Ensayo de tracción biaxial y simulación numérica de mesodaño del propulsor HTPB

Scientific Reports volumen 12, Número de artículo: 17635 (2022) Citar este artículo

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Teniendo como objetivo las deficiencias de la investigación actual sobre las propiedades mecánicas de los propulsores sólidos en condiciones de tensión complejas, en este documento se diseñan una configuración de pieza de prueba en forma de cruz efectiva y un método de prueba de tracción biaxial de escala variable, y el modelo de meso-simulación de propulsor se construye mediante la prueba Micro-CT y el algoritmo de llenado aleatorio. Luego, con base en el método de Hook-Jeeves y el modelo de fuerza cohesiva, se obtuvieron los parámetros de desempeño mecánico de cada componente mesoscópico y finalmente se simuló numéricamente el proceso de evolución del daño del propulsor. Los resultados muestran que la curva tensión-deformación del propulsor bajo carga biaxial es similar a la del estiramiento uniaxial, y tiene una dependencia obvia de la velocidad y del estado de tensión. Las propiedades mecánicas del propulsor bajo carga de tracción biaxial son significativamente más bajas que las del estiramiento uniaxial, y el alargamiento máximo es solo del 45 al 85% del estiramiento uniaxial. El proceso de fractura del propelente se puede dividir en etapa lineal inicial, etapa de evolución del daño y etapa de fractura. El fenómeno de deshumectación generalmente ocurre en la interfaz entre las partículas AP de gran tamaño y la matriz. Con la carga de la carga, los poros formados por la deshumidificación y el desgarro de la matriz continúan convergiendo en grietas y expandiéndose en la dirección perpendicular a la fuerza resultante, y finalmente se fracturan. El propulsor se deshumidifica más fácilmente bajo cargas de alta velocidad de deformación, pero el grado de deshumidificación es menor cuando se alcanza la misma deformación.

El propulsor sólido es la fuente de energía del motor de cohete sólido (SRM) y sus propiedades mecánicas afectan directamente la capacidad de carga del SRM1. En la actualidad, la mayor parte de la investigación sobre las propiedades mecánicas de los propulsores sólidos se basa en ensayos de tracción uniaxial. Sin embargo, en todo el ciclo de vida del grano SRM, aparecerán estados de tensión complejos tales como tensión biaxial, compresión biaxial y tensión y compresión biaxial, no solo un estado de fuerza uniaxial simple2. Por lo tanto, el comportamiento mecánico del propulsor sólido bajo un estado de tensión unidimensional no puede verificar de manera efectiva la integridad estructural de SRM3, y es necesario realizar investigaciones sobre las propiedades mecánicas del propulsor sólido bajo un estado de tensión complejo. Los estudios4,5 han demostrado que la superficie más propensa a fallas e inestabilidad del grano es la superficie interior del orificio en circunstancias normales. Especialmente en el momento de la ignición de SRM, las cargas superpuestas, como el entorno externo y la presión interna, pueden afectar la superficie del orificio interno de la columna de grano, que se aproxima a la carga de tracción biaxial6.

Para estudiar el comportamiento mecánico del propulsor sólido bajo carga de tracción biaxial, Bills7, Wang8 llevaron a cabo una prueba de rendimiento mecánico de tracción biaxial del propulsor sólido con piezas de prueba en forma de tira y aplicaron los datos al motor en la resolución de problemas. Liu C9 y Zhao W C10 estudiaron las propiedades mecánicas de tracción biaxial de los propulsores después del envejecimiento térmico mediante el uso de muestras en forma de tira basadas en la investigación de Wang8. Además, debido a que la muestra en forma de cruz puede simular con mayor precisión el estado de fuerza biaxial del propulsor, ha sido ampliamente utilizada en los últimos años. Qiang H F11 llevó a cabo una prueba de tracción biaxial del propelente HTPB basado en la pieza de prueba con forma de bañera de adelgazamiento central a través de una máquina de prueba biaxial; Jia Y G12 también calculó una prueba en forma de cruz de adelgazamiento cuadrado basada en la simulación ANASYS y llevó a cabo una prueba de tracción biaxial de propelente sólido compuesto; Jalocha13 consideró que el método de ranurado de la pared de la probeta y adelgazamiento en la zona central no podía caracterizar de manera efectiva las propiedades biaxiales del propulsor. Para ello, se llevó a cabo un ensayo de tracción biaxial de propelente sólido compuesto utilizando una probeta no ranurada con transición de arco en la pared. Sin embargo, los métodos de prueba anteriores solo pueden lograr una tensión biaxial con una sola relación de carga y no pueden simular completamente el complejo estado de tensión del motor en el momento del encendido. Por lo tanto, es necesario desarrollar un método de ensayo de tracción biaxial de relación variable. Además, las propiedades mecánicas macroscópicas de los propulsores suelen estar estrechamente relacionadas con la estructura mesoscópica. Los métodos de simulación numérica son ampliamente utilizados en el análisis de daño mesoscópico de propelentes sólidos debido a su alta eficiencia y bajo costo. El establecimiento de modelos de simulación mesoscópicos se basa principalmente en experimentos de observación de alta precisión y algoritmos de llenado aleatorio. Los métodos de observación comúnmente utilizados incluyen microscopio óptico (OM)14, microscopio electrónico de barrido (SEM)15,16 y tomografía computarizada (CT)17,18. La clave del cálculo de la simulación numérica radica en la adquisición de los parámetros del material, en los que los parámetros de las propiedades mecánicas de la matriz y las partículas propulsoras se pueden obtener a través de experimentos, mientras que los parámetros entre las interfaces deben introducirse en el modelo de fuerza cohesiva19,20. En la actualidad, los investigadores han realizado un gran número de estudios de simulación mesoscópica en condiciones uniaxiales 21,22,23,24, pero la investigación sobre propelentes en condiciones biaxiales no es lo suficientemente profunda. Por lo tanto, para estudiar el proceso de evolución del daño del propelente bajo condiciones reales de carga y explorar su mecanismo de meso-daño, es necesario realizar el cálculo de simulación del propulsor sólido bajo condiciones de carga biaxial.

