本文重点综述了近 ５ 年的推进剂／ 衬层粘接界面损伤研究进展。 在界面损伤机理方面，已明确机械载荷、热应力及化学因素等多因素对其有显著影响。 推进剂自重、海洋波浪振动冲击及温度交变应力，都会使界面承受拉剪应力、产生蠕变与疲劳损伤。 化学因素中，组分迁移改变界面材料性能，削弱界面结合强度。同时，多因素耦合作用进一步加剧了界面损伤的复杂性。 在界面损伤表征方面，宏观力学试验与细观／ 微观分析（ ＯＭ、ＳＥＭ 及 ＣＴ 等） 的结合，实现了从材料级到结构级的跨尺度损伤综合表征手段； ＨＰＬＣ、ＸＰＳ 与ＦＴＩＲ 等化学分析技术则量化了界面组分迁移的动态规律。 在数值分析方面，黏弹性内聚力模型的优化与多场耦合仿真技术的进步显著提升了预测精度。

然而当前研究仍存在若干局限性。 首先，界面损伤多场耦合建模技术尚未完全突破，现有模型多孤立分析力学或化学过程，对“ 热⁃湿⁃力⁃化” 协同作用的量化不足，导致寿命预测结果偏离实际工况。 其次，无论是宏观还是细观试验，均为试件级，难以全面真实地模拟发动机实际工况。  此外，数值模拟则面临模型与实际工况契合度不高、实验与数值模拟的协同性不足等问题。

０   引言

固体火箭发动机（ ＳＲＭ） 作为现代导弹武器系统和航天运载器的核心动力装置之一，其结构完整性直接决定装备的可靠性与安全性^{［１－４］} 。 ＳＲＭ 装药结构通常由推进剂药柱、衬层、绝热层、燃烧室壳体多层材料粘接而成，其中推进剂／ 衬层粘接界面是典型的薄弱环节，若发生脱粘失效，则会导致发动机性能退化，甚至灾难性事故^{［５－７］} 。 因此，推进剂／ 衬层界面问题是行业内研究重点之一。

在 ＳＲＭ 推进剂／ 衬层界面研究的早期阶段，国内外研究人员主要致力于提升界面性能。 尹华丽等^［８］ 聚焦于固体火箭发动机中不同材料界面粘接性能的关键影响因素，重点研究绝热层、衬层、推进剂及制造工艺对界面粘接的作用机制，得出提升界面粘接性能的综合策略。 相关研究还表明，环境湿度、衬层的厚度和预固化程度、推进剂中组分颗粒尺寸等因素，均会对粘接性能产生重要影响^{［９－１２］} 。 近年来，随着新型推进剂材料应用和极端服役环境要求的提升，在 ＳＲＭ 全生命周期内，推进剂／ 衬层粘接界面承受着贮存、点火建压、各种复杂振动载荷等的持续作用， 极易产生累积损伤^［１３］ 。 因此，研究重点向 ＳＲＭ 界面损伤转移，粘接界面损伤分析成为 ＳＲＭ 结构完整性研究的关键课题。目前，对于界面损伤累积规律的系统研究尚处起步阶段，而且难以准确表征界面在复杂实际工况下的损伤演化规律。

本文重点综述了近 ５ 年国内外在推进剂／ 衬层粘接界面损伤理论分析、试验表征及数值模拟方面的研究进展，评述聚焦界面的损伤机制、界面细观结构和化学结构的表征技术，数值模型的发展及其在界面脱粘行为预测方面的应用。 总结了当前研究现状、挑战与发展趋势，旨在为 ＳＲＭ 结构完整性设计与寿命评估提供参考。

１   界面损伤的关键影响因素

ＳＲＭ 推进剂／ 衬层粘接界面的损伤形式在宏观上主要表现为脱粘失效及裂纹扩展。 脱粘是粘接界面最常见的损伤形式，表现为推进剂与衬层之间发生局部或整体分离，通常发生在界面薄弱区域。 裂纹扩展是界面损伤的另一种典型形式，主要分为 Ｉ 型（ 张开型）、ＩＩ 型（ 剪切型） 和混合型裂纹^［１４］ ，多由初始微缺陷在力学载荷作用下逐渐延伸形成^［１５］ ，常见于固化降温后的残余应力集中区域。 引起推进剂／ 衬层粘接界面损伤的主要因素有机械载荷、热应力载荷和组分迁移。

