硝胺和复合固体推进剂断裂韧性的试验测定.pdf

doi10． 3969／ j． issn． 1001- 8352． 2013． 06． 010 硝胺和复合固体推进剂断裂韧性的试验测定 倡 岳中豪 刘天生 景晓苏 中北大学化工与环境学院（山西太原， ０３００５１） ［摘 要］ 为了研究硝胺推进剂（挤压成型和浇注成型）和复合固体推进剂的断裂韧性，文章采用非接触类型的 视频引伸仪对固体推进剂 ＣＴ 试样进行断裂测试，测得厚度为 ３８ ｍｍ 的 ３ 种试样断裂参数 KＦ分别为０． ７５４６、 ０． ０８１２、０． ３３６８ ＭＰａ ｍ １／ ２，并且建立推进剂材料的失效评估图。 发现挤压成型的硝胺推进剂断裂韧性比浇注成型 硝胺推进剂和复合推进剂高，ＣＴ 试样预估的失效载荷与试验结果能较好地吻合。 ［关键词］ 硝胺推进剂 ＨＴＰＢ 推进剂 固有缺陷模型 失效评估图 紧凑拉伸试样 ［分类号］ ＴＪ５５ ＴＱ５６０． ７２ 引言 固体推进剂广泛应用于战术和战略导弹。 双基 推进剂由于是无烟推进制导，因此用于反坦克导弹。 然而，双基推进剂比冲低于规定的 ２００ ｍ／ ｓ，为提高 这些推进剂的能量，添加 ＲＤＸ／ ＨＭＸ 是一种有效的 方法，这种推进剂也被称为硝胺推进剂，可以通过挤 压或浇注成型。 浇注成型推进剂比挤压成型的力学 性能要低，但是挤压推进剂的挤压成型过程十分危 险，需要特别小心。 复合推进剂是另一种类型的固 体推进剂，丁羟（ＨＴＰＢ）推进剂是工业生产规模最 大、应用范围最广的复合固体推进剂，其能量、力学、 燃烧、贮存和成本等方面的性能较佳，因而表现出优 良的综合性能 ［１］ 。 虽然固体推进剂有很多优点，但也存在问题。 在压药开始之前或操作期间会产生裂缝。 随着时间 的推移，微小裂缝开始降低固体推进剂的机械性能， 增加形成宏观裂纹的可能性。 裂缝形成后，缩短了 发动机点火延迟时间并使发动机工作压力升高，使 发动机内弹道曲线严重偏离正常状态 ［２］ ，甚至导致 发动机失效，即使发动机没有失效，裂纹的形成仍会 导致推进剂燃速不均匀，从而减少导弹的射程。 随着聚合物在结构工程中应用的增加，科学家 们对有断裂韧性的聚合物产生了极大的兴趣。 通过 断裂力学的应用，从实验中得到了大量的材料断裂 性能，包括韧性、疲劳和应力腐蚀增长率。 在预测聚 合物的缺口强度时，由于其固有的复杂性并且涉及 的因素很多，人们提出了一些半经验破坏准则，有的 是根据线弹性断裂力学（ＬＥＦＭ）提出的，有的则是 根据切口附近分布的应力提出的 ［３］ ，这些理论主要 用于预测断裂的发生。 ３ 种断裂模型即固有的缺陷 模型（ＩＦＭ）、点应力标准（ＰＳＣ） 和平均应力标准 （ＡＳＣ）都用来检测不同复合材料和固体推进剂的中 心有孔和有缺口的拉伸试样所产生的缺口强度数 据 ［４］ 。 1 试验原理 1． 1 非接触式视频引伸仪 本文采用非接触式视频引伸仪（图 １），对 ３ 种 类型的硝胺推进剂断裂韧性进行测试。 １ － 视频卡；２ － 视频电缆；３ － ＣＣＤ 摄影头；４ － 柄； ５ － 样品；６ － 负载框架；７ － ＰＣ 运行应用软件 图 １ 非接触式视频引伸仪 Ｆｉｇ． １ Ｎｏｎ- ｃｏｎｔａｃｔｉｎｇ ｔｙｐｅ ｖｉｄｅｏ ｅｘｔｅｎｓｏｍｅｔｅｒ ７４２０１３ 年１２ 月 硝胺和复合固体推进剂断裂韧性的试验测定 岳中豪等 倡 收稿日期 ２０１３- ０５- １３ 作者简介 岳中豪（１９８９ ～ ），男，硕士研究生，主要从事武器系统与运用的研究。 Ｅ- ｍａｉｌ３１４３９６０４３＠ｑｑ． ｃｏｍ 视频引伸仪是利用亚像素法原理以无接触方式 同时测量纵向和横向两个方向的试样变形，它的核 心组件是 ＣＣＤ 元件，电信号与光强度成比例输出， 利用线阵 ＣＣＤ 测量变形量。 其优点在于非接触、无 磨损、不引入测量的附加误差、测量精度高、能够测 量材料拉伸变形的全过程，特别是能够测量材料在 断裂前后的应力应变曲线，从而能够测得材料的各 种极限特性参数，其测量范围由镜头焦距决定，配备 不同焦距的镜头，可获得各种测量范围的量程。 1． 