第14章 应变对复合推进剂燃速影响

复合推进剂药柱在发动机工作过程中不仅要燃烧,产生高温高压的气体;而且要承受发动机在制造、运输、贮存、工作过程中对其造成的各种恶劣载荷。

从火箭发动机制造过程中黏贴绝热层喷涂衬层一推进剂混合浇铸推进剂固化开始,到进入阵地前的起吊停放运输、翻滚、箱、定期通电、充气、探伤、检测等一系列操作流程,再到最后的发射使用,推进剂药柱经历着复杂的载荷史。不过所有这些负载一般可分为两大类,即规定负载和工作负载。规定负载是指火箭总体所要求的载荷,如工作环境温度、飞行加速度、气动加热、运输和飞行中的振动、冲击以及其他环境(如老化条件、湿度、各种化学气氛等)。工作负载是指发动机制造和工作所产生的载荷,如固化降温收缩和工作内压等。这些载荷会使推进剂药柱内部产生应力和应变,可能引起发动机内弹道性能的改变,从而导致固体火箭发动机不能够正常工作,严重时甚至整个发动机炸毁。如1995年,在“沙漠风暴”战斗中,由于美军导弹在长距离运输中不断受到振动载荷的作用,导致推进剂自燃,使导弹运输车着火而发生爆炸事故:1998年国内某大型的地地洲际战略导弹的第1级固体发动机,因为固体火箭发动机装药产生了缺陷,造成前封头爆破,从而导致地面试车失败的重大事故;2000年美国的“大力神Ⅳ”

复合推进剂药柱在发动机工作过程中不仅要燃烧，产生高温高压的气体;而且要承受发动机在制造、运输、贮存、工作过程中对其造成的各种恶劣载荷。

从火箭发动机制造过程中黏贴绝热层喷涂衬层一推进剂混合浇铸推进剂固化开始，到进入阵地前的起吊停放运输、翻滚、箱、定期通电、充气、探伤、检测等一系列操作流程，再到最后的发射使用，推进剂药柱经历着复杂的载荷史。不过所有这些负载一般可分为两大类，即规定负载和工作负载。规定负载是指火箭总体所要求的载荷，如工作环境温度、飞行加速度、气动加热、运输和飞行中的振动、冲击以及其他环境(如老化条件、湿度、各种化学气氛等)。工作负载是指发动机制造和工作所产生的载荷，如固化降温收缩和工作内压等。这些载荷会使推进剂药柱内部产生应力和应变，可能引起发动机内弹道性能的改变，从而导致固体火箭发动机不能够正常工作，严重时甚至整个发动机炸毁。如1995年，在“沙漠风暴”战斗中，由于美军导弹在长距离运输中不断受到振动载荷的作用，导致推进剂自燃，使导弹运输车着火而发生爆炸事故:1998年国内某大型的地地洲际战略导弹的第1级固体发动机，因为固体火箭发动机装药产生了缺陷，造成前封头爆破，从而导致地面试车失败的重大事故;2000年美国的 “大力神Ⅳ”运载火箭固体助推器在进行地面试验时，在点火的瞬间发生了严重的爆炸，后经事故调查小组认定，该事故是由于发动机药柱在受到点火增压过程冲击时造成了装药结构完整性破坏，产生燃烧转爆轰(DDT)现象，从而引起助推器的爆炸。

无论是规定负载还是工作负载，都是推进剂药柱所必须承受的，应按受力状态进行分类分析。

药柱首先碰到的负载是热负载。推进剂药柱必须固化，从固化温度到使用温度一般要降温，又由于贴壁浇铸式药柱是黏合到发动机壳体上的，同时推进剂的热膨胀系数比壳体材料的要高一个数量级(复合固体推进剂的热线膨胀系数约为10^-4/℃，双基推进剂约为1.5×10^-4/℃，而钢及玻璃钢约为10^-5/℃)，这样就不可避免地要产生热应力、应变。通常最危险的区域一般是在药柱直筒段内孔、翼槽的凹槽面及药柱两端的推进剂/衬层/绝热层交界面处。药柱固化时还会产生固化热，使药柱温度高于控制的固化温度，并且推进剂在固化时要产生固化收缩，此时所产生的应力应折算到固化降温所产生的应力中去。规定固化降温的初始温度应为零应力温度T，则复合推进剂的T₀一般要比固化温度高8℃，双基推进剂约高15℃。每种推进剂药柱的零应力温度可以通过测定药柱固化时的内部温度和体积收缩量而得到;另外还可以通过测定圆孔发动机内孔变化而得到，将圆孔发动机升温到使药柱中段直径与芯模直径一样时的温度就是T₀。