En este documento, con el objetivo de determinar el estado de carga real del propulsor durante el proceso de servicio del motor de cohete sólido, se llevó a cabo una prueba de propiedades mecánicas de tracción biaxial de relación variable del propulsor sólido a través del nuevo dispositivo de prueba de diseño propio y la pieza de prueba de tracción biaxial. Luego, la morfología inicial del propulsor sólido compuesto HTPB se escaneó y reconstruyó mediante Micro-CT de precisión, y se obtuvo una estructura mesoscópica bidimensional clara dentro del propulsor sólido. Se contaron el número, el tamaño y la relación de área de las partículas AP en la imagen reconstruida. Sobre la base de los resultados del análisis, se estableció un modelo numérico mesoscópico bidimensional del propulsor utilizando el algoritmo de relleno aleatorio, y se simuló numéricamente la evolución del daño del propulsor bajo la carga de tracción biaxial basándose en el modelo de cohesión bilineal. El propósito es obtener la respuesta mecánica real del propulsor en el proceso de trabajo real a través de la prueba de propiedades mecánicas, y establecer la entrada y salida de la respuesta mecánica a través de las condiciones de carga dadas, para evaluar si el grano propulsor falla bajo el dadas las condiciones, lo que determina si el motor de cohete sólido se puede utilizar normalmente. La simulación numérica puede revelar el proceso de transferencia de carga entre los componentes meso y la ley de evolución del daño del propulsor, y explicar la razón del cambio de la respuesta macromecánica hasta cierto punto. Juntos, proporcionan una referencia para la evaluación de la integridad estructural de SRM.

Este documento selecciona el propulsor sólido compuesto HTPB como objeto de investigación, y sus componentes incluyen principalmente matriz aglutinante, partículas oxidantes AP, partículas de combustible metálico Al y otros aditivos, la relación de fórmula específica se muestra en la Tabla 1. Además, para reducir la influencia del proceso de producción en los resultados de la prueba, este trabajo selecciona las piezas de prueba producidas en el mismo lote para llevar a cabo la prueba de rendimiento.

Para realizar la prueba de tracción biaxial de escala variable, la configuración de la pieza de prueba debe cumplir con los siguientes requisitos: (1) La configuración es relativamente simple, el proceso de producción es menos complicado y es fácil de llevar a cabo mecánica de tracción biaxial. prueba de propiedades después de ensamblarse con el dispositivo de prueba y la máquina de prueba; (2) Después de la carga, la deformación ocurre en ambas direcciones al mismo tiempo, la tensión en el área central se distribuye uniformemente y el área con distribución uniforme es grande; (3) La concentración de tensión en el área no central es baja y el área es pequeña, y la tensión del área central debe ser mayor, es decir, la falla por fractura comienza en la región central. Con base en los requisitos anteriores, este documento adopta la configuración de la probeta en forma de cruz y propone los siguientes indicadores de optimización:

(1) Factor de concentración de tensión α: la relación entre la tensión máxima \(\sigma_{{{\text{max}}}}\) en el área de concentración de tensión de la pieza de prueba y el valor medio \(\overline{\ sigma }\). Cuanto más pequeño es el valor, menos evidente es el fenómeno de concentración de tensión de la pieza de prueba. La expresión de cálculo es:

(2) CV de dispersión de tensión plana: se utiliza para caracterizar la uniformidad del nivel de tensión de la pieza de prueba en el área de prueba. Cuanto menor sea la dispersión, mayor será la uniformidad y mayor la fiabilidad de los resultados de las pruebas correspondientes. La expresión de cálculo es:

en esta ecuación, \(\sigma_{{\text{i}}}\) es la tensión de un solo elemento, \(\overline{\sigma }\) es la tensión promedio en el área de prueba, y N es la número de elementos

(3) El coeficiente de falla prioritario β: la relación entre la tensión máxima \(\sigma^{1}_{{{\text{max}}}}\) en el área de prueba y la tensión máxima \(\sigma^ {2}_{{{\text{max}}}}\) en el área sin examen. Cuanto mayor sea el valor, mayor será la prioridad de la falla del área de prueba cuando la pieza de prueba esté sujeta a una carga de tracción biaxial, y más confiables serán los resultados experimentales. La expresión de cálculo para:

Con base en los indicadores y requisitos anteriores, se encuentra que la configuración que se muestra en la Fig. 1 es la configuración óptima a través del cálculo y análisis de la deformación de las probetas en forma de cruz con diferentes configuraciones en el software ABAQUS. Es decir, se usa la pieza de prueba en forma de cruz de adelgazamiento central con achaflanado de transición de arco. La figura 2 muestra el diagrama de tensión de Mises de la pieza de prueba bajo una deformación del 20 % bajo una carga de tracción biaxial. En el proceso de cálculo, el propulsor adopta el modelo constitutivo viscoelástico en forma de serie Prony25, la relación de Poisson es 0.495 y la malla es el elemento C3D8RH. Se puede ver en la Fig. 2 que la tensión máxima ocurre en el área central, y el valor de la tensión en esta área es generalmente mayor que en el área no central, y el coeficiente de falla preferencial β es 1.34, que es suficiente para asegúrese de que la pieza de prueba comience a romperse desde el área central. Además, el coeficiente de concentración de tensión α en el área central es cercano a 1, y la dispersión de tensión plana CVs es cercana a 0, es decir, el fenómeno de concentración de tensión de la pieza de prueba con esta configuración no es obvio y la uniformidad de distribución de tensión es alto, lo que cumple con los requisitos de diseño. Después de procesar las piezas de prueba, se colocaron en un horno de secado para el tratamiento de secado.