2 失效评估图 失效评估图用式（１）表示 KＱ＝ KＦ１ － m σ ∞ ＮＣ σ０ １ － σ ∞ ＮＣ σ０ ２ 。（１） 式中KＱ是应力强度因子；KＦ和 m 是断裂参数；σ ∞ ＮＣ 是缺口强度；σ０是材料没有缺口的强度。 从式（１）看出，断裂强度随着裂纹大小的增加 而减小，即 KＱ随着 σ ∞ ＮＣ的减小而增加。 当０ ＜ σ ∞ ＮＣ＜ σ０时，有可能建立断裂强度 σ ∞ ＮＣ与断裂尺寸 ２C 的 曲线 ［５］ 。 据双参数断裂准则，KＱ∞和 m 的线性关系为 KＱ∞＝ KＦ１ － m σ ∞ ＮＣ σ０ 。（２） 参数 KＦ和 m 在式（２）中是由数据 KＱ∞、σ ∞ ＮＣ和 σ０最小二乘曲线拟合所决定的。 据推测，０≤m≤１。 当 m 大于１ 时，通过适当修改参数 KＦ的断裂数据， 使参数 m 取值为１。 如果 m 小于零时，参数 m 取值 为零并且 KＱ∞的平均值屈服于参数 KＦ ［６］ 。 图２ 是一个典型的失效评估图。 对于指定的缺 陷尺寸和应力水平 σa，可以找到相应的应力强度因 子Ka和σ ∞ ＮＣ的断裂结构。如果A（Ka，σ ∞ ＮＣ／ σ０）位于 失效评估图的曲线内，那么断裂结构在应力水平下 是 安全的。B点是失效点，B点对于指定缺陷尺寸 的断裂结构的失效强度是可以估算的。指定应力水 图 ２ 一个典型的失效评估图（σ ∞ ＮＣ与 KＱ的曲线） Ｆｉｇ． ２ Ａ ｔｙｐｉｃａｌ ｆａｉｌｕｒｅ ａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ ｄｉａｇｒａｍ （σ ∞ ＮＣｖｓ．KＱｃｕｒｖｅ） 平下安全因素为F ＝ OB／ OA，即以载荷表示的安全 裕度，F 的大小反应了结构的安全强度。 可以看出， 当 F≤１ 时将不安全或发生破坏；当 F ＞ １ 时结构才 是安全的。 1． 3 紧凑拉伸（CT）试样 KＩ＝ p BWY C W 。（３） 式中Y（ζ ） ＝（２ ＋ζ ）（１ －ζ ） －３ ２ （０． ８８６ ＋ ４． ６４ζ － １３． ３２ζ ２ ＋ １４． ７２ζ ３ － ５． ６ζ ４ ）；p 是负载，ｋＮ；B 是厚 度，ｍｍ；W 是宽度，ｍｍ；C 是 ＣＴ 试样裂纹的长度， ｍｍ。 紧凑拉伸（ＣＴ）试样失效情况下弹性（净截面） 应力为 σｎｆ＝ ２pｍａｘ BW ２ ＋C W １ －C W － ２ ，（４） 式中pｍａｘ为失效载荷。 1． 4 断裂韧性的经验关系 无量纲参数 β Ｃ、βＩＣ与平面应力和平面应变塑性 区大小的板厚度比成正比，Ｉｒｗｉｎ 定义 βＣ＝１ B kｉｃ σｙｓ ２ ；（５） β ＩＣ＝１ B KＩＣ σｙｓ ２ 。（６） 式中KＩＣ是平面应变条件下的断裂值；kｉｃ是平面应 力条件下的断裂值；B 是厚度，ｍｍ；σｙｓ是材料的屈 服强度。 对于 β Ｃ＜ ２π ，有 Ｉｒｗｉｎ 半经验公式 β Ｃ＝ βＩＣ（１ ＋ １． ４β ２ ＩＣ）。 （７） KＣ值作为平面应变和平面应力贡献的总和，试 样厚度对断裂韧性（KＣ）的影响为 KＣ＝ KＩＣ＋１ π B kｉｃ σｙｓ （kｉｃ－ KＩＣ）。 （８） 用式（８）中两种试样不同厚度的 KＣ值，联立两 个方程组求解，确定未知数 KＩＣ和 kｉｃ ［７- １０］ 。 2 试验 2． 1 材料 浇注成型硝胺推进剂的组成如下（以下均为质 量分数）硝化棉 ４１％，硝化甘油 ３８％，ＲＤＸ １２％， 高氯酸铵６％，铝 ３％；挤压成型硝胺推进剂的组成 硝化棉 ５６％，硝化甘油 ３８％，ＲＤＸ ６％；ＨＴＰＢ 复合 推进剂的组成 高氯酸铵 ６８％， 铝 １８％， ＨＴＰＢ １４％。 2． 2 单轴拉伸试验 固体推进剂单轴拉伸性能采用 Ｉｎｓｔｒｏｎ 通用测 试系统确定。 