Ensayo de tracción biaxial y simulación numérica de daño meso del propulsor HTPB

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

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Con el objetivo de abordar las deficiencias de la investigación actual sobre las propiedades mecánicas de los propulsores sólidos en condiciones de tensión complejas, en este artículo se diseña una configuración efectiva de pieza de prueba en forma de cruz y un método de prueba de tracción biaxial de escala variable, y el modelo de meso-simulación del propulsor. se construye mediante prueba Micro-CT y 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 de 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 del estiramiento uniaxial. El proceso de fractura del propulsor se puede dividir en etapa lineal inicial, etapa de evolución del daño y etapa de fractura. El fenómeno de deshumectación ocurre generalmente en la interfaz entre las partículas de AP de gran tamaño y la matriz. Con la carga de la carga, los poros formados por la deshumectación 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 una carga de alta tasa de deformación, pero el grado de deshumectación 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 las investigaciones sobre las propiedades mecánicas de los propulsores sólidos se basan en ensayos de tracción uniaxiales. Sin embargo, en todo el ciclo de vida del grano SRM, aparecerán estados de tensión complejos como tensión biaxial, compresión biaxial y tensión y compresión biaxiales, no solo un simple estado de fuerza uniaxial2. 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 llevar a cabo investigaciones sobre las propiedades mecánicas del propulsor sólido bajo un estado de tensión complejo. Los estudios4,5 han demostrado que, en circunstancias normales, la superficie más propensa a fallar e inestabilidad del grano es la superficie interna del orificio. Especialmente en el momento de la ignición del SRM, las cargas superpuestas, como el ambiente externo y la presión interna, pueden afectar la superficie del orificio interior 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 utilizando 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, se ha utilizado ampliamente en los últimos años. Qiang H F11 llevó a cabo una prueba de tracción biaxial del propulsor HTPB basada en la pieza de prueba de adelgazamiento central en forma de bañera a través de una máquina de prueba biaxial; Jia Y G12 también calculó una prueba de adelgazamiento cuadrado en forma de cruz basada en la simulación de ANASYS y llevó a cabo una prueba de tracción biaxial de propulsor sólido compuesto; Jalocha13 creía que el método de ranurar la pared de la muestra y adelgazar en el área central no podía caracterizar efectivamente las propiedades biaxiales del propulsor. Para ello se llevó a cabo un ensayo de tracción biaxial de propulsor sólido compuesto utilizando una probeta no ranurada con una transición de arco en la pared. Sin embargo, los métodos de prueba anteriores solo pueden lograr tensión biaxial con una única 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 prueba 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 se utilizan ampliamente en el análisis de daños mesoscópicos de propulsores 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 el microscopio óptico (MO)14, el microscopio electrónico de barrido (SEM)15,16 y la tomografía computarizada (CT)17,18. La clave para el cálculo de la simulación numérica radica en la adquisición de parámetros del material, en los que los parámetros de las propiedades mecánicas de la matriz propulsora y las partículas 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 llevado a cabo una gran cantidad de estudios de simulación mesoscópica en condiciones uniaxiales 21,22,23,24, pero la investigación sobre propulsores en condiciones biaxiales no es lo suficientemente profunda. Por lo tanto, para estudiar el proceso de evolución del daño del propulsor en condiciones de carga reales y explorar su mecanismo de daño meso, es necesario realizar el cálculo de simulación del propulsor sólido en condiciones de carga biaxial.

En este artículo, con el objetivo de analizar el estado de carga real del propulsor durante el proceso de servicio del motor de cohete sólido, se llevó a cabo una prueba de propiedad mecánica de tracción biaxial de relación variable del propulsor sólido a través de un nuevo dispositivo de prueba de diseño propio y una 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 proporción de área de las partículas AP en la imagen reconstruida. Con base en los resultados del análisis, se estableció un modelo numérico mesoscópico bidimensional del propulsor utilizando el algoritmo de llenado aleatorio, y se simuló numéricamente la evolución del daño del propulsor bajo la carga de tracción biaxial con base 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 del propulsor falla bajo las condiciones de carga dadas. condiciones dadas, 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 mesocomponentes y la ley de evolución del daño del propulsor, y explicar el motivo del cambio de la respuesta macromecánica hasta cierto punto. Juntos, proporcionan referencia para la evaluación de la integridad estructural de SRM.