1.1   机械载荷

在 ＳＲＭ 服役过程中，推进剂／ 衬层界面所长期承受的机械载荷类型多样，其作用机制复杂且相互关联。这些载荷通过直接应力作用诱发材料性能退化，显著影响界面结构的完整性与可靠性。 针对 ＳＲＭ 立式贮存、海上舰载值班等典型工况，分析影响推进剂／ 衬层界面性能的关键机械载荷因素^［１６］ 。

1.1.1 立式贮存重力因素

推进剂自身重力是长期贮存条件下不可忽视的静载荷作用形式。 在 ＳＲＭ 长期立式贮存状态下，药柱自重产生的持续剪切应力会导致界面发生黏弹性蠕变损伤，使药柱结构下沉，改变药型设计，造成燃烧室界面粘接不良，甚至脱粘^{［１７－１８］} 。

袁军^［１９］ 、杨继坤^［２０］ 和王鑫^［２１］ 等均研究了固体发动机在贮存状态下的结构完整性，结论具有一致性：立式贮存工况下，轴向重力载荷导致发动机结构下沉变形，并在前部人工脱粘区域引发显著的应力集中； 同时，充气内压可通过改善药柱内部应力状态，提升贮存安全性。 王鑫等^［２２］ 还系统分析了长时贮存过程中药柱的蠕变行为对药柱及其粘接结构的应力、应变和位移的动态演变规律，指出前人工脱粘层结构的应力明显大于后人工脱粘层，超出药柱本体等效应力约一个数量级。 需要特别关注的是，前后人工脱粘结构在持续高应力状态下可能存在的界面失效风险。

1.1.2 舰载值班海洋波浪振动因素

海洋服役环境对 ＳＲＭ 推进剂／ 衬层界面的粘接性能具有重要影响。    对于海上值班舰载固体发动机，除静态重力载荷外，动态载荷海洋波浪振动对界面损伤  的影响同样显著。     立式贮存发动机在海洋波浪动态载荷与静态重力的耦合作用下，粘接界面区域会形成周  期性剪切应力场^［２３］ 。    尽管该应力幅值通常低于界面失效临界值，王永帅等^［２４］   研究指出舰载发动机受到海洋波浪振动引起的载荷约为重力载荷的 １ ／ １０。 这种交变动态激励贯穿整个服役周期，会引发粘接界面的  累积性疲劳损伤，加速界面微裂纹的萌生与扩展，进而  引起界面损伤。    张波等^［２５］ 提出了振动载荷作用下立式贮存固体发动机粘接界面损伤模型，指出某海域连  续值班一年可使损伤值增加 ２３． ６８％。 刘磊等^{［２３，２６］} 研究表明固体发动机在稳定振动时，粘接界面承受的最  大剪切应力均值为 ３０ ～ ３１ ｋＰａ，最大剪切应力变幅在０ ～ ０．５ｋＰａ。  后续进一步研究表明某立式贮存固体发动机在海上连续一年值班后，由于海洋波浪振动与推进  剂自身的重力场形成耦合作用，使得粘接界面疲劳损伤为１４．８４％。  此外，海洋环境中的盐雾会加速材料的腐蚀，导致界面性能退化^［２７］ 。

1.2 热应力载荷

热应力载荷为 ＳＲＭ 在多次任务变换作战环境过程中，经历不同温度变化所累积的热载荷作用，不仅包含单次任务内的温度波动（ 如从常温到低温， 再到高温），还涉及多次任务之间的温度循环叠加。 ＳＲＭ 长时间处于交变热应力作用下，容易引发推进剂／ 衬层界面的低频疲劳，产生不可逆累积损伤^{［２８－２９］} 。 关于裂纹扩展机制的研究显示，温度载荷作用下界面脱粘区域主要呈现以Ⅰ型裂纹为主的复合型裂纹特征，而燃气压力作用则会加速裂纹的扩展速率^［３０］ 。 此外，低温环境也会造成裂纹的加速扩展^［３１］ 。 在实际工况中，热应力常与振动、蠕变及化学老化等因素交互作用，加剧界面损伤风险。 徐伯起等^［３２］ 通过温度⁃振动耦合试验表明温度升高与振动时长增加会加剧颗粒脱湿及基体微裂纹扩展，导致试件失效模式从推进剂相断裂逐步转变为界面相断裂。

