張世杰，王汝敏，廖英強，周偉江，程 勇

(1.西北工業(yè)大學理學院應用化學系，西安 710129;2.西安航天復合材料研究所，西安 710025;3.高性能碳纖維制造及應用國家地方聯(lián)合工程研究中心，西安 710089)

0 引言

復合材料發(fā)動機殼體的發(fā)展經(jīng)歷了玻璃纖維、芳綸纖維及炭纖維復合材料3個階段，性能不斷提高，功能日臻完善。其中，炭纖維是20世紀60年代研制的一種新型高強度、高模量增強材料。80年代以后，炭纖維在力學性能方面取得重大突破，其比強度、比模量躍居各先進纖維之首。采用炭纖維制造的發(fā)動機殼體剛性好、變形小，可減少推進劑藥柱的變形，且與絕熱層的粘接牢固，是復合材料發(fā)動機殼體增強材料的新寵［1］。炭纖維種類較多，按其性能可分為超高模炭纖維(模量在440 GPa以上)、高模炭纖維(模量320～440 GPa)、中模炭纖維(模量265～320 GPa)、高強炭纖維或標準模量炭纖維(模量在265 GPa以下)［2］。

T800、T1000炭纖維為中模炭纖維典型代表，同類產(chǎn)品還有美國赫克里斯公司的IM6、IM7炭纖維及阿莫科公司的T-40炭纖維。中模炭纖維在航天領域的典型應用是固體火箭發(fā)動機殼體，如美國的三叉戟IID5導彈、侏儒導彈、大力神-4火箭，法國的阿里安-2火箭改型、日本的M-5火箭等發(fā)動機殼體都選用了中模型炭纖維［3］。根據(jù)國內(nèi)外資料報道，中模型炭纖維在復合材料發(fā)動機殼體上應用的性能發(fā)揮水平有高有低［4－7］。

本文以炭纖維的延伸率為切入點，結合發(fā)動機殼體結構特點，分析不同延伸率的炭纖維對發(fā)動機殼體性能帶來的影響，通過試驗驗證后，提出進一步改善殼體性能的工藝措施，提升了T800炭纖維在發(fā)動機殼體模擬件上的強度轉(zhuǎn)化率。

1 實驗

1.1 原材料

T700SC-12000-50C炭纖維，T800HB-12000-50B炭纖維，T1000GB-12000-40D炭纖維，日本東麗公司;環(huán)氧樹脂配方，自制。

1.2 實驗內(nèi)容

將纖維在一定張力作用下浸漬樹脂后，采用數(shù)控纏繞機按一定線型纏繞φ150 mm殼體，固化后脫除芯模，按GB 6058—2005在自制設備上進行水壓檢測試驗。

2 結果與討論

2.1 炭纖維性能

表1列出了 T700、T800、T1000炭纖維的性能數(shù)據(jù)。由表1可見，T800炭纖維強度較T700炭纖維提高12.0%，模量提高約27.8%，而延伸率降至1.8%;T1000炭纖維與T800炭纖維同為中模型炭纖維，但強度較T800炭纖維提高16.0%;與T700相比，T1000炭纖維強度、模量提高幅度分別為30.0%與27.8%，而延伸率兩者相差不大。因此，3種炭纖維中T800斷裂應變和斷裂韌性較低，即材質(zhì)偏脆，這將給炭纖維殼體設計和制備帶來許多新的問題。

表1 3種炭纖維性能數(shù)據(jù)Table 1 Properties of three types of carbon fiber

2.2 殼體結構分析

發(fā)動機殼體主要由筒段、封頭、金屬接頭、前后連接裙、內(nèi)絕熱層組成。炭纖維復合材料殼體一般采用纏繞工藝方法成型，筒段是由縱向加環(huán)向纏繞而成，封頭則是在圓筒縱向纏繞時同步完成的，其厚度是極孔處最厚、赤道處最薄，且與圓筒縱向?qū)雍穸认嗟龋虼送捕魏头忸^過渡區(qū)(赤道處)存在厚度突變。一般而言，封頭上靠近赤道附近的環(huán)向承受壓縮應力作用，而筒段上靠近赤道附近的環(huán)向為拉伸應力，同時赤道位置存在著一定的彎曲應力作用，因此該部位處于拉、壓、彎、剪共同作用的復雜應力狀態(tài)［8－10］。這樣就使得赤道位置成為封頭的薄弱環(huán)節(jié)，封頭破壞也往往起源于此，最終導致整個封頭的破壞，甚至殃及裙和筒段。此外，金屬接頭和殼體復合材料剛度不同，封頭和金屬接頭外緣靠近筒段部分，在載荷作用下會產(chǎn)生局部應力集中，易導致封頭沿肩部外緣被剪(彎)斷。此類現(xiàn)象的發(fā)生，除了與封頭厚度及接頭的肩寬比有關外，同時與接頭肩部的剛度也有很大關系。以往的接頭設計，肩部厚度是從肩根開始，以線性關系減小到肩外緣的“零厚度”，這對玻璃纖維和有機纖維殼體的鋁合金接頭尚可，但對于鋼或鈦合金接頭的炭纖維殼體，當肩外緣的彎曲剛度較大時，會對封頭產(chǎn)生很大的彎矩和軸向剪切應力集中［11］，這對斷裂應變和斷裂韌性較低的炭纖維殼體封頭部位尤為不利。