药柱的第二种负载是加速度载荷。发动机在贮存运输、筒内发射、火箭飞行中都会产生轴向和横向加速度。当加速度随时间的变化与药柱的固有频率相比较缓慢时，可以作为静载荷处理;否则，如加速度随时间周期变化，以作为振动负载处理，或者变化不是周期的，则作为冲击载荷处理。在缓慢的轴向加速度下发动机药柱圆筒段的剪应力与直径成正比，药柱的位移与直径的平方成正比。因此，对于直径大加速度高的发动机，这种负载的影响是很大的。该负载可能引起药柱两端脱黏，前端内孔凹槽处药柱产生裂纹，甚至中段推进剂/衬层/绝热层界面被破坏。对于潜入式喷管和药柱径向开槽的发动机，还应考虑药柱下沉对发动机内弹道的影响。当发动机长期储存时，无论是立式还是卧式，重力的作用将不容忽视;为了防止壳体与药柱在贮存时变形过大，可定期旋转发动机。

第三种主要载荷是发动机的工作内压或贮存时的保护压力作用，这种载荷从贮存状态或点火开始到熄火为止一直存在。在内压作用下，发动机药柱与壳体一起向外膨胀变形，尤其对于复合材料壳体，这种变形将更大。另外推进剂药柱在承受工作内压时所产生的应力、应变是在固化降温和轴向加速度所引起的基础上产生的，因而必须考虑两者乃至三者的联合作用问题。

典型的复合固体推进剂的应力应变曲线如图14-1所示，它表明了累积破坏对推进剂的影响，图中单位145psi=1MPa，in=25.4mm。

推进剂装药的应力应变会对推进剂造成破坏，如果这种破坏超过一定限度，就会造成推进剂装药失效。最常见的失效模式如下:

(1)当表面应变过大时形成表面裂纹。它们形成了新的附加燃面，导致室压和推力升高。推力的升高会使飞行器轨迹改变，可能导致任务失败。如果裂纹多或者深壳体会超过压力而破坏。极限应变与应力的程度、装药形状、温度、推进剂寿命、载荷历程和裂纹或空穴的尺寸有关。与低应变速率相比，在高应变速率下更容易形成较深的、高度分支的裂纹。

(2)装药边缘的黏合被破坏，在靠近衬层、绝热层或者壳体的部位形成脱黏面或者缝隙。当装药表面退移时，一部分脱黏面积会暴露在炽热高压燃气中，脱黏面会使燃烧面积突然增大。

(3)其他失效模式，例如装药环境温度过高会引起物理强度性能的极大下降，最终导致装药裂纹和/或脱黏。空穴、孔隙或者不均匀的密度会大大降低推进剂的局部强度，导致失效。还有的失效模式是装药的过度变形(例如大的装药塌陷会限制通道面积)，以及因为黏弹性推进剂从过度的机械振动(例如运输中的长期颠簸)中吸热而引起的意外点火。如果推进剂应力应变使装药在点火前有大量的微小裂纹或者有一些深的裂纹，或者大面积的脱黏，燃烧面积将不可预测的增大，这会引起很高的压力，使壳体爆炸。

14.1应变对燃速影响分析

从细观结构上看，复合固体推进剂是一种高填充比颗粒复合材料，主要由高分子聚合物黏合剂基体和掺入的大量固体氧化剂颗粒及金属燃料颗粒组成。由于复合固体推进剂包含了大量的固体颗粒，因此在细观水平上应视为一种非均匀材料，其力学性能通常取决于颗粒与基体的力学性质、固体颗粒的体积分数以及颗粒与基体之间界面的性质。实验表明推进剂在外界载荷作用下，颗粒与基体之间界面将发生脱黏，从而引起推进剂力学性能的非线性。