表１ 列出了 ３ 种固体推进剂单轴拉伸 ８４ 爆 破 器 材 Ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ 第４２ 卷第６ 期 表 １ 单轴拉伸强度和断裂力学固体推进剂材料的试验结果 Ｔａｂ． １ Ｕｎｉａｘｉａｌ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｓｏｌｉｄ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ ｍａｔｅｒｉａｌｓ 名称 σ０／ ＭＰａ 裂纹长度 C／ ｍｍ C／ ＷY（C／ Ｗ） 失效载荷 pｍａｘ／ ｋＮ 应力强度因子 KＱ／ （ＭＰａ ｍ １／ ２） 净截面应力 σｎｆ／ ＭＰａ 硝胺（挤压）１３ ． ００ ４５E． ５８０ ． ５９５０１３�． ３９００ ． ５５６６ａ０ ． ７１４０６ ． １２０ ４９E． ５８０ ． ６４６０１６�． ５５００ ． ４６２４ａ０ ． ７３１０６ ． ７６１ ４３E． ２３０ ． ５６２０１１�． ８５００.． ６９６８０ ． ７８８０６ ． ４４４ 硝胺（浇注）１． ８０ ３３E． ０１０ ． ４２８０７梃． ８１７０.． １０３４０ ． ０７７１０ ． ５３１ ３３E． ９６０ ． ４２８０８梃． １０９０.． １０８００ ． ０８３６０ ． ５８２ 复合推进剂２． ６０ ３９E． ３３０ ． ５１１０９梃． ９９５０.． ３４２９０ ． ３２７０２ ． ４９３ ３５E． ４００ ． ４５９０８梃． ５５５０.． ３４１６０ ． ２７９０１ ． ９８７ ３９E． ５００ ． ５１３０１０�． ０５００.． ３４８００ ． ３３４０２ ． ５５３ 注紧凑拉伸（ＣＴ）的试样宽 W ＝ ７６ｍｍ，厚度 B ＝ ３８ｍｍ；ａ 表示用常规的夹式裂纹张开位移计测量，剩余的用非接触类型视 频引伸仪测量。 试验结果。 其中使用的拉伸材料试样的几何形状见 图３。 图 ３ 拉伸试样（单位ｍｍ） Ｆｉｇ． ３ Ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎ （ｕｎｉｔ ｍｍ） 从拉伸强度试验结果可见，挤压成型的硝胺推 进剂的强度最高，其次是复合推进剂，浇注成型硝胺 推进剂的强度最低。 2． 3 断裂力学试验 通过图４所示的紧凑拉伸（ＣＴ）试样的断裂韧 性试验可以得到固体推进剂临界应力强度因子KＣ。 室温下，在加载速度为０． ５ ｍｍ／ ｍｉｎ的Ｉｎｓｔｒｏｎ ８８０１ 试验机上对试样进行加载，直到试样断裂失稳。用 ５ ｍｍ行程１２ ｍｍ长的常规夹式裂缝张开位移计和 ２ ０ｍｍ长非接触视频引伸仪（图５），测量挤压成型 硝胺推进剂的裂缝张开位移。 图６是３种推进剂的负载和裂纹张开位移 图４ 紧凑拉伸（ＣＴ）试样（单位ｍｍ） Ｆｉｇ． ４ Ｃｏｍｐａｃｔ ｔｅｎｓｉｏｎ （ＣＴ） ｓｐｅｃｉｍｅｎ （ｕｎｉｔ ｍｍ） 图５ 在 Ｉｎｓｔｒｏｎ ８８０１ 试验机上用非接触 视频引伸仪测试断裂韧性 Ｆｉｇ． ５ Ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｔｅｓｔ ｕｓｉｎｇ ｎｏｎ- ｃｏｎｔａｃｔｉｎｇ ｔｙｐｅ ｖｉｄｅｏ ｅｘｔｅｎｓｏｍｅｔｅｒ ｏｎ Ｉｎｓｔｒｏｎ ｍｏｄｅｌ ８８０１ （ＣＯＤ）的曲线图。从图中可见，挤压成型硝胺推进 剂的裂纹扩展需要最高的负载，而表１中挤压成型 硝胺推进剂的应力强度因子 KＱ最高。 挤压成型硝 胺推进剂的这种大拉伸强度以及 KＱ表明这种推进 剂材料不易发生裂纹扩展，因此燃烧不受控制。 硝 （ａ） ９４２０１３ 年１２ 月 硝胺和复合固体推进剂断裂韧性的试验测定 岳中豪等 （ｂ） （ｃ） （ａ）挤压成型硝胺推进剂；（ｂ）浇注成型 硝胺推进剂；（ｃ）复合固体推进剂 图 ６ ３ 种固体推进剂 ＣＴ 试样负荷对比裂纹张开位移 Ｆｉｇ． ６ Ｌｏａｄ ｖｓ．ｃｒａｃｋ ｏｐｅｎｉｎｇ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｐｌｏｔｓ ｏｆ ＣＴ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｆｏｒ ｔｈｅ ｔｈｒｅｅ ｓｏｌｉｄ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓ 胺推进剂表现出来的高抗裂纹扩展性，与金属材料 相反。 