羅楚養(yǎng)，江晟達，陳夢熊，張朋，夏旭峰，蔡培培

1.東華大學 民用航空復合材料協(xié)同創(chuàng)新中心，上海 201620 2.中國空空導彈研究院，洛陽 471009 3.航空工業(yè)復合材料技術中心 先進復合材料重點實驗室，北京 101300

天線罩連接環(huán)是雷達型導彈彈體連接的重要部件，它與導彈中其他艙段的連接方式及要求不同，是導彈彈體連接中的特殊設計問題。連接環(huán)的材料、結(jié)構(gòu)形式和連接方式要根據(jù)導彈天線罩罩體的材料、導彈的氣動加熱和機動過載選擇[1]。目前，雷達型導彈天線罩大部分采用微晶玻璃、氧化鋁陶瓷、石英陶瓷和氮化硅陶瓷等無機材料制成[2-3]，這些材料線膨脹系數(shù)小、硬度高、脆性大，在與導彈彈體連接時為避免熱脹系數(shù)不匹配導致的熱應力過大問題，需通過連接環(huán)進行過渡。目前國內(nèi)外導彈雷達天線罩連接環(huán)大部分采用低膨脹合金鋼4J32、4J36，盡管此類合金的線膨脹系數(shù)相對較低，各項物理化學性能也較好，但加工難度大，成本高，并且當溫度超過居里點溫度時，其強度會急劇下降，線膨脹系數(shù)會迅速上升[4]。因此，采用此類材料制作的雷達天線罩連接環(huán)必須在表面增加一層隔熱材料，以保證連接環(huán)的溫度不超過居里點溫度。通常的做法是在連接環(huán)表面涂敷隔熱膩子或涂料，由于隔熱膩子的強度較低，并且其線膨脹系數(shù)與低膨脹合金差異較大，在高低溫服役環(huán)境下容易出現(xiàn)涂層開裂、脫落現(xiàn)象，嚴重影響天線罩的使用安全性。

先進復合材料具有比強度/比剛度高、可設計、耐腐蝕、抗疲勞、易于實現(xiàn)結(jié)構(gòu)功能一體化等特點，在航空航天領域得到了廣泛應用[5-6]。采用纖維增強樹脂基復合材料制備連接環(huán)，不但可以實現(xiàn)結(jié)構(gòu)減重和隔熱/承載一體化，還可以通過調(diào)節(jié)復合材料的線膨脹系數(shù)使其與天線罩材料相匹配，從而改善連接環(huán)與天線罩的膠接性能；再者，復合材料連接環(huán)加工周期短，成本低，適合整體化制造。以空空導彈為代表的戰(zhàn)術導彈通常以高馬赫數(shù)在大氣層中飛行，其氣動加熱導致的結(jié)構(gòu)熱問題十分嚴重，因此該類飛行器的復合材料結(jié)構(gòu)通常采用耐高溫的樹脂基復合材料[7-8]。熱壓成型聚酰亞胺復合材料是目前耐溫等級最高的結(jié)構(gòu)用樹脂基復合材料之一，已廣泛應用于航空發(fā)動機、飛機、導彈、火箭等的耐高溫結(jié)構(gòu)部件，對結(jié)構(gòu)減重有著良好的效果[9]。此種類型的聚酰亞胺復合材料的連接性能[10-12]和疲勞性能[13]也得到了較多關注。但是熱壓工藝聚酰亞胺樹脂通常需要通過纖維預浸料、模壓或熱壓罐成型制備復合材料，除對設備能力要求高外，由于其固化過程伴隨亞胺化反應，通常會產(chǎn)生低分子揮發(fā)物，從而導致其工藝難度相對較大，制造成本相對較高，特別是在成型結(jié)構(gòu)復雜的制件時容易產(chǎn)生缺陷，從而阻礙了其在復雜耐高溫部件上的應用[14-16]。樹脂傳遞模塑(RTM，Resin Transfer Molding)成型技術是近年來迅速發(fā)展的一種復合材料成型工藝技術，可以高效、低成本、整體制備高性能復雜結(jié)構(gòu)零部件，成為當今及未來很長一段時間內(nèi)纖維增強樹脂基復合材料的主導工藝之一[17-19]。通過RTM工藝成型復雜制品可以大幅度降低工藝成本、提高工作效率，實現(xiàn)低成本制造，還有望解決聚酰亞胺樹脂熱穩(wěn)定性和工藝性之間的矛盾[20-21]?？梢?，將能耐高溫的聚酰亞胺樹脂與能實現(xiàn)低成本制造的RTM成型工藝相結(jié)合，是未來導彈高溫復合材料結(jié)構(gòu)研究領域的熱點[22]。但是，目前國內(nèi)外尚鮮見有關高溫RTM工藝的碳纖維/聚酰亞胺復合材料零部件的設計、制備及其力學性能研究的報道。為此本文以導彈彈體典型結(jié)構(gòu)作為研究對象，設計一種隔熱/承載一體化的碳纖維/聚酰亞胺復合材料連接環(huán)結(jié)構(gòu)，并采用高溫RTM整體成型技術制備該復合材料連接環(huán)樣件，同時對其進行常溫靜強度試驗和服役環(huán)境下的靜熱聯(lián)合試驗驗證，探索碳纖維/聚酰亞胺復合材料連接環(huán)的設計、制備及驗證技術。

1 結(jié)構(gòu)與鋪層設計

圖1為傳統(tǒng)型雷達陶瓷天線罩連接環(huán)，由低膨脹合金4J32或4J36作為主承載結(jié)構(gòu)，隔熱層通常由防熱膩子、防熱涂料或酚醛高硅氧等防熱材料構(gòu)成。連接環(huán)前端與陶瓷頭錐采用膠接的方式連接，后端與艙段殼體通過楔塊或卡環(huán)連接。為了減重，作為主承力的低膨脹合金部分通常設計成薄壁結(jié)構(gòu)，使得加工困難，容易引起加工變形而導致連接環(huán)報廢。因此，此種連接環(huán)的加工成本高，生產(chǎn)周期長，并且由于隔熱層和低膨脹合金的線膨脹系數(shù)不匹配，容易在高低溫沖擊下出現(xiàn)涂層開裂或脫落，從而影響陶瓷頭錐的結(jié)構(gòu)完整性。根據(jù)圖1所示的連接環(huán)結(jié)構(gòu)，結(jié)合復合材料的力學特性及成型工藝要求，設計了如圖2所示的復合材料連接環(huán)，該連接環(huán)由耐高溫的碳纖維增強聚酰亞胺樹脂基復合材料作為隔熱/承載一體化結(jié)構(gòu)，與陶瓷頭錐采用高溫膠連接，與艙段殼體通過螺釘連接，為減輕螺釘引起的復合材料連接環(huán)局部應力集中，在螺釘孔處鑲嵌TC4鈦合金嵌件。根據(jù)復合材料連接環(huán)的受力特點及服役環(huán)境，設計的連接環(huán)鋪層分為承載層和隔熱層兩部分，采用高溫RTM工藝一次成型，從而實現(xiàn)連接環(huán)的隔熱與承載一體化設計及制備。增強體為國產(chǎn)CF3031碳纖維織物，單層厚度為0.225 mm，鋪層0°沿連接環(huán)軸向，90°沿連接環(huán)周向，厚度方向沿連接環(huán)徑向，纖維體積分數(shù)為55%。具體鋪層如下：承載層為[(±45)/(0,90)/(±45)/(0,90)/(±45)/(0,90)/(±45)/(0,90)/(±45)/(0,90)/(±45)/(0,90)3/(±45)/(0,90)/(±45)/(0,90)/(±45)/(0,90)/(±45)/(0,90)/(±45)/(0,90)/(±45)]；隔熱層為[(±45)]21s。