一般来说，典型的复合固体推进剂的“载荷-位移曲线可以分为2个阶段(见图14-2):非线性弹性阶段和强化阶段。在弹性阶段，损伤有所发展，但不能累积;加载力超过一定值后，进入强化阶段，在出现微裂纹甚至宏观裂缝的区段内，损伤不断积累，微裂纹区和宏观裂缝在不断扩展，损伤带来的固体推进剂力学性能劣化，试样的承载力增加缓慢，损伤的演化将为不可逆过程。当载荷达到最大值时，出现应变软化现象，试样立即断裂。

14.1.1应变影响燃速的微观模型

推进剂的变形对发动机性能将产生影响， Boggs等指出，火焰穿入应变所引起的裂缝和空穴使燃面增大，从而导致燃速增加。本节提出一个微观模型来模拟由应力所形成的微小裂纹和空穴对燃烧的影响。

模型假定燃速增大是因火焰穿入由应变所产生的裂纹中而引起的。在应力作用下，这些裂纹会发生扩展，当裂纹扩展至与表面相通时，假定表面为裂纹的对称平面，则裂纹长度应增加一倍。在两裂纹相遇时，两裂纹长度之和即为新裂纹的长度。新裂纹的形状简化假设为，裂纹与表面相通之前或者与另一裂纹相遇之前的最大宽度即为新裂纹的宽度，如图14-3所示，图中a为裂纹长度，为裂纹宽度。

根据 Summerfield燃速公式可以求出高压下火焰高度为

式中，\({{\lambda }_{s}}\)为燃气导热系数; \({{\T}_{f}}\)为火焰温度; \({{\T}_{s}}\)为表面温度; \({{\c}_{p}}\)为推进剂比热; \({{\T}_{0}}\)为初态温度; \({{\Q}_{s}}\)为净释放热量;\({{\rho }_{s}}\)为推进剂密度;a为燃速常数;P为压强。

如图14-4所示，假定火焰边界平行于新燃面。可用简单的几何分析方法计算附加燃面。燃面的计算有两种可能的情况。第一，如果燃面的裂纹宽小于2倍的火焰高度，其裂纹的空间不足以容纳整个火焰高度，火焰便不能窜入裂缝内。第二，如果裂纹的宽大于2倍的火焰高度，裂纹内便可容纳整个火焰高度。假定整个火焰可以窜入裂纹，这时将出现非平面的退缩。因为裂纹内火焰作用情况复杂，对大批裂纹产生非平面退缩的情况不作研究。

对第一种情况，火焰表面形状将发生变化若火焰足够高，这种变化可忽略不计裂纹两边火焰的交角\(\theta \)可用下式计算:

对于第二种情况(非平面燃烧)，火焰能够全部窜入裂缝内出现水平面的燃烧表面。由于火焰在裂缝内燃烧，使燃烧进展情况复杂，为此采用图14-4所示假定的简单火焰模型。当火焰在裂缝中回窜时，燃烧表面就要发生大的变形但由这种变形所产生的燃面变化则忽略不计。其原因是裂缝形状变化产生的燃面变化却很小。采用上述假定，增加的燃面可近似表示为

式中，z是裂缝的深度，即从燃烧表面到裂缝宽度等于2倍火焰高度处的距离。

下面计算由燃面增加引起的燃速变化，将式(14-3)、式(14-4)用于每个表面裂纹，求出各裂纹产生的燃面增量。然后对增量求和并加上无裂纹推进剂燃面便得到新燃面。新燃速正比于新燃面燃完所需的时间。式(14-5)式(14-6)分别给出了两种情况下计算烧掉推进剂体积的公式:

式中，\({{r}_{p}}\) 为无应变推进剂燃速;\(r_{P}^{‘}\) 为新燃速;\(\frac{r_{P}^{‘}}{{{r}_{P}}}\)为由应变(或裂纹)引起的燃速增量。

要求出各裂纹产生的燃面增量\(\Delta {{A}_{b}}\)，必须知道裂纹大小及数量。固体推进剂的破坏过程是由黏合剂与氧化剂粒子黏合的脱黏引起的当应力达到临界值时，脱黏现象便出现。要确定裂纹分布，就得确定各种粒度氧化剂颗粒中发生脱黏的数量。但是，脱黏粒子数、裂纹大小、裂纹数量等很难进行量化，进而不能得到应力应变与推进剂燃速变化的确切关系。下面从宏观角度建立应变对复合推进剂燃速影响的数学模型，以得到应变和复合推进剂燃速的函数关系。