2.3 炭纖維延伸率影響分析

為簡化計算，節(jié)省機時，分析過程中建立了結構的1/256幾何模型，在其對稱面上施加對稱約束條件，對殼體內(nèi)表面施加內(nèi)壓載荷進行分析。分析過程中，假定縱、環(huán)向?qū)永硐胝辰?。研究對象為?50 mm殼體，設計爆破壓強34 MPa，分別對 T700、T800、T1000炭纖維纏繞的殼體在34 MPa下的應變分布進行了分析，見圖1～圖3。其中，3種炭纖維殼體的應力平衡系數(shù)均取0.72，纖維體積分數(shù)60%，筒段纏繞角28°，其余相關設計參數(shù)按GB/T 6058—2005執(zhí)行。

圖1 T700炭纖維殼體環(huán)向及縱向纏繞層應變云圖Fig.1 Strain nephogram of T700 carbon fiber case hoop and longitudinal winding layer

圖2 T800炭纖維殼體環(huán)向及縱向纏繞層應變云圖Fig.2 Strain nephogram of T800 carbon fiber case hoop and longitudinal winding layer

圖3 T1000炭纖維殼體環(huán)向及縱向纏繞層應變云圖Fig.3 Strain nephogram of T1000 carbon fiber case hoop and longitudinal winding layer

從圖1～圖3可看出，對于3種炭纖維纏繞的復合材料殼體，其環(huán)向纏繞層的環(huán)向應變值在筒段中部位置最大，靠近赤道位置最小;而環(huán)向纏繞層的軸向應變在筒段中部位置最小，靠近赤道位置最大，其值甚至大于環(huán)向應變的最大值，這將導致殼體在水壓過程中首先出現(xiàn)橫向開裂?？v向纏繞層的縱向應變則在靠近赤道位置和金屬接頭位置附近較高，但均小于環(huán)向纏繞層的環(huán)向應變值;縱向纏繞層的橫向應變在筒段中部和靠近金屬接頭位置附近均較高，且都高于縱向纏繞層的縱向應變值，這樣在內(nèi)壓作用下，殼體亦將首先出現(xiàn)橫向開裂。

對比3種炭纖維殼體的應變計算結果之間區(qū)別可看出，在設計爆破壓力下，T800炭纖維殼體的縱環(huán)向應變趨勢與其余2種纖維一致;但T800炭纖維殼體環(huán)向纏繞層上承擔的軸向拉伸應變最大值與環(huán)向拉伸應變最大值之比為0.98，其余纖維殼體的比值均為1.00;T800炭纖維殼體縱向纏繞層上承擔的橫向壓縮應變最大值與縱向拉伸應變最大值之比為0.56，而其余纖維殼體的比值分別為0.40與0.47。從變化趨勢來看，延伸率較低的T800炭纖維殼體在封頭上靠近赤道的位置處產(chǎn)生了更高的壓縮應變。因此，其更易在封頭上靠近赤道位置附近發(fā)生復雜的破壞模式。

2.4 試驗驗證

按GB/T 6058—2005制備T700、T800、T1000炭纖維的φ150 mm殼體，并進行水壓爆破試驗，對以上分析進行試驗驗證。試驗結果見表2，水壓后殼體殘骸見圖4。

表2 3種炭纖維φ150 mm殼體水壓試驗結果(設計壓強34 MPa)Table 2 Results of hydraulic test on three types of carbon fiber φ150 mm cases(design pressure is 34 MPa)

由水壓檢測結果可看出，T700、T1000炭纖維均滿足設計要求，爆破壓強甚至超過設計壓強，說明其與發(fā)動機殼體的結構及纏繞工藝性適配性很好，纖維強度轉(zhuǎn)化率高，這對提高殼體的特性系數(shù)有積極作用。通過殼體水壓爆破后的殘骸可看出，延伸率較高的T700、T1000炭纖維殼體的破壞位置均在殼體筒段，縱、環(huán)向纖維強度得到了充分發(fā)揮。而延伸率較低的T800炭纖維殼體出現(xiàn)了封頭部位低壓破壞的現(xiàn)象，纖維環(huán)向強度轉(zhuǎn)化率僅為65.7%，中模類炭纖維的性能優(yōu)勢并未得到體現(xiàn)。破壞模式一種是靠近赤道部位的封頭發(fā)生斷裂，原因在上述分析中已體現(xiàn);另外一種是殼體沿接頭肩部外緣被剪斷，這是在內(nèi)壓作用下，此處產(chǎn)生了較大的彎矩和軸向剪切力，開孔越大，此彎矩和軸向剪切力越大，這對斷裂應變和斷裂韌性較低的T800炭纖維復合材料殼體尤為不利，當此處的等效剪應力達到其等效剪切強度時，就出現(xiàn)了金屬接頭肩部外緣處的復合材料封頭被齊齊剪斷的情況。