Dimensiones de la pieza de ensayo.

Tensión de Mises de la pieza de prueba Deformación.

Como actualmente no existe un estándar de fabricación para las piezas de prueba de tracción biaxial, escuchamos las opiniones de los departamentos industriales y adoptamos la producción de fundición con el índice de tolerancia a fallas más alto. Primero, mezcle uniformemente la fórmula propulsora que se muestra en la Tabla 1 en el ambiente de 58 °C en proporción. Luego cubra la superficie del molde personalizado con el agente de desmoldeo y vierta la mezcla de propulsor en el molde. Finalmente coloque el molde en el ambiente de 20 °C a una temperatura constante y saque la muestra de propulsor después de que la suspensión esté completamente solidificada y enfriada. La figura 3 muestra el molde de la pieza de prueba de producción y la pieza de prueba después de unir el bloque de metal. El propósito de unir el bloque de metal es instalar la pieza de prueba de propulsor en el accesorio. Después del procesamiento, las piezas de prueba se colocarán en el horno de secado para que se sequen.

Moldes de propelente y piezas de prueba.

Actualmente, las máquinas de ensayo de tracción de uso común para materiales universales generalmente se accionan y cargan unidireccionalmente, y solo pueden lograr tensión uniaxial, mientras que las máquinas de ensayo de tracción biaxial son caras y tienen ciertas limitaciones, y tienden a realizar solo ensayos de tracción biaxial. a tasas más bajas. Por lo tanto, con el fin de mejorar la universalidad de esta pieza de prueba y la conveniencia de llevar a cabo pruebas de velocidad de deformación más altas más adelante, este documento considera las ventajas y desventajas de las abrazaderas de estiramiento biaxial existentes tipo bisagra26, tipo deslizador27, tipo palanca28 y tipo polea29, y se diseña un dispositivo de prueba de tracción biaxial especial como se muestra en la Fig. 4. Entre ellos, el riel de guía superior 5 y el riel de guía inferior 1 están conectados por la barra de guía 2, el riel de guía inferior 1 está provisto de una ranura, el deslizador 4 puede deslizarse libremente en la ranura y el deslizador está compuesto por un bloque de conexión y un bloque deslizante. La pieza de prueba de propelente sólido se conecta con la parte del bloque de conexión por medio de pasadores, y la varilla roscada precargada pasa a través de los orificios pasantes roscados en la parte del bloque de conexión y la parte del bloque deslizante para fijarla. El cable de acero pasa a través del orificio roscado de preapriete 9 del riel de guía superior, la polea 3 y el orificio roscado de preapriete 10 de la corredera a su vez, y se fija en ambos extremos de las partes 9 y 10 para realizar el transmisión de la carga de tracción. Con este accesorio, la carga de tracción uniaxial que actúa sobre los mandriles superior e inferior se puede convertir en cargas de tracción biaxiales de diferentes proporciones a través de diferentes números de poleas (que se muestran en la Fig. 5), de modo que la pieza de prueba de propulsor que se muestra en la Fig. 1 se somete a deformación por tracción biaxial. La figura 6 es el diagrama físico del ensamblaje de la pieza de prueba y el dispositivo de prueba cuando se estira biaxialmente con una relación de carga de 1:4.

Dispositivo de prueba (1-riel inferior; 2-varilla guía; 3-polea; 4-deslizador; 5-riel superior; 6-abrazadera; 7-agujero roscado de conexión de varilla de soporte; 8-agujero roscado de precarga del riel inferior; 9-precarga roscada orificio en el riel de guía superior; orificio roscado precargado de 10 deslizadores).

Esquema de proporción variable basado en la combinación de poleas.

Diagrama de ensamblaje de la pieza de prueba del propulsor y el dispositivo de prueba bajo una carga de 1:4.

La prueba adopta la máquina de prueba de tracción de material universal SZL-100 producida por el Instituto de Ciencias Mecánicas de Changchun. El dispositivo está equipado con un sensor de fuerza y un sensor de desplazamiento en la dirección de carga, que pueden medir la fuerza y el desplazamiento de forma sincrónica en tiempo real. La velocidad máxima de tracción en una dirección es de 500 mm/min y puede alcanzar una carga máxima de 100 KN, lo que cumple con las condiciones requeridas para la prueba. Las pruebas de propiedades mecánicas de tracción biaxial se llevaron a cabo en la máquina de prueba a temperatura ambiente con diferentes velocidades de deformación (0.01, 0.05, 0.2 s-1) y diferentes relaciones de carga (1: 1, 1: 2, 1: 4), la carga correspondiente La velocidad se muestra en la Tabla 2. Durante el proceso de carga de la prueba, el software de la máquina de prueba registra el desplazamiento de carga correspondiente y el valor de carga. Para mejorar la confiabilidad de los resultados de la prueba, se realizaron 5 grupos de experimentos repetidos bajo cada condición experimental, y los resultados de los experimentos subsiguientes fueron la media de los 5 grupos de datos.

A diferencia de la tensión uniaxial, la muestra de tensión biaxial tiene una configuración compleja y un estado de tensión especial, por lo que es difícil calcular su tensión y deformación directamente. Por lo tanto, en referencia al método de las referencias 13,30, este documento utiliza el cálculo de elementos finitos de pequeña deformación elástica para determinar la función de transferencia entre la tensión/deformación en el área central de la muestra en forma de cruz y la fuerza/desplazamiento en el extremo del muro. para estimar la tensión y la deformación en la zona central de la probeta.