1.3 组分迁移

组分迁移是致使推进剂／ 衬层界面损伤的重要化学因素。 推进剂中包含的增塑剂和其他功能助剂等物质， 在长期贮存过程中受浓度梯度驱动作用发生跨界面扩散而迁移到衬层中^{［３３－３５］} 。 增塑剂迁移过程会引发界面两侧材料的物理性能失配：推进剂基体因增塑成分流失产生体积收缩、弹性模量升高；衬层材料则因溶胀效应发生膨胀变形。 这种失配在粘接界面形成局部应力集中区，加剧界面粘接强度的弱化，最终导致脱粘失效^［３６］ 。王晓倩等^［３７］ 针对ＰＥＴ 推进剂的研究表明，ＢＤＮＰＦ ／ Ａ 增塑剂向衬层界面的迁移行为会导致界面粘接强度衰减， 并且粘接强度损失程度与迁移量呈负相关关系，这与尹华丽等^［３８］ 的研究结果具有一致性。 更为严重的是，迁移组分在界面富集后可能诱发次生化学反应，庞爱民等^［３９］ 研究发现迁移组分硝酸酯类物质分解产生的强氧化性产物会攻击黏合剂分子链，造成交联网络断裂，使界面老化失效。 此外，环境温度对组分迁移过程存在加速效应， 表 现 为 温 度 升 高 导 致 迁 移 量 增 大。 ＬＩ［４０］ 和ＺＨＡＮＧ［４１］ 等的研究证实，温度升高提升了迁移组分分子扩散动力学速率，从而加速了迁移进程。 ＺＨＡＮＧ［４２］ 等从另一个角度阐释了其内在机理：温度升高诱导衬层物理交联网络发生解缠结作用，交联密度降低削弱了迁移阻隔效应；同时解缠结过程暴露出更多的极性基团， 这些基团通过与迁移组分产生强极性相互作用形成吸附位点，双重作用共同促进了增塑剂在界面区域的富集与迁移量的增大。

基于现有研究， ＳＲＭ 推进剂／ 衬层界面的损伤演化亟需关注多物理场耦合效应带来的挑战。 当前研究虽明确了单一因素（ 如重力诱发的蠕变、波浪振动导致的疲劳、温度循环引发的热应力以及组分迁移引起的力学失配） 的作用机制，但对实际服役中多物理场耦合的复杂性认识不足。 例如，舰载环境下重力、波浪振动与海洋温湿度循环协同作用，会使界面损伤累积速率远超单因素模型线性叠加预测。 同时，组分迁移速率受温度梯度驱动，而迁移界面局部应力分布又导致界面性能退化，进一步加速温度循环下的界面损伤。 现有模型难以精确量化这种跨物理化学过程中各影响因素对界面失效阈值的敏感性与贡献度，并且加速试验方法难以复现多因素耦合时序。 因此，未来研究需突破单因素的研究模式，发展多因素耦合模型与新型加速试验方法，以实现对复杂界面损伤路径的精准预测与抑制。

２   界面损伤的表征试验

在推进剂／ 衬层粘接界面损伤表征领域，国内外学者从宏观力学行为、细观结构演化、界面化学组成等多角度展开探索，在揭示界面损伤机理上取得了一系列成果。 在宏观试验方面，研究人员通过设计不同加载条件的试验模拟界面失效过程，来获得界面的宏观失效数据， 主要试验方法有单轴拉伸法、多角度拉伸方法、剥离法、数字散斑相关法等^［４３］ 。 这些宏观表征试验方法虽然应用广泛，但存在较大的局限性，仅能反映“ 结果” 而非“ 过程”，无法解析界面裂纹萌生、扩展，无法揭示组分迁移、化学键断裂等细观机制。

