復(fù)合固體推進(jìn)劑“脫濕”點的率相關(guān)特性研究

摘 要：復(fù)合固體推進(jìn)劑顆粒和基體之間的界面“脫濕”是推進(jìn)劑在加載過程中一種重要的損傷形式，“脫濕”點的強(qiáng)度和伸長率均與載荷相關(guān)。本文通過某推進(jìn)劑在低溫、不同圍壓和應(yīng)變率下加載時的應(yīng)力-應(yīng)變響應(yīng)曲線特征，發(fā)現(xiàn)推進(jìn)劑的“脫濕”點表現(xiàn)出明顯的率相關(guān)和圍壓相關(guān)性，圍壓載荷會抑制推進(jìn)劑的“脫濕”，尤其是對于高應(yīng)變率下具有“脫濕”點峰值的應(yīng)力-應(yīng)變曲線影響最大。針對推進(jìn)劑“脫濕”點的率相關(guān)特征，借助分子動力學(xué)思想創(chuàng)建復(fù)合推進(jìn)劑的細(xì)觀顆粒夾雜幾何模型，建立推進(jìn)劑有限元計算細(xì)觀模型對推進(jìn)劑界面在不同應(yīng)變率下的“脫濕”損傷進(jìn)行了仿真計算。計算結(jié)果揭示了推進(jìn)劑在不同應(yīng)變率下加載時的“脫濕”損傷機(jī)理，通過應(yīng)變率對“脫濕”點的影響規(guī)律闡釋了推進(jìn)劑在低溫、高應(yīng)變率下伸長率驟降的主要原因，發(fā)現(xiàn)推進(jìn)劑的破壞取決于損傷界面數(shù)量和界面損傷程度在損傷演化過程中的交互作用，是一個動態(tài)發(fā)展的過程。

關(guān)鍵詞：復(fù)合固體推進(jìn)劑； “脫濕”點； 應(yīng)變率； 細(xì)觀模型； 數(shù)值計算

中圖分類號： TJ760; V43

文獻(xiàn)標(biāo)識碼： A

文章編號：1673-5048（2023）05-0086-06

DOI： 10.12132/ISSN.1673-5048.2023.0073

0 引" 言

復(fù)合固體推進(jìn)劑是一種由氧化劑、金屬燃燒劑和黏合劑等多種組分以一定的配比混合而成的固體推進(jìn)劑。其中，黏合劑充當(dāng)基體即連續(xù)相，其力學(xué)響應(yīng)依賴于時間、溫度和加載歷史等多種因素。氧化劑和其他固體填料為分散相，用來提高推進(jìn)劑的剛度和強(qiáng)度，因此復(fù)合推進(jìn)劑是一種結(jié)構(gòu)不均勻的顆粒增強(qiáng)復(fù)合材料。推進(jìn)劑的分散相表面通過吸附作用與連續(xù)相在生產(chǎn)過程中混合潤濕，而這種依靠吸附形成的黏合力并不牢靠，在受載過程中界面之間極易產(chǎn)生分離，這種現(xiàn)象被稱為“脫濕”?！懊摑瘛睍蟠笙魅豕腆w填料對于基體的強(qiáng)化作用，進(jìn)而導(dǎo)致推進(jìn)劑體積膨脹，其拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線也表現(xiàn)出很強(qiáng)的非線性。在固體發(fā)動機(jī)點火增壓的過程中，極易由于“脫濕”造成藥柱承載能力下降，藥柱出現(xiàn)裂紋導(dǎo)致燃面大幅增加，使燃燒室壓力急升而引起發(fā)動機(jī)爆炸。

