Biaxialer Zugversuch und numerische Simulation des Mesoschadens des HTPB-Treibmittels

Wissenschaftliche Berichte Band 12, Artikelnummer: 17635 (2022) Diesen Artikel zitieren

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Um die Mängel der aktuellen Forschung zu den mechanischen Eigenschaften von Festtreibstoffen unter komplexen Belastungsbedingungen zu beheben, werden in diesem Artikel eine effektive kreuzförmige Teststückkonfiguration und eine biaxiale Zugtestmethode mit variablem Maßstab sowie das Mesosimulationsmodell des Treibstoffs entwickelt wird durch einen Mikro-CT-Test und einen Zufallsfüllalgorithmus erstellt. Anschließend wurden auf der Grundlage der Hook-Jeeves-Methode und des Kohäsionskraftmodells die mechanischen Leistungsparameter jeder mesoskopischen Komponente ermittelt und schließlich der Schadensentwicklungsprozess des Treibstoffs numerisch simuliert. Die Ergebnisse zeigen, dass die Spannungs-Dehnungs-Kurve des Treibstoffs unter biaxialer Belastung der bei einachsiger Dehnung ähnelt und eine offensichtliche Geschwindigkeits- und Spannungszustandsabhängigkeit aufweist. Die mechanischen Eigenschaften des Treibstoffs sind bei biaxialer Zugbelastung deutlich geringer als bei einachsiger Streckung und die maximale Dehnung beträgt nur 45–85 % der bei einachsiger Streckung. Der Bruchprozess des Treibstoffs kann in ein anfängliches lineares Stadium, ein Stadium der Schadensentwicklung und ein Bruchstadium unterteilt werden. Das Entnetzungsphänomen tritt im Allgemeinen an der Grenzfläche zwischen den großen AP-Partikeln und der Matrix auf. Mit zunehmender Belastung konvergieren die durch die Entnetzung und das Aufreißen der Matrix gebildeten Poren weiter zu Rissen und dehnen sich in Richtung senkrecht zur resultierenden Kraft aus, bis sie schließlich brechen. Das Treibmittel entfeuchtet bei hoher Belastung leichter, der Grad der Entnetzung ist jedoch geringer, wenn die gleiche Belastung erreicht wird.

Festtreibstoff ist die Energiequelle des Feststoffraketenmotors (SRM) und seine mechanischen Eigenschaften wirken sich direkt auf die Tragfähigkeit des SRM1 aus. Derzeit basieren die meisten Untersuchungen zu den mechanischen Eigenschaften von Festtreibstoffen auf einachsigen Zugversuchen. Im gesamten Lebenszyklus des SRM-Korns treten jedoch komplexe Spannungszustände wie biaxiale Spannung, biaxiale Kompression sowie biaxiale Spannung und Kompression auf, nicht nur ein einfacher einachsiger Kraftzustand2. Daher kann das mechanische Verhalten von Festtreibstoff unter eindimensionalem Spannungszustand die strukturelle Integrität von SRM3 nicht effektiv überprüfen, und es ist notwendig, Untersuchungen zu den mechanischen Eigenschaften von Festtreibstoff unter komplexem Spannungszustand durchzuführen. Studien4,5 haben gezeigt, dass unter normalen Umständen die innere Lochoberfläche am anfälligsten für Fehler und Instabilität des Korns ist. Insbesondere im Moment der SRM-Zündung können sich die überlagerten Belastungen wie äußere Umgebung und Innendruck auf die innere Lochoberfläche der Kornsäule auswirken, was der biaxialen Zugbelastung nahe kommt6.

Um das mechanische Verhalten von Festtreibstoff unter biaxialer Zugbelastung zu untersuchen, führten Bills7 und Wang8 einen biaxialen mechanischen Zugleistungstest von Festtreibstoff mit streifenförmigen Teststücken durch und wandten die Daten bei der Fehlerbehebung auf den Motor an. Liu C9 und Zhao W C10 untersuchten die biaxialen mechanischen Zugeigenschaften von Treibstoffen nach thermischer Alterung anhand streifenförmiger Proben auf der Grundlage der Forschungen von Wang8. Da die kreuzförmige Probe außerdem den biaxialen Kraftzustand des Treibstoffs genauer simulieren kann, wurde sie in den letzten Jahren häufig verwendet. Qiang H F11 führte einen biaxialen Zugtest des HTPB-Treibmittels anhand des zentral dünner werdenden, badewannenförmigen Teststücks durch eine biaxiale Testmaschine durch; Jia Y G12 berechnete außerdem einen kreuzförmigen Test mit quadratischer Ausdünnung basierend auf der ANASYS-Simulation und führte einen biaxialen Zugtest für zusammengesetzte Festtreibstoffe durch; Jalocha13 glaubte, dass die Methode, die Wand der Probe zu rillen und im zentralen Bereich zu verdünnen, die biaxialen Eigenschaften des Treibmittels nicht effektiv charakterisieren könne. Zu diesem Zweck wurde ein biaxialer Zugversuch eines zusammengesetzten Festtreibstoffs an einem ungeschlitzten Probekörper mit einem Bogenübergang an der Wand durchgeführt. Allerdings können die oben genannten Testmethoden nur eine biaxiale Spannung mit einem einzigen Belastungsverhältnis erreichen und den komplexen Spannungszustand des Motors im Moment der Zündung nicht vollständig simulieren. Daher muss eine Methode zur biaxialen Zugprüfung mit variablem Verhältnis entwickelt werden. Darüber hinaus stehen die makroskopischen mechanischen Eigenschaften von Treibstoffen häufig in engem Zusammenhang mit der mesoskopischen Struktur. Numerische Simulationsmethoden werden aufgrund ihrer hohen Effizienz und geringen Kosten häufig in der mesoskopischen Schadensanalyse von Festtreibstoffen eingesetzt. Die Etablierung mesoskopischer Simulationsmodelle basiert meist auf hochpräzisen Beobachtungsexperimenten und Zufallsfüllalgorithmen. Zu den am häufigsten verwendeten Beobachtungsmethoden gehören das optische Mikroskop (OM)14, das Rasterelektronenmikroskop (REM)15,16 und die Computertomographie (CT)17,18. Der Schlüssel zur numerischen Simulationsberechnung liegt in der Erfassung von Materialparametern, bei denen die Parameter der mechanischen Eigenschaften der Treibstoffmatrix und der Partikel durch Experimente ermittelt werden können, während die Parameter zwischen den Grenzflächen in das Kohäsionskraftmodell eingeführt werden müssen19,20. Derzeit haben Forscher eine große Anzahl mesoskopischer Simulationsstudien unter einachsigen Bedingungen durchgeführt 21,22,23,24, aber die Forschung zu Treibstoffen unter zweiachsigen Bedingungen ist nicht tiefgreifend genug. Um den Schadensentwicklungsprozess von Treibstoff unter realen Belastungsbedingungen zu untersuchen und seinen Meso-Schadensmechanismus zu erforschen, ist es daher notwendig, die Simulationsberechnung von Festtreibstoff unter biaxialen Belastungsbedingungen durchzuführen.