2.1 细观结构表征

对界面脱粘过程的细观分析可揭示材料从初始缺陷形成至完全失效的演变规律，为探究界面失效机制提供理论依据。 细观试验方法分为两类：一是静态观测已失效界面的损伤特征，二是原位拉伸试验与显微成像技术联用，动态观测分析界面损伤扩展行为。 目前，表征测试技术，如光学显微镜（ ＯＭ）、扫描电子显微镜（ ＳＥＭ）、计算机断层扫描（ ＣＴ） 及数字图像相关技术

（ ＤＩＣ） 能够通过获取裂纹萌生位置、长度宽度及扩展路径，损伤区域面积及其演化等界面细观尺度的形貌信息，并将其与宏观力学响应参数（ 如断裂伸长率、最大抗拉强度、外界拉伸应力应变、拉伸角度及加载速率等） 建立关联，从而解析粘接界面的损伤演化过程。

肖云东等^［４４］ 利用金相显微镜和 ＤＩＣ 技术结合的方法，定量的分析了在不同拉伸角度下推进剂／ 衬层／ 绝热层界面的细观力学性能和变形规律，为研究界面失效提供了新的方法。 ＬＥＩ 等^［４５］ 采用 ＤＩＣ 技术，通过数码相机原位捕捉矩形联合粘接试件在拉伸过程中的表面散斑图像，揭示了推进剂本体及其与衬层界面处的脱粘裂纹扩展模式，如图１ 所示。 基于应变场分析， 该研究证实：在裂纹的萌生阶段，粘接界面脱粘与推进剂本体断裂呈现一致的损伤模式，界面脱粘是由推进剂断裂所引发。

伍鹏等^{［４６－４７］} 结合 ＤＩＣ 和 ＳＥＭ 原位观测技术，揭示了界面损伤的演化机制：损伤始于推进剂／ 衬层界面处的颗粒脱湿，随着拉伸应变增大，向推进剂内部扩展并形成局部损伤带，最终导致界面失效。 其研究还进一步发现，拉伸角度变化显著影响损伤的起始位置，当小于４５°时，裂纹始于预制缺陷处；大于 ６７． ５°时则始于试件边缘，并且界面法向变形更易诱发脱粘。

ＹＡＮＧ 等^［４８］ 创新性地开发出一种原位扫描电子显微镜机械测试仪（ ＳＥＩＭ⁃ＰＳＣ），能够在力学加载过程中同步观测微观形貌、元素分布和应变场， 如图 ２ 所示，使用该仪器对 ＮＥＰＥ 推进剂进行了力学性能、微观结构、应变分布和应力⁃应变曲线同步原位测试。 发现推进剂中颗粒／ 基体界面的应力集中引发了裂纹形成和微孔的扩展，最终导致宏观断裂。 ＰＥＩ 等^［４９］ 采用微ＣＴ 技术，原位表征了 ＨＴＰＢ 推进剂／ 衬层粘接界面在多角度拉伸载荷下的微观损伤行为，并构建了界面内部各种组分细微结构的三维模型。 研究发现，在界面靠近推进剂一侧存在一个厚约 １５０ μｍ 的弱界面层， 该弱界面层与界面初始缺陷的分布及损伤演化方向呈现显著关联。 冯伟杰等^［５０］ 也采用单轴拉伸实验联合微 ＣＴ 原位扫描技术，量化表征了 ＨＴＰＢ 推进剂／ 衬层界面在不同裂纹尺寸和加载速率下的力学响应，断面分析发现推进剂损伤主要表现为 ＡＰ 颗粒脱湿形成的空洞；绝热层／ 衬层则以基体撕裂为主要失效模式，其断面可见残留颗粒与基体间形成的黏连丝状结构；绝热层本体则因基体主导承载，形成大面积的连通孔隙网络。