圖1 傳統(tǒng)型雷達陶瓷天線罩及其連接環(huán)

圖2 復合材料連接環(huán)

2 連接環(huán)制備工藝

2.1 原材料

分別選用國產(chǎn)CF3031碳纖維織物作為增強體、HT-350RTM聚酰亞胺樹脂作為基體[23]，其基本性能如表1所示，樹脂最低黏度可達0.39 Pa·s(如圖3所示)，280 ℃恒溫2 h后的黏度僅為0.81 Pa·s，開放期可達3～4 h，玻璃化轉(zhuǎn)變溫度為392 ℃，儲能模量拐點為361 ℃(如圖4所示)，5%質(zhì)量損失的熱分解溫度更是高達538 ℃(如圖5所示)，長期使用溫度可達350 ℃以上。

表1 HT-350RTM聚酰亞胺樹脂基本性能

圖3 HT-350RTM的流變性能

圖4 HT-350RTM的耐熱性能

圖5 HT-350RTM熱重分析(TGA)曲線

2.2 模具設計

模具設計是RTM成型工藝的關鍵因素之一，RTM成型模具要求有較好的密封效果，同時應根據(jù)制件的結(jié)構(gòu)形式綜合設計合模機構(gòu)、脫模機構(gòu)、密封系統(tǒng)、流道結(jié)構(gòu)(包含進、出膠口)以及相應的輔助工裝。根據(jù)連接環(huán)的結(jié)構(gòu)特點，設計如圖6所示的連接環(huán)RTM成型模具，該模具由上模、下模、型芯及組合芯塊構(gòu)成，在上、下模板開密封槽，利用耐高溫密封條密封，分別在模具上模和下模設置出膠口和注膠口，其中注膠口設計在連接環(huán)的后端(厚壁端)，出膠口設計在連接環(huán)的前端(薄壁端)。上、下模采用螺栓進行緊固，并設置銷釘進行定位，同時設置頂絲孔以方便脫模。

圖6 復合材料連接環(huán)成型模具

2.3 RTM成型工藝

RTM成型工藝包括下料、鋪覆、合模、注膠、固化、脫模等工藝流程。首先，采用丙酮將模具型面清理干凈并均勻涂抹高溫脫模劑；接著，裁切含有專用聚酰亞胺定型劑粉末的碳纖維預定型織物，根據(jù)設計的鋪層進行預成型體的制備；然后，將鋪覆好預成型體的芯模放置在下模上，并依次放置組合芯塊和上模完成模具合模；此后，將合模后的模具放置于加熱設備上，連接高溫注射管路，將聚酰亞胺樹脂粉末加入到注膠罐中，同時將注膠罐和模具加熱至(280±5)℃，并對成型模具和樹脂罐進行抽真空處理，以排除預成型體中的水蒸氣、殘留的溶劑及空氣，去除樹脂中的氣泡(脫泡時間約30～60 min)；待樹脂脫泡處理完成后，以0.1～0.6 MPa的注射壓力將樹脂注入模具中，直至樹脂完全浸漬預成型體；最后，將模具升溫至(375±5)℃，保溫1.5 h完成固化，待模具自然冷卻至60 ℃以下脫模，最終可獲得如圖7所示的聚酰亞胺復合材料連接環(huán)。超聲檢測(A掃)顯示復合材料連接環(huán)內(nèi)部質(zhì)量良好，無分層缺陷。進一步將連接環(huán)進行機械加工并裝配TC4鈦合金嵌件，獲得如圖8所示的復合材料連接環(huán)樣件。

圖7 固化后的復合材料連接環(huán)

圖8 機械加工后的復合材料連接環(huán)