Este artículo selecciona el propulsor sólido compuesto HTPB como objeto de investigación, y sus componentes incluyen principalmente matriz aglutinante, partículas de AP oxidante, partículas de combustible metálico Al y otros aditivos, la relación de fórmula específica se muestra en la Tabla 1. Además, para reducir el 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 desempeño.

Para realizar la prueba de tracción biaxial de escala variable, la configuración de la pieza de prueba debe cumplir los siguientes requisitos: (1) La configuración es relativamente simple, el proceso de producción es menos complicado y es fácil realizar la prueba de tracción biaxial mecánica. prueba de propiedades después de ser ensamblado con el dispositivo de prueba y la máquina de prueba; (2) Después de ser cargado, 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 debería ser mayor, es decir, la falla de la fractura comienza desde la región central. Con base en los requisitos anteriores, este documento adopta la configuración de la pieza de prueba 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 menor es el valor, menos obvio es el fenómeno de concentración de tensiones de la pieza de prueba. La expresión de cálculo es:

(2) CV de dispersión de tensión plana: se utilizan 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 será la confiabilidad 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 que no es de prueba. Cuanto mayor sea el valor, mayor será la prioridad de falla del área de prueba cuando la pieza de prueba se somete 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 mediante el cálculo y análisis de la deformación de las piezas de prueba en forma de cruz con diferentes configuraciones en el software ABAQUS. Es decir, se utiliza la pieza de prueba en forma de cruz de adelgazamiento central con biselado 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 el del 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 tensiones α en el área central es cercano a 1, y los CV de dispersión de tensiones planas son cercanos a 0, es decir, el fenómeno de concentración de tensiones de la pieza de prueba con esta configuración no es obvio y la uniformidad de la distribución de tensiones es alto, lo que cumple con los requisitos de diseño. Una vez procesadas las piezas de prueba, se colocaron en una estufa de secado para el tratamiento de secado.

Dimensiones de la probeta.

Tensión de Mises de la pieza de prueba Deformación.

Como actualmente no existe un estándar de fabricación para piezas de prueba de tracción biaxiales, escuchamos las opiniones de los departamentos industriales y adoptamos la producción de fundición con la tasa de tolerancia a fallas más alta. Primero, mezcle uniformemente la fórmula del propulsor que se muestra en la Tabla 1 en un ambiente de 58 °C en proporción. Luego cubra el agente desmoldante sobre la superficie del molde personalizado y vierta la mezcla de propulsor mezclado en el molde. Finalmente, coloque el molde en un ambiente de 20 °C a una temperatura constante y retire 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 metálico. El propósito de unir el bloque de metal es instalar la pieza de prueba del propulsor en el dispositivo. Después del procesamiento, las piezas de prueba se colocarán en el horno de secado para su secado.

Moldes de propelente y probetas.

Actualmente, las máquinas de ensayo de tracción comúnmente utilizadas para materiales universales generalmente son accionadas y cargadas unidireccionalmente, y solo pueden lograr tensión uniaxial, mientras que las máquinas de ensayo de tracción biaxiales son costosas y tienen ciertas limitaciones, y tienden a poder realizar solo ensayos de tracción biaxiales. 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 mayor velocidad de deformación más adelante, este artículo considera las ventajas y desventajas de las abrazaderas de estiramiento biaxiales existentes tipo bisagra26, tipo deslizante27, 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 carril guía superior 5 y el carril guía inferior 1 están conectados por la varilla guía 2, el carril guía inferior 1 está provisto de una ranura, el cursor 4 puede deslizarse libremente sobre la ranura y el cursor está compuesto por un bloque de conexión y un bloque deslizante. La pieza de prueba de propulsor sólido está conectada con la parte del bloque de conexión mediante 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 pasa a través del orificio roscado de pretensado 9 del riel guía superior, la polea 3 y el orificio roscado de pretensado 10 del deslizador a su vez, y se fija en ambos extremos de las piezas 9 y 10 para realizar el transmisión de la carga de tracción. Usando 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.

Accesorio de prueba (1 riel inferior; 2 varillas guía; 3 poleas; 4 deslizadores; 5 rieles superiores; 6 abrazaderas; 7 varillas de soporte que conectan el orificio roscado; 8 orificios roscados de precarga del riel inferior; 9 precargas roscadas orificio en el riel guía superior; orificio roscado precargado para 10 deslizadores).

