張耕源 蔣勁松 孫陳誠 李大濤

（1 成都飛機設(shè)計研究所強度設(shè)計部，成都 610041）

（2 航天材料及工藝研究所，先進功能復合材料技術(shù)重點實驗室，北京 100076）

（3 長安大學工程機械學院，西安 710064）

文 摘 為研究側(cè)面涂層和應(yīng)變隔離墊厚度及兩者剛度對剛性隔熱瓦及組件力學性能的影響，構(gòu)建一種對稱結(jié)構(gòu)的剛性隔熱瓦分析模型，進行了拉伸試驗和有限元分析。結(jié)果表明，在拉伸載荷作用下剛性隔熱瓦的應(yīng)力分布不均勻，具有明顯應(yīng)力集中現(xiàn)象，其拉伸強度水平與最大應(yīng)力密切相關(guān)，隨涂層厚度或剛度增加，剛性隔熱瓦最大應(yīng)力上升，拉伸強度降低；當剛性隔熱瓦粘結(jié)應(yīng)變隔離墊時，應(yīng)變隔離墊厚度增加或剛度減小，剛性隔熱瓦最大應(yīng)力下降，拉伸強度增大；當剛性隔熱瓦含涂層時，增加應(yīng)變隔離墊可減緩涂層對剛性隔熱瓦的影響；并對有限元分析結(jié)果進行了試驗驗證，計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好，表明建立的剛性隔熱瓦分析模型合理，揭示了涂層和應(yīng)變隔離墊參數(shù)與剛性隔熱瓦失效的關(guān)聯(lián)關(guān)系。

0 引言

航天飛機等飛行器高速返回大氣層時，表面的剛性隔熱瓦要承受嚴重的氣動加熱和氣動載荷，因此，剛性隔熱瓦除了需要具有良好的隔熱性能外，還需具備一定的承載能力［1-2］。

應(yīng)變隔離墊是剛性隔熱瓦熱防護系統(tǒng)的關(guān)鍵技術(shù)之一，其通過膠粘將剛性隔熱瓦與機身表面連接，周潔潔等從微觀結(jié)構(gòu)、力學、粘結(jié)及耐高溫性能對芳綸纖維氈進行了研究，研究其作為應(yīng)變隔離墊的可靠性［3］。側(cè)面涂層是剛性隔熱瓦重要組成部分，兼具高輻射涂層的防熱和防水功能，孫陳誠等從涂層的硬度、斷裂延伸率等方面對剛性隔熱瓦拉伸強度進行了研究［4］。

本文通過拉伸試驗和有限元分析，研究了側(cè)面涂層和應(yīng)變隔離墊厚度的厚度以及兩者剛度對剛性隔熱瓦及組件力學性能的影響，獲得了涂層和應(yīng)變隔離墊參數(shù)與剛性隔熱瓦失效的關(guān)聯(lián)關(guān)系。

1 剛性隔熱瓦組件拉伸試驗

1.1 試驗件

根據(jù)剛性隔熱瓦組件的結(jié)構(gòu)特點設(shè)計了一種對稱結(jié)構(gòu)剛性隔熱瓦拉伸試驗件［5-7］，側(cè)面含涂層的剛性隔熱瓦和應(yīng)變隔離墊通過膠層粘結(jié)在復合材料面板上，見圖1。剛性隔熱瓦主要成分為石英纖維和氧化鋁纖維，長時間使用的溫度為1 200℃，密度為0.33 g/cm3。應(yīng)變隔離墊為有機纖維織物，膠層為高溫膠黏劑，復合材料面板材料為碳纖維增強酚醛復合材料。

圖1 剛性隔熱瓦組件結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure of Insulation tile