2.2 化学结构表征

界面化学结构表征旨在揭示界面元素分布、组分迁移行为及老化机理，包括高效液相法（ ＨＰＬＣ）、气相色谱法（ ＧＣ）、Ｘ 射线电子能谱（ ＸＰＳ） 和显微红外光谱（ Ｍｉｃｒｏ⁃ＦＴＩＲ） 等关键技术。 ＨＰＬＣ 法根据迁移组分对应的峰面积和分离时间进行定量表征。 ＫＵＭＡＲ 等^［５１］ 利用 ＨＰＬＣ 法计算 ＮＥＰＥ 推进剂中增塑剂 ＮＧ 和ＢＴＴＮ 的迁移量，并结合界面力学测试发现，增塑剂的迁移会增大推进剂的模量。 目前，组分迁移机制分析已较少采用单一的实验方法，普遍采用实验与计算相结合的研究策略。 ＦＵ［ ５２］ 和王晓倩^［３７］ 等均通过整合高效液相色谱实验数据与分子动力学模拟结果，系统阐释了组分迁移的过程与分子作用机理。

ＸＰＳ 对于界面特征元素化学态的分析可实现对迁移组分的定量表征。 ＬＵ 等^［５３］ 通过选择特定元素标记目标物质并排除其他成分的干扰，利用 ＸＰＳ 对材料老化前后的表面元素含量进行对比分析。 结果表明，老化后材料表面标记元素的特征峰强度显著增强，其含量变化幅度与迁移行为呈明确对应关系，证实该方法能有效追踪添加剂在热氧环境中的迁移路径与富集程度。 庞爱民等^［３９］ 在研究 ＮＥＰＥ 推进剂／ 衬层界面的过程中，采用 ＸＰＳ 分析界面的化学组成和结构。 通过对Ｃ 和 Ｎ 元素的化学态进行分析，确定了其化学态分布曲线，证实了界面存在明显的键合剂富集。

显微红外光谱技术通过化学键特征振动峰的强度分布可精确表征迁移组分的空间梯度特征。 特定波数对应的红外吸收峰强度与迁移物质浓度呈正相关，其衰减梯度可反映迁移作用的影响范围。 当检测位置与界面距离超过临界阈值时，目标特征峰信号趋于消失， 据此可以定量确定迁移组分在界面的扩散边界。 倪艳等^［５４］  使用显微红外光谱技术研究了二茂铁二甲醇（ ＦＤＭ） 的扩散迁移情况，如图 ３ 所示，１ ５９８ ｃｍ－１ 对应的红外吸收峰强度在衬层－ ２５０ μｍ 的红外光谱图中基本消失，因此判断 ＦＤＭ 在推进剂／ 衬层界面上的扩散宽度约为２５０ μｍ。

图 ３ 界面不同位置处的红外光谱图^［５４］

当前界面损伤表征研究面临的核心矛盾在于实验模拟与实际工况的脱节。 尽管细观原位技术（ 如 ＤＩＣ⁃ ＳＥＭ 联用、微 ＣＴ） 已能解析损伤扩展的微观机制， 化学分析手段（ 如 ＸＰＳ、显微红外） 也可追踪组分迁移路径，但现有实验仍存在四重局限：一是加载载荷过于简化，单轴拉伸或等幅振动无法复现发动机真实多轴复合应力状态；二是实验采用小型试件，其制作工艺与发动机整机界面的实际成型工艺存在差异，难以充分表征全尺寸发动机界面损伤的真实情况；三是无法满足原位、长期、定载荷的测试需求；四是现有设备难以同步施加机械载荷、温度循环、湿度波动及化学老化等多场耦合环境。

３   界面损伤的分析方法

近年来，推进剂／ 衬层粘接界面损伤数值分析已成为领域内的研究热点之一。 当前，粘接界面损伤的分析主要依靠数值分析结合推进剂联合粘接试件实验的方式，其中试件实验在获取本构模型参数和失效判据建立方面发挥着关键支撑作用^［５５］ 。 在数值分析方面， 主要集中在两个方向：一是基于传统线弹性断裂力学理论开展断裂参数计算，二是采用内聚单元法模拟界面失效过程。 断裂力学法聚焦于裂纹扩展问题，然而在处理裂纹持续扩展过程及尖端应力奇异上存在局限，也难以应用于完好粘接界面的开裂分析。 相较而言，内聚单元法在模拟粘接界面脱粘行为时能够更精准地反映实际工况中的界面性能^［５６］ 。