14.1.2应变影响燃速的宏观模型

1.条件假设

固体推进剂在应变状态下燃速会发生变化，燃速的变化进而影响到发动机预订内弹道性能。刘迎吉推导了应变状态下推进剂燃速随形变的一次函数模型，本节在此基础上提出一个模型来表征应变对推进剂燃速的影响。

为建立固体推进剂燃速随应变变化的理论模型，作如下假定:氧化剂单一粒径且均匀分布;推进剂处于小应变状态;氧化剂和黏合剂未发生脱黏;推进剂表面没有凹凸。当推进剂燃烧时，由质量守恒定律可得

式中，\({{m}_{p}}{{m}_{1}}\) 和\({{m}_{2}}\) 分别为推进剂、黏合剂体系及燃料颗粒燃烧的质量。

从宏观角度，在微元时间dt内，有以下关系式存在:

式中，\({{\beta }_{1}}\)和\({{\beta }_{2}}\)分别为黏合剂体系及燃料颗粒的体积分数;\({{\rho }_{1}}\) 和\({{\rho }_{2}}\)分别为黏合剂的密度及燃烧颗粒的密度;r₁和r₂分别为黏合剂的燃烧速度及燃烧颗粒的燃烧速度; \({{\rho }_{p}}\)和\({{\rho }_{r}}\)分别为推进剂的密度及燃烧速度。

2.燃速随形变变化方程

若给固体推进剂施加载荷，则有

由于固体推进剂受力后并不改变其组成，此a1=a1，a2=a2所以，由式(14-10)与式(14-12)可得

若将式(14-14)中等式右端的前三项表示为推进剂的轴向平均应变及黏合剂的轴向平均应变1的函数，则前三项的乘积为1，所以

当固体推进剂燃烧时，发生着两个独立的物理化学过程，即推进剂的热破坏和力学破坏。在此假设推进剂在燃烧过程中，由于温度和拉伸作用导致的推进剂的破坏速率是相同的，因此有

式中，k为热破坏反应的指前因子;k1=是拉伸破坏作用的指前因子;U。是产生热破坏的活化能。

考虑被加热的是一薄层高分子黏合剂，其与燃面间的一维热交换方程可表示为

边界条件为\(x=0T={{T}_{s}}x\to \infty T={{T}_{0}}\) 。式中，\(\lambda _{1}^{‘}\(为黏合剂分解速率\(\lambda _{1}^{‘}\)，\(c_{1}^{‘}\)，\(\rho _{1}^{‘}\)和\(Q_{1}^{‘}\)分别为黏合剂在拉伸力作用下的热传导率比热容、密度和放热量; \({{T}_{s}}\)和\({{T}_{0}}\)分别为推进剂燃面温度和初始温度。

由式(14-16)和式(14-17)可得应力状态下的黏合剂分解速率为

在无应力情况下，\({{\sigma }_{1}}=0{{U}_{1}}={{U}_{0}}{{k}_{1}}={{k}_{0}}\) 。因此式(14-18)可变为

在推进剂足够均匀的情况下，引入径向平均应变和平均泊松比v由于对燃料颗粒来说，在小应变状态下其受拉伸力的影响很小，可以忽略，因此，\({{\varepsilon }_{_{0}}}={{\beta }_{1}}{{\varepsilon }_{1}},{{\theta }_{1}}={{\beta }_{1}}{{\theta }_{1}}\) 所以，当对推进剂进行径向拉伸时，推进剂的轴向平均应变为

由于研究的是20%形变以内，应变对推进剂燃速的影响，公式(14-23)当取值较小时，高次项值非常小，对于燃速变化的影响可以忽略不计，所以只取到的二次项，化简式(14-23)得:

由式(14-24)可知，在小应变状态下(燃料颗粒尚未发生脱黏等结构破坏)复合推进剂的燃速变化程度与应变可转换为二次函数关系。

14.2应变状态下推进剂燃速测试

14.2.1实验方法与装置

本节设计的应变状态下推进剂燃速测试实验装置基于靶线法测燃速原理，将药条试样加工成一个工字型试样，便于利用卡槽夹持。通过卡槽的移动可以使推进剂试样产生拉伸应变，以此来研究不同应变对复合推进剂燃速的影响。该装置可以测试固体推进剂在不同应变、不同压强下的的燃速(见图14-6)。