1.2 試驗結(jié)果

依據(jù)ASTM C297 試驗標準進行了拉伸試驗，如圖2所示，試驗溫度為室溫。

圖2 剛性隔熱瓦拉伸試驗Fig.2 Tile tensile test

剛性隔熱瓦組合件的抗拉強度［8］如圖3所示，其中取無涂層剛性隔熱瓦平均拉伸強度0.958 MPa，圖中縱坐標為比值數(shù)據(jù)［9-10］。

圖3 剛性隔熱瓦拉伸強度對比分析Fig.3 Comparative analysis of insulation tile test

由圖3和試驗現(xiàn)象可知：（1）剛性隔熱瓦側(cè)邊制備涂層，拉伸強度明顯降低，當涂層較厚時，剛性隔熱瓦拉伸強度急劇下降；（2）剛性隔熱瓦粘接應(yīng)變隔離墊和復合材料成組件，其拉伸強度較剛性隔熱瓦略有增大；（3）剛性隔熱瓦組件，拉伸斷裂面主要在粘接面附近，厚涂層的剛性隔熱瓦組件，拉伸斷裂面主要在側(cè)邊涂層分界面和側(cè)邊涂層中部。

2 有限元模型

2.1 模型建立

使用Abaqus軟件進行建模和計算。將剛性隔熱瓦組件分為復合材料面板、應(yīng)變隔離墊、涂層和剛性隔熱瓦，并進行獨立建模，最后將其組合成剛性隔熱瓦組件，實體模型如圖4所示。

圖4 剛性隔熱瓦結(jié)構(gòu)實體模型Fig.4 Solid model of tile

為了便于計算，對模型進行如下假設(shè)：由于剛性隔熱瓦為多孔材料，涂層在制備過程中已浸入剛性隔熱瓦本體中，故假設(shè)涂層與剛性隔熱瓦為Tie 連接；應(yīng)變隔離墊與剛性隔熱瓦實際為膠接，本次分析未考慮膠接對剛性隔熱瓦的影響，故假設(shè)應(yīng)變隔離墊與剛性隔熱瓦為Tie 連接，由于實際膠層較薄，連接的簡化處理對整體分析結(jié)果影響??；剛性隔熱瓦、高輻射涂層、應(yīng)變隔離墊采用各向同性材料模擬。

2.2 網(wǎng)格劃分

剛性隔熱瓦、應(yīng)變隔離墊和復合材料面板網(wǎng)格劃分采用8節(jié)點六面體線性減縮積分單元，涂層網(wǎng)格劃分采用四邊形減縮積分殼單元。網(wǎng)格細化見圖5。網(wǎng)格大小1.5 mm，總計56 628單元，63 444節(jié)點。

圖5 剛性隔熱瓦網(wǎng)格模型Fig.5 Grid model of tile

2.3 邊界條件及載荷

計算邊界條件如下：（1）載荷和約束施加在復合材料面板上，在一端施加1 MPa 均勻分布的拉伸載荷，另一端的所有節(jié)點的6個自由度均約束；（2）復合材料面板、應(yīng)變隔離墊、剛性隔熱瓦及涂層之間設(shè)置剛性連接即所有接觸面都為綁定約束。

2.4 模型構(gòu)型

針對4 種組合形式建立了4 套模型：（1）無涂層剛性隔熱瓦，（2）含涂層剛性隔熱瓦，（3）無涂層剛性隔熱瓦與應(yīng)變隔離墊組合（下文簡稱無涂層剛性隔熱瓦組件），（4）含涂層剛性隔熱瓦、應(yīng)變隔離墊組件（下文簡稱剛性隔熱瓦組件）；為了便于施加載荷，4種結(jié)構(gòu)均與蒙皮粘結(jié)。

3 結(jié)果及討論

采用變參分析方法計算4 種構(gòu)型的剛性隔熱瓦組件的應(yīng)力場，用于對比分析，以探尋提升剛性隔熱瓦組件強度性能的途徑。圖中的數(shù)據(jù)均為單位比值，僅表示剛性隔熱瓦受涂層與應(yīng)變隔離墊的影響趨勢。