3 力學試驗

為考察復合材料連接環(huán)的力學性能是否滿足設計要求，對復合材料連接環(huán)進行了常溫靜強試驗和嚴酷熱載荷下的靜熱聯(lián)合試驗。首先，對復合材料連接環(huán)進行常溫靜強試驗，加載至150%使用載荷(15 kN)，若連接環(huán)結(jié)構(gòu)完整、無破壞，則認為通過常溫靜強試驗；接著，將做完常溫靜強試驗的連接環(huán)進行嚴酷熱載荷下的靜熱聯(lián)合試驗，若連接環(huán)在嚴酷熱載荷(520 ℃)下加載至100%使用載荷(10 kN)不發(fā)生破壞，則認為連接環(huán)滿足熱強度設計要求。

3.1 靜強度試驗

首先，將連接環(huán)前端用Epoxy 907雙組分常溫固化環(huán)氧膠與加載夾具進行膠接，連接環(huán)后端用8個M4(HB206-2002，材料為30CrMnSiA)的沉頭螺釘與固定座連接；然后，將固定座安裝在鋼梁上；最后，在連接環(huán)外表面最下端的螺釘附近粘貼1個應變花，在內(nèi)表面最上端的螺釘附近也粘貼1個應變花(如圖9所示)，根據(jù)圖9所示的加載形式對連接環(huán)進行靜強度試驗。連接環(huán)的使用載荷為10 kN(100%使用載荷)，常溫靜強設計載荷為15 kN(150%使用載荷)。加載開始時，按10%使用載荷作為一個臺階進行加載，并保載3 s；當載荷超過60%使用載荷時，按5%使用載荷作為一個臺階進行加載，試驗加載至150%使用載荷時結(jié)束。每個加載臺階記錄應變片讀數(shù)，并觀察試驗件損傷情況。圖10(a)和圖10(b)分別為連接環(huán)外表面和內(nèi)表面應變片的載荷/應變曲線，可見，在載荷穩(wěn)定加載后，連接環(huán)表現(xiàn)出較好的線彈性；外表面纖維0°、45°和90°方向的最大應變分別為-491.0 με、-158.7 με和186.2 με；內(nèi)表面纖維0°、45°和90°方向的最大應變分別為167.9 με、-125.1 με 和-94.6 με；外表面的應變值大于對應位置的內(nèi)表面應變值。內(nèi)、外表面的應變值均遠小于復合材料的設計許用應變(通常為3 000～4 000 με)[24]。其中內(nèi)表面纖維90°方向的應變值在7.5～11.5 kN之間無明顯變化，這可能是由于內(nèi)表面粘貼應變片時操作不方便，導致應變片粘貼不牢，引起應變測量出現(xiàn)異常。整個試驗過程中連接環(huán)未發(fā)出異響，試驗結(jié)束后連接環(huán)完好，結(jié)合載荷/應變曲線可知，在設計載荷下連接環(huán)保持結(jié)構(gòu)完整性，滿足常溫靜強度設計要求。

圖9 連接環(huán)靜強度試驗

圖10 靜強度試驗載荷/應變曲線

3.2 靜熱聯(lián)合試驗

由于靜熱聯(lián)合試驗時需在連接環(huán)四周布置石英燈管，并且石英燈管外圍還需加裝反射板以提高熱輻射效率，因此很難在連接環(huán)本體上加裝加載裝置；又由于連接環(huán)本體上的載荷很小，對連接環(huán)強度影響不大，因此進行靜熱聯(lián)合試驗時僅在加載夾具上進行加載。連接環(huán)在服役過程中的嚴酷氣動熱條件為發(fā)射時的快速升溫階段，其作用時間為13.5 s，連接環(huán)從常溫升至最高溫520 ℃。為避免試驗夾具的熱應力對試驗結(jié)果造成影響，試驗前先在試驗夾具的外表面噴涂2.5 mm厚的TR-37隔熱涂料[25]，該厚度的隔熱涂料經(jīng)地面熱沖擊試驗表明在同等熱流條件下可將520 ℃的外壁面溫度在40 s內(nèi)降至100 ℃以內(nèi)，能滿足連接環(huán)靜熱聯(lián)合試驗的試驗夾具隔熱要求。

