張世杰 王汝敏 廖英強 周偉江 程 勇

(1 西北工業(yè)大學(xué)理學(xué)院應(yīng)用化學(xué)系，西安 710072)

(2 西安航天復(fù)合材料研究所，西安 710025)

(3 高性能碳纖維制造及應(yīng)用國家地方聯(lián)合工程研究中心，西安 710089)

0 引言

碳纖維復(fù)合材料以其比強度比模量高、性能可設(shè)計和易于成型等優(yōu)勢，已在國防軍工等高新技術(shù)領(lǐng)域取得廣泛應(yīng)用，對關(guān)鍵結(jié)構(gòu)件的性能提升和減輕質(zhì)量方面起到積極作用［1］。其中采用碳纖維制造的復(fù)合材料發(fā)動機殼體具有較好的剛度，在減少燃燒室的變形的同時還增強了復(fù)合材料與絕熱層之間的粘接強度，尤其是以日本的T800碳纖維、美國IM7碳纖維以及T－40碳纖維為代表的高強中模碳纖維問世以后，迅速成為復(fù)合材料發(fā)動機殼體向輕質(zhì)化、高性能和高可靠性發(fā)展的重要物資保障，美國、法國、日本的多數(shù)戰(zhàn)略、戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈及運載火箭的發(fā)動機殼體都選用了高強中模碳纖維［2－3］。

網(wǎng)格理論對復(fù)合材料殼體而言，一直是一種行之有效的設(shè)計理論。該理論雖然不能很好地預(yù)測殼體破壞過程及各部位在加壓過程中的受力狀態(tài)，但可以較為準(zhǔn)確地預(yù)測出殼體的爆破壓力［4－7］。然而工程應(yīng)用實踐表明，碳纖維復(fù)合材料殼體易在封頭部位產(chǎn)生低壓爆破，高強中模碳纖維殼體尤甚。這是因為碳纖維作為一種脆性材料，加之其界面性能優(yōu)良，因此在殼體受到內(nèi)壓作用時，封頭部位處于拉、彎、剪共同作用下的復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)，容易在封頭發(fā)生低壓破壞。此外，殼體前后金屬連接件與碳纖維復(fù)合材料剛度差異較大，導(dǎo)致金屬外邊緣靠近赤道部位，在內(nèi)壓作用下產(chǎn)生局部應(yīng)力集中導(dǎo)致殼體低壓爆破［8－10］。因此，對碳纖維復(fù)合材料殼體進(jìn)行封頭補強是保證其性能最優(yōu)發(fā)揮的有效措施。

碳纖維復(fù)合材料殼體封頭補強一般有織物鋪放、纖維纏繞以及封頭帽補強等方案［11－16］，這些方案均取得了良好效果。但是對殼體補強的具體部位、補強范圍、補強厚度及方向還缺乏可量化的精細(xì)研究。等強度增強技術(shù)是一種先進(jìn)的補強技術(shù)，它可以定量化確定補強區(qū)域的范圍、補強厚度等補強參數(shù)，從而可實現(xiàn)補強方案從定性向定量的實質(zhì)性轉(zhuǎn)變，對提高碳纖維復(fù)合材料殼體的研究應(yīng)用水平具有重要意義。對此本文開展T800HB碳纖維復(fù)合材料殼體定量化等強度補強技術(shù)研究。

1 殼體等強度增強設(shè)計

1.1 等強度增強的概念、原理

目前，采用傳統(tǒng)網(wǎng)格理論設(shè)計制造的復(fù)合材料殼體在筒段其縱向纏繞層和環(huán)向纏繞層具有不同的承壓能力，即整個殼體是不等強度的，整個殼體特別是筒段存在過多的冗余質(zhì)量，導(dǎo)致殼體效率較低。等強度增強殼體要求在內(nèi)壓載荷作用下復(fù)合材料殼體筒身中部的縱向纏繞層應(yīng)變和環(huán)向纏繞層應(yīng)變相當(dāng)，這樣在水壓載荷作用下可以實現(xiàn)縱向和環(huán)向纏繞層同時破壞。等強度增強殼體除封頭外在筒身的各個位置具有相同的承壓能力，在筒段不存在冗余質(zhì)量，可以大大提高殼體的效率。