3 断裂分析结果 试验对硝胺推进剂（挤压和浇注成型）和复合 推进剂紧凑拉伸 ＣＴ 试样的断裂数据进行了分析。 表２ 比较了硝胺推进剂和复合推进剂的 ＣＴ 试样的 失效载荷，发现预估失效载荷与试验结果比较吻合。 紧凑拉伸 ＣＴ 试样是在 ＡＳＴＭ Ｅ３９９ 标准基础 上，采用两倍标准厚度制作的。 从表 １ 中可以看出， 挤压成型、浇注成型硝胺推进剂和复合推进剂 ３ 种 固体推进剂材料的应力强度因子 KＱ的平均值分别 是０． ７４４３、０． ０８０３、０． ３１３３ ＭＰａ ｍ １ ／ ２。 如果假设 ３ 种推进剂材料的 kｉｃ值分别用 KＱ的平均值代替，σ０ 等于 σｙｓ，厚度 B 为 ３８ｍｍ，用 Ｉｒｗｉｎ 断裂韧性经验公 式求得平面应变断裂韧性 KＩＣ的值分别是 ０． ７３９２、 ０． ０８０１、０． ２８９０ ＭＰａ ｍ １／ ２。 值得注意的是，表 ２ 中 ３ 种推进剂试样的断裂韧性参数 KＦ值和表 １ 中相 应的临界应力强度因子 KＱ的平均值很相近。 如果 假设断裂参数（KＦ）值为 kｉｃ，σ０等于 σｙｓ，厚度 B 为 ３８ｍｍ，用 Ｉｒｗｉｎ 断裂韧性经验公式求得试样的 KＦ值 分别为０． ７４９２、０． ０８１０、０． ３０５４ ＭＰａ ｍ １ ／ ２。 该结 果与 ３ 种推进剂材料相应的 KＩＣ值较接近。 用断裂韧性经验公式（８）估算表 ２ 中 ５ｍｍ 和 ３８ｍｍ 厚挤压成型硝胺推进剂的断裂试样薄板（平 面应力条件）和厚板（平面应变条件）的 KＦ值。 平 面应力条件下薄板的 KＦ值是１． ３３２８ ＭＰａ ｍ １ ／ ２，而 平面应变条件下厚板 KＦ值是０． ６８８０ ＭＰａ ｍ １ ／ ２，比 平面应变条件下断裂韧性 KＩＣ（０． ７４９２ ＭＰａ ｍ １ ／ ２ ） 低８％，这些结果的差异可能主要是由于断裂韧性 的经验公式（７）和（８）精确性和材料性质的不同。 图７ 是通过 ５ ｍｍ 和３８ ｍｍ 厚断裂试样的指定 断裂参数（KＦ和 m）用式（１）建立的挤压成型硝胺 推进剂的失效评估图。 可以看出，图中测试数据接 近失效评估图的失效边界。 4 结 论 本文对挤压成型、浇注成型硝胺推进剂和复合 推进剂紧凑拉伸（ＣＴ）试样进行了断裂测试。试验 表２ 挤压成型、浇注成型硝胺推进剂和复合推进剂紧凑拉伸试样的预估失效载荷 Ｔａｂ． ２ Ｆａｉｌｕｒｅ ｌｏａｄ （pｍａｘ） ｅｓｔｉｍａｔｅｓ ｏｆ ｃｏｍｐａｃｔ ｔｅｎｓｉｏｎ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｍａｄｅ ｏｆ ｎｉｔｒａｍｉｎｅ （ｉｎ ｅｘｔｒｕｄｅｄ ａｎｄ ｓｌｕｒｒｙ ｃａｓｔ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ） ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ ａｎｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ 名称 σ０／ ＭＰａ KＦ／ （ＭＰａ ｍ １／ ２） m 裂纹长度 C／ ｍｍ 失效载荷 pｍａｘ／ ｋＮ σ ∞ ＮＣ σ０ KＱ∞／ （ＭＰａ ｍ １／ ２） 预估失效载荷 pｍａｘ／ ｋＮ 相对误差 硝胺（挤压）１３s． ００觋． ７５４６０舷 ４５ ． ５８０乙． ５５８６０＃． １５７９０蜒． ７２２８０\． ５８２３－ ４舷． ２００ ４９ ． ５８０乙． ４６２４０＃． １５５３０蜒． ７３９８０\． ４７１５－ ２舷． ０００ ４３ ． ２３０乙． ６９６８０＃． １７９３０蜒． ８０１２０\． ６５７４５牋． ７００ 硝胺（浇注）１F． ８００觋． ０８１２０舷 ３３ ． ０１０乙． １０３４０＃． １４１９０蜒． ０７７８０\． １０７７－ ４舷． ２００ ３３ ． ９６０乙． １０８００＃． １５１７０蜒． ０８４６０\． １０３８３牋． ９００ 复合推进剂２F． ６００觋． ３３６８０舷 ３９ ． ３３０乙． ３４２９０＃． ３７４４０蜒． ３５２６０\． ３２９３４牋． ０００ ３５ ． ４００乙． ３４１６０＃． ３３７２０蜒． ２９６５０\． ３８２０－ １１邋． ８００ ３９ ． ５００乙． ３４８００＃． ３８１６０蜒． ３６１３０\． ２７４０５牋． ９００ 注紧凑拉伸（ＣＴ）试样宽度 W ＝ ７６ｍｍ，厚度 B ＝ ３８ｍｍ。 ０５ 爆 破 器 材 Ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ 第４２ 卷第６ 期 图７ 硝胺（挤压）推进剂的失效评估图 Ｆｉｇ． ７ Ｆａｉｌｕｒｅ ａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ ｄｉａｇｒａｍｓ ｆｏｒ ｎｉｔｒａｍｉｎｅ （ｅｘｔｒｕｄｅｄ） ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ 结果表明 １）挤压成型的硝胺推进剂断裂韧性比浇注成 型硝胺推进剂和复合推进剂高； ２）ＣＴ 试样预估的失效载荷与试验结果能较好 地吻合； ３）用断裂韧性经验公式得到的断裂数据对平 面应变断裂韧性的预估是可行的。 参 考 文 献 ［１］ 汪少平． 复合固体推进剂燃烧机理及燃速预估程序研 究［Ｄ］． 南京南京理工大学，２００７． ［２］ 李东． 固体推进剂药柱表面裂纹动态力学特性研究 ［Ｄ］．南京南京理工大学，２００９． Ｌｉ Ｄｏｎｇ．Ｄｙｎａｍｉｃ ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃ ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｓｕｒｆａｃｅ ｃｒａｃｋｓ ｉｎ ｓｏｌｉｄ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ ｇｒａｉｎ ［Ｄ］．Ｎａｎｊｉｎｇ Ｎａｎｊｉｎｇ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２００９． ［３］ Ｋｈａｓｈａｂａ Ｕ Ａ， ＥＬ- Ｓｏｎｂａｔｙ Ｉ Ａ， Ｓｅｌｍｙ Ａ Ｉ， ｅｔ ａｌ． Ｍａｃｈｉｎａｂｉｌｉｔｙ ａｎａｌｙｓｉｓ ｉｎ ｄｒｉｌｌｉｎｇ ｗｏｖｅｎ ＧＦＲ ／ ｅｐｏｘｙ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｐａｒｔ Ｉ- ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｍａｃｈｉｎｉｎｇ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ［Ｊ］． Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ａ ２０１０，４１（３）３９０- ４００． ［４］ 周广盼，尹晓春，鞠玉涛，等． ＨＴＰＢ 固体火箭推进剂启 裂断裂韧性的试验测定［Ｊ］． 弹道学报，２０１２，２４（３） ９６- ９９． Ｚｈｏｕ Ｇｕａｎｇｐａｎ，Ｙｉｎ Ｘｉａｏｃｈｕｎ，Ｊｕ Ｙｕｔａｏ， ｅｔ ａｌ．Ｔｅｓｔ ｏｆ ｃｒａｃｋ ｉｎｉｔｉａｔｉｏｎ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ＨＴＰＢ ｓｏｌｉｄ ｒｏｃｋｅｔ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｂａｌｌｉｓｔｉｃｓ， ２０１２，２４（３）９６- ９９． ［５］ 张华，赵新伟，罗金恒，等． Ｘ８０ 管线钢断裂韧性及失效 评估图研究［Ｊ］． 压力容器，２００９，２６（１２）１- ４，４６． Ｚｈａｎｇ Ｈｕａ，Ｚｈａｏ Ｘｉｎｗｅｉ，Ｌｕｏ Ｊｉｎｈｅｎｇ， ｅｔ ａｌ．Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ａｎｄ ｆａｉｌｕｒｅ ａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ Ｘ８０ ｐｉｐｅｌｉｎｅ ｓｔｅｅｌ ［ Ｊ］．