先將測溫用的熱電偶固定在試驗件的內(nèi)外表面相應測點處，再將試驗件固定于試驗平臺上。接著安裝靜力加載裝置，最后安裝燈管支架、燈管及反射板，如圖11所示。加載點位于加載夾具的最上端，溫度測點位于連接環(huán)中間截面，按4個象限均勻分布。在連接環(huán)內(nèi)部布置4個熱電偶，外壁布置1個測溫點用于溫度控制。試驗中施加溫度為給定的表面控制溫度，溫度施加方式為調(diào)節(jié)石英燈管的成組發(fā)熱單元兩端的直流電壓，改變其工作功率，通過熱輻射的方式使試驗件表面溫度迅速達到設定值。試驗溫度測試系統(tǒng)為東華DH3820靜態(tài)測試系統(tǒng)與五環(huán)PT100溫度采集系統(tǒng)相結(jié)合。采用MTS復雜協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)控制石英燈加熱，用于溫度和力載荷的施加，試驗開始前先對加熱系統(tǒng)進行檢定。

圖11 連接環(huán)靜熱聯(lián)合試驗

按照圖12所示的加載曲線進行熱力耦合加載，在13.5 s時溫度達到520 ℃，此后進行保溫。載荷在13.5 s時達到6 kN，此后計劃在36.5 s 時載荷達到25 kN。實際試驗時，前13.5 s控制溫度與測試溫度吻合良好，在13.5～15.0 s，測試溫度出現(xiàn)一個小峰值，約為550 ℃，比控制溫度高30 ℃，之后測試溫度下降并回歸至控制溫度。這可能是由于復合材料連接環(huán)熱慣性較大，測試系統(tǒng)的控制精度不夠，導致升溫最后階段的溫度跟隨出現(xiàn)小波峰現(xiàn)象。由圖12可知，當加載載荷為11.794 kN(118%使用載荷)時，連接環(huán)發(fā)生破壞。試驗結(jié)束后檢查試驗件，發(fā)現(xiàn)試驗件在連接環(huán)下部發(fā)生破壞，破壞模式為連接環(huán)與試驗夾具連接處的螺釘受剪斷裂，試驗件局部破壞特征見圖13。由于金屬的熱導率遠高于復合材料的熱導率，靜熱聯(lián)合試驗時未對螺釘進行隔熱處理，因此，試驗過程中連接環(huán)根部螺釘會快速升溫至520 ℃，螺釘材料30CrMnSiA在此高溫下強度會下降至其常溫時的50%以內(nèi)[26]，導致其提前發(fā)生破壞。試驗完成后，對連接環(huán)進行檢查，未發(fā)現(xiàn)連接環(huán)有明顯殘余變形和損傷，可知復合材料連接環(huán)結(jié)構(gòu)滿足熱強度要求(即100%熱載荷+100%力載荷結(jié)構(gòu)不失效)。

圖12 溫度-時間和載荷-時間曲線

圖13 靜熱聯(lián)合試驗后的連接環(huán)破壞位置

4 有限元分析

4.1 靜強分析

進一步地，在不考慮后端螺釘連接強度的情況下，采用ABAQUS通用有限元分析軟件建立如圖14所示的復合材料連接環(huán)有限元模型，研究其在常溫工作載荷下的破壞模式及失效機理，并預測其破壞位置。網(wǎng)格尺寸為3 mm，單元類型采用8節(jié)點縮減積分六面體單元(C3D8R)，共663 936個單元。纖維0°方向為連接環(huán)軸向，纖維90°方向為連接環(huán)周向，疊層方向沿連接環(huán)徑向。根據(jù)靜強度試驗的實際加載情況，連接環(huán)載荷與約束條件如圖14所示，先在夾具端面中心創(chuàng)建參考點，并將參考點與端面進行節(jié)點耦合，然后將天線罩的合力施加在參考點上；同理，連接環(huán)上的載荷同樣是先建立參考點，再將參考點與加載面進行耦合，最后將載荷施加在參考點上；固支約束螺釘孔的所有自由度。計算所用的材料力學性能參數(shù)見表2。