In dieser Arbeit wurde mit dem Ziel, den tatsächlichen Beladungszustand des Treibstoffs während des Betriebsprozesses des Feststoffraketenmotors zu untersuchen, ein biaxialer mechanischer Zugtest mit variablem Verhältnis des Festtreibstoffs mithilfe der selbst entworfenen neuen Testvorrichtung und des biaxialen Zugteststücks durchgeführt Anschließend wurde die anfängliche Morphologie des HTPB-Verbundfesttreibstoffs gescannt und durch Präzisions-Mikro-CT rekonstruiert, und es wurde eine klare zweidimensionale mesoskopische Struktur im Inneren des Festtreibstoffs erhalten. Anzahl, Größe und Flächenverhältnis der AP-Partikel im rekonstruierten Bild wurden gezählt. Basierend auf den Analyseergebnissen wurde mithilfe des Zufallsfüllungsalgorithmus ein zweidimensionales mesoskopisches numerisches Modell des Treibstoffs erstellt und die Schadensentwicklung des Treibstoffs unter der biaxialen Zugbelastung auf der Grundlage des bilinearen Kohäsionsmodells numerisch simuliert. Der Zweck besteht darin, die tatsächliche mechanische Reaktion des Treibmittels im tatsächlichen Arbeitsprozess durch den Test der mechanischen Eigenschaften zu ermitteln und die Ein- und Ausgabe der mechanischen Reaktion unter den gegebenen Belastungsbedingungen zu ermitteln, um zu bewerten, ob das Treibmittelkorn unter den gegebenen Belastungsbedingungen versagt gegebenen Bedingungen, die darüber entscheiden, ob der Feststoffraketenmotor normal verwendet werden kann. Die numerische Simulation kann den Lastübertragungsprozess zwischen den Mesokomponenten und das Schadensentwicklungsgesetz des Treibstoffs aufdecken und bis zu einem gewissen Grad den Grund für die Änderung der makromechanischen Reaktion erklären. Zusammen bilden sie eine Referenz für die Bewertung der strukturellen Integrität von SRM.

In diesem Artikel wird HTPB-Verbund-Festtreibstoff als Forschungsobjekt ausgewählt. Zu seinen Komponenten gehören hauptsächlich Bindemittelmatrix, Oxidationsmittel-AP-Partikel, Metallbrennstoff-Al-Partikel und andere Additive. Das spezifische Formelverhältnis ist in Tabelle 1 aufgeführt Um den Einfluss des Produktionsprozesses auf die Testergebnisse zu berücksichtigen, werden in diesem Dokument die in derselben Charge hergestellten Teststücke für die Durchführung des Leistungstests ausgewählt.

Um den biaxialen Zugversuch mit variablem Maßstab zu realisieren, sollte die Konfiguration des Prüfstücks die folgenden Anforderungen erfüllen: (1) Die Konfiguration ist relativ einfach, der Produktionsprozess ist weniger kompliziert und die biaxiale Zugprüfung ist einfach durchzuführen Eigenschaftsprüfung nach dem Zusammenbau mit der Prüfvorrichtung und der Prüfmaschine; (2) Nach der Belastung erfolgt die Verformung gleichzeitig in beide Richtungen, die Spannung im zentralen Bereich ist gleichmäßig verteilt und der Bereich mit gleichmäßiger Verteilung ist groß; (3) Die Spannungskonzentration im nichtzentralen Bereich ist gering und der Bereich klein, und die Spannung im zentralen Bereich sollte größer sein, d. h. das Bruchversagen beginnt im zentralen Bereich. Basierend auf den oben genannten Anforderungen übernimmt dieses Papier die kreuzförmige Teststückkonfiguration und schlägt die folgenden Optimierungsindikatoren vor:

(1) Spannungskonzentrationsfaktor α: das Verhältnis der maximalen Spannung \(\sigma_{{{\text{max}}}}\) im Spannungskonzentrationsbereich des Prüfstücks zum Mittelwert \(\overline{\ Sigma }\). Je kleiner der Wert ist, desto weniger offensichtlich ist das Spannungskonzentrationsphänomen des Prüfstücks. Der Berechnungsausdruck lautet:

(2) CVs der ebenen Spannungsverteilung: werden verwendet, um die Gleichmäßigkeit des Spannungsniveaus des Teststücks im Testbereich zu charakterisieren. Je geringer die Streuung, desto höher die Einheitlichkeit und desto höher die Zuverlässigkeit der entsprechenden Testergebnisse. Der Berechnungsausdruck lautet:

In dieser Gleichung ist \(\sigma_{{\text{i}}}\) die Spannung eines einzelnen Elements, \(\overline{\sigma }\) die durchschnittliche Spannung im Testbereich und N die Anzahl der Elemente.

(3) Der Prioritätsausfallkoeffizient β: das Verhältnis der maximalen Spannung \(\sigma^{1}_{{{\text{max}}}}\) im Testbereich zur maximalen Spannung \(\sigma^ {2}_{{{\text{max}}}}\) im Nicht-Testbereich. Je größer der Wert, desto höher ist die Priorität des Prüfbereichsversagens bei biaxialer Zugbelastung des Prüflings und desto zuverlässiger sind die Versuchsergebnisse. Der Berechnungsausdruck für:

Basierend auf den oben genannten Indikatoren und Anforderungen wird durch die Berechnung und Analyse der Verformung der kreuzförmigen Teststücke mit unterschiedlichen Konfigurationen in der ABAQUS-Software festgestellt, dass die in Abb. 1 gezeigte Konfiguration die optimale Konfiguration ist. Das heißt, es wird ein kreuzförmiges Teststück mit mittlerer Ausdünnung und bogenförmiger Übergangsabschrägung verwendet. Abbildung 2 zeigt das Mises-Spannungsdiagramm des Prüfstücks bei 20 % Dehnung und biaxialer Zugbelastung. Im Berechnungsprozess übernimmt der Treibstoff das viskoelastische Materialmodell in Form der Prony-Reihe25, das Poisson-Verhältnis beträgt 0,495 und das Netz ist ein C3D8RH-Element. Aus Abb. 2 ist ersichtlich, dass die maximale Spannung im zentralen Bereich auftritt und der Spannungswert in diesem Bereich im Allgemeinen größer ist als der im nichtzentralen Bereich. Der bevorzugte Ausfallkoeffizient β beträgt 1,34, was ausreichend ist Stellen Sie sicher, dass das Teststück im mittleren Bereich zu brechen beginnt. Darüber hinaus liegt der Spannungskonzentrationskoeffizient α im zentralen Bereich nahe bei 1 und die CVs der ebenen Spannungsverteilung liegen nahe bei 0, d. h. das Spannungskonzentrationsphänomen des Prüfstücks mit dieser Konfiguration ist nicht offensichtlich und die Spannungsverteilung gleichmäßig ist hoch, was den Designanforderungen entspricht. Nachdem die Teststücke verarbeitet wurden, wurden sie zur Trocknungsbehandlung in einen Trockenofen gegeben.