3.1 無涂層剛性隔熱瓦

無涂層剛性隔熱瓦施加1 MPa均布拉載，隔熱瓦整體應(yīng)力較低，均勻應(yīng)力約0.9 MPa，而在粘結(jié)面靠近角點和邊緣處，邊界效應(yīng)導致應(yīng)力升高，產(chǎn)生應(yīng)力集中，最大應(yīng)力區(qū)為尖角位置，最大應(yīng)力為σ0=2.36 MPa，其局部應(yīng)力集中影響因子為2.36，見圖6。高應(yīng)力區(qū)主要集中在粘接面（厚度1 mm 內(nèi)），這與無涂層剛性隔熱瓦拉伸試驗中大部分試驗件在靠近粘接面破壞相吻合。

圖6 剛性隔熱瓦應(yīng)力分布圖Fig.6 Stress distribution of tile

剛性隔熱瓦的形狀和粘接裝配方式?jīng)Q定了剛性隔熱瓦存在應(yīng)力集中，而其拉伸強度受局部應(yīng)力集中影響較大，組件強度會明顯低于材料強度性能。

3.2 含涂層剛性隔熱瓦

如圖7所示，剛性隔熱瓦制備厚度為0.381 mm的涂層之后，因涂層的剛度比剛性隔熱瓦本體大，涂層傳載遠高于剛性隔熱瓦本體，導致剛性隔熱瓦的最大應(yīng)力出現(xiàn)在涂層終止的界面尖角位置（2.79 MPa 處），高于無涂層剛性隔熱瓦時的應(yīng)力集中。隨涂層模量或厚度增加，剛性隔熱瓦最大應(yīng)力增大；當涂層厚度增加一倍，模量由1 MPa 增加到2 GPa 時，其應(yīng)力集中影響因子達到3.0。最大應(yīng)力區(qū)域隨涂層剛度和厚度變化，沿厚度方向有所移動，一般距剛性隔熱瓦粘結(jié)面3～4 mm 的邊線位置（涂層終止界面距邊線5 mm）。與含涂層剛性隔熱瓦拉伸試驗大部分試驗件在涂層或靠近涂層區(qū)先破壞現(xiàn)象相吻合［8］。

圖7 含涂層剛性隔熱瓦應(yīng)力分布圖Fig.7 Stress distribution of tile with coating

拉伸試驗結(jié)果也表明：含涂層隔熱瓦拉伸性能較無涂層隔熱瓦低，與分析結(jié)果吻合，見圖8。因此，在滿足涂層功能的前提下，可以通過多孔結(jié)構(gòu)和成分的設(shè)計降低涂層的剛度和厚度。

圖8 涂層剛度和厚度對剛性隔熱瓦最大應(yīng)力的影響Fig.8 Effect of coating stiffness and thickness on the maximum stress of insulation tile

3.3 無涂層剛性隔熱瓦和應(yīng)變隔離墊組件

如圖9所示，計算結(jié)果顯示組件中最大應(yīng)力區(qū)仍然位于剛性隔熱瓦粘結(jié)面內(nèi)靠近尖角的位置，其最大應(yīng)力σ0=1.27 MPa，局部應(yīng)力集中影響因子為1.27，明顯低于無應(yīng)變隔離墊的狀態(tài)。這是由于應(yīng)變隔離墊具有的較大彈性變形能力協(xié)調(diào)了剛性隔熱瓦與結(jié)構(gòu)間的變形，使隔熱瓦粘接面的應(yīng)力分布趨于均勻，減緩了應(yīng)力集中。

圖9 無涂層剛性隔熱瓦組件應(yīng)力分布圖Fig.9 Stress distribution of tile with strain isolation pad

如圖10所示，將應(yīng)變隔離墊厚度從2 mm 增加到4 mm，因為應(yīng)變隔離墊變厚，邊界上協(xié)調(diào)變形能力增強，剛性隔熱瓦尖角處拉伸應(yīng)力更低。