“脫濕”損傷問題的深入研究需要借助細(xì)觀試驗和細(xì)觀力學(xué)方法，研究推進(jìn)劑內(nèi)部各細(xì)觀組分的力學(xué)特性和受載過程中的相互作用，掃描電鏡［1-3］和微CT掃描［4-5］是目前較為常用的細(xì)觀試驗手段。此外，掃描電鏡還可以結(jié)合光學(xué)顯微鏡［6］和CT無損檢測［7］，分析推進(jìn)劑內(nèi)部的裂紋擴(kuò)展和損傷情況。細(xì)觀試驗方法雖然簡單直觀，但是需要借助專業(yè)的試驗儀器和設(shè)備，推進(jìn)劑從細(xì)觀尺度來看是一種典型的顆粒夾雜結(jié)構(gòu)，通過細(xì)觀力學(xué)仿真方法，建立推進(jìn)劑的細(xì)觀模型，針對不同的工況進(jìn)行推進(jìn)劑細(xì)觀損傷仿真也是一種行之有效的方法。顆粒夾雜模型建模過程中通常采用的顆粒填充算法有順序算法［8-10］和并發(fā)算法［11-13］兩種，分子動力學(xué)法和蒙特卡洛法又是應(yīng)用較廣的兩種并發(fā)算法且分子動力學(xué)法在計算效率上有一定優(yōu)勢，由于并發(fā)算法以隨機(jī)方式填充顆粒，因此更適用于推進(jìn)劑的細(xì)觀建模。

內(nèi)聚力模型常用來定義推進(jìn)劑內(nèi)部各組分之間的界面失效，內(nèi)聚力模型采用統(tǒng)一的數(shù)學(xué)模型來描述裂紋從出現(xiàn)到擴(kuò)展的整個過程，其數(shù)學(xué)模型是連續(xù)的且沒有奇異性的。雙線性內(nèi)聚力模型［14］結(jié)構(gòu)形式簡單，是目前研究人員應(yīng)用最多的內(nèi)聚力模型。隨后不少學(xué)者基于雙線性模型引申出更為復(fù)雜的內(nèi)聚力模型，如Hou等引入了分段函數(shù)式內(nèi)聚力模型，用來計算雙基推進(jìn)劑 ［15］和復(fù)合推進(jìn)劑［16］的裂紋擴(kuò)展和界面“脫濕”損傷問題。

本研究以某高固體含量復(fù)合推進(jìn)劑為對象，通過推進(jìn)劑在低溫下以不同圍壓和應(yīng)變率加載時的應(yīng)力-應(yīng)變響應(yīng)特征，找到“脫濕”點的率相關(guān)變化特征。借助分子動力學(xué)思想建立推進(jìn)劑細(xì)觀顆粒夾雜模型，并通過有限元軟件二次開發(fā)生成推進(jìn)劑細(xì)觀有限元計算模型，在顆粒和基體界面上引入內(nèi)聚力模型，最終形成推進(jìn)劑的細(xì)觀有限元損傷計算模型，基于該模型對推進(jìn)劑在不同應(yīng)變率下的損傷過程進(jìn)行仿真計算，分析了推進(jìn)劑的率相關(guān)“脫濕”損傷特征，探究了推進(jìn)劑“脫濕”點與應(yīng)變率的關(guān)系，揭示了推進(jìn)劑的率相關(guān)“脫濕”損傷機(jī)理，闡釋了推進(jìn)劑在低溫、高應(yīng)變率下伸長率下降的主要原因。

1 試驗方案和試驗結(jié)果

1.1 試驗方案

復(fù)合推進(jìn)劑由于基體的粘彈特性，具有很強(qiáng)的率相關(guān)性、溫度相關(guān)性和壓力相關(guān)性。在拉伸試驗中應(yīng)變率、溫度和環(huán)境壓力是影響拉伸曲線形狀特征最重要的3個個因素。常常將低溫點火（低溫+高應(yīng)變率+圍壓）作為戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈發(fā)動機(jī)考核的重要試驗之一。

針對戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈的低溫點火極端考核工況，本研究選擇在-55 ℃下開展推進(jìn)劑在不同應(yīng)變率和圍壓下的單軸定速拉伸試驗。選取5個拉伸速率100 mm/min、500 mm/min、1 000 mm/min、2 100 mm/min、4 200 mm/min進(jìn)行單軸拉伸試驗，試驗采用標(biāo)準(zhǔn)啞鈴形試件（長度120 mm，標(biāo)距70 mm），5個拉伸速率根據(jù)試件的標(biāo)距折算的應(yīng)變率分別為2.38 %/s、11.9 %/s、23.8 %/s、50 %/s和100 %/s，選取4個圍壓0.1 MPa（常壓）、3 MPa、6 MPa和10 MPa，開展推進(jìn)劑在低溫、不同圍壓和應(yīng)變率下的力學(xué)性能試驗研究。試驗最大拉伸速率是6 000 mm/min，加載過程中溫度變化范圍從低溫-80 ℃到高溫+180 ℃，該試驗還可加載圍壓，最大圍壓可達(dá)15 MPa，加載過程中兩個安裝在對稱夾頭上的試件同時拉伸得到兩組試驗數(shù)據(jù)，如果試驗數(shù)據(jù)一致性不好，再補(bǔ)充2～4個平行試樣，整個試驗系統(tǒng)如圖1所示。