1.2 理論分析及試驗驗證

1.2.1 理論分析

在殼體等強度增強設(shè)計過程中，對筒身中部一定范圍內(nèi)的縱向纏繞層厚度按應(yīng)力平衡系數(shù)為1進(jìn)行設(shè)計，其余位置的縱向纏繞層厚度則按較低的應(yīng)力平衡系數(shù)進(jìn)行設(shè)計。以等強度增強的基本原理為依據(jù)，選取不同的應(yīng)力平衡系數(shù)對殼體的縱向纏繞層和環(huán)向纏繞層厚度進(jìn)行設(shè)計，并以該設(shè)計結(jié)果為基礎(chǔ)建立有限元模型進(jìn)行靜力學(xué)受載分析，提取有限元分析結(jié)果中復(fù)合材料殼體筒段縱環(huán)向纖維的應(yīng)變進(jìn)行對比分析，獲得殼體筒段近似等強度破壞的最佳應(yīng)力平衡系數(shù)，最終通過水壓試驗驗證等強度增強技術(shù)的有效性。

以Φ150 mm殼體為研究對象，在距離赤道位置大于20 mm的筒身中部范圍內(nèi)取應(yīng)力平衡系數(shù)為1設(shè)計殼體壁厚，而從極孔至過赤道20 mm區(qū)域的厚度分布取應(yīng)力平衡系數(shù)為 1、0.7、0.65進(jìn)行設(shè)計，以達(dá)到局部增強的目的。以ANSYS軟件為平臺，以shell91殼單元和solid92實體單元為單元類型，建立殼體有限元模型，施加內(nèi)壓載荷并進(jìn)行分析，分析結(jié)果見表1。

表1 不同應(yīng)力平衡系數(shù)下殼體纏繞層應(yīng)變Tab.1 Strain of winding layer of case with different stress equilibrium factor

從表1看出，當(dāng)筒身中部應(yīng)力平衡系數(shù)取1時，赤道位置附近的縱向纖維應(yīng)變大大高于其余位置，在內(nèi)壓載荷作用下赤道位置破壞，并且殼體出現(xiàn)低壓爆破;當(dāng)應(yīng)力平衡系數(shù)取0.7時，赤道位置附近的縱向纖維應(yīng)變?nèi)耘f高于其余位置，且考慮到縱向纖維纏繞過程中更易產(chǎn)生損傷等因素，則此工藝參數(shù)下仍舊會出現(xiàn)赤道位置破壞，且表現(xiàn)為低壓爆破;當(dāng)應(yīng)力平衡系數(shù)取0.65時，赤道位置附近的縱向纖維應(yīng)變已經(jīng)低于筒身中部位置環(huán)向應(yīng)變，考慮到縱向纖維的強度損傷較大以及破壞位置盡量在筒身中部位置，因此該工藝參數(shù)下設(shè)計的殼體筒身中部位置和靠近赤道位置的爆破壓力比較接近，即殼體為近似等強度結(jié)構(gòu)。1.2.2 工藝試驗驗證

為驗證前述等強度工藝設(shè)計的準(zhǔn)確性，采用日本東麗公司生產(chǎn)的高強中模T800HB－12k碳纖維為增強纖維，基體為環(huán)氧樹脂，制備Φ150 mm殼體，并進(jìn)行水壓爆破試驗。根據(jù)水壓試驗結(jié)果對Φ150 mm殼體開展了赤道位置局部增強研究，共進(jìn)行了三次典型的水壓試驗，設(shè)計參數(shù)見表2。

表2 Φ150 mm殼體纏繞設(shè)計參數(shù)Tab.2 Processing parameters of winding design forΦ150 mm case

T800HB－12k碳纖維的復(fù)絲強度標(biāo)稱值為5.49 GPa，復(fù)絲實測強度為 5.20～5.60 GPa，本次試驗選用的纖維復(fù)絲實測強度為5.20 GPa。

按照以上殼體纏繞設(shè)計參數(shù)設(shè)計制備了Φ150 mm殼體，并進(jìn)行水壓爆破試驗，試驗結(jié)果如表3所示，破壞殘骸見圖1～圖3。

表3 不同應(yīng)力平衡系數(shù)Φ150 mm殼體水壓試驗結(jié)果Tab.3 Hydrostatic test for Φ150 mm case with different stress equilibrium factor