圖10 應(yīng)變隔離墊剛度和厚度對剛性隔熱瓦最大應(yīng)力的影響Fig.10 Effect of strain isolation pad stiffness and thickness on the maximum stress of insulation tile

拉伸試驗結(jié)果也表明：增加應(yīng)變隔離墊后，可以明顯減緩粘接區(qū)的應(yīng)力集中，應(yīng)變隔離墊剛度越小，越有利于起到應(yīng)力協(xié)調(diào)的作用。因此，在滿足應(yīng)變隔離墊粘接強度和耐溫能力的前提下，應(yīng)選用柔順性好的纖維，即選用較低密度、較低剛度的應(yīng)變隔離墊。

3.4 含涂層剛性隔熱瓦和應(yīng)變隔離墊組件

實際應(yīng)用中因功能需求，剛性隔熱瓦側(cè)邊涂層不可缺少，而側(cè)邊涂層會加劇應(yīng)力集中，需要充分利用應(yīng)變隔離墊減緩應(yīng)力集中的有利因素，綜合考慮涂層和應(yīng)變隔離墊對剛性隔熱瓦的影響，探尋較為匹配的組合，以指導工程設(shè)計。將涂層厚度與應(yīng)變隔離墊剛度進行變參對比分析，結(jié)果見圖11～圖13。

圖11 剛性隔熱瓦組件應(yīng)力分布圖Fig.11 Stress distribution of tile components

如圖11所示，帶含涂層剛性隔熱瓦組件應(yīng)力集中區(qū)略有變化，主要為側(cè)邊涂層的分界面附近，其原因是應(yīng)變隔離墊降低了粘接面的應(yīng)力集中，涂層分界面就成了帶含涂層剛性隔熱瓦組件的薄弱部位。

在隔熱材料的研制工程中，無涂層剛性隔熱瓦的強度數(shù)據(jù)是材料基礎(chǔ)性能數(shù)據(jù)，通過控制σ/σ0在0.9～1.1之間，可保持剛性隔熱瓦組件較為優(yōu)異的強度性能，因此可通過圖12、圖13選取涂層和應(yīng)變隔離墊厚度和剛度的最佳組合，實現(xiàn)對σ/σ0的設(shè)計控制，獲取剛性隔熱瓦組件較為優(yōu)異的強度性能。

圖12 涂層剛度和厚度對剛性隔熱瓦組件最大應(yīng)力的影響Fig.12 Effect of coating stiffness and thickness on the maximum stress of insulation tile components

圖13 應(yīng)變隔離墊厚度和剛度對剛性隔熱瓦組件最大應(yīng)力的影響Fig.13 Effect of strain isolation pad stiffness and thickness on the maximum stress of insulation tile components

4 結(jié)論

（1）試驗結(jié)果可知，側(cè)邊含涂層剛性隔熱瓦的拉伸強度明顯低于無涂層剛性隔熱瓦；剛性隔熱瓦粘接應(yīng)變隔離墊后成組件，組件的抗拉強度較剛性隔熱瓦略有提高。

（2）有限元分析表明，側(cè)邊涂層會加劇剛性隔熱瓦的應(yīng)力集中，導致強度性能下降，隨涂層厚度或剛度增加，剛性隔熱瓦最大應(yīng)力上升，拉伸強度降低。剛性隔熱瓦在粘接應(yīng)變隔離墊后，增強了粘接面的協(xié)調(diào)變形能力，降低了應(yīng)力集中，隨應(yīng)變隔離墊厚度增加或剛度減小，剛性隔熱瓦最大應(yīng)力下降，拉伸強度增大。

（3）根據(jù)剛性隔熱瓦拉伸試驗及有限元分析表明，側(cè)面薄涂層的剛性隔熱瓦和柔性順性好的應(yīng)變隔離墊組合件為最優(yōu)組合，即拉伸試驗結(jié)果的分散度相對較低，抗拉強度平均水平較高。