1.2 試驗結(jié)果

在常壓、低溫-55 ℃和不同圍壓下，推進(jìn)劑在不同應(yīng)變率下單軸定速拉伸的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2所示。在常壓下，如圖2（a）所示，隨著應(yīng)變率的增加，推進(jìn)劑的最大伸長率呈下降趨勢，尤其是當(dāng)應(yīng)變率為100 %/s時，推進(jìn)劑的最大伸長率下降到10%以內(nèi)。從試驗曲線看，當(dāng)應(yīng)變率超過50 %/s時，應(yīng)力-應(yīng)變曲線上在“脫濕”點附近出現(xiàn)峰值，推進(jìn)劑在“脫濕”點附近強(qiáng)度達(dá)到最大，因此應(yīng)力-應(yīng)變曲線上并未出現(xiàn)推進(jìn)劑在較低應(yīng)變率下拉伸時“脫濕”后的線性強(qiáng)化段，而是在經(jīng)過“脫濕”點峰值后很快破壞。當(dāng)圍壓增加到3 MPa后，如圖2（b）所示，當(dāng)應(yīng)變率超過50 %/s時，“脫濕”點峰值消失，說明圍壓在一定程度上抑制了推進(jìn)劑的“脫濕”。從總體來看，隨著應(yīng)變率的增加，推進(jìn)劑的最大伸長率仍呈下降趨勢。當(dāng)圍壓增加到6 MPa時，如圖2（c）所示，推進(jìn)劑在不同應(yīng)變率下的拉伸曲線均看不出明顯的“脫濕”點，在高應(yīng)變率下推進(jìn)劑的拉伸曲線變得更加平滑，由于圍壓抑制了推進(jìn)劑的“脫濕”，高應(yīng)變率下推進(jìn)劑的最大伸長率顯著增加，且推進(jìn)劑的最大伸長率并未隨應(yīng)變率的增加單調(diào)下降，應(yīng)變率23.8 %/s下推進(jìn)劑最大伸長率出現(xiàn)極小值。隨著圍壓的繼續(xù)增大，當(dāng)圍壓達(dá)到10 MPa時，如圖2（d）所示，與6 MPa圍壓下推進(jìn)劑的拉伸曲線類似，推進(jìn)劑在不同應(yīng)變率下的拉伸曲線均沒有明顯“脫濕”點，且最大伸長率的極小值出現(xiàn)在23.8%應(yīng)變率下，但是應(yīng)變率100 %/s下推進(jìn)劑的最大伸長率超過了50 %/s下的最大伸長率。

從試驗數(shù)據(jù)來看，圍壓會抑制推進(jìn)劑的“脫濕”，推進(jìn)劑在圍壓下進(jìn)行單軸拉伸時“脫濕”點不明顯［17］，尤其是對于高應(yīng)變率下具有“脫濕”點峰值的應(yīng)力-應(yīng)變曲線影響最大，圍壓載荷的增加不僅會導(dǎo)致推進(jìn)劑的“脫濕”點峰值消失，而且會使推進(jìn)劑的最大伸長率顯著增加，且推進(jìn)劑的“脫濕”點表現(xiàn)出明顯的率相關(guān)性，本研究將針對推進(jìn)劑的“脫濕”點率相關(guān)性展開。