Abmessungen des Prüflings.

Mises-Beanspruchung der Verformung des Teststücks.

Da es derzeit keinen Herstellungsstandard für biaxiale Zugprüfstücke gibt, haben wir uns die Meinungen der Industrieabteilungen angehört und die Gussproduktion mit der höchsten Fehlertoleranzrate übernommen. Mischen Sie zunächst gleichmäßig die in Tabelle 1 gezeigte Treibstoffformel in einer Umgebung von 58 °C im Verhältnis. Tragen Sie dann das Formtrennmittel auf die Oberfläche der individuell angepassten Form auf und gießen Sie die gemischte Treibstoffaufschlämmung in die Form. Stellen Sie die Form abschließend in eine Umgebung mit 20 °C und konstanter Temperatur und entnehmen Sie die Treibstoffprobe, nachdem die Aufschlämmung vollständig erstarrt und abgekühlt ist. Abbildung 3 zeigt die Form des Produktionsteststücks und das Teststück nach dem Verkleben des Metallblocks. Der Zweck der Verklebung des Metallblocks besteht darin, das Treibstoffteststück auf der Vorrichtung zu installieren. Nach der Bearbeitung sind die Prüfkörper zum Trocknen in den Trockenofen zu legen.

Treibstoffformen und Teststücke.

Derzeit werden die üblicherweise verwendeten Zugprüfmaschinen für universelle Materialien im Allgemeinen unidirektional angetrieben und belastet und können nur eine einachsige Spannung erreichen, während die zweiachsigen Zugprüfmaschinen teuer sind und bestimmte Einschränkungen aufweisen und tendenziell nur zweiachsige Zugversuche durchführen können zu niedrigeren Tarifen. Um die Universalität dieses Teststücks zu verbessern und die Durchführung späterer Tests mit höheren Dehnungsraten einfacher zu machen, werden in diesem Artikel die Vor- und Nachteile der vorhandenen biaxialen Dehnklemmen vom Typ Scharnier Typ26, Schiebertyp27, Hebeltyp28 und Riemenscheibentyp29 berücksichtigt Es wird eine spezielle zweiachsige Zugprüfvorrichtung gemäß Abb. 4 entwickelt. Darunter sind die obere Führungsschiene 5 und die untere Führungsschiene 1 durch die Führungsstange 2 verbunden, die untere Führungsschiene 1 ist mit einer Nut versehen, der Schieber 4 kann frei auf der Nut gleiten und der Schieber besteht aus a Verbindungsblock und einem Gleitblock. Der Festtreibstoff-Prüfling wird über Stifte mit dem Verbindungsblockteil verbunden und die vorgespannte Gewindestange durchgreift die Gewindedurchgangslöcher am Verbindungsblockteil und am Gleitblockteil und fixiert ihn. Das Drahtseil verläuft nacheinander durch das Vorspann-Gewindeloch 9 der oberen Führungsschiene, die Riemenscheibe 3 und das Vorspann-Gewindeloch 10 des Schiebers und wird an beiden Enden der Teile 9 und 10 befestigt, um das zu realisieren Übertragung der Zuglast. Mit dieser Vorrichtung kann die einachsige Zugbelastung, die auf das obere und untere Spannfutter wirkt, über eine unterschiedliche Anzahl von Riemenscheiben (dargestellt in Abb. 5) in zweiachsige Zugbelastungen unterschiedlicher Proportionen umgewandelt werden, so dass der in Abb. 1 dargestellte Treibladungsprüfkörper durchläuft biaxiale Zugverformung. Abbildung 6 ist das physikalische Diagramm des Zusammenbaus des Prüfstücks und der Prüfvorrichtung bei biaxialer Streckung bei einem Belastungsverhältnis von 1:4.

Prüfvorrichtung (1-untere Schiene; 2-Führungsstange; 3-Riemenscheibe; 4-Schieber; 5-obere Schiene; 6-Klemme; 7-Stützstangen-Verbindungsgewindeloch; 8-untere Schienen-Vorspannungs-Gewindebohrung; 9-Vorspannungs-Gewindeloch Loch in der oberen Führungsschiene; vorinstalliertes Gewindeloch für 10 Gleiter).

Variables Proportionsschema basierend auf der Riemenscheibenkombination.

Montagediagramm von Treibstoffteststück und Testvorrichtung unter 1:4-Belastung.

Für den Test wird die universelle Materialzugprüfmaschine SZL-100 des Changchun Institute of Mechanical Sciences verwendet. Das Gerät ist mit einem Kraftsensor und einem Wegsensor in Belastungsrichtung ausgestattet, die Kraft und Weg synchron in Echtzeit messen können. Die maximale Zuggeschwindigkeit in einer Richtung beträgt 500 mm/min und es kann eine maximale Belastung von 100 KN erreicht werden, was den für den Test geforderten Bedingungen entspricht. Auf der Prüfmaschine wurden biaxiale zugmechanische Eigenschaftentests bei Raumtemperatur mit unterschiedlichen Dehnungsgeschwindigkeiten (0,01, 0,05, 0,2 s−1) und unterschiedlichen Belastungsverhältnissen (1:1, 1:2, 1:4) und der entsprechenden Belastung durchgeführt Die Geschwindigkeit ist in Tabelle 2 dargestellt. Während des Belastungsprozesses des Tests werden die entsprechende Belastungsverschiebung und der Belastungswert von der Software der Prüfmaschine aufgezeichnet. Um die Zuverlässigkeit der Testergebnisse zu verbessern, wurden unter jeder Versuchsbedingung 5 Gruppen wiederholter Experimente durchgeführt, und die Ergebnisse der nachfolgenden Experimente waren der Mittelwert der 5 Datengruppen.

Im Gegensatz zu einachsigen Zugproben weisen biaxiale Zugproben eine komplexe Konfiguration und einen besonderen Spannungszustand auf, sodass es schwierig ist, ihre Spannung und Dehnung direkt zu berechnen. Unter Bezugnahme auf die Methode in den Referenzen13,30 verwendet dieser Artikel daher die Finite-Elemente-Berechnung mit elastischer kleiner Verformung, um die Übertragungsfunktion zwischen der Spannung/Dehnung im zentralen Bereich der kreuzförmigen Probe und der Kraft/Verschiebung am Wandende zu bestimmen. um die Spannung und Dehnung im zentralen Bereich der Probe abzuschätzen.