3.1 内聚力模型

作为界面损伤失效分析的核心方法，内聚力模型通过构建损伤起始和损伤演化准则，预测整个粘接界面的损伤演化以及断裂失效过程^［５７］ 。 双线型和指数型两种内聚力模型已成为 ＳＲＭ 粘接界面损伤模拟的首选模型^［１５］ 。 王鹏博等^［５８］ 利用了虚拟裂纹闭合技术（ ＶＣＣＴ）、内聚力模型（ ＣＺＭ） 和扩展有限元法（ ＸＦＥＭ） 三种模型模拟了推进剂／ 衬层界面的 Ｉ 型脱粘过程，并分析比较模型加载点处的载荷⁃位移曲线与试验曲线的吻合度，发现 ＣＺＭ 与 ＸＦＥＭ 两种模型表征在界面力学特性上更具准确性。 伍鹏等^［５９］ 通过单轴拉伸实验对矩形粘接试件进行测试，获得了粘接界面的初始模量、最大粘接强度、断裂能参数，引入混合模式双线型内聚力模型，如图４ 所示，并进行有限元分析得到了推进剂／ 衬层／ 绝热层界面的损伤破坏模式。 肖云东等^{［６０－６１］} 提出了一种结合反演识别与 Ｈｏｏｋｅ⁃Ｊｅｅｖｅｓ 优化算法的方法。 该方法基于多角度拉伸载荷⁃位移实验数据，获取了不同拉伸角度下的界面刚度、最大名义应变、临界断裂能等关键参数，进而建立了混合模式双线性内聚力模型，研究验证了该方法具有较高的反演识别精度，能够有效获取粘接界面的精准模型。 王哲君等^［６２］ 建立了含预制裂纹的 ＮＥＰＥ 推进剂细观模型， 用双线性内聚力模型模拟粘接界面的力学响应。 通过调整推进剂基体强度、颗粒／ 基体以及推进剂／ 衬层界面模量和强度等参数，发现粘接界面的损伤模式受参数影响显著。 临界应变阈值分析表明，推进剂内聚破坏的“ 脱湿” 阈值约为３０％，混合破坏中界面裂纹扩展阈值约为２０％。

图 ４ 混合模式下的双线型内聚力模型^［５９］

目前，研究人员在推进剂／ 衬层粘接界面内聚力模型的改进方面取得了一定进展。 丁伍等^［６３］ 针对ＨＴＰＢ 推进剂／ 衬层界面Ⅰ型破坏行为的温度特性，基于双线性内聚力模型，构建了一种多项式损伤变量模型。 结合 ＡＢＡＱＵＳ 仿真验证，该模型能更准确预测不同温度条件下的载荷⁃位移响应。 尚一星等^［６４］ 基于矩形试件拉伸实验，系统获取了六种应变率下的载荷⁃位移曲线数据。 利用响应曲面法对内聚力模型参数进行优化，并对比了双线性与指数型模型的适用性。 结果表明， 指数型内聚力模型与实验数据的吻合度更高。 裴书帝等^［６５］ 通过微 ＣＴ 原位扫描技术捕捉了 ＨＴＰＢ 推进剂粘接界面在拉伸过程中的细观损伤演化。 结合随机填充算法建立的有限元模型，引入弱界面层参数，分析了多角度加载下裂纹扩展的路径。 不同的受力状态导致发动机粘接界面的强度变化以及损伤情况不一，针对粘接界面在长期贮存过程中产生的界面蠕变，采用合适的界面损伤本构模型十分重要。

3.2 多场耦合模型

近年来，在多场应力耦合作用下的粘接界面累积损伤研究逐渐兴起，特别是立式贮存、交变温度场与动态冲击载荷协同作用引发的界面强度退化机制。 不同应力状态下粘接界面呈现差异化失效模式，因此建立符合界面力学响应的本构关系成为数值分析的关键环节。 周盼等^［６６］ 建立了 ＳＲＭ 粘接界面在复杂应力状态下的内聚力模型，并开展了三维有限元分析，成功模拟了重力载荷作用下界面损伤的萌生与扩展过程。ＡＢＡＱＵＳ 仿真结果表明，沿界面方向的脱粘现象尤为显著。 该发现为发动机结构设计提供了关键依据，凸显了复杂应力条件下界面脱粘演化规律的重要指导价值。 崔辉如等^［６７］ 提出了一种基于三维八节点内聚单元的仿真方法。 将时间与温度参数引入黏弹性 ＰＰＲ 内聚力模型，进行发动机固化降温和点火增压两种典型工况的有限元模拟，分析了界面法向与切向应力分布。 王鑫等^［６８］ 针对海洋环境下立式贮存的固体推进剂粘接界面，通过实测振动载荷数据与数值模拟分析了温差、重力及振动载荷的联合作用。 采用 Ｔｒｅｓｃａ 准则提取剪应力时间历程，结合拉伸破坏试验和雨流计数法，建立了蠕变与疲劳损伤的累积模型， 如图 ５ 所示。 研究显示，界面损伤随时间线性增长，贮存半年后的累积损伤达５．７９％ 且各位置损伤差异不超过 ２０％。该研究为振动环境下界面损伤评估提供了定量依据。