1.3 “脫濕”點伸長率

典型的復(fù)合推進(jìn)劑以較低拉伸速率，單軸拉伸的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖3（a）所示。曲線特征主要包括線彈性階段、“脫濕”損傷段、線性強(qiáng)化段和拉伸斷裂段等4個階段。用K1表示線彈性階段的斜率，用K2表示線性強(qiáng)化段的斜率，工業(yè)部門通常會將K2和K1的交點所形成的鈍角的角平分線與應(yīng)力-應(yīng)變曲線的交點C定義為“脫濕”點。對于“脫濕”點附近存在峰值的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖3（b）所示。由于在應(yīng)力-應(yīng)變曲線上出現(xiàn)了除抗拉強(qiáng)度以外的應(yīng)力極值點，如果通過角平分線法來確定“脫濕”點，“脫濕”點的位置很可能并非出現(xiàn)在曲線上斜率變化最大的位置，如圖3（b）中的點C1所示。為了便于比較“脫濕”點位置的率相關(guān)性，針對出現(xiàn)明顯“脫濕”點峰值的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，將該曲線上出現(xiàn)的第一個極值點C定義為“脫濕”點，如圖3（b）所示。

采用如圖3所示的方法確定“脫濕”點的位置，通過該推進(jìn)劑在低溫、常壓下的率相關(guān)應(yīng)力-應(yīng)變曲線（圖2（a））提取不同應(yīng)變率下推進(jìn)劑的“脫濕”點伸長率，在應(yīng)力-應(yīng)變曲線上將“脫濕”點位置通過紅色圓點高亮標(biāo)注如圖4（a）所示，“脫濕”點伸長率變化趨勢如圖4（b）所示。整體來看，隨著應(yīng)變率的增大，“脫濕”點伸長率隨應(yīng)變率的增加呈先減小后增大的趨勢，在某個應(yīng)變率下推進(jìn)劑進(jìn)行單軸拉伸時最容易出現(xiàn)“脫濕”。

2 “脫濕”細(xì)觀模型和計算結(jié)果

推進(jìn)劑是一種典型的粘彈性材料，溫度和時間（應(yīng)變率）對推進(jìn)劑力學(xué)性質(zhì)的影響可以近似等效。因此，本文主要針對推進(jìn)劑“脫濕”點的率相關(guān)性展開研究。首先，基于分子動力學(xué)思想，獲取顆粒粒徑信息和代表性體積單元的尺寸數(shù)據(jù)等，并借助有限元軟件的二次開發(fā)功能，創(chuàng)建顆粒和基體的原始模型； 其次， 自動生成顆粒夾雜有限元計算幾何模型； 再次，通過顆粒和基體的材料參數(shù)定義、接觸對定義、損傷設(shè)置、載荷和邊界條件設(shè)置和網(wǎng)格模型創(chuàng)建等步驟，生成顆粒夾雜有限元計算模型； 最后，基于創(chuàng)建的有限元模型進(jìn)行有限元分析和結(jié)果后處理，分析推進(jìn)劑的損傷演化情況，闡釋“脫濕”點特征與應(yīng)變率的相關(guān)性。

2.1 模型建立過程

本研究所采用的推進(jìn)劑AP顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)約為70%，由于AP的平均粒徑遠(yuǎn)大于Al粒子，在建模過程中僅將AP粒子建立為顆粒模型，將Al粒子和其他組分如丁羥膠等均歸為基體材料。采用的推進(jìn)劑級配如圖5（a）所示，創(chuàng)建的有限元細(xì)觀損傷計算模型如圖5（b）所示，該代表性體積單元的邊長為1.1 mm。

AP顆粒被認(rèn)為是完全彈性的，彈性模量取32 450 MPa，泊松比取0.143 3?？紤]基體的粘彈性，松弛模量采用Prony級數(shù)的形式表示：

E（t）=E0－∑ni=1Ei（1－e－tτi）

Prony級數(shù)的參數(shù)可由推進(jìn)劑基體的應(yīng)力松弛試驗數(shù)據(jù)擬合獲得，如圖6所示。

擬合得到推進(jìn)劑的松弛模量數(shù)據(jù)如表1所示。 該基體的初始模量E0=6.629 4 MPa，泊松比μ=0.499 5。

本文采用雙線性內(nèi)聚力模型定義顆粒和基體界面的損傷，如圖7所示。表征損傷的3個參數(shù)分別為初始剛度K0、破壞距離δf和臨界應(yīng)力σ。通過參數(shù)反演得到的界面損傷參數(shù)如表2所示。