Abbildung 7 ist das schematische Diagramm der Spannungs- und Dehnungsberechnung des Prüfstücks. Da das Wandende mit dem formgleichen Metallblock verklebt ist, bleibt die Fläche S des Wandendes beim Streckvorgang unverändert. Fi und Ui können vom Sensor der Prüfmaschine berechnet werden, und die Spannung und Dehnung in der Mitte des Prüfstücks können mit der folgenden Formel ermittelt werden:

Dabei sind Lσ und Lε die durch die Finite-Elemente-Lösung bestimmten Übertragungsfunktionen, die aus Dehnungs- und Spannungswerten in der Mitte der Probe und den Werten am Endabschnitt durch Minimierung des Abstands der kleinsten Quadrate berechnet werden. Um die Genauigkeit dieser Methode zu überprüfen, verwendet dieser Artikel außerdem die digitale Bildkorrelation (DIC)31,32, um den Verformungsprozess der Probe zu überprüfen. Sprühen Sie zunächst gleichmäßig weiße Farbe auf die Oberfläche der Treibladungsprobe, machen Sie dann zufällige Sprenkel mit schwarzer Farbe und befestigen Sie die Treibladung an der Vorrichtung, nachdem sie vollständig an der Luft getrocknet ist. Zweitens wird eine Hochgeschwindigkeitskamera mit fester Position verwendet, um den Zugvorgang der Probe zu erfassen, und die aufgenommenen Bilder werden Bild für Bild gesammelt und verarbeitet; Schließlich wird das Matlab-Programm verwendet, um das Dehnungsfeld der gesammelten Bilder zu erhalten. Abbildung 8 zeigt das Dehnungsnephogramm, das mit der DIC-Methode während der Verformung des Treibmittels erhalten wurde. Nach dem Vergleich beträgt die Abweichung zwischen der DIC-Methode und dem Ergebnis der Übertragungsfunktionsberechnung weniger als 10 %, was die Machbarkeit der Übertragungsfunktionsberechnungsmethode bestätigt.

Schematische Darstellung der Spannungs- und Dehnungsberechnung (Fi, Ui, S sind die Kraft, Verschiebung bzw. Fläche des Wandendes der Probe; Li ist der Abstand vom Wandende zur Mitte der Probe; σi und εi sind die Spannung bzw. Dehnung im zentralen Bereich der Probe).

Stammnephogramm, erhalten durch die DIC-Methode.

Durch das Aufnehmen von Fotos des Zugversagensvorgangs des Prüfstücks unter biaxialer 1:1-Belastung wurde festgestellt, dass die kreisförmige Fläche im zentralen Bereich des Prüfstücks zu Beginn des Zugvorgangs und bei Verformung des Prüfstücks allmählich zunimmt Bis zu einem gewissen Grad treten im zentralen Bereich des Prüfstücks nach und nach einige kleine Risse auf. Mit zunehmender Zugspannung nehmen die kleinen Risse im zentralen Bereich des Prüfstücks allmählich zu und bilden Löcher, die sich zu großen Rissen verbinden. Anschließend dehnen sich diese Risse weiter in Richtung der Ecken der Prüflingsschenkel aus, bis sie sich durch den gesamten Prüfling ziehen, wie in Abb. 9 dargestellt. Die Zugbelastung auf die Prüflingsschenkel bildet in der Mitte eine resultierende Kraft Bereich des Prüfstücks, d. h. die Zugbelastung an den angrenzenden Enden kombiniert eine größere Last, die in Richtung der Schenkelfase zeigt, so dass das Prüfstück entlang der Richtung der vier Schenkelfasen bricht. Gleichzeitig ist der zentrale Bereich des Prüfstücks der dünnste Teil des gesamten Prüfstücks, während die Verbindung der vier Schenkel des Prüfstücks relativ dick ist. Daher erfolgt die Rissbildung im Prüfstück im Verhältnis dazu zentralen Bereich des Prüflings. Das Testphänomen stimmt mit den Testerwartungen überein, d. h. der erste Ort, an dem das Teststück beschädigt wird, ist der zentrale effektive Bereich des Teststücks, der die Anforderungen für die Gestaltung und Vorbereitung des kreuzförmigen Teststücks erfüllt.

Versagensprozess einer Treibstoffprobe.

Darüber hinaus lässt sich anhand der Konfiguration des Prüflings und der Belastungsmethode leicht erkennen, dass die Belastung umso geringer ist, je näher der zentrale Bereich des Prüflings liegt. Allerdings wird der Treibstoff in Abb. 9 von der Mitte aus zerstört und versagt, was darauf hindeutet, dass der Treibstoff bei biaxialer Zugbelastung häufig versagt, weil er die maximale Zugfestigkeit und nicht die maximale Dehnung erreicht. Auch die anschließenden biaxialen Zugversuche mit unterschiedlichen Belastungsverhältnissen bestätigten diesen Punkt.

Abbildung 10 ist die Spannungs-Dehnungs-Kurve des HTPB-Treibmittels, die unter den Testbedingungen erhalten wurde. Zum Vergleich ist auch die einachsige Zugspannungs-Dehnungs-Kurve des Treibstoffs unter der entsprechenden Belastungstemperatur und Dehnungsrate angegeben, wie in Abb. 10 (d) dargestellt. Aus Abb. 10 ist ersichtlich, dass die Spannung-Dehnung des HTPB-Treibmittels bei biaxialer Zugbelastung mit variablem Verhältnis die folgenden Eigenschaften aufweist.

1. Biaxiale Streckkurven und uniaxiale Streckkurven weisen hinsichtlich der Kurveneigenschaften ähnliche Eigenschaften auf und beide zeigen eine typische Dreisegmentkurve. Das anfängliche lineare Segment erscheint zuerst. Zu diesem Zeitpunkt wurde das Treibmittel zu Beginn der Belastung nicht beschädigt und zeigt die Eigenschaften eines linearen elastischen Materials, dh die Spannung ändert sich linear mit der Belastung. Dann gibt es eine Schadensentwicklungsperiode. Zu diesem Zeitpunkt beginnt der Treibstoff beschädigt zu werden und der Schaden beginnt sich mit zunehmender Belastung anzuhäufen, was zeigt, dass die Belastungsänderung mit zunehmender Belastung tendenziell sanft verläuft.; Schließlich gibt es einen Versagensabschnitt, der Treibstoff beginnt deutliche Risse zu bekommen, die Risse dehnen sich weiter aus, bis sie brechen, wenn die Belastung zunimmt, und auch die Spannung beginnt abzunehmen.