從表3的試驗數(shù)據(jù)可以看出，當(dāng)增強區(qū)應(yīng)力平衡系數(shù)分別取 1、0.7、0.65時，殼體的爆破壓力逐步增加，在應(yīng)力平衡系數(shù)取0.65時，殼體不再出現(xiàn)低壓爆破現(xiàn)象，壓力完全達(dá)到設(shè)計要求，由此說明此時殼體薄弱區(qū)域的強度得到滿足，殼體筒身區(qū)域為近似等強度結(jié)構(gòu)，應(yīng)力平衡系數(shù)為0.65時縱向纏繞層的厚度即為等強度殼體的縱向設(shè)計厚度。從爆破殘骸的形貌來看，第一、二批殼體爆破形貌均不理想，發(fā)生了封頭破壞現(xiàn)象，而第三批殼體爆破位置發(fā)生在筒段位置，縱、環(huán)向纖維強度得到了充分發(fā)揮。以上試驗測試結(jié)果與理論預(yù)測結(jié)果一致，因此可以采用等強度設(shè)計技術(shù)對復(fù)合材料殼體進(jìn)行設(shè)計。

隨著長徑比的增加，筒身中部縱向纏繞層上的冗余質(zhì)量占整個殼體質(zhì)量的比例不斷增加，當(dāng)采用等強度增強技術(shù)對產(chǎn)品進(jìn)行研制時可以大幅度降低冗余質(zhì)量，提高殼體的PV/W值，因此等強度增強技術(shù)對于大長徑比殼體更為有效。表4列出了等強度增強大長徑比(長徑比4∶1)Φ150 mm殼體的內(nèi)壓檢測結(jié)果，內(nèi)壓破壞殘骸見圖4。

表4 大長徑比T800HB碳纖維Φ150 mm殼體水壓檢測Tab.4 Hydrostatic test result of high length－to－diameter ratioΦ150 mm case made of T800HB carbon fiber

結(jié)果表明，殼體的水壓爆破位置發(fā)生在筒身段，且為粉碎性破壞，縱向纖維和環(huán)向纖維為等強度破壞，縱環(huán)向纖維的強度得到充分發(fā)揮。采用等強度增強技術(shù)制備的大長徑比殼體由于筒段軸向與環(huán)向強度相當(dāng)，與傳統(tǒng)纖維纏繞殼體相比其縱向材料用量大大降低，因此其PV/W值高達(dá)48.7 km。與傳統(tǒng)纖維纏繞Φ150 mm殼體PV/W值為35 km相比，提高39.1%。

2 Φ480 mm殼體驗證分析

2.1 有限元分析

以Φ480 mm殼體為研究對象，采用等強度增強技術(shù)進(jìn)行工藝設(shè)計，殼體工藝設(shè)計參數(shù)見表5。

表5 T800HB碳纖維Φ480 mm殼體工藝設(shè)計參數(shù)Tab.5 Processing parameters ofΦ480 mm case made of T800HB carbon fiber

根據(jù)以上工藝參數(shù)，在距離赤道位置大于40 mm的范圍內(nèi)取應(yīng)力平衡系數(shù)為1設(shè)計殼體筒段壁厚，其余增強位置的厚度在應(yīng)力平衡系數(shù)為0.65條件下計算得到。以ANSYS有限元軟件為平臺建立殼體幾何模型，施加一定的內(nèi)壓載荷，求解計算得到殼體縱環(huán)向纏繞層的應(yīng)變分析結(jié)果，見圖5和表6。

表6 殼體纏繞層應(yīng)變Tab.6 Strain of winding layer for case

從表6可知，當(dāng)增強區(qū)域應(yīng)力平衡系數(shù)取0.65時，Φ480 mm殼體上的縱環(huán)向應(yīng)變分布情況與Φ150 mm完全一致，故可以按照該工藝參數(shù)進(jìn)行設(shè)計。

2.2 試驗驗證

根據(jù)以上理論分析獲得的Φ480 mm殼體的等強度增強工藝參數(shù)，采用日本東麗公司生產(chǎn)的T800HB－12k碳纖維制備大后開口Φ480 mm殼體，并進(jìn)行水壓內(nèi)壓爆破試驗，結(jié)果見表7，殘骸見圖6。

表7 定量化等強度增強Φ480 mm殼體水壓試驗結(jié)果Tab.7 Hydrostatic test result of quantitative isostrength reinforcedΦ480 mm case

結(jié)果表明:Φ480 mm殼體的爆破壓力達(dá)到了17.5 MPa，爆破形貌為從筒身向封頭位置擴展并最終導(dǎo)致金屬件的脫落，該實驗結(jié)果也進(jìn)一步證明了定量化等強度增強技術(shù)的可用性和可靠性。