目前，固体推进剂／ 衬层界面损伤数值模拟研究虽在模型构建、内聚力本构开发等方面取得进展，但在模型精度、跨尺度参数传递、时效损伤本构、多物理场环境耦合以及实验验证方面存在不足。 未来研究需着重改进内聚力模型，构建含损伤的粘弹性本构关系，引入时间相关的损伤演化准则以精准描述蠕变、海态慢摇等慢速失效机制；创新实验表征技术，发展原位多尺度观测，加强实验与模拟的协同，优化参数获取方法，提升模型与实际工况的契合度；强化多物理场耦合建模技术，提高计算效率和精度，从而实现界面损伤的精准预测与发动机长寿命设计。

4 参考文献

略

5 固体火箭发动机界面粘接验收检查表

5.1基础信息

• 产品型号/图号：__________
• 界面类型：□壳体-绝热层 □绝热层-衬层 □衬层-推进剂 □人工脱粘 □喷管粘接
• 批次/编号：__________ 验收日期：__________
• 验收依据：QJ 1488-88、QJ 2038.1A-2004、QJ 2038.2-91、型号专用规范

5.2外观质量验收

检查项目	合格要求	检查结果	备注
表面缺陷	无气泡、针孔、裂纹、分层、夹杂、流痕、划伤	□合格 □不合格
胶层均匀性	厚度偏差≤设计值±10%，无缺胶、堆胶、断胶	□合格 □不合格
边缘与搭接	边缘整齐，无溢胶污染，搭接尺寸符合图纸	□合格 □不合格
脱粘层状态	人工脱粘位置、尺寸、贴合度符合要求	□合格 □不合格

外观结论： □合格  □不合格

5.3粘接强度验收（试样）

项目	标准要求	实测值	结果
扯离强度	≥____ MPa（常用≥0.6 MPa）	____ MPa	□合格 □不合格
剪切强度	≥____ MPa	____ MPa	□合格 □不合格
破坏模式	优先内聚破坏；界面剥离需评审/判废	—	□合格 □不合格

强度结论： □合格  □不合格

5.4无损检测（NDT）验收

缺陷类型	合格判据	检测结果	结论
脱粘总面积	脱粘/不良粘接面积＜可探面积40%	____%	□合格 □不合格
单个脱粘	直径/长度≤____ mm（通常5～10 mm）	____ mm	□合格 □不合格
连通缺陷	无贯穿性脱粘/分层通道	—	□合格 □不合格
气孔/夹杂	单个≤1 mm，总面积≤2%	—	□合格 □不合格

NDT结论： □合格  □不合格

5.5 环境适应性验收（抽样）

项目	要求	结果
热循环/湿热/真空后	无新增脱粘、裂纹、分层	□合格 □不合格
强度保留率	≥80%	□合格 □不合格

环境结论： □合格  □不合格

5.6文件与记录审查

• 材料合格证：□齐全 □缺失
• 工艺过程记录：□完整 □不完整
• 试样记录、检测报告：□齐全 □缺失

文件结论： □合格  □不合格

5.7综合判定

综合结论： □合格  □不合格

• 不合格项描述：____________________________________
• 处理意见：□放行 □返修  □报废  □评审特批

验收人：__________  复核人：__________

原文引自：戴鑫等， 《 固 体 火 箭 技 术》Ｖｏｌ．４８ Ｎｏ．４ ２０２５ 。