2. Unter den gleichen Belastungsbedingungen ist die maximale Dehnung des Treibstoffs unter biaxialer Spannung deutlich geringer als die unter einachsiger Spannung, die im Allgemeinen 45–85 % derjenigen unter einachsiger Spannung beträgt, und wird erheblich vom Spannungszustand und der Belastungsrate beeinflusst. Die maximale Dehnung unter einer biaxialen Zugbelastung von 1:2 beträgt nur 45 % derjenigen unter einachsiger Zugbelastung, was den Forschungsergebnissen ähnelt, die Wang durch einen Streifentest erhalten hat.8,33 Dies ist hauptsächlich auf die Asymmetrie der biaxialen Belastung zurückzuführen Es kommt sehr leicht zu starken Verformungen einiger Teile und zum Ausfall, was zu einem deutlichen Rückgang der Gesamtdehnung des Treibstoffs führt. Unter der biaxialen Zugbelastung von 1:4 hat sich die Dehnung des Treibmittels jedoch offensichtlich erholt, was auf den großen Unterschied zwischen den Belastungsverhältnissen der beiden Richtungen zurückzuführen ist, was dazu führt, dass die Hauptdehnungsrichtung nicht offensichtlich durch die Dehnung eingeschränkt wird in eine andere Richtung, und die makromolekulare Kette kann leicht in eine bestimmte Richtung gleiten. Daher ist es nicht schwer zu spekulieren, dass sich die Dehnung mit zunehmendem Anteil der biaxialen Zugbelastung in beide Richtungen weiterhin der einachsigen Spannung annähern wird. Darüber hinaus nimmt mit zunehmender Ladegeschwindigkeit auch die maximale Dehnung des Treibstoffs unter verschiedenen Spannungszuständen zu. Dies kann daran liegen, dass die höhere Beladungsrate den Schadensgrad des Treibstoffs bei Beschädigung verringert und der Grad der Dehydrierung der inneren Partikel geringer ist, was zu einer besseren Duktilität des Treibstoffs führt34.

3. Unter den gleichen Belastungsbedingungen ist die maximale Zugfestigkeit des Treibstoffs bei biaxialer Spannung etwas höher als bei einachsiger Spannung und ihr Verhältnis liegt zwischen 1,0 und 1,1. Dies weist darauf hin, dass die biaxiale Spannung einen verstärkenden Effekt auf die Festigkeit des Treibmittels hat, was den Ergebnissen der von Wang und Zhang Lihua durchgeführten biaxialen Zugfestigkeitsforschung ähnelt8,35. Es ist nicht schwer, diese Regel aus der Perspektive der makromolekularen Mechanik zu erklären: Die makromolekularen Ketten im Treibmittelpolymer werden unter biaxialer Zugbelastung in zwei Richtungen gezwungen, im Gegensatz zum Gleiten zwischen den Molekülketten entlang einer Richtung unter einachsiger Belastung, was dazu führt geringere Dehnung des Treibstoffs unter biaxialer Belastung und eine höhere Belastung zur Beschädigung erforderlich. Darüber hinaus steigt, ähnlich wie die maximale Dehnung, auch die maximale Zugfestigkeit des Treibsatzes mit zunehmender Dehnungsrate, was auch durch die Schlussfolgerung in der Literatur erklärt werden kann34. Die Stärke und Regelmäßigkeit des Treibstoffs unter verschiedenen Belastungszuständen ändert sich jedoch offensichtlich nicht, was in zukünftigen Forschungen weiter erörtert werden muss.

Zugspannungs-Dehnungs-Kurven von HTPB-Treibstoff bei unterschiedlichen Dehnungsraten und unterschiedlichen Spannungszuständen bei Raumtemperatur.

Da es sich um ein hochenergetisches viskoelastisches Verbundmaterial handelt, müssen zusammengesetzte Festtreibstoffe mit einem hohen Volumenanteil an Feststoffpartikeln gefüllt sein, um gute ballistische mechanische Eigenschaften und Speicherleistung zu erzielen. Allerdings ist die Grenzfläche zwischen den Feststoffpartikeln und der Matrix häufig der Schwachpunkt der Tragfähigkeit des Treibstoffs. Eine Studie36 wies darauf hin, dass die Festigkeit zwischen der Zweiphasengrenzfläche maßgeblich die mechanischen Eigenschaften des Treibstoffs bestimmt. Die Nichtlinearität der Verformung des Feststofftreibstoffs ergibt sich aus dem Grenzflächenversagen (d. h. Entnetzung) zwischen den festen Füllpartikeln im Inneren und der Matrix37, und der kritische Punkt der Spannungs-Dehnungs-Kurve wird als Entnetzungspunkt definiert. Referenz 38 in diesem Artikel definiert den Entnetzungspunkt von HTPB-Treibstoff unter verschiedenen Belastungsbedingungen direkt aus der Spannungs-Dehnungs-Kurve basierend auf der in Abb. 11 gezeigten Methode. Die kritischen Spannungs- und Dehnungsergebnisse am Entnetzungspunkt sind in Abb. 12 dargestellt.

Bestimmungsmethode des Entnetzungspunktes.

Variationskurven der kritischen Spannung und Dehnung des HTPB-Treibmittels am Entnetzungspunkt unter verschiedenen Belastungsbedingungen bei Raumtemperatur.

Aus Abb. 12 ist ersichtlich, dass das Variationsgesetz der Dehnung am Entnetzungspunkt unter verschiedenen Belastungsbedingungen dem der maximalen Dehnung ähnelt. Die Dehnung am Entnetzungspunkt ist beim uniaxialen Strecken am höchsten, gefolgt von einer biaxialen Zugbelastung von 1:4 und schließlich bei einer biaxialen Zugbelastung von 1:2, was darauf hindeutet, dass das Treibmittel bei biaxialer Zugbelastung eher zur Entnetzung neigt als bei uniaxialer Zugbelastung . Mit zunehmender Dehnungsrate nimmt die Dehnung am anfänglichen Entnetzungspunkt des Treibstoffs ab, aber die Festigkeit nimmt zu, der Entnetzungspunkt verschiebt sich mit zunehmender Dehnungsrate nach vorne und oben, und es ist wahrscheinlicher, dass eine Entnetzung auftritt. Dies liegt vor allem daran, dass der Treibstoff bei Erreichen der gleichen Verformung einer größeren Belastung unter hoher Belastungsgeschwindigkeit ausgesetzt wird, so dass die Grenzfläche zwischen den Partikeln und der Matrix mit größerer Wahrscheinlichkeit die kritische Festigkeit erreicht und beschädigt wird, und zwar mit größerer Wahrscheinlichkeit Auch die Entnetzung erfolgt schneller, was das Entnetzungsgeschehen zusätzlich begünstigt.

Das Variationsgesetz der kritischen Spannung und Dehnung am oben genannten Entfeuchtungspunkt steht in engem Zusammenhang mit der Schadensentwicklung der Mesostruktur des HTPB-Treibmittels unter verschiedenen Belastungsbedingungen. Allerdings ist es derzeit schwierig, den Beobachtungstest der Schadensentwicklung von Festtreibstoff unter biaxialer Belastung durchzuführen. Daher werden in diesem Artikel die relevanten Diskussionen und Analysen anhand der Mesosimulationsberechnung durchgeführt.