推进剂样品拉伸装置放置于燃烧室中，将药条试样加工成工字型，以便于利用卡槽夹持拉伸产生应变，以此来研究复合推进剂平行于燃面方向拉伸应变对燃速的影响(见图14-7)。

将推进剂按设计尺寸加工成工字型药条，并对其表面进行阻燃包覆，以保证推进剂按平行层规律进行燃烧。将推进剂试样固定在卡槽中并按实验要求旋动调节螺栓以使推进剂试样达到预定的应变(见图14-8和图14-9)。

14.2.2应变下推进剂燃速测试结果

1.实验方案

本文用推进剂配方见表14-1，1^#推进剂与2^#推进剂成分相同但是燃速催化剂不同。3^#推进剂的HTPB比1^#和2^#推进剂少，相应的固体颗粒Al的含量稍高。

考虑到复合推进剂的工作压强范围及实验条件，选择实验压强分别为4MPa，6MPa和8MPa;由于实验装置设计尺寸的限制，导致此装置不能测试大于20%形变条件下推进剂的燃速，故试样的形变量设置为0，10%，15%和2%。对于各个压强和应变条件测量实验数据。

2.测试结果分析

分别对1^#、2^#和3^#推进剂试样按上述实验方案进行燃速测试，按照实验压强、形变量设计及平行性实验的要求，测得无应力状态下燃速数据见表14-2。

拉伸状态下燃速测试数据见表14-3。

从表14-3分析1^#推进剂在4MPa时的燃速变化可以看出，形变为20%状态下的燃速比形变为10%状态下的燃速提高了1.219mm/s，形变为10%状态下的燃速比无应变条件下的燃速提高了1.132mm/s。分析三种试样在4MPa，6Mpa，8MPa压强下燃速的增量，可以得出相同的结论:在0~20%形变范围内燃速的增幅并没有发生突跃变化，即复合推进剂试样中固体颗粒与黏合剂接触面没有发生脱黏和大的裂纹。以往的研究成果表明，复合推进剂的燃速大小对压强的依赖性很强，燃速一般会随压强变化而变化。本节所使用复合推进剂在同一应变条件下燃速随着压强的增大而增大，分析燃速与应变之间的关系是在一定压强的条件下进行的，所得燃速经验公式也必然包含压强，即\(r=F(p,\varepsilon )\(。为了直接揭示出燃速与应变之间的关系，定义一个新的变量——燃速比r’/r，即在同一压强时，应变条件下的燃速与非应变条件下燃速的比值，以此分析应变对于燃速的影响。各压强下，三种推进剂的燃速比与应变的实验曲线用二次函数拟合后，其燃速比与应变的函数关系可用下式表示:

表14-4给出二次函数拟合曲线对应于式(14-4)的各项系数。

推进剂的燃速随应变的增大而增大，并且用二次函数对实验结果进行拟合时具有较高的准确度，拟合曲线与实验曲线的相关程度均大于0.999。由表可知，对于\({{1}^{\#}}{{2}^{\#}}{{3}^{\#}}\)推进剂，式(14-24)中的各项系数随压强的变化都较小，可以推测应变状态下影响燃速变化程度的因素主要是推进剂的应变，而压强的影响很小，以忽略，故对1#，23推进剂在各压强下的燃速变化程度与应变的关系曲线进行拟合，得到与压强无关的推进剂燃速变化程度与应变的二次函数的各项系数，见表14-5。

由表14-5可知，对于\({{1}^{\#}}{{2}^{\#}}{{3}^{\#}}\) 推进剂，在实验选定的形变量范围内，对常数项和一、二次项若均取三位有效数字，可得\({{1}^{\#}}{{2}^{\#}}{{3}^{\#}}\)推进剂的燃速变化程度与应变的函数关系为

对于1^#和2^#推进剂分别由式(14-26)和式14-27)来描述应变对推进剂的燃速的影响时，误差均较小(<1%)，具有较高的准确度。在每个实验压强下其二次项系数a₂的值均较小，二次项对r’/r的值影响很小，所以基本符合线性关系。对于3^#推进剂来说，在每个实验压强下其二次项系数a₂的值均较大，当应变较大时，二次项的值对r’/r的会有一定程度的影响，故要求比较准确地对燃速变化进行描述时，采用忽略二次项的一次函数式会有较大的误差，建议采用二次函数式来描述应变对推进剂燃速的影响，其与实验曲线的相似程度大于0.991，与模型所建立的公式(14-24)结论相同，所建模型合理。

