、面增厚和微纖斷裂。

2)裂紋穩(wěn)定傳播時，裂尖的銀紋損傷區(qū)形狀與外部對界面的約束相關(guān)。

3)推進劑/襯層界面在I 型加載下的斷裂機理是裂紋尖端近處的孔洞形成和合并。斷裂形式(動態(tài)、準靜態(tài))也能影響界面的失效模式。

4)有效裂紋長度概念可以修正裂紋尖端的塑性變形對獲取推進劑/襯層界面I 型斷裂能的影響，推進劑/襯層界面在1 mm/min 加載速率下的I 型斷裂能為0.442 kJ/m2.

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