La figura 7 es el diagrama esquemático del cálculo de tensión y deformación de la pieza de prueba. Debido a que el extremo de la pared está unido al bloque de metal de la misma forma, el área S del extremo de la pared permanece sin cambios durante el proceso de estiramiento. Fi y Ui se pueden calcular con el sensor de la máquina de prueba, y la tensión y la tensión en el centro de la pieza de prueba se pueden obtener mediante la siguiente fórmula:

donde, Lσ y Lε es la función de transferencia determinada por la solución de elementos finitos, que se calculan a partir de los valores de deformación y tensión en el centro de la muestra y los valores en la sección final minimizando la distancia de mínimos cuadrados. Además, con el fin de verificar la precisión de este método, este trabajo utiliza la Correlación de Imagen Digital (DIC)31,32 para verificar el proceso de deformación de la muestra. Primero, rocíe pintura blanca uniforme en la superficie de la muestra de propulsor, luego haga motas aleatorias con pintura negra y fije el propulsor en el accesorio después de que se seque completamente al aire; En segundo lugar, se usa una cámara de alta velocidad con una posición fija para capturar el proceso de tracción de la muestra, y las imágenes capturadas se recopilan y procesan cuadro por cuadro; Finalmente, se utiliza el programa Matlab para obtener el campo de tensión de las imágenes recopiladas. La Figura 8 muestra el nefograma de deformación obtenido por el método DIC durante la deformación del propulsor. Después de la comparación, la desviación entre el método DIC y el resultado del cálculo de la función de transferencia es inferior al 10 %, lo que verifica la viabilidad del método de cálculo de la función de transferencia.

Diagrama esquemático del cálculo de tensión y deformación (Fi, Ui, S son la fuerza, el desplazamiento y el área del extremo de la pared de la muestra respectivamente; Li es la distancia desde el extremo de la pared hasta el centro de la muestra; σi y εi son la tensión y tensión en la zona central de la probeta respectivamente).

Nefograma de cepa obtenido por método DIC.

Al tomar fotografías del proceso de falla por tracción de la pieza de prueba bajo carga biaxial 1:1, se encuentra que el área circular en el área central de la pieza de prueba aumenta gradualmente al comienzo del proceso de tracción, y cuando la pieza de prueba se deforma a Hasta cierto punto, aparecen gradualmente algunas pequeñas grietas en el área central de la pieza de prueba. Con el aumento de la tensión de tracción, las pequeñas grietas en el área central de la pieza de prueba aumentan gradualmente y forman agujeros que se conectan entre sí para formar grandes grietas. Posteriormente, estas grietas continúan expandiéndose hacia las esquinas de las extremidades de la pieza de prueba hasta que atraviesan toda la pieza de prueba, como se muestra en la Fig. 9. La carga de tracción en las extremidades de la pieza de prueba forma una fuerza resultante en el centro. área de la pieza de prueba, es decir, la carga de tracción en los extremos adyacentes combina una carga más grande que apunta a la dirección del chaflán de las extremidades, de modo que la pieza de prueba se rompe a lo largo de la dirección de los cuatro chaflanes de las extremidades. Al mismo tiempo, el área central de la pieza de prueba es la parte más delgada de toda la pieza de prueba, mientras que la conexión de las cuatro extremidades de la pieza de prueba es relativamente gruesa. Por lo tanto, el inicio de grietas de la pieza de prueba ocurre en el relativamente zona central de la probeta. El fenómeno de la prueba es consistente con la expectativa de la prueba, es decir, el primer lugar donde se daña la pieza de prueba es el área efectiva central de la pieza de prueba, que cumple con los requisitos para el diseño y preparación de la pieza de prueba en forma de cruz.

Proceso de falla del espécimen propulsor.

Además, según la configuración de la probeta y el método de carga, es fácil saber que cuanto más cerca esté la zona central de la probeta, menor será la deformación. Sin embargo, el propulsor se destruye y falla desde el centro en la Fig. 9, lo que indica que cuando el propulsor se somete a una carga de tracción biaxial, a menudo falla porque alcanza la máxima resistencia a la tracción, en lugar de la deformación máxima. Los subsiguientes ensayos de tracción biaxial con diferentes relaciones de carga también verificaron este punto.

La figura 10 es la curva de tensión-deformación del propulsor HTPB obtenido en las condiciones de prueba. A modo de comparación, también se proporciona la curva de tensión-deformación uniaxial del propulsor bajo la temperatura de carga y la tasa de deformación correspondientes, como se muestra en la Fig. 10 (d). Se puede ver en la Fig. 10 que la tensión-deformación del propulsor HTPB tiene las siguientes características bajo una carga de tracción biaxial de relación variable.

1. Las curvas de estiramiento biaxial y uniaxial tienen características similares en cuanto a las características de la curva, y ambas muestran una curva típica de tres segmentos. El segmento lineal inicial aparece primero, en este momento, el propulsor no ha sido dañado al inicio de la carga, mostrando las propiedades de un material elástico lineal, es decir, el esfuerzo cambia linealmente con la deformación; Luego hay un período de evolución del daño, en este momento, el propulsor comienza a dañarse y el daño comienza a acumularse con el aumento de la deformación, lo que demuestra que el cambio de tensión tiende a ser suave con el aumento de la deformación; Finalmente, hay una sección de falla, el propulsor comienza a tener grietas evidentes, las grietas continúan expandiéndose hasta que se rompen a medida que aumenta la deformación y la tensión también comienza a disminuir.

