雙基固體推進劑的特性研究①

張建彬，鞠玉濤，周長省

(南京理工大學機械工程學院，南京 210094)

0 引言

由于雙基固體推進劑燃溫和燃速低、燃氣清潔、強度高，目前在各類中小口徑火箭、炮射火箭增程發動機及導彈燃氣發生器上使用。雙基推進劑的力學性能與復合推進劑的力學性能有明顯的差異，具有高溫強度低、低溫延伸率低的特點。不少學者認為固體推進劑是粘彈性材料［1－3］，而也有學者認為固體推進劑為粘彈塑性材料［4－5］。在高于玻璃化溫度時雙基推進劑具有粘彈性材料的性質，其又屬于線型高聚物材料［6］，所以可認為雙基推進劑為粘彈塑性材料。國內在分析推進劑藥柱結構完整性時的破壞判據，還是采用最大應變理論或最大應變能理論［7］，這對雙基推進劑來說就不太合適。

本文在試驗研究的基礎上，基于數理統計理論對雙基推進劑的力學性能進行了討論分析，以期為雙基推進劑藥柱設計和結構完整性分析提供理論支持。

1 試驗材料和設備

1.1 推進劑主要成分及試件

雙基推進劑主要原料:硝化棉(NC，56%)、硝化甘油(NG，26.7%)、二硝基甲苯(DNT，11.3%)、其他(6%)。采用某雙基推進劑藥柱制取試驗用試件，根據QJ 924—85將藥柱采用機械加工方法制成啞鈴狀試件，長度單位為mm，如圖1所示。

1.2 試驗設備及試件的制備

為了消除機加工時的殘余應力，需將試件在323.15 K下保溫48 h。試驗前，將試件和夾具在試驗溫度下保溫4 h時。試驗時，將試件及夾具裝置于具有溫控箱的QJ 211B型電子萬能試驗機上，同時在試件的標距內安裝上縱向引伸計。試驗溫度分別為233.15、288.15、323.15 K，單軸拉伸應變率ε·分別為5.05 × 10－3、1.262 5 × 10－2、2.525 × 10－2、5.05 ×10－2、1.262 5 ×10－1s－1，每組試驗重復 5 次。試驗前檢查計算機程序設置無問題時，啟動計算機程序實時記錄推進劑單向拉力和試件的變形值。

圖1 雙基推進劑試件Fig.1 Double-base propellant specimen

2 結果與分析

每種工況重復5次，試驗后對應力-應變試驗曲線進行平均處理，如圖2所示。由圖2可知，雙基推進劑在不同條件下呈現不同的材料性質，低溫(233.15 K)時處于玻璃態，近似為脆性材料，致使力學性能不太穩定，而常溫(288.15 K)和高溫(323.15K)時出現塑性流動現象，明顯為粘彈塑性材料。

圖2 不同溫度和應變率下應力-應變曲線Fig.2 Stress-strain curves at different temperatures and strain rates

2.1 雙基推進劑屈服點的定義

推進劑在低溫下無屈服，而在常溫和高溫下雙基推進劑存在塑性流動，但對于雙基推進劑的屈服值還沒有明確的定義。文獻［8］認為，粘彈塑性材料在屈服前為粘彈性體，當到達屈服狀態后為粘彈塑性體，粘彈性材料和粘彈塑性材料的性能有很大的差異。可見，對于粘彈塑性材料來說，屈服狀態是重要的力學性能表征參量。文獻［9］認為，高聚物存在負荷降時，屈服應力定義為拉伸負荷達到極大值時的真應力;不存在負荷降時，屈服應力定義為沿應力應變曲線的起始部分和最終部分作2條切線的交點所對應的應力值。顯然，該方法所得屈服應力偏大，而屈服應變偏小。

針對雙基推進劑的特殊性，本研究認為其屈服點為45°直線與應力-應變曲線相切的點，這樣處理的優點是方便快捷且降低了誤差。采用該方法以288.15 K時應變率為2.525 ×10－2s－1下的平均應力-應變曲線為例，確定屈服點的示意圖，如圖3所示。雙基推進劑力學性能及依據這種方法確定不同條件下的屈服值，如表1～表3所示。