圖15為有限元分析的內(nèi)表面0°方向應變片的載荷/應變曲線與試驗結(jié)果的對比，可見，有限元分析的結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好。圖16為TC4鈦合金嵌件的Mises應力分布，可見，最大應力為208.08 MPa，出現(xiàn)在圓柱孔外側(cè)的邊緣。圖17為復合材料連接環(huán)的應力分布云圖，6個應力分量(正應力σ1、σ2、σ3,剪應力τ12、τ13、τ23)的最大值分別為186.34、116.21、9.15、19.55、16.17、15.74 MPa，出現(xiàn)在連接環(huán)螺釘孔的孔邊附近。根據(jù)表2所示的材料破壞強度，采用三維Tsai-Wu準則[27]進行復合材料失效判斷，得到如圖18所示的復合材料連接環(huán)失效指數(shù)，可知在設計載荷下，復合材料連接環(huán)的最大損傷因子為0.22，滿足常溫靜強度要求。復合材料連接環(huán)的應力危險點出現(xiàn)在孔邊，破壞模式主要為孔邊的擠壓破壞或?qū)娱g剪切失效。

表2 復合材料連接環(huán)結(jié)構(gòu)材料力學性能

圖15 有限元分析的載荷-應變曲線與試驗結(jié)果的對比(內(nèi)表面0°方向應變片)

圖16 TC4鈦合金嵌件Mises應力分布

圖17 靜力載荷下復合材料連接環(huán)應力分布

圖18 靜力載荷下復合材料連接環(huán)失效指數(shù)

4.2 熱力耦合分析

根據(jù)靜熱聯(lián)合試驗破壞結(jié)果，進一步研究復合材料連接環(huán)在服役熱力載荷下的力學響應(即100%熱載荷+100%力載荷)，在圖14的基礎上建立熱力耦合有限元模型，在原有模型基礎上添加隔熱涂層，在加載夾具端部施加F1=10.0 kN的力，固支約束連接環(huán)根部螺釘孔。其中，嵌件采用TC4鈦合金，隔熱涂層為TR-37。完成模型建立后，先進行熱傳導分析，將單元類型調(diào)整為8節(jié)點六面體熱傳導單元(DC3D8)，在模型最外部施加如圖12所示的瞬態(tài)溫度條件，13.5 s時達到520 ℃(100%熱載荷)，此后溫度保持不變，每一增量步設為0.5 s，設置總時長為17.5 s，采用的材料參數(shù)如表2～表4所示。

表4 復合材料連接環(huán)結(jié)構(gòu)材料熱膨脹系數(shù)

圖19為計算所得的復合材料連接環(huán)溫度分布，可見，復合材料連接環(huán)外表面達到520.00 ℃，而內(nèi)表面除孔邊以及頭端溫度較高外，其他部位的溫度均不高，為28.38 ℃，這是由于TC4鈦合金的熱傳導系數(shù)較碳纖維增強聚酰亞胺復合材料的大，因而表面的熱量優(yōu)先從鈦合金嵌件往里傳導，并通過鈦合金嵌件向復合材料連接環(huán)的孔邊傳導；頭端溫度較高則是由于該處較薄，熱量快速通過鋼質(zhì)加載夾具后逐漸向內(nèi)部滲透。雖然此時連接環(huán)的外表面隔熱層溫度已經(jīng)達到極大值，但由于熱傳導的滯后性，內(nèi)表面的承載層仍然處于低溫狀態(tài)。