2. Bajo las mismas condiciones de carga, el alargamiento máximo del propulsor bajo tensión biaxial es significativamente menor que bajo tensión uniaxial, que generalmente es del 45 al 85% bajo tensión uniaxial, y se ve significativamente afectado por el estado de tensión y la tasa de carga. El alargamiento máximo bajo una carga de tensión biaxial 1:2 es solo el 45 % de la tensión uniaxial, que es similar a los resultados de investigación obtenidos por Wang a través de la prueba de tira8,33. Esto se debe principalmente a la asimetría de la carga bidireccional, que es es muy fácil causar grandes deformaciones en algunas partes y fallas, lo que lleva a la caída más obvia en el alargamiento general del propulsor. Sin embargo, bajo la carga de tracción biaxial de 1:4, el alargamiento del propulsor obviamente ha rebotado, lo que se debe a la gran diferencia entre las proporciones de carga de las dos direcciones, lo que da como resultado que la dirección principal de estiramiento no esté obviamente restringida por el otra dirección, y la cadena macromolecular es fácil de deslizar a lo largo de una dirección determinada. Por lo tanto, no es difícil especular que con la proporción creciente de carga de tensión biaxial en ambas direcciones, su elongación continuará acercándose a la tensión uniaxial. Además, con el aumento de la tasa de carga, también aumentará la elongación máxima del propulsor bajo diferentes estados de tensión. Esto puede deberse a que la mayor tasa de carga hace que el grado de daño del propulsor sea menor cuando está dañado, y el grado de deshidratación de las partículas internas es menor, lo que conduce a una mejor ductilidad del propulsor34.

3. Bajo las mismas condiciones de carga, la resistencia máxima a la tracción del propulsor bajo tensión biaxial es ligeramente mayor que bajo tensión uniaxial, y su relación está entre 1,0 y 1,1. Esto indica que la tensión biaxial tiene un efecto de fortalecimiento sobre la fuerza del propulsor, que es similar a los resultados de la investigación de resistencia a la tracción biaxial realizada por Wang y Zhang Lihua8,35. No es difícil explicar esta regla desde la perspectiva de la mecánica macromolecular: las cadenas macromoleculares en el polímero propulsor están restringidas en dos direcciones bajo una carga de tracción biaxial, a diferencia del deslizamiento entre las cadenas moleculares en una dirección cuando están bajo una carga uniaxial, lo que conduce a menor elongación del propulsor bajo carga biaxial, y requiere mayor tensión para dañarse. Además, al igual que el alargamiento máximo, la resistencia a la tracción máxima del propulsor también aumenta con el aumento de la tasa de deformación, lo que también puede explicarse por la conclusión en la literatura34. Sin embargo, la fuerza y la regularidad del propulsor bajo diferentes estados de estrés no cambian obviamente, lo que debe discutirse más en futuras investigaciones.

Curvas de tensión-deformación por tracción del propulsor HTPB a diferentes velocidades de deformación y diferentes estados de tensión a temperatura ambiente.

Como material compuesto viscoelástico de alta energía, el propulsor sólido compuesto debe llenarse con una fracción de alto volumen de partículas sólidas para lograr buenas propiedades mecánicas balísticas y rendimiento de almacenamiento. Sin embargo, la interfaz entre las partículas sólidas y la matriz suele ser el punto débil de la capacidad de carga del propulsor. Un estudio36 señaló que la fuerza entre la interfaz de dos fases determina en gran medida las propiedades mecánicas del propulsor. La no linealidad de la deformación del propelente sólido proviene de la falla de la interfaz (es decir, la deshumidificación) entre las partículas sólidas de relleno en el interior y la matriz37, y el punto crítico de la curva de tensión-deformación se define como el punto de deshumidificación. La referencia 38 en este documento define el punto de desecación del propulsor HTPB en diferentes condiciones de carga directamente desde la curva de tensión-deformación según el método que se muestra en la Fig. 11. Los resultados críticos de tensión y deformación en el punto de desecación se muestran en la Fig. 12.

Método de determinación del punto de rocío.

Curvas de variación de la tensión crítica y la deformación del propulsor HTPB en el punto de desecación bajo diferentes condiciones de carga a temperatura ambiente.

Puede verse en la figura 12 que la ley de variación del alargamiento en el punto de desecación bajo diferentes condiciones de carga es similar al alargamiento máximo. El alargamiento en el punto de deshumidificación es máximo durante el estiramiento uniaxial, seguido de una carga de tracción biaxial de 1:4 y, finalmente, una carga de tracción biaxial de 1:2, lo que indica que el propulsor es más propenso a deshumidificarse bajo una carga de tracción biaxial que con una carga de tracción uniaxial. . A medida que aumenta la velocidad de deformación, disminuye el alargamiento en el punto inicial de deshumidificación del propulsor, pero aumenta la fuerza, el punto de deshumidificación se mueve hacia adelante y hacia arriba con el aumento de la velocidad de deformación, es más probable que ocurra la deshumidificación. Esto se debe principalmente a que al alcanzar la misma deformación, el propulsor estará sujeto a una mayor tensión bajo una carga de alta velocidad de deformación, por lo que es más probable que la interfaz entre las partículas y la matriz alcance la resistencia crítica y se dañe, y la velocidad de la deshumidificación también es más rápida, lo que promueve aún más la aparición de deshumidificación.

La ley de variación de la tensión y la deformación críticas en el punto de deshumidificación anterior está estrechamente relacionada con la evolución del daño de la mesoestructura del propulsor HTPB en diferentes condiciones de carga. Sin embargo, actualmente es difícil llevar a cabo la prueba de observación de la evolución del daño del propelente sólido bajo carga biaxial. Por lo tanto, en este trabajo, la discusión y el análisis pertinentes se llevan a cabo a través del cálculo de la mesosimulación.