Um ein realistischeres Treibstoff-Mesomodell zu erstellen, ist es zunächst notwendig, die reale Treibstoff-Mesostruktur zu ermitteln. In dieser Arbeit wurde das HTPB-Treibmittel mit dem Skyscan 1172 Micro-CT-Gerät gescannt und eine Fläche von 1000*1000 μm2 für die Rekonstruktion ausgewählt. Die Rekonstruktionsergebnisse sind in Abb. 13 dargestellt. Da Substanzen mit unterschiedlichen Dichten unterschiedliche Fähigkeiten zur Absorption von Röntgenstrahlen haben, werden im rekonstruierten Bild unterschiedliche Graustufenwerte angezeigt. Je dichter die Struktur, desto stärker ist die Absorption der Röntgenstrahlung, was zu einem größeren Grauwert und einem helleren Bild im rekonstruierten Bild führt. Daher können die mesoskopischen Komponenten des HTPB-Treibmittels in der Abbildung leicht unterschieden werden. Daher können die mesoskopischen Komponenten des HTPB-Treibmittels aus der Abbildung leicht unterschieden werden: Die hellste Struktur sind Al-Partikel, gefolgt von AP-Partikeln und schließlich der Matrix. Aus der Abbildung ist ersichtlich, dass die Form der AP-Partikel meist einem Kreis oder einer Ellipse nahe kommt, die Matrix mit hoher Dichte ausfüllt und eine große Größenspanne aufweist. Die Anzahl der großen AP-Partikel ist jedoch gering, die Form der Al-Partikel ist annähernd kreisförmig und ihre Größe ist viel kleiner als die der AP-Partikel und ist zwischen den AP-Partikeln gefüllt.

Echte Mesomorphologie des HTPB-Treibmittels.

Zweitens ist es notwendig, mithilfe von Bildverarbeitungsmethoden die Treibstoff-Mesostruktur im rekonstruierten Bereich zu analysieren, was hauptsächlich die Größe, Anzahl und den Flächenanteil der AP-Partikel umfasst. Die Idee, die Bildverarbeitungsmethode zur Analyse der rekonstruierten HTPB-Treibstoff-Mesomorphologie zu verwenden, ist wie folgt: Segmentieren Sie den durch die AP-Partikel dargestellten Bereich entsprechend den verschiedenen Grauwerten und legen Sie dann einen Referenzmaßstab für das Bild fest, um die Größe, Menge und Größe zu bestimmen Flächenverhältnis der AP-Partikel. Laut Analyse beträgt die Anzahl der AP-Partikel im ausgewählten Bereich 44, der Flächenanteil aller AP-Partikel beträgt 53 %. Die Größe der AP-Partikel liegt meist zwischen 100 μm und 200 μm, es gibt jedoch auch eine kleine Anzahl größerer AP-Partikel, deren Größe größer als 300 μm ist.

Referenz39 zeigt, dass die Bindungsstärke zwischen festen Füllstoffpartikeln und der Matrix umgekehrt proportional zur Partikelgröße ist. Da die Partikelgröße von Al-Partikeln viel kleiner ist als die von AP-Partikeln, erfolgt die Entnetzung normalerweise nur an der Bindungsgrenzfläche zwischen AP-Partikeln und dem Substrat. Aus diesem Grund wurde bei der Durchführung mesoskopischer Finite-Elemente-Berechnungen die Mori-Tanaka-Methode zur Äquivalenz von Al-Partikeln in das Matrixmaterial verwendet. Anschließend wurde auf der Grundlage der in Tabelle 3 statistisch erhaltenen AP-Partikelabstufung und des Flächenverhältnisses ein Zufallsfüllalgorithmus verwendet, um das Mesopartikelfüllmodell des HTPB-Treibmittels zu generieren, wie in Abb. 14 dargestellt. Darunter die Größe des repräsentativen Volumens Die Einheit entspricht der Größe des im Experiment ausgewählten Beobachtungsbereichs, also 1000 * 1000 μm2. Verschiedene Farben in der Abbildung stellen AP-Partikel unterschiedlicher Partikelgröße dar, und das Flächenverhältnis der AP-Partikel beträgt 53 %. Der Vergleich zwischen der Abstufung der AP-Partikel im gebauten Modell und dem tatsächlichen statistischen Wert ist in Tabelle 3 dargestellt. Durch den Vergleich kann festgestellt werden, dass das gebaute Modell gut mit der tatsächlichen mesoskopischen Struktur des Treibstoffs übereinstimmt.

Gefülltes geometrisches Modelldiagramm im Mesomaßstab.

Das Cohesive Zone Model (CZM) wurde erstmals zur Untersuchung des Bruchproblems spröder Materialien verwendet20,40. Die Grundidee besteht darin, die Grenzfläche im Material als eine Bindungseinheit mit einer bestimmten Bindungsstärke zu betrachten, die die mechanische Reaktion der Grenzfläche beschreibt, indem sie den Zusammenhang zwischen der Zugkraft und der Verschiebung am Element definiert. Aufgrund seiner einfachen Form wird das bilineare Kohäsionsmodell häufig in der numerischen Simulation des mechanischen Verhaltens der Bindungsschnittstelle verwendet. Das typische bilineare Kohäsionsmodell ist in Abb. 15 dargestellt.

Kohäsionsmodell.

Die Theorie des bilinearen Kohäsionsmodells geht davon aus, dass die Grenzfläche innerhalb eines kleinen Verformungsbereichs nicht beschädigt wird und die Grenzflächenspannung in einem linearen Zusammenhang mit der Öffnungsverschiebung steht. Wenn die Öffnungsverschiebung der Grenzfläche allmählich auf einen kritischen Wert \(\delta^{0}\) ansteigt, erreicht die Grenzflächenspannung den Maximalwert und es kommt zu Schäden an der Grenzfläche, und dann nimmt die Grenzflächenspannung mit zunehmendem Wert ab Öffnungsverschiebung, bis sie die maximale Öffnungsverschiebung \(\delta^{f}\) erreicht, auf ungültig. Das vom bilinearen Kohäsionsmodell erfüllte Traktions-Trennungs-Gesetz wird ausgedrückt als:

wobei \(\sigma\) und \(\tau\) die Normal- bzw. Tangentialspannungen der Grenzfläche sind; kn und kt sind die normale bzw. tangentiale Steifigkeit der Grenzfläche; \(\delta_{n}\) und \(\delta_{t}\) sind die normale bzw. tangentiale Öffnungsverschiebung der Grenzfläche. D ist die Schadensvariable, anhand derer beurteilt wird, ob die Schnittstelle beschädigt ist. Wenn D < 0, liegt kein Schaden an der Schnittstelle vor, wenn 0 < D < 1, ist die Schnittstelle beschädigt, wenn D = 1, erreicht der Schadenswert der Schnittstelle den Maximalwert und es tritt ein Bruch auf, D kann durch definiert werden folgenden Ausdruck:

Da der Modul von AP-Partikeln viel größer ist als der der Matrix, wird das elastische Stoffmodell zur Beschreibung der Verformungseigenschaften von AP-Partikeln verwendet. Der gemessene Modul von AP-Partikeln beträgt 32.500 MPa und die Poissonzahl beträgt 0,143. Zweitens weist das Matrixmaterial in der Regel hyperelastische Eigenschaften auf. Daher verwendet die Referenz41 das Ogden-basierte hyperelastische Modell zur Beschreibung, und die Modellparameter sind in Tabelle 4 aufgeführt. Schließlich wird das Versagen der Grenzfläche zwischen den festen Füllstoffpartikeln und der Matrix sowie das Reißversagen der Matrix während des Zugs widergespiegelt Beim Laden werden durch Schreiben eines Python-Skriptprogramms die Kohäsionselemente mit Nulldicke zwischen der Schnittstelle und dem Matrixelement in diesem Artikel eingefügt und das bilineare Kohäsionsmodell ausgewählt. In dieser Arbeit werden die Anfangssteifigkeit, die Bindungsstärke und die Versagensverschiebung des Kohäsionskraftmodells durch Inversion auf der Grundlage der Hook-Jeeves-Methode42 bestimmt. Der spezifische Schrittablauf ist in Abb. 16 dargestellt. Legen Sie zunächst den geschätzten Parameter des Bindungsschnittstellenmodells fest und verwenden Sie diesen Parameter für die Simulationsberechnung, um einen Satz Simulationsspannungs-Dehnungskurven zu erhalten. Vergleichen Sie dann die Testspannungs-Dehnungskurve mit der Simulationsspannungs-Dehnungskurve und erstellen Sie die Zielfunktion R \* MERGEFORMAT 43. Legen Sie schließlich die Fehlergrenze r fest. Wenn die Zielfunktion R > r ist, verwenden Sie den Hook-Jeeves-Inversionsalgorithmus, um die zurückzusetzen neue Vorhersageparameter, bis die Zielfunktion R ≤ r ist.

Inversionsprogramm des Parameters von CZM.

Im Berechnungsprozess werden die sekundäre Nennspannung und die Versagensverschiebung als Kriterien für die Schädigungsinitiierung und -entwicklung des Grenzflächenverbindungselements verwendet. In diesem Artikel werden in der Simulationsberechnung zwei Kohäsionskraftmodelle verwendet, eines ist das Bruchmodell der Bindungsschnittstelle zwischen AP-Partikeln und der Matrix und das andere ist das Bruchmodell der Bindungsschnittstelle zwischen benachbarten Matrixelementen werden durch den Hook-Jeeves-Inversionsalgorithmus erhalten. Die spezifischen Parameter sind in Tabelle 5 aufgeführt.

Das AP-Partikelnetz übernimmt das Ebenendehnungselement CPE4 mit vier Knoten. Da das Poisson-Verhältnis des Treibstoffmatrixmaterials sehr hoch ist, wird das Vier-Knoten-Plane-Dehnungs-Hybridelement CPE4H verwendet, um es zu vernetzen. Das Ebenenbindungselement COH2D4 mit vier Knoten wird als kohensiver Elementtyp verwendet, um das Aufreißen der AP-Partikel/Matrix-Grenzfläche und der Matrix zu charakterisieren. Darüber hinaus muss an der Schnittstelle eine Kontaktbeschränkung der Straffunktion definiert werden, um ein gegenseitiges Eindringen zwischen Elementen zu verhindern. Um die biaxiale Zuglast zu simulieren, wird die normale Verschiebungslast gleichzeitig auf die Knoten auf den beiden benachbarten Seiten und die normalen Verschiebungs- und Rotationsbeschränkungen auf die Knoten auf den anderen beiden Seiten angewendet. Die Anwendung der Randbedingungen ist in Abb. 17 dargestellt. Bei der Simulation einer einachsigen Zuglast muss lediglich die seitliche Verschiebungslast auf der Grundlage ersterer aufgehoben werden.

Vernetzung und Randbedingungen der biaxialen Streckung.

Um den Schadensentwicklungsprozess von Treibmitteln unter verschiedenen Spannungszuständen zu vergleichen, werden die Berechnungsergebnisse unter verschiedenen Belastungsbedingungen unter einer Belastung mit einer Dehnungsrate von 0,05 s−1 für die Analyse ausgewählt, und das Spannungsnephogramm ist in Abb. 18 dargestellt. Es ist zu sehen Aus der Berechnung ergibt sich, dass der Bruchprozess des Treibstoffs ebenfalls in drei Phasen unterteilt werden kann, entsprechend der anfänglichen linearen Phase, der Schadensentwicklungsphase bzw. der Bruchversagensphase der Spannungs-Dehnungs-Kurve. Im Anfangsstadium der Dehnung ist die innere Spannungsverteilung des Treibmittels aufgrund des großen Unterschieds in der Steifigkeit zwischen den AP-Partikeln und der Matrix äußerst ungleichmäßig und die AP-Partikel tragen den größten Teil der Last. Zu diesem Zeitpunkt ist das Treibmittel nicht beschädigt und die Spannung ändert sich linear mit der Dehnung. Mit der kontinuierlichen Belastung der Ladung beginnt das Entnetzungsphänomen aufzutreten, und der anfängliche Entnetzungspunkt ist bei verschiedenen Spannungszuständen unterschiedlich, tritt jedoch im Allgemeinen an der Grenzfläche zwischen den großen AP-Partikeln und der Matrix auf; Im Stadium der Schadensentwicklung wird auch der größere Spannungspunkt der Matrix sofort aufgerissen und zusammen mit den durch die Entnetzung entstehenden Poren konvergiert diese kontinuierlich zu Rissen. Das Auftreten von Rissen verändert die Spannungsverteilung der Mikrostruktur des Treibmittels erheblich und die Spitze des Risses wird zum Hauptbereich der Spannungskonzentration, was die Ausbreitung des Risses beschleunigt. Mit der kontinuierlichen Ausdehnung von Rissen wird die Spannung allmählich differenziert und die Belastung der Partikel wird allmählich auf die Matrix übertragen. Bei kontinuierlicher Belastung beginnt sich der Riss in eine bestimmte Richtung auszudehnen. Bei einer biaxialen Zugbelastung von 1:1 dehnt sich der Riss in diagonaler Richtung aus, während sich der Riss bei nicht gleichproportionaler biaxialer Zugbelastung in der Richtung senkrecht zur resultierenden Kraft ausdehnt. Im Bruchstadium schließlich verliert der Treibstoff durch die Bildung von Durchbruchsrissen seine Tragfähigkeit, was zum völligen Versagen führt. Im Vergleich zum uniaxialen Strecken nahm die Dehnung unter biaxialer Zugbelastung deutlich ab und der Entnetzungspunkt verschob sich deutlich nach vorne, wobei die maximale Dehnung und die Entnetzungspunktdehnung unter biaxialer Zugbelastung von 1:2 am deutlichsten abnahmen, nämlich um etwa 50 % bzw. 66 % unter einachsiger Spannung, was der Schlussfolgerung des Tests der mechanischen Eigenschaften ähnelt.