3 結(jié)論

(1)纖維纏繞復(fù)合材料殼體為不等強度結(jié)構(gòu)，整個殼體特別是筒段位置存在過多的冗余質(zhì)量，導(dǎo)致殼體的效率較低，有必要采用等強度增強技術(shù)對纖維纏繞復(fù)合材料殼體進(jìn)行設(shè)計，確保纖維纏繞殼體筒身中部的縱環(huán)向纖維具有近似相等的破壞強度，最終達(dá)到提高殼體容器效率的目的。

(2)通過理論分析和試驗驗證可知，當(dāng)Ф150 mm殼體封頭及筒身上靠近赤道位置附近的部分區(qū)域縱向纏繞層的應(yīng)力平衡系數(shù)取0.65，其余位置應(yīng)力平衡系數(shù)取1時，可以確保結(jié)構(gòu)為近似等強度結(jié)構(gòu)，試驗結(jié)果與分析結(jié)果一致，充分說明了等強度增強設(shè)計概念的準(zhǔn)確性。

(3)隨著長徑比的增加，筒身中部縱向纏繞層上的冗余質(zhì)量占整個殼體質(zhì)量的比例不斷增加，當(dāng)采用等強度增強技術(shù)對產(chǎn)品進(jìn)行研制時可以大幅度降低冗余質(zhì)量，提高殼體的容器效率，因此等強度增強技術(shù)更加適合于大長徑比產(chǎn)品的研制開發(fā)。

［1］馮志海.關(guān)于我國高性能碳纖維需求和發(fā)展的幾點想法［J］.新材料產(chǎn)業(yè)，2010(9):19－24.

［2］林德春，張德雄，陳繼榮.固體火箭發(fā)動機材料現(xiàn)狀和前景展望［J］.宇航材料工藝，1999，29(4):1－5.

［3］陳剛，趙珂，肖志紅.固體火箭發(fā)動機殼體復(fù)合材料發(fā)展研究［J］.航天制造技術(shù)，2004(3):18－22.

［4］陳汝訓(xùn).纖維纏繞圓錐殼體設(shè)計分析［J］.固體火箭技術(shù)，2007，30(6):490－493.

［5］陳汝訓(xùn).纖維纏繞圓環(huán)壓力容器設(shè)計分析［J］.固體火箭技術(shù)，2006，29(6):446－450.

［6］邊文鳳，孫芳.天然氣汽車復(fù)合材料氣瓶的優(yōu)化設(shè)計［J］.壓力容器，2004，21(1):24－27.

［7］陳汝訓(xùn).纖維纏繞殼體設(shè)計的網(wǎng)格分析方法［J］.固體火箭技術(shù)，2003，26(1):30－32.

［8］郭峰，張煒，王曉潔，等.碳纖維/環(huán)氧固體火箭發(fā)動機殼體補強現(xiàn)狀［J］.纖維復(fù)合材料，2008，35(3):35－38.

［9］YVESCoste，JEAN－MARC G.Strategic missile solid rocket motor cases qualification［R］.IAA－2006－4597.

［10］PERUGINI P，MATALONI A，BETTI F.Damage tolerance approach to SRM composite cases［R］.AIAA－2004－4213.

［11］陳汝訓(xùn).炭纖維殼體封頭設(shè)計的幾個問題［J］.固體火箭技術(shù)，2009，32(5):543－547.

［12］王歡，劉勇瓊，廖英強，等.碳纖維/環(huán)氧復(fù)合材料殼體補強新工藝及方法對比研究［J］.宇航材料工藝，2013，43(2):88－91.

［13］周偉江，廖英強，張世杰，等.T800HB/環(huán)氧復(fù)合材料殼體爆破性能分析［J］.宇航材料工藝，2014，44(3):95－97.

［14］王曉潔，張煒，劉炳禹，等.高性能碳纖維復(fù)合材料耐壓容器研究進(jìn)展［J］.宇航材料工藝，2003，33(4):20－23.

［15］王東.某纏繞殼體補強工藝研究［J］.航天制造技術(shù)，2007(2):36－37.

［16］張軍，汪寧.大型玻璃纖維/環(huán)氧復(fù)合材料殼體開孔補強工藝技術(shù)研究［J］.航天制造技術(shù)，2007(4):28－31.