圖19 復合材料連接環(huán)溫度分布

完成熱傳導分析后，將結(jié)果文件導入下一分析步，并將單元類型調(diào)整為8節(jié)點縮減積分六面體單元(C3D8R)進行應力分析。首先在作動筒中心創(chuàng)建參考點，并將參考點與端面節(jié)點進行耦合;然后將集中力載荷施加在參考點上，方向為X方向，載荷大小逐步增大，在13.5 s時達到6.0 kN，此后計劃在17.5 s時載荷達到10.0 kN(100%力載荷)，每0.5 s一個步長，與熱傳導的增量步一一對應，固支約束螺釘孔的所有自由度。

表3 復合材料連接環(huán)結(jié)構(gòu)材料熱力性能

圖20為復合材料連接環(huán)在100%熱載荷+100%力載荷下的6個應力分量分布云圖，可見，6個應力分量(σ1、σ2、σ3、τ12、τ13、τ23)的最大值分別為525.01、662.06、138.57、57.12、114.16、88.30 MPa，主要出現(xiàn)在連接環(huán)的外側(cè)隔熱層處。由于目前很難通過實驗獲取復合材料瞬態(tài)高溫的力學性能，尚沒有相關的試驗標準，也未見文獻報道。加之連接環(huán)整體熱載荷時間僅17.5 s，時間較短，因此認為短時間內(nèi)材料性能變化不大，故仍采用常溫數(shù)據(jù)進行分析，獲得結(jié)構(gòu)響應趨勢。根據(jù)表2所示的材料破壞強度，同樣采用三維Tsai-Wu準則[27]進行復合材料失效判斷，計算結(jié)果如圖21所示，可知其最大失效指數(shù)為2.20。但圖21顯示，失效指數(shù)大于1.00的單元(紅色區(qū)域)僅出現(xiàn)在復合材料連接環(huán)外側(cè)鋪層及螺栓孔處，這主要是由于最外層處溫度最高，熱應力較大，而螺栓孔處則主要是由于同時受到載荷和熱應力的影響，但損傷位置大多屬于隔熱層，不起承載作用。因此可知復合材料連接環(huán)仍有一定強度余量，符合試驗結(jié)果，滿足熱強度設計要求。

圖20 熱力載荷下復合材料連接環(huán)應力分布

圖21 熱力載荷下復合材料連接環(huán)失效指數(shù)

5 結(jié) 論

1)設計了一種隔熱/承載一體化的碳纖維/聚酰亞胺復合材料連接環(huán)，該連接環(huán)與陶瓷頭錐采用耐高溫膠黏劑連接，與艙段殼體通過徑向螺釘連接，為減輕螺釘引起的復合材料連接環(huán)局部應力集中，在螺釘孔處鑲嵌TC4鈦合金嵌件。

2)根據(jù)復合材料連接環(huán)的結(jié)構(gòu)特點設計了連接環(huán)的成型模具，并采用高溫RTM整體成型工藝技術制備了聚酰亞胺復合材料連接環(huán)樣件，超聲檢測顯示連接環(huán)內(nèi)部質(zhì)量良好。

3)常溫靜強度試驗結(jié)果顯示在150%使用載荷下，連接環(huán)結(jié)構(gòu)保持完整，最大應變?yōu)?491.0 με，滿足常溫靜力設計要求；靜熱聯(lián)合試驗結(jié)果顯示，連接環(huán)在520 ℃嚴酷溫度載荷下的破壞載荷為11.794 kN(118%使用載荷)，破壞模式為連接環(huán)與試驗夾具連接處的螺釘受剪斷裂，連接環(huán)未出現(xiàn)明顯殘余變形和損傷，滿足熱強度設計要求。

4)有限元分析結(jié)果表明，在不考慮根部螺釘連接強度的情況下，復合材料連接環(huán)的破壞模式主要為孔邊的擠壓破壞或?qū)娱g剪切失效；而在服役熱力載荷作用下，失效位置主要出現(xiàn)在復合材料連接環(huán)外側(cè)隔熱層及螺栓孔處，對結(jié)構(gòu)承載能力影響較小。