Ｐｒｅｓｓｕｒｅ Ｖｅｓｓｅｌ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ， ２００９，２６（１２）１- ４，４６． ［６］ 胡国胜，李战雄，罗运军． 硝胺发射药的冲击断裂韧性 及其增韧机理研究［Ｊ］． 兵工学报，１９９６，１７（３）２０６- ２０９． Ｈｕ Ｇｕｏｓｈｅｎｇ，Ｌｉ Ｚｈａｎｘｉｏｎｇ，Ｌｕｏ Ｙｕｎｊｕｎ．Ｉｍｐａｃｔ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔ ｏｆ ｎｉｔｒａｍｉｎｅ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓ［Ｊ］．Ａｃｔａ Ａｒｍａｍｅｎｔａｒｉｉ， １９９６，１７（３）２０６- ２０９． ［７］ 王慧敏，严红革． 平面应变断裂韧性 KＩＣ的研究． ［Ｊ］． 材料导报，２００２，１６（１１）１１- １３． Ｗａｎｇ Ｈｕｉｍｉｎ，Ｙａｎ Ｈｏｎｇｇｅ．Ｒｅｖｉｅｗ ｏｆ ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｐｌａｎｅ ｓｔｒａｉｎ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ［Ｊ］．Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｒｅｖｉｅｗ， ２００２，１６ （１１）１１- １３． ［８］ Ｃｈｙｕａｎ Ｓ Ｗ． Ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｌｏａｄｉｎｇ ｈｉｓｔｏｒｙ ｅｆｆｅｃｔ ｆｏｒ ｔｈｅｒｍｏｖｉｓ- ｃｏｅｌａｓｔｉｃ ｓｏｌｉｄ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ ｇｒａｉｎｓ ［Ｊ］． Ｃｏｍｐｕｔｅｒ ａｎｄ Ｓｔｒｕｃ- ｔｕｒｅｓ， ２０００，７７（６）７３５- ７４５． ［９］ 屈文忠． 国产 ＨＴＰＢ 复合推进剂裂纹扩展特性的实验 研究［Ｊ］． 推进技术，１９９４（６）８８- ９２． Ｑｕ Ｗｅｎｚｈｏｎｇ．Ｅｘｐｅｒｉｅｎｔａｌ ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｃｒａｃｋ ｇｒｏｗｔｈ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｉｎ ＨＴＰＢ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ ［Ｊ］． Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ， １９９４（６）８８- ９２． ［１０］ Ｄｉｅｎｅｓ Ｊ Ｋ，Ｚｕｏ Ｑ Ｈ，Ｋｅｒｓｈｎｅｒ Ｊ Ｄ．Ｉｍｐａｃｔ ｉｎｉｔｉａｔｉｏｎ ｏｆ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅｓ ａｎｄ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓ ｖｉａ ｓｔａｔｉｓｔｉｃａｌ ｃｒａｃｋ ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ ｔｈｅ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ａｎｄ Ｐｈｙｓｉｃｓ ｏｆ Ｓｏｌｉｄｓ ， ２００６，５４（６）１２３７- １２７５． Test of Fracture Toughness of Nitramine and Composite Solid Propellants ＹＵＥ Ｚｈｏｎｇｈａｏ， ＬＩＵ Ｔｉａｎｓｈｅｎｇ， ＪＩＮＧ Ｘｉａｏｓｕ Ｃｈｅｍｉｃａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ａｎｄ Ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ Ｃｏｌｌｅｇｅ ， Ｎｏｒｔｈ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｃｈｉｎａ （Ｓｈａｎｘｉ Ｔａｉｙｕａｎ， ０３００５１） ［ＡＢＳＴＲＡＣＴ］ Ｔｏ ｓｔｕｄｙ ｔｈｅ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ｎｉｔｒａｍｉｎｅ （ｉｎ ｅｘｔｒｕｄｅｄ ａｎｄ ｓｌｕｒｒｙ ｃａｓｔ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ） ａｎｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｏｌｉｄ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｓ， ａ ｎｏｎ- ｃｏｎｔａｃｔｉｎｇ ｔｙｐｅ ｖｉｄｅｏ ｅｘｔｅｎｓｏｍｅｔｅｒ ｗａｓ ａｐｐｌｉｅｄ ｔｏ ｔｅｓｔ ｓｏｌｉｄ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ ＣＴ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ．Ｔｈｅ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ KＦｆｏｒ ３ ｓａｍｐｌｅｓ ｗｉｔｈ ａ ｔｈｉｃｋｎｅｓｓ ｏｆ ３８ｍｍ ｗｅｒｅ ０． ７５４６，０． ０８１２ ａｎｄ ０． ３３６８ＭＰａ ｍ １／ ２， ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ．Ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ ｄｉａｇｒａｍｓ ｏｆ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ ｍａｔｅｒｉａｌ ｗｅｒｅ ｇｅｎｅｒａｔｅｄ ．Ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ｔｈｅ ｅｘｔｒｕｄｅｄ ｎｉｔｒａｍｉｎｅ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ ｗａｓ ｆｏｕｎｄ ｔｏ ｂｅ ｈｉｇｈｅｒ ｔｈａｎ ｔｈｏｓｅ ｏｆ ｓｌｕｒｒｙ ｃａｓｔ ｎｉｔｒａｍｉｎｅ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ ａｎｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ ．Ｆａｉｌｕｒｅ ｌｏａｄ ｅｓｔｉｍａｔｅｓ ｏｆ ＣＴ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｗｅｒｅ ｆｏｕｎｄ ｔｏ ｂｅ ｉｎ ｇｏｏｄ ａｇｒｅｅｍｅｎｔ ｗｉｔｈ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ． ［ＫＥＹ ＷＯＲＤＳ］ ｎｉｔｒａｍｉｎｅ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ， ＨＴＰＢ- ｂａｓｅｄ ｐｒｏｐｅｌｌａｎｔ， ｉｎｈｅｒｅｎｔ ｆｌａｗ ｍｏｄｅｌ， ｆａｉｌｕｒｅ ａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ ｄｉａｇｒａｍ， ｃｏｍｐａｃｔ ｔｅｎｓｉｏｎ ｓｐｅｃｉｍｅｎ １５２０１３ 年１２ 月 硝胺和复合固体推进剂断裂韧性的试验测定 岳中豪等