14.3应变下推进剂燃速变化机理

从固体推进剂在不同压强、不同形变下燃速测试结果可知，在拉伸应变状态下复合推进剂的燃速会发生变化，本节分析推进剂在应变状态下燃速变化机理。

14.3.1应变下推进剂表面形貌

已有多位学者开展了固体推进剂在应变状态下燃烧性能变化规律的研究。Lu.C.研究发现对于拉伸应变状态下复合推进剂燃烧，压强的大小决定了火焰高度，在裂纹宽度大于两倍的火焰高度时，火焰会入裂纹之中，进而使燃面剧增，推进剂的宏观燃速变大。曾甲牙通过对复合推进剂进行拉伸试验，运用SEM方法发现在小应变条件下HTPB推进剂的固体粒子与黏合剂中间产生空穴两相界面处偶联胶丝被拉长，这说明固体推进剂在小应变状态下也会产生一定的细小空隙但是这种空隙的宽度比较小，火焰不能窜入其中。阳建红、李学东等运用声发射信号法(AE)对拉伸态复合推进剂的微观结构进行了测量研究，由于在复合固体推进剂这种颗粒高填充比复合材料中，黏合剂基体强度最弱，故微裂纹起初在基体形成，随着载荷作用的增加基体微裂纹数量增加，当应力足够大、作用时间足够长时，颗粒界面开始出现微裂纹等损伤。基体和颗粒界面的微裂纹形状尺寸大致相当且相互作用很小，对应着声发射的第一类声源，第一类声源对应于HTPB中的细微结构改变，此时的推进剂内部还没有发生宏观的裂纹。可见，无论是采用扫描电镜还是声发射信号法都可以得出相同的结论，复合推进剂在应变条件下黏合剂会产生微疏松和空隙，合剂与固体颗粒之间会产生裂纹与空穴，推进剂燃烧生成的火焰窜应变所引起的裂缝和空穴使燃面增大，导致推进剂燃速有所增加。

曾加牙等人的实验表明推进剂在外界载荷作用下，颗粒与基体之间最初产生裂纹，随着外载荷的增大，裂纹逐渐增大，导致界面发生脱黏，从而引起推进剂力学性能的非线性。图14-10所示为一个典型的试样从开始拉伸直至破坏整个拉伸过程中的原位拉伸扫描电镜(SEM)图片。

从图14-10的SEM照片分析可知:

(1)在拉伸的初期，基体变形不是很明显，拉伸3mm后，可以观察到明显的基体拉丝现象;在拉伸的过程中，初始有空穴和脱黏现象等缺陷的地方首先破坏，且破坏程度比别处要明显;空穴有长大、合并的现象，在后期尤为明显;在拉伸后期观察到大粒径的AP固体颗粒与基体脱黏现象更严重，而小粒径的固体颗粒Al的脱黏现象不是很明显

(2)整个拉伸过程中的变形主要是基体及基体中的空穴发生变形，夹杂固体颗粒的变形很小这是由推进剂中基体材料的刚度相对固体颗粒小很多造成的;从拉伸断裂后的断面图上可以看出，AP固体颗粒表面光滑无黏合剂，表明AP颗粒与黏合剂脱黏得很彻底。

本节采用SEM观测3^#推进剂在不同形变下推进剂表面形貌，研究3^#推进剂在拉伸状态下黏合剂是否会产生微裂纹，分析黏合剂和AP之间是否会产生空隙。

为了能在体积较小的SEM试样仓中观察应变状态下复合推进剂这种结构变化，设计了一套小型拉伸夹具，夹具装置尺度在30m以内，可精确控制拉伸应变量。研究了0，17%23%，45%拉伸应变条件下微观结构变化情况。