Esquema de proporción variable basado en combinación de poleas.

Diagrama de montaje de la pieza de prueba de propulsor y el dispositivo de prueba bajo carga de 1:4.

La prueba utiliza la máquina universal de ensayo de tracción de materiales 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 sincronizada 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 las condiciones requeridas para el ensayo. Se llevaron a cabo pruebas de propiedades mecánicas de tracción biaxial en la máquina de pruebas 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), las cargas correspondientes 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 las pruebas, se realizaron 5 grupos de experimentos repetidos bajo cada condición experimental, y los resultados de los experimentos posteriores 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, haciendo referencia al método en las referencias 13,30, este artículo utiliza el cálculo de elementos finitos de deformación pequeña 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 de la pared. para estimar la tensión y la deformación en el área central de la muestra.

La Figura 7 es el diagrama esquemático del cálculo de tensiones y deformaciones 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. El sensor de la máquina de prueba puede calcular Fi y Ui, y la tensión y la deformación 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, para verificar la precisión de este método, este artículo utiliza la correlación de imágenes digitales (DIC)31,32 para verificar el proceso de deformación de la muestra. Primero, rocíe pintura blanca uniforme sobre la superficie de la muestra de propulsor, luego haga motas aleatorias con pintura negra y fije el propulsor en el dispositivo después de que se haya secado completamente al aire; En segundo lugar, se utiliza 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 deformación 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 la tensión y la 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 al centro de la muestra; σi y εi son la tensión y deformación en la zona central de la muestra respectivamente).

Nefograma de cepa obtenido por el 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 recorren 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 mayor que apunta a la dirección del chaflán de la extremidad, de modo que la pieza de prueba se rompe a lo largo de la dirección de los cuatro chaflanes de la extremidad. 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 ramas de la pieza de prueba es relativamente gruesa. Por lo tanto, la iniciación de la grieta de la pieza de prueba ocurre en la parte relativamente zona central de la probeta. El fenómeno de la prueba es consistente con las expectativas de la prueba, es decir, el primer lugar donde se daña la probeta es el área efectiva central de la probeta, que cumple con los requisitos para el diseño y preparación de la probeta en forma de cruz.

Proceso de falla de una muestra de propulsor.

Además, según la configuración de la probeta y el método de carga, es fácil saber que cuanto más cerca esté el área 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 resistencia máxima a la tracción, en lugar de la deformación máxima. Los posteriores ensayos de tracción biaxial con diferentes relaciones de carga también comprobaron este punto.

La Figura 10 es la curva tensión-deformación del propulsor HTPB obtenida en las condiciones de prueba. A modo de comparación, también se proporciona la curva 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 carga de tracción biaxial de relación variable.

1. Las curvas de estiramiento biaxial y uniaxial tienen características similares en términos de características de 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, la tensión 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 obvias, las grietas continúan expandiéndose hasta romperse 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% del bajo tensión uniaxial, y se ve significativamente afectado por el estado de tensión y la tasa de carga. El alargamiento máximo bajo carga de tensión biaxial 1:2 es solo el 45% del bajo tensión uniaxial, lo cual es similar a los resultados de la 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 provocar grandes deformaciones en algunas piezas y fallos, lo que provoca la caída más evidente 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 relaciones de carga de las dos direcciones, lo que resulta en que la dirección de estiramiento principal no está obviamente limitada por la otra dirección, y la cadena macromolecular es fácil de deslizarse en una dirección determinada. Por lo tanto, no es difícil especular que con la creciente proporción de carga de tensión biaxial en ambas direcciones, su alargamiento continuará acercándose a la tensión uniaxial. Además, con el aumento de la tasa de carga, también aumentará el alargamiento máximo 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 se daña, y el grado de deshidratación de las partículas internas es menor, lo que conduce a una mejor ductilidad del propulsor34.

3. En 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 fortalecedor sobre la resistencia del propulsor, que es similar a los resultados de la investigación sobre 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 constreñidas en dos direcciones bajo una carga de tracción biaxial, a diferencia del deslizamiento entre las cadenas moleculares a lo largo de una dirección cuando están bajo una carga uniaxial, que conduce a menor alargamiento del propulsor bajo carga biaxial y requiere una mayor tensión para dañarlo. Además, de manera similar al alargamiento máximo, la resistencia máxima a la tracción del propulsor también aumenta con el aumento de la tasa de deformación, lo que también puede explicarse por la conclusión de la literatura34. Sin embargo, la fuerza y la regularidad del propulsor bajo diferentes estados de tensión no cambian obviamente, lo que debe discutirse más a fondo en futuras investigaciones.