Para establecer un mesomodelo de propulsor más realista, primero es necesario obtener la mesoestructura real del propulsor. En este documento, el propulsor HTPB fue escaneado por el equipo Skyscan 1172 Micro-CT y se seleccionó un área de 1000*1000 μm2 para la reconstrucción. Los resultados de la reconstrucción se muestran en la Fig. 13. Dado que las sustancias con diferentes densidades tienen una capacidad diferente para absorber los rayos X, se mostrarán diferentes valores de escala de grises en la imagen reconstruida. Cuanto más densa es la estructura, mayor es la absorción de rayos X, lo que da como resultado un valor de gris mayor y más brillante en la imagen reconstruida. Por lo tanto, los componentes mesoscópicos del propelente HTPB se pueden distinguir fácilmente de la figura. Por lo tanto, los componentes mesoscópicos del propulsor HTPB se pueden distinguir fácilmente de la figura: la estructura más brillante son las partículas de Al, seguidas por las partículas de AP y finalmente la matriz. Se puede ver en la figura que la forma de las partículas AP es en su mayoría cercana a un círculo o una elipse, relleno de alta densidad en la matriz y tiene un intervalo de gran tamaño. Pero la cantidad de partículas AP de gran tamaño es pequeña, la forma de las partículas de Al es aproximadamente circular y su tamaño es mucho más pequeño que el de las partículas AP, y se llena entre las partículas AP.

Mesomorfología real del propelente HTPB.

En segundo lugar, es necesario utilizar métodos de procesamiento de imágenes para analizar la mesoestructura del propulsor en el área reconstruida, que incluye principalmente el tamaño, el número y el porcentaje de área de las partículas AP. La idea de utilizar el método de procesamiento de imágenes para analizar la mesomorfología del propulsor HTPB reconstruido es la siguiente: segmentar el área representada por las partículas AP de acuerdo con los diferentes valores de gris, y luego establecer una escala de referencia para la imagen para determinar el tamaño, cantidad y relación de área de partícula AP. Según el análisis, el número de partículas AP en el área seleccionada es 44, el porcentaje de área de todas las partículas AP es 53%. El tamaño de las partículas AP está mayoritariamente entre 100 μm y 200 μm, pero también hay un pequeño número de partículas AP con tamaños mayores, cuyo tamaño supera los 300 μm.

La referencia 39 muestra que la fuerza de unión entre las partículas sólidas de relleno y la matriz es inversamente proporcional al tamaño de las partículas. Dado que el tamaño de partícula de las partículas de Al es mucho más pequeño que el de las partículas de AP, normalmente la deshumidificación ocurre solo en la interfaz de unión entre las partículas de AP y el sustrato. Por esta razón, se utilizó el método Mori-Tanaka para la equivalencia de partículas de Al en el material de la matriz al realizar cálculos de elementos finitos mesoscópicos. Luego, con base en la gradación de partículas AP y la relación de área obtenida estadísticamente en la Tabla 3, se utilizó un algoritmo de llenado aleatorio para generar el modelo de llenado de mesopartículas del propulsor HTPB como se muestra en la Fig. 14. Entre ellos, el tamaño del volumen representativo unidad es igual al tamaño del área de observación seleccionada en el experimento, es decir, 1000*1000 μm2. Los diferentes colores en la figura representan partículas AP de diferentes tamaños de partículas, y la relación de área de las partículas AP es del 53 %. La comparación entre la graduación de partículas AP en el modelo construido y el valor estadístico real se muestra en la Tabla 3. A través de la comparación, se puede encontrar que el modelo construido concuerda bien con la estructura mesoscópica real del propulsor.

Diagrama de modelo geométrico relleno a mesoescala.

El modelo de zona cohesiva (CZM) se utilizó por primera vez para estudiar el problema de la fractura de materiales frágiles20,40. La idea básica es considerar la interfaz en el material como una unidad de unión con una cierta fuerza de unión, que describe la respuesta mecánica de la interfaz al definir la relación entre la fuerza de tracción y el desplazamiento en el elemento. Debido a su forma simple, el modelo de cohesión bilineal ha sido ampliamente utilizado en la simulación numérica del comportamiento mecánico de la interfaz de unión. El modelo típico de cohesión bilineal se muestra en la Fig. 15.

Modelo de cohesión.

La teoría del modelo de cohesión bilineal sostiene que la interfaz no se dañará dentro de un rango de deformación pequeño y que la tensión de la interfaz tiene una relación lineal con el desplazamiento de apertura. Cuando el desplazamiento de apertura de la interfaz aumenta gradualmente hasta un valor crítico \(\delta^{0}\), la tensión de la interfaz alcanza el valor máximo y se produce daño en la interfaz, y luego la tensión de la interfaz disminuye con el aumento de la desplazamiento de apertura hasta alcanzar el desplazamiento de apertura máximo \(\delta^{f}\) a invalid . La ley de tracción-separación satisfecha por el modelo de cohesión bilineal se expresa como:

donde \(\sigma\) y \(\tau\) son las tensiones normal y tangencial de la interfaz, respectivamente; kn y kt son las rigideces normal y tangencial de la interfaz, respectivamente; \(\delta_{n}\) y \(\delta_{t}\) son los desplazamientos de apertura normal y tangencial de la interfaz, respectivamente. D es la variable de daño, que se utiliza para juzgar si la interfaz está dañada. Cuando D < 0, no hay daño en la interfaz, cuando 0 < D < 1, la interfaz está dañada, cuando D = 1, el valor de daño de la interfaz alcanza el valor máximo y se produce la fractura, D puede definirse por el siguiente expresión:

Dado que el módulo de las partículas AP es mucho mayor que el de la matriz, se utiliza el modelo constitutivo elástico para describir las características de deformación de las partículas AP. El módulo medido de partículas AP es de 32.500 MPa y la relación de Poisson es de 0,143. En segundo lugar, el material de la matriz suele presentar propiedades hiperelásticas. Por lo tanto, la referencia41 utiliza el modelo hiperelástico basado en Ogden para la descripción, y los parámetros del modelo se muestran en la Tabla 4. Finalmente, para reflejar la falla de la interfaz entre las partículas de relleno sólidas y la matriz y la falla por desgarro de la matriz durante la tracción. loading, al escribir un programa de script Python, los elementos de cohesión de espesor cero se insertan entre la interfaz y el elemento de matriz en este documento, y se selecciona el modelo de cohesión bilineal. En este artículo, la rigidez inicial, la fuerza de unión y el desplazamiento de falla del modelo de fuerza cohesiva se determinan por inversión basada en el método de Hook-Jeeves42. El flujo de paso específico se muestra en la Fig. 16. Primero, configure el parámetro del modelo de interfaz de unión estimado y use este parámetro para el cálculo de simulación para obtener un conjunto de curvas de deformación de tensión de simulación. Luego, compare la curva de deformación del esfuerzo de prueba con la curva de deformación del esfuerzo de simulación y construya la función objetivo R \* MERGEFORMAT 43. Finalmente, establezca el límite de error r, si la función objetivo R > r, use el algoritmo de inversión de Hook-Jeeves para restablecer el nuevos parámetros de predicción hasta la función objetivo R ≤ r.

Programa de inversión del parámetro de CZM.

En el proceso de cálculo, la tensión nominal secundaria y el desplazamiento de falla se utilizan como criterios para el inicio del daño y la evolución del elemento de unión de la interfaz. En este artículo, se utilizan dos modelos de fuerza cohesiva en el cálculo de la simulación, uno es el modelo de fractura de la interfaz de unión entre partículas AP y la matriz, y el otro es el modelo de fractura de la interfaz de unión entre elementos adyacentes de la matriz, ambos de los cuales se obtienen mediante el algoritmo de inversión de Hook-Jeeves. Los parámetros específicos se muestran en la Tabla 5 .

La malla de partículas AP adopta el elemento de deformación plana de cuatro nodos CPE4. Para el material de la matriz propulsora, debido a que su relación de Poisson es muy alta, se utiliza el elemento híbrido de deformación plana de cuatro nodos CPE4H para engranarlo. El elemento de unión del plano de cuatro nodos COH2D4 se utiliza como el tipo de elemento Cohensive para caracterizar el desgarro de la interfase partícula/matriz AP y la matriz. Además, se debe definir una restricción de contacto de función de penalización en la interfaz para evitar la intrusión mutua entre elementos. Para simular la carga de tracción biaxial, la carga de desplazamiento normal se aplica a los nodos en los dos lados adyacentes al mismo tiempo, y las restricciones de rotación y desplazamiento normal se aplican a los nodos en los otros dos lados. La aplicación de las condiciones de contorno se muestra en la Fig. 17. La simulación de la carga de tracción uniaxial solo necesita cancelar la carga de desplazamiento lateral sobre la base de la primera.

Mallado y condiciones de contorno del estiramiento biaxial.

Para comparar el proceso de evolución del daño de los propulsores bajo diferentes estados de tensión, se seleccionan para el análisis los resultados del cálculo bajo diferentes condiciones de carga bajo una carga de velocidad de deformación de 0,05 s−1, y el nefograma de tensión se muestra en la Fig. 18. Se puede ver del cálculo resulta que el proceso de fractura del propelente también se puede dividir en tres etapas, correspondientes a la etapa lineal inicial, la etapa de evolución del daño y la etapa de falla por fractura de la curva esfuerzo-deformación, respectivamente. En la etapa inicial de estiramiento, debido a la enorme diferencia de rigidez entre las partículas AP y la matriz, la distribución de la tensión interna del propulsor es extremadamente desigual y las partículas AP soportan la mayor parte de la carga. En este momento, el propulsor no se ha dañado y la tensión cambia linealmente con la deformación. Con la carga continua de la carga, el fenómeno de deshumidificación comienza a aparecer, y el punto de deshumidificación inicial es diferente bajo diferentes estados de tensión, pero generalmente ocurre en la interfaz entre las partículas AP de gran tamaño y la matriz; En la etapa de evolución del daño, el punto de mayor tensión de la matriz también se rasga inmediatamente, y junto con los poros generados por la deshumidificación, converge continuamente en grietas. La aparición de grietas cambia en gran medida la distribución de tensiones de la microestructura del propulsor, y la punta de la grieta se convierte en el área principal de concentración de tensiones, lo que acelera la propagación de la grieta. Con la expansión continua de las grietas, la tensión se diferencia gradualmente y la carga sobre las partículas se transfiere gradualmente a la matriz. Con la aplicación continua de la carga, la grieta comienza a expandirse a lo largo de cierta dirección. Bajo carga de tracción biaxial 1:1, la fisura se expande a lo largo de la dirección diagonal, mientras que bajo carga de tracción biaxial no equiproporcional, la fisura se expande a lo largo de la dirección perpendicular a la fuerza resultante; finalmente, en la etapa de fractura, el propulsor pierde su capacidad portante debido a la formación de grietas penetrantes, resultando en una falla total. En comparación con el estiramiento uniaxial, el alargamiento bajo carga de tracción biaxial disminuyó significativamente, y el punto de deshumidificación avanzó significativamente, entre los cuales el alargamiento máximo y el alargamiento del punto de deshumidificación bajo carga de tracción biaxial 1:2 disminuyeron de manera más significativa, alrededor del 50 % y el 66 % de ese en tensión uniaxial, respectivamente, lo cual es similar a la conclusión de la prueba de propiedades mecánicas.