图14-11所示为本实验所采用的推进剂拉伸夹具。

拉伸状态下推进剂在不发生脱黏和宏观裂纹时，黏合剂与固体颗粒也会产生微裂纹和脱湿，针对3^#推进剂也做了应变状态下SEM实验。图14-12为放大100倍时0，17%，23%，45%拉伸形变条件下推进剂微观结构变化情况。由图14-12可看出，拉伸形变量为0时推进剂表面光洁平整，没有明显的裂纹或疏松;当拉伸形变为17%时，固体颗粒与黏合剂之间产生裂纹，且裂纹沿固体颗粒表面发展，颗粒表面比较光滑，同时未见推进剂颗粒发生破碎;当拉伸形变增大到23%时，固体颗粒与黏合剂之间的裂纹也随之增大，出现宽为32\(\mu m\) 的裂纹;当拉伸形变最大增大到45%时，裂纹持续扩大，宽度变为81\(\mu m\)，且固体颗粒与黏合剂之间发生脱湿现象形成明显的空穴。为了更清楚地观察到黏合剂之间微观形貌变化情况，图14-13所示为不同拉伸形变情况下复合推进剂黏合剂微观结构扫描电镜照片。

由图14-13可看出，拉伸应变量为17%时，可观察黏合剂由于拉伸作用变得疏松，且黏合剂内部也出现微小裂纹，最大裂纹宽度为6.5\(\mu m\)。在拉伸形变量为23%时，随裂纹的逐渐发育，黏合剂之间的裂纹会相互交汇形成更大的裂纹，在45%拉伸形变下，可观察到黏合剂与黏合剂之间裂纹扩展非常明显，裂纹宽度增大到了19.0\(\mu m\)。

14.3.2应变下燃速变化机理

固体推进剂在小拉伸应变状态下的燃烧速度会发生变化。运用SEM方法发现在小应变条件下HTPB推进剂的固体粒子与黏合剂中间产生空穴，两相界面处偶联胶丝被拉长且黏合剂经过拉伸后变得疏松，这种内部结构改变会导致推进剂燃速有所增加。复合推进剂所受拉伸应变在20%内时，AP颗粒与HTPB之间并没有产生大的宏观裂纹与脱黏现象，但是HTB经过拉伸之后内部结构变得疏松。在压强不变的情况下，火焰高度也相对不变，此时AP的分解速度与单位时间内所释放的热量大小也不会发生改变，然而在拉伸条件下HTPB的微观结构产生疏松导致单位体积的HTPB分解速度加快，如此一来，接近AP颗粒附近的HTPB会很快吸热分解气化，图14-14(b中灰色区域的HTPB将会加快分解与反应的速度，灰色区域的快速燃烧又导致了AP颗粒与黏合剂接触面积的减小，从而也在一定程度上加大了AP的燃烧面积，这些效果的累积就造成了微小拉伸应变条件下复合推进剂燃速的增加。另一方面，拉伸应变在20%以内时，复合推进剂固体颗粒与黏合剂，黏合剂与黏合剂之间最初形成微裂纹和空穴，不断产生的微小裂纹随着应变量的增大而交汇形成较大的裂纹，与固体颗粒之间形成脱湿。这种结构变化最终导致了推进剂燃面火焰扩散进入大的裂纹和脱湿面中使燃速变大，并且复合推进剂越容易产生微小裂纹和脱湿，其燃速随着拉伸应变增加越快，这与本文所建立的模型是一致的。

结合机理分析与实验结果可知，复合推进剂在应变条件下力学性能发生改变，黏合剂会产生微小疏松和空隙，随着拉伸应变的增大裂纹与空隙也逐渐增大，AP颗粒与黏合剂之间形成脱湿，导致接触面积的减小;另一方面黏合剂内部结构变疏松，分解速度加快，接近AP颗粒附近的HTPB会很快吸热分解气化，这两方面都在一定程度上加大了AP的燃烧面积，这些效果的累积就造成了微小拉伸应变条件下复合推进剂燃速的增加。

本节的模型是建立在推进剂受到小应变状态下的基础之上的，若应变量再增大将产生宏观裂纹，固体推进剂力学性能劣化，燃料颗粒与黏合剂会发生结构破坏，复合推进剂燃烧时可能会产生不稳定燃烧等现象，燃速变化规律比较复杂，所建模型将不适用。在今后的工作中，可开展大应变状态下复合推进剂燃速变化规律研究。

习   题

14.1推进剂从生产到使用过程中有哪些载荷?

14.2推导小形变条件下宏观模型中推进剂燃速变化方程。

14.3分析小形变对推进剂燃速影响机理。