圖3 確定屈服點的示意圖Fig.3 Schematic diagram of determined yield point

表1 233.15 K下的力學性能Table 1 Mechanical properties under 233.15 K

表2 288.15 K下的力學性能Table 2 Mechanical properties under 288.15 K

表3 323.15 K下的力學性能Table 3 Mechanical properties under 323.15 K

2.2 雙基推進劑力學性能與應變率的相關性

由一元回歸結果易知，屈服應力σy、應變εy、斷裂應力σb和延伸率εb與應變率對數lgε·呈線性關系，相關系數都接近于1，它們的一元線性回歸曲線如圖4所示。

圖4 推進劑力學性能的回歸曲線Fig.4 Regression curve about propellant mechanical properties

由表1～表3和圖4可知，雙基推進劑在常溫和高溫不同拉伸速率下屈服值的變化趨勢基本一致。在同一溫度下，隨應變率增加，屈服強度和屈服應變隨之增加，但這2種溫度下的屈服應變差別不明顯;在同一應變率下，隨溫度增加，屈服強度和屈服應變隨之減小，但屈服應變在較低應變率時變化較小。而斷裂強度和斷裂延伸率的變化趨勢不完全一致，隨應變率增加，斷裂強度隨之增大，斷裂延伸率在低溫時近似為脆性材料隨之減小，而在常溫和高溫時為粘彈塑性材料隨之增大，但變化較平緩。可見，雙基推進劑的力學性能與應變率和溫度有明顯的相關性。

由文獻［10］中的t檢驗法結合試驗數據可得回歸效果，如表4所示。由表4可知，檢驗假設的結果都在拒絕域之內，可認為上面的一元回歸效果是顯著的。通過分析可見，本文所提出的屈服點確定方法滿足應變率相關性且誤差較小，說明這種確定方法的可信性較好。

2.3 強度準則的建立

嚴格地說，藥柱破壞判據是一個很復雜的問題，涉及多向應力-應變狀態、加載歷史、應變速率、溫度與濕度老化等多種因素。

通常情況下，在分析結構完整性問題時，破壞判據應視載荷類型而定:當受溫度載荷和工作壓強載荷時，以延伸率作為判據較為合理;而受加速度載荷和自重載荷時，以強度作為判據較為合理。這是因為受溫度載荷和工作壓強載荷時，發動機殼體很剛硬，且是發動機的主要承力部件，藥柱只要隨它變形而不至于產生裂紋與脫粘就能保持其完整性。所以，應以延伸率作為判據。而在加速度載荷和自重載荷作用下，推進劑藥柱必須承載。所以，應以強度作為判據［11］。

為了安全起見，本文采用屈服值來確定雙基推進劑的破壞強度準則，雙基推進劑在常溫或高溫時到達斷裂強度之前已有明顯的塑性變形。所以，破壞情況不宜用斷裂強度σb或最大延伸率εb來判斷。

當受溫度載荷和工作壓強載荷時，對于多向應力狀態，由于在使用范圍內推進劑的韌性較好，采用八面體剪應變理論作為破壞判據較合理。對平面應變狀態正八面體剪應變為

而其臨界值γsm與屈服延伸率的關系為

式中 ν為推進劑材料的泊松比。

將計算結果代入式(1)，試驗結果代入式(2)，分別計算出γs和γsm，便可對固體推進劑藥柱做出安全評判:

當受加速度和自重載荷時，由圖4可知，σy在常溫和高溫下與溫度和應變率有明顯的相關性。所以，破壞強度采用下限，則準則為

式中 N為安全系數，根據經驗取1.2～2.8。

表4 t檢驗法的結果(取a=0.05)Table 4 Results of t test methods(a=0.05)

3 結論

(1)對雙基固體推進劑試件進行了單軸拉伸試驗，分析了應力-應變曲線的特征，低溫(233.15 K)時處于玻璃態，近似為脆性材料，而常溫(288.15 K)和高溫(323.15 K)時出現塑性流動現象，明顯為粘彈塑性材料。

(2)由于針對沒有負荷降的粘彈塑性材料的屈服點還沒有明確的定義，本文在前人的基礎上，提出了一種針對雙基推進劑屈服值的判斷方法。

(3)用一元回歸理論對雙基推進劑的力學性能與應變率對數的關系進行了分析和假設檢驗。結果表明，它們的回歸效果是顯著的，且雙基推進劑的力學性能與溫度和應變率有明顯的相關性。

(4)根據雙基推進劑為粘彈塑性材料的特性，其到達斷裂強度之前已有明顯的塑性變形。為了安全起見，提出了針對雙基推進劑的強度準則。

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