Curvas tensión-deformación 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 es a menudo el punto débil de la capacidad de carga del propulsor. Un estudio36 señaló que la resistencia entre la interfaz bifásica determina en gran medida las propiedades mecánicas del propulsor. La no linealidad de la deformación del propulsor sólido proviene de la falla de la interfaz (es decir, deshumectación) entre las partículas sólidas de relleno en el interior y la matriz37, y el punto crítico de la curva tensión-deformación se define como el punto de deshumectación. La referencia 38 en este artículo define el punto de deshumectación del propulsor HTPB bajo diferentes condiciones de carga directamente a partir de la curva tensión-deformación según el método que se muestra en la Fig. 11. Los resultados críticos de tensión y deformación en el punto de deshumectación se muestran en la Fig. 12.

Método de determinación del punto de deshumectación.

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

Puede verse en la Fig. 12 que la ley de variación del alargamiento en el punto de deshumectación bajo diferentes condiciones de carga es similar al alargamiento máximo. El alargamiento en el punto de deshumectación es mayor 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 deshumedecerse bajo una carga de tracción biaxial que con una carga de tracción uniaxial. . A medida que aumenta la velocidad de deformación, el alargamiento en el punto de deshumectación inicial del propulsor disminuye, pero la resistencia aumenta, el punto de deshumectación se mueve hacia adelante y hacia arriba al aumentar la velocidad de deformación, por lo que es más probable que se produzca deshumectación. Esto se debe principalmente a que al alcanzar la misma deformación, el propulsor estará sujeto a una mayor tensión bajo una carga de alta tasa de deformación, de modo que es más probable que la interfaz entre las partículas y la matriz alcance la resistencia crítica y se dañe, y la tasa de deformación la deshumectación también es más rápida, lo que promueve aún más la aparición de deshumectación.

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

Para establecer un mesomodelo de propulsor más realista, primero es necesario obtener la mesoestructura de propulsor real. En este artículo, 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 diferente capacidad para absorber rayos X, se mostrarán diferentes valores de escala de grises en la imagen reconstruida. Cuanto más densa es la estructura, más fuerte 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 propulsor HTPB se pueden distinguir fácilmente en la figura. Por lo tanto, los componentes mesoscópicos del propulsor HTPB se pueden distinguir fácilmente en la figura: la estructura más brillante son las partículas de Al, seguidas de 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, llena la matriz de alta densidad y tiene un gran tamaño. Pero el número de partículas AP de gran tamaño es pequeño, la forma de las partículas de Al es aproximadamente circular y su tamaño es mucho más pequeño que el de las partículas AP, y está lleno entre las partículas AP.

Mesomorfología real del propulsor 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 según 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 en su mayoría entre 100 μm y 200 μm, pero también hay una pequeña cantidad de partículas AP con tamaños mayores, cuyo tamaño es superior a 300 μm.

La referencia 39 muestra que la fuerza de unión entre las partículas de relleno sólido 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, generalmente la deshumectación 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 equivaler partículas de Al en el material de la matriz al realizar cálculos mesoscópicos de elementos finitos. Luego, basándose 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 La unidad es el mismo que el 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 proporción de área de las partículas AP es del 53%. La comparación entre la clasificación de las 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 de mesoescala.

El modelo de zona cohesiva (CZM) se utilizó por primera vez para estudiar el problema de 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 sobre 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 enlace. El modelo de cohesión bilineal típico 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 que cumple el modelo de cohesión bilineal se expresa como:

donde \(\sigma\) y \(\tau\) son los esfuerzos normales y tangenciales de la interfaz, respectivamente; kn y kt son la rigidez 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, el modelo constitutivo elástico se utiliza para describir las características de deformación de las partículas AP. El módulo medido de las partículas AP es 32.500 MPa y la relación de Poisson es 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. Al cargar, escribiendo 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 resistencia de la unión y el desplazamiento de falla del modelo de fuerza cohesiva se determinan mediante inversión basada en el método de Hook-Jeeves42. El flujo de paso específico se muestra en la Fig. 16. Primero, establezca 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 tensión-deformación de simulación. Luego, compare la curva de tensión-deformación de prueba con la curva de tensión-deformación 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 la nuevos parámetros de predicción hasta que 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 enlace entre partículas AP y la matriz, y el otro es el modelo de fractura de la interfaz de enlace entre elementos de matriz adyacentes, 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 mallarlo. El elemento de unión plana de cuatro nodos COH2D4 se utiliza como tipo de elemento cohensive para caracterizar el desgarro de la interfaz partícula/matriz AP y la matriz. Además, es necesario 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 de los dos lados adyacentes al mismo tiempo, y las restricciones de desplazamiento normal y rotación se aplican a los nodos de 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 se desprende que el proceso de fractura del propulsor 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 tensión-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 tensiones internas del propulsor es extremadamente desigual y las partículas AP soportan la mayor parte de la carga. En este momento, el propulsor no ha sido dañado y la tensión cambia linealmente con la deformación. Con la carga continua de la carga, el fenómeno de deshumectación comienza a aparecer, y el punto de deshumectación 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 tensión más grande de la matriz también se rompe inmediatamente y, junto con los poros generados por la deshumectación, 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 en una dirección determinada. Bajo una carga de tracción biaxial 1:1, la grieta se expande a lo largo de la dirección diagonal, mientras que bajo una carga de tracción biaxial no equiproporcional, la grieta se expande a lo largo de la dirección perpendicular a la fuerza resultante; finalmente, en la etapa de fractura, el propulsor pierde su capacidad de carga 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 deshumectación avanzó significativamente, entre los cuales el alargamiento máximo y el alargamiento del punto de deshumectación bajo carga de tracción biaxial 1:2 disminuyeron más significativamente, alrededor del 50% y el 66% de eso. 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 en diferentes condiciones de carga con una carga de velocidad de deformación de 0,05 s-1 (I-Etapa lineal inicial, II-Punto de inicio de deshumectación, 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).

Para comparar el proceso de evolución del daño del propulsor bajo diferentes tasas 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 a la misma deformación varía mucho bajo diferentes cargas de velocidad de deformación. Cuando la deformación alcanza el 8%, el propulsor todavía se encuentra en la etapa lineal inicial sin deshumedecimiento bajo una carga de velocidad de deformación de 0,01 s-1, mientras que bajo una carga de velocidad de deformación de 0,05 s-1, se produce la deshumectación de las partículas, cuando la velocidad de deformación es aumentado aún más a 0,2 s-1, se produjo un área más grande de deshumectación, lo que indica que era más probable que se produjera deshumectación bajo una 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 de fractura de la matriz del propulsor será mayor a una tasa 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 AP y el sustrato se rompe debido a la tensión concentrada en la punta de la grieta antes de que pueda ser deshumedecida, lo que resulta en un pequeño grado de deshumectación, que es la razón principal de las mejores propiedades mecánicas del propulsor bajo cargas de alta velocidad de deformación en el experimento de propiedades mecánicas macroscópicas.

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

En este artículo, el experimento de estiramiento biaxial de propulsor 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 tasas de deformación y condiciones de carga basadas en el software de simulación ABAQUS, y comparó los resultados con el método tradicional de tracción uniaxial. Los resultados muestran que:

(1) En comparación con la carga de tracción uniaxial, la resistencia máxima a la tracción del propulsor bajo 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 de 45 a 85. % de estiramiento uniaxial. Entre ellas, las propiedades mecánicas del propulsor bajo carga de tracción biaxial 1:2 disminuyeron más obviamente. Con el aumento continuo de la relación de carga, las propiedades mecánicas del propulsor bajo carga biaxial se acercarían gradualmente al estiramiento uniaxial.

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

el punto de deshumectación 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 propulsor tiene diferentes distribuciones de tensiones 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 deshumectación 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 la tensión y promueve la propagación de la grieta en la dirección perpendicular a la fuerza resultante. El propulsor se deshumedece más fácilmente bajo una carga de alta tasa de deformación, pero el grado de deshumectación es menor cuando se alcanza la misma deformación.

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

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Los autores agradecen el apoyo financiero de los Fondos Naturales Nacionales de 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 Zhejun 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 daño meso del propulsor HTPB. Informe científico 12, 17635 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-22726-8

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Recibido: 17 de julio de 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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