Spannungsnephogramme der Schadensentwicklung unter verschiedenen Belastungsbedingungen unter einer Belastung mit einer Dehnungsrate von 0,05 s−1 (I-Anfängliches lineares Stadium, II-Start-Entnetzungspunkt, III-Schadensentwicklungsstadium, IV-Bruchversagensstadium; a-Einachsige Spannung, b- 1:1 biaxiale Spannung, c-1:2 biaxiale Spannung, d-1: 4 biaxiale Dehnung).

Um den Schadensentwicklungsprozess des Treibstoffs unter verschiedenen Dehnungsraten zu vergleichen, werden die Spannungsnephogramme unter biaxialer 1:2-Belastung und wenn die Dehnung 8 % und 25 % erreicht, für die Analyse ausgewählt. Die Ergebnisse sind in Abb. 19 dargestellt. Es ist deutlich zu erkennen, dass der Schadensgrad des Treibmittels bei gleicher Dehnung bei unterschiedlichen Dehnungsratenbelastungen stark variiert. Wenn die Dehnung 8 % erreicht, befindet sich das Treibmittel immer noch im anfänglichen linearen Stadium ohne Entnetzung unter der Belastung mit einer Dehnungsrate von 0,01 s−1, während unter der Belastung mit einer Dehnungsrate von 0,05 s−1 eine Partikelentnetzung auftritt, wenn die Dehnungsrate beträgt weiter erhöht auf Bei 0,2 s−1 trat ein größerer Bereich der Entnetzung auf, was darauf hindeutet, dass eine Entnetzung bei Belastung mit hoher Dehnungsgeschwindigkeit wahrscheinlicher auftrat. Dies steht im Einklang mit der experimentellen Schlussfolgerung der makroskopischen mechanischen Eigenschaften. Wenn die Dehnung jedoch 25 % erreicht, ist der Grad der Partikelentnetzung und des Matrixbruchs des Treibmittels bei niedriger Dehnungsrate höher. Dies liegt daran, dass die Belastungszeit der hohen Dehnungsrate sehr kurz ist, sodass die Grenzfläche zwischen den AP-Partikeln und dem Substrat aufgrund der konzentrierten Spannung an der Rissspitze bricht, bevor sie entnetzt werden kann, was zu einem geringen Entnetzungsgrad führt ist der Hauptgrund für die besseren mechanischen Eigenschaften des Treibstoffs unter hoher Belastung mit Dehnungsraten im Experiment mit makroskopischen mechanischen Eigenschaften.

Spannungsnephogramme unterschiedlicher Dehnungsraten bei 8 % und 25 % Dehnung unter biaxialer Zugbelastung von 1:2.

In dieser Arbeit wird das biaxiale Streckexperiment eines zusammengesetzten Festtreibstoffs mit variablem Anteil zum ersten Mal durch die selbst entworfene biaxiale Zugvorrichtung und das Teststück realisiert und die Geschwindigkeitsabhängigkeit und Spannungszustandsabhängigkeit der mechanischen Eigenschaften des HTPB-Treibstoffs analysiert durch die experimentellen Ergebnisse und analysierte dann den Schadensentwicklungsprozess des Treibstoffs unter verschiedenen Dehnungsraten und Belastungsbedingungen basierend auf der ABAQUS-Simulationssoftware und verglich die Ergebnisse mit der traditionellen einachsigen Zugmethode. Die Ergebnisse zeigen Folgendes:

(1) Im Vergleich zur einachsigen Zugbelastung wird die maximale Zugfestigkeit des Treibmittels bei biaxialer Zugbelastung leicht verbessert, das maximale Festigkeitsverhältnis der beiden beträgt 1,0 ~ 1,1, aber die maximale Dehnung nimmt deutlich ab, was im Allgemeinen 45–85 beträgt % der uniaxialen Streckung. Unter diesen nahmen die mechanischen Eigenschaften des Treibmittels unter einer biaxialen Zugbelastung von 1:2 am deutlichsten ab. Mit der kontinuierlichen Erhöhung des Beladungsverhältnisses würden sich die mechanischen Eigenschaften des Treibstoffs unter biaxialer Belastung allmählich der uniaxialen Streckung annähern.

(2) Die Auswirkung der Dehnungsgeschwindigkeit auf die mechanischen Eigenschaften des Treibstoffs unter biaxialer Zugbelastung ist ähnlich wie bei uniaxialer Streckung. Mit zunehmender Dehnungsgeschwindigkeit nehmen die maximale Zugfestigkeit und die maximale Dehnung zu.

Der Entnetzungspunkt verschiebt sich nach vorne. Das Gesetz der Spannungs-Dehnungs-Kurve ähnelt auch dem der einachsigen Dehnung, die in ein anfängliches lineares Segment, ein Schadensentwicklungsstadium und ein Bruchstadium unterteilt werden kann.

(3) Die Berechnungsergebnisse zeigen, dass der Treibstoff in verschiedenen Stadien des gesamten Versagensprozesses unterschiedliche Spannungsverteilungen aufweist. Im anfänglichen linearen Stadium tragen die AP-Partikel die meiste Last und die Matrix ist im Wesentlichen unbelastet; In der Schadensentwicklungsphase beginnt sich die Spannung aufgrund der Partikelentnetzung und des Matrixbruchs allmählich zu differenzieren, die Belastung der AP-Partikel wird allmählich auf die Matrix übertragen und die Rissspitze wird zum Spannungskonzentrationsbereich und fördert die Rissausbreitung in die entsprechende Richtung senkrecht zur resultierenden Kraft. Der Treibstoff entnetzt sich bei hoher Belastung leichter, der Grad der Entnetzung ist jedoch geringer, wenn die gleiche Belastung erreicht wird.

Die Daten, die die Ergebnisse dieser Studie stützen, sind auf begründete Anfrage beim entsprechenden Autor erhältlich.

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Die Autoren bedanken sich für die finanzielle Unterstützung des National Natural Funds in China (Nr. 11772352 und Nr. 22205259), des Wissenschaftsprojekts der Provinz Shaanxi (Nr. 20190504 und Nr. 2020JQ-486) und des wissenschaftlichen und technologischen Schlüsselprojekts Henan Provinz (Nr. 222102230048).

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Qizhou Wang, Guang Wang, Zhejun Wang, Hongfu Qiang, Xueren Wang und Shiqi Li

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Zhaojun Zhu

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QW hat den Hauptinhalt dieses Artikels geschrieben und konzipiert. GW, ZW, HQ und XW haben den Artikel überprüft und geändert. SL und ZZ haben die Bilder des Artikels bearbeitet.

Korrespondenz mit Zhejiang Wang.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Wang, Q., Wang, G., Wang, Z. et al. Biaxialer Zugversuch und numerische Simulation des Mesoschadens des HTPB-Treibmittels. Sci Rep 12, 17635 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-22726-8

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Eingegangen: 17. Juli 2022

Angenommen: 18. Oktober 2022

Veröffentlicht: 21. Oktober 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-22726-8

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Biaxialer Zugversuch und numerische Simulation des Mesoschadens des HTPB-Treibmittels