2.2 “脫濕”損傷計算結(jié)果及分析

為了比較不同應(yīng)變率下推進(jìn)劑的損傷演化過程，計算中所采用的應(yīng)變率分別為： 2.5 %/s、12 %/s、50 %/s和100 %/s。以應(yīng)變率為100 %/s的工況為例，推進(jìn)劑代表性體積單元拉伸過程中的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖8所示，從“脫濕”點對應(yīng)的Mises應(yīng)力云圖可以看出，在“脫濕”點附近，在一些大顆粒和基體的界面上已經(jīng)出現(xiàn)了明顯的顆?！懊摑瘛?，然后觀察界面的接觸狀態(tài)，讀取接觸的界面上從面節(jié)點與主面的距離。設(shè)置一個大于0的容差可以觀察接觸界面的分離情況，本次提取的界面是從面節(jié)點與主面距離大于1 μm的顆粒與基體的接觸界面，由圖8可以看出，在“脫濕”點附近，大部分的顆粒都沿著拉伸方向出現(xiàn)了顆粒與界面的“脫濕”分離。

提取2.5 %/s、12 %/s、50 %/s和100 %/s等4個應(yīng)變率下單軸拉伸時“脫濕”點對應(yīng)的損傷界面進(jìn)行進(jìn)一步的對比研究。如圖9所示，在各應(yīng)變率下均提取從面節(jié)點與主面距離超過1 μm的界面。比較4個不同應(yīng)變率下單軸拉伸時的界面損傷情況，從界面損傷程度來看， 2.5 %/s應(yīng)變率下從面節(jié)點與主面分離位移更大，在同樣的應(yīng)變下“脫濕”損傷程度更高。從損傷區(qū)域的范圍來看，100 %/s應(yīng)變率下界面“脫濕”損傷區(qū)域的數(shù)量明顯大于在2.5 %/s應(yīng)變率下的損傷區(qū)域數(shù)量。由于計算過程中并未定義基體損傷，如果再考慮高應(yīng)變率下基體的損傷，在應(yīng)變率為100 %/s時推進(jìn)劑內(nèi)部損傷區(qū)域的數(shù)量將遠(yuǎn)大于2.5 %/s應(yīng)變率時損傷區(qū)域的數(shù)量。整體來看，隨著應(yīng)變率的增加，損傷界面的數(shù)量逐漸增加，但界面的損傷程度逐漸下降。高應(yīng)變率下應(yīng)力-應(yīng)變曲線上出現(xiàn)的“脫濕”點峰值與損傷界面數(shù)量急劇增加有關(guān)。

通過分析推進(jìn)劑在不同應(yīng)變率下拉伸時的損傷界面特征，發(fā)現(xiàn)推進(jìn)劑的“脫濕”與損傷界面數(shù)量和界面損傷程度均相關(guān)。在低應(yīng)變率下推進(jìn)劑的顆?！懊摑瘛笔菑慕缑娈a(chǎn)生微孔洞開始，在拉伸過程中損傷界面逐步擴(kuò)大，“脫濕”區(qū)域的數(shù)量并不多且“脫濕”以大顆粒周圍界面的局部損傷演化為主。以較高應(yīng)變率拉伸時，推進(jìn)劑內(nèi)部界面的損傷演化顯著加快，將會出現(xiàn)“脫濕”點逐漸提前的情況。隨著應(yīng)變率的繼續(xù)增大，界面的損傷區(qū)域逐漸放大，在更多的顆粒和基體界面上出現(xiàn)了損傷，因此也有更多的界面去分?jǐn)傒d荷，在一定程度上抑制了推進(jìn)劑局部的“脫濕”損傷演化，進(jìn)而又出現(xiàn)了“脫濕”點相對滯后的情況。因此，增大應(yīng)變率并不意味著一定會造成推進(jìn)劑“脫濕”點靠前，而是在拉伸過程中一直伴隨著損傷程度加劇和損傷界面數(shù)量增加的博弈，推進(jìn)劑的破壞取決于損傷界面數(shù)量和界面損傷程度在損傷演化過程中的交互作用，是一個動態(tài)發(fā)展的過程。此外，由于圍壓會抑制推進(jìn)劑的“脫濕”，對高應(yīng)變率下推進(jìn)劑的最大伸長率影響也最大，在常壓、高應(yīng)變率下出現(xiàn)的“脫濕”點峰值隨著圍壓的增加逐漸消失，應(yīng)力-應(yīng)變曲線上沒有明顯的“脫濕”點，且“脫濕”點伸長率最小的推進(jìn)劑在較高圍壓下最大伸長率也最低。