2.5 改善措施與結果

根據(jù)上述分析結論與試驗結果可看出，炭纖維延伸率的高低對殼體性能有直接影響。提升延伸率較低的T800炭纖維殼體性能的措施首先該適當減小金屬接頭肩部外緣的彎曲剛度，緩解其對封頭產(chǎn)生的應力集中;同時，通過局部補強增加封頭部位的材料厚度以彌補強度的不足。當然降低應力平衡系數(shù)也是一種快捷有效的手段，但降低應力平衡系數(shù)會導致殼體縱向強度與材料富余［12］，結構效率并非最優(yōu)。

圖4 3種炭纖維殼體水壓爆破殘骸Fig.4 Remains of hydraulic test on three types of carbon fiber φ150 mm cases

2.5.1 金屬接頭結構優(yōu)化

通過金屬接頭肩部外緣處的封頭強度校核，對金屬接頭內(nèi)型面進行優(yōu)化，使其呈非線性弱化曲面。以34 MPa內(nèi)壓進行復合材料纏繞層設計，分別對金屬接頭結構未優(yōu)化及優(yōu)化后T800炭纖維復合材料在封頭上的應變分布情況進行分析，結果如圖5、圖6所示。

圖5 金屬接頭結構未優(yōu)化情況下封頭上縱向纏繞層應變Fig.5 Strain of longitudinal winding layer before metal joint＇s structure unoptimization

圖6 金屬接頭節(jié)優(yōu)化后封頭上縱向纏繞層應變Fig.6 Strain of longitudinal winding layer in metal joint＇s structure after optimization

從圖5、圖6可看出，在金屬接頭結構未優(yōu)化的情況下，封頭上靠近接頭附近的縱向纏繞層最大縱向拉伸應變?yōu)?.31%，最大橫向拉伸應變?yōu)?.30%，處于一個較高的雙向拉伸應變狀態(tài)，且封頭上靠近赤道處存在著較高的縱向拉伸應變，數(shù)值達到1.39%;當金屬接頭結構優(yōu)化后，封頭上靠近金屬接頭附近上縱向纏繞層的最大縱向拉伸應變?yōu)?.01%，最大橫向拉伸應變?yōu)?.17%，而封頭上靠近赤道處的縱向拉伸應變大降至0.70%?？傮w來看，金屬接頭附近的縱向拉伸應變降低22.90%，橫向拉伸應變降低10.00%，赤道位置附近的縱向拉伸應變值降低49.64%。因此，采用金屬接頭優(yōu)化方案，可有效地降低封頭上纖維纏繞層在金屬接頭邊緣位置的應力狀態(tài)。

2.5.2 封頭補強

通過對炭纖維復合材料殼體封頭部位補強，增加鋪層厚度，減小封頭的局部應力集中，可彌補薄弱區(qū)域的強度不足，從而提高殼體的內(nèi)壓承載能力，避免水壓檢測時發(fā)生封頭低壓破壞現(xiàn)象。根據(jù)T800炭纖維φ150 mm殼體縱、環(huán)向纏繞層應變分析，確定出封頭補強層的位置及厚度。補強后，封頭復合材料厚度增加約15.0%。殼體水壓試驗結果:爆破壓強36.4 MPa(設計壓強34 MPa)，環(huán)向強度轉(zhuǎn)化率85.6%。殘骸見圖10。

圖7 T800炭纖維φ150 mm殼體水壓破壞殘骸Fig.7 Remains of hydraulic test on T800 carbon fiber φ150 mm case

試驗結果表明，采用結構優(yōu)化的金屬接頭及封頭補強措施，解決了延伸率較低的T800炭纖維殼體封頭低壓破壞的問題;水壓爆破殘骸可見，破壞位置均在殼體筒段，縱、環(huán)向纖維強度得到了充分發(fā)揮。

3 結論

(1)延伸率較高的T700、T1000炭纖維與殼體結構匹配性好，φ150 mm殼體環(huán)向強度轉(zhuǎn)化率近乎達到90%甚至以上。

(2)延伸率較低的T800炭纖維殼體在金屬接頭邊緣部位及封頭靠近赤道的位置產(chǎn)生了復雜的應力集中，導致殼體在內(nèi)壓試驗中封頭低壓破壞，纖維強度轉(zhuǎn)化率偏低。

(3)通過金屬接頭結構優(yōu)化與封頭補強，解決了T800炭纖維延伸率較低帶來的殼體封頭低壓破壞問題，使殼體的環(huán)向纖維強度轉(zhuǎn)化率由65.7%提升至85.6%。

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