Nefogramas de tensión de la evolución del daño bajo diferentes condiciones de carga bajo una tasa de carga de 0,05 s−1 (I-Etapa lineal inicial, II-Punto de inicio de deshumidificación, III-Etapa de evolución del daño, IV-Etapa de falla de fractura; a-Tensión uniaxial, b- 1:1 Tensión biaxial, c-1:2 Tensión biaxial, d-1: 4 Estiramiento biaxial).

Con el fin de comparar el proceso de evolución del daño del propulsor bajo diferentes velocidades de deformación, se seleccionan para el análisis los nefogramas de tensión bajo carga biaxial 1:2 y cuando la deformación alcanza el 8% y el 25%. Los resultados se muestran en la Fig. 19. Se puede ver claramente que el grado de daño del propulsor en la misma deformación varía mucho bajo diferentes cargas de velocidad de deformación. Cuando la deformación alcanza el 8%, el propulsor aún se encuentra en la etapa lineal inicial sin deshumectarse con una carga de 0,01 s-1 de velocidad de deformación, mientras que con una carga de 0,05 s-1 de velocidad de deformación, se produce la deshumectación de partículas cuando la velocidad de deformación es aumentó aún más a A 0,2 s−1, se produjo un área más grande de deshumidificación, lo que indica que era más probable que ocurriera la deshumidificación bajo carga de alta velocidad de deformación, lo que es consistente con la conclusión experimental de las propiedades mecánicas macroscópicas. Sin embargo, cuando la deformación alcanza el 25 %, el grado de deshumectación de las partículas y la fractura de la matriz del propulsor serán mayores a una velocidad de deformación baja. Esto se debe a que el tiempo de carga de la alta tasa de deformación es muy corto, por lo que la interfaz entre las partículas de AP y el sustrato se rompe debido a la tensión concentrada en la punta de la grieta antes de que se pueda deshumectar, lo que resulta en un pequeño grado de deshumidificación, lo que es la razón principal de las mejores propiedades mecánicas del propulsor bajo carga de alta velocidad de deformación en el experimento de propiedades mecánicas macroscópicas.

Nefogramas de tensión de diferentes tasas de deformación a 8% y 25% de deformación bajo carga de tracción biaxial 1:2.

En este artículo, el experimento de estiramiento biaxial del propelente sólido compuesto con proporción variable se realiza por primera vez a través de la plantilla de tracción biaxial y la pieza de prueba de diseño propio, y se analiza la dependencia de la velocidad y la dependencia del estado de tensión de las propiedades mecánicas del propulsor HTPB. a través de los resultados experimentales, y luego analizó el proceso de evolución del daño del propulsor bajo diferentes velocidades de deformación y condiciones de carga basadas en el software de simulación ABAQUS, y comparó los resultados con el método de tracción uniaxial tradicional. Los resultados muestran que:

(1) En comparación con la carga de tracción uniaxial, la resistencia a la tracción máxima del propulsor bajo la carga de tracción biaxial mejorará ligeramente, la relación de resistencia máxima de los dos es 1,0 ~ 1,1, pero el alargamiento máximo disminuirá significativamente, que generalmente es 45–85 % de estiramiento uniaxial. Entre ellos, las propiedades mecánicas del propulsor bajo una carga de tracción biaxial 1:2 disminuyeron de manera más evidente. Con el aumento continuo de la relación de carga, las propiedades mecánicas del propulsor bajo carga biaxial se aproximarían gradualmente al estiramiento uniaxial.

(2) El efecto de la velocidad de deformación sobre las propiedades mecánicas del propulsor bajo una carga de tracción biaxial es similar al del estiramiento uniaxial. Con el aumento de la velocidad de deformación, aumentarán la resistencia a la tracción máxima y el alargamiento máximo, y.

el punto de rocío avanzará. La ley de la curva tensión-deformación también es similar a la del estiramiento uniaxial, que se puede dividir en segmento lineal inicial, etapa de evolución del daño y etapa de fractura.

(3) Los resultados del cálculo muestran que el propelente tiene diferentes distribuciones de tensión en diferentes etapas de todo el proceso de falla. En la etapa lineal inicial, las partículas AP soportan la mayor parte de la carga y la matriz básicamente no está estresada; En la etapa de evolución del daño, debido a la deshumidificación de las partículas y la fractura de la matriz, la tensión comienza a diferenciarse gradualmente, la carga sobre las partículas AP se transfiere gradualmente a la matriz y la punta de la grieta se convierte en el área de concentración de tensión y promueve la propagación de la grieta en la dirección perpendicular a la fuerza resultante. El propulsor se deshumedece más fácilmente bajo cargas de alta velocidad de deformación, pero el grado de deshumidificación es menor cuando se alcanza la misma deformación.

Los datos que respaldan los hallazgos de este estudio están disponibles del autor correspondiente a pedido razonable.

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Los autores agradecen el apoyo financiero de National Natural Funds en China (No. 11772352 y No. 22205259), el Proyecto científico de la provincia de Shaanxi (No. 20190504 y No. 2020JQ-486), y el proyecto científico y tecnológico clave de Henan. provincia (Nº 222102230048).

Universidad de Ingeniería Rocket Force, Xi'an, 710025, China

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

Universidad de Aeronáutica de Zhengzhou, Zhengzhou, 450015, China

Zhaojun Zhu

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QW escribió y concibió el contenido principal de este artículo GW, ZW, HQ y XW revisaron y modificaron el artículo SL y ZZ editaron las imágenes del artículo.

Correspondencia a Zhejiang Wang.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Wang, Q., Wang, G., Wang, Z. et al. Ensayo de tracción biaxial y simulación numérica de mesodaño del propulsor HTPB. Informe científico 12, 17635 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-22726-8

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Recibido: 17 julio 2022

Aceptado: 18 de octubre de 2022

Publicado: 21 de octubre de 2022

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

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