3 結(jié)" 論

（1） 推進(jìn)劑以較為寬泛的應(yīng)變率進(jìn)行單軸拉伸時存在某個應(yīng)變率下推進(jìn)劑的“脫濕”點伸長率最小，且在一定圍壓載荷下，“脫濕”點伸長率最小的推進(jìn)劑，其最大伸長率也最小。

（2） 圍壓對高應(yīng)變率下推進(jìn)劑的最大伸長率影響最大，在常壓、高應(yīng)變率下出現(xiàn)的“脫濕”點峰值隨著圍壓的增加逐漸消失，且隨著圍壓載荷的增加，推進(jìn)劑的最大伸長率顯著增加，在較高圍壓下，“脫濕”點伸長率較大的推進(jìn)劑，其可以達(dá)到的最大伸長率也較大。

（3） 推進(jìn)劑在拉伸過程中一直伴隨著損傷程度加劇和損傷界面數(shù)量增加的博弈，推進(jìn)劑的破壞取決于損傷界面數(shù)量和界面損傷程度在損傷演化過程中的交互作用，是一個動態(tài)發(fā)展的過程。

參考文獻(xiàn)：

［1］ 楊秋秋， 蔡如琳， 徐勝良， 等. 原位拉伸掃描電鏡法研究GAP推進(jìn)劑的損傷行為［J］. 火炸藥學(xué)報， 2019， 42（5）： 511-515.

Yang Qiuqiu， Cai Rulin， Xu Shengliang， et al. Damage Behavior of GAP Solid Propellant by In-Situ Tensile SEM Method［J］. Chinese Journal of Explosives amp; Propellants， 2019， 42（5）： 511-515.（in Chinese）

［2］ 周水平， 唐根， 龐愛民， 等. GAP復(fù)合固體推進(jìn)劑細(xì)觀結(jié)構(gòu)演變特性［J］. 固體火箭技術(shù)， 2018， 41（5）： 580-585.

Zhou Shuiping， Tang Gen， Pang Aimin， et al. Evolution of Meso-Structure of GAP Composite Solid Propellants［J］. Journal of Solid Rocket Technology， 2018， 41（5）： 580-585.（in Chinese）

［3］ 伍鵬， 李高春， 王鑫. HTPB推進(jìn)劑三點彎曲過程試驗與數(shù)值模擬［J］. 含能材料， 2020， 28（6）： 514-521.

Wu Peng， Li Gaochun， Wang Xin. Experimental and Numerical Simulation on the Damage Process of HTPB Propellant at the Crack Tip［J］. Chinese Journal of Energetic Materials， 2020， 28（6）： 514-521.（in Chinese）

［4］ Collins B， Maggi F， Matous K， et al. Using Tomography to Characterize Heterogeneous Propellants［C］∥46th AIAA Aerospace Sciences Meeting and Exhibit， 2008.

［5］ 劉新國， 劉佩進(jìn)， 強(qiáng)洪夫， 等. 基于微CT技術(shù)的丁羥推進(jìn)劑脫濕定量表征方法研究［J］. 推進(jìn)技術(shù)， 2019， 40（5）： 1162-1168.

Liu Xinguo， Liu Peijin， Qiang Hongfu， et al. Quantificational Method of Dewetting Damage of HTPB Propellant Based on Micro-CT Detection［J］. Journal of Propulsion Technology， 2019， 40（5）： 1162-1168.（in Chinese）

［6］ 汪文強(qiáng)， 鄭健， 許進(jìn)升， 等. AP/Al/CMDB推進(jìn)劑的斷裂特性實驗研究［J］. 推進(jìn)技術(shù)， 2015， 36（11）： 1728-1733.

Wang Wenqiang， Zheng Jian， Xu Jinsheng， et al. Research on Fracture Mechanism of AP/Al/CMDB Propellant［J］. Journal of Propulsion Technology， 2015， 36（11）： 1728-1733.（in Chinese）

［7］ 陳向東， 常新龍， 賴建偉， 等. 不同狀態(tài)HTPB推進(jìn)劑動態(tài)沖擊損傷研究［J］. 推進(jìn)技術(shù)， 2020， 41（7）： 1649-1659.

Chen Xiangdong， Chang Xinlong， Lai Jianwei， et al. Research on Dynamic Impact Damage of HTPB Propellant under Different States［J］. Journal of Propulsion Technology， 2020， 41（7）： 1649-1659.（in Chinese）

［8］ Widom B. Random Sequential Addition of Hard Spheres to a Vo-lume［J］. The Journal of Chemical Physics， 1966， 44（10）： 3888-3894.

［9］ Visscher W M， Bolsterli M. Random Packing of Equal and Unequal Spheres in Two and Three Dimensions［J］. Nature， 1972， 239（5374）： 504-507.

［10］ Sherwood J D. Packing of Spheroids in Three-Dimensional Space by Random Sequential Addition［J］. Journal of Physics A： Mathematical and General， 1997， 30（24）： L839-L843.

［11］ Lubachevsky B D， Stillinger F H， Pinson E N. Disks vs. Spheres： Contrasting Properties of Random Packings［J］. Journal of Statistical Physics， 1991， 64（3/4）： 501-524.

［12］ Lubachevsky B D， Stillinger F H. Geometric Properties of Random Disk Packings［J］. Journal of Statistical Physics， 1990， 60（5/6）： 561-583.

［13］ Speedy R J. Random Jammed Packings of Hard Discs and Spheres［J］. Journal of Physics： Condensed Matter， 1998， 10（19）： 4185-4194.

［14］ Hillerborg A， Modéer M， Petersson P E. Analysis of Crack Formation and Crack Growth in Concrete by Means of Fracture Mechanics and Finite Elements［J］. Cement and Concrete Research， 1976， 6（6）： 773-781.

［15］ Hou Y F， Xu J S， Zhou C S， et al. Microstructural Simulations of Debonding， Nucleation， and Crack Propagation in an HMX-MDB Propellant［J］. Materials amp; Design， 2021， 207： 109854.

［16］ Hou Y F， Xu J S， Zhou C S， et al. Microstructural Simulation of Initial Particle-Matrix Interfacial Defect in HTPB Solid Propellants［J］. Journal of Physics： Conference Series， 2021， 2011（1）： 012008.

［17］ 張亮， 申志彬， 虞跨海. 圍壓下固體推進(jìn)劑的破壞機(jī)理分析［J］. 國防科技大學(xué)學(xué)報， 2022， 44（6）： 6-13.

Zhang Liang， Shen Zhibin， Yu Kuahai. Failure Mechanism Ana-lysis of Solid Propellant under Confining Pressure［J］. Journal of National University of Defense Technology， 2022， 44（6）： 6-13.（in Chinese）

Study on Rate-Dependent Characteristics of “Dewetting”

Point of Composite Solid Propellant

Shen Xin1，Zhang Liang2*， Dong Meng1， Chen Jing3

（1. The First Military Representative Office of Air Force Equipment Department in Luoyang， Luoyang 471009， China;

2. Henan University of Science and Technology， Luoyang 471003， China; 3. Unit 93160 of PLA， Beijing 100076， China）

Abstract： “Dewetting” can happen between solid particles and matrix of solid propellant during loading process. The strength and elongation at “dewetting” point are directly related to loads. The study based on the stress-strain response curve characteristics of a propellant under low temperature， different superimposed pressures and strain rates， the “dewetting” point of the propellant has shown obvious rate and superimposed pressure correlation， and the superimposed pressure load would inhibit “dewetting”， especially can influence the stress-strain curve with peak value of “dewetting” point at high strain rate. In order to obtain the rate-related characteristics of the “dewetting” point of the propellant， the mesoscale geometric particle inclusion model of the composite propellant is obtained based on the idea of molecular dynamics method， the mesoscale finite element model is created to calculate the “dewetting” damage of solid propellant under different strain rates. Finally， the damage mechanism of propellant “dewetting” under different strain rates is revealed， and the main reason of abruptly decrease of elongation of propellant at low temperature and high strain rate is explained by the influence rule of strain rate on “dewetting” point. It is found that the propellant failure depends on the interaction of the number of damage interfaces and the degree of interface damage in the process of damage evolution， which is a dynamic process.

Key words： composite solid propellant； “dewetting” point； strain rate； mesoscale model； numerical simulation