炭纖維復合材料殼體封頭新型環向補強的數值模擬及試驗*

關 云，宋學宇,2，賈有軍，李逢舟，廖英強，王麗敏

(1.中國航天科技集團公司四院四十一所，西安 710025;2.西北工業大學 航天學院,西安 710072)

0 引言

近年來，T700、T800及T1000等高性能炭纖維在固體火箭發動機復合材料殼體中的應用越來越多，但炭纖維復合材料高剛度、高脆性特性導致殼體在內壓試驗中容易發生封頭低應力破壞，嚴重影響了炭纖維纏繞殼體性能的發揮。

近年來，針對復合材料殼體封頭補強技術的研究報道逐年增多。大量的分析和試驗結果表明，通過對殼體封頭進行適當補強可以解決炭纖維復合材料殼體低應力爆破問題，從而有效提高炭纖維殼體的內壓承載性能[1-5]。文獻中關于纖維纏繞復合材料殼體的封頭補強方法主要分為三種：鋪放補強、纏繞補強和封頭帽補強[6-12]。其中，鋪放補強是指將無緯布或炭布直接貼到纏繞層之間或外層，易于操作，可局部補強，成本相對較低，但手工操作過多，質量可靠性較低；纏繞補強是指在纏繞固體火箭發動機殼體時，一個縱向循環纏完后，把筒身纖維剪掉，剩下的封頭纖維作為補強層，工藝穩定性較好，但材料浪費量大；封頭帽補強是指將纖維編織成殼體封頭型面一致的帽型，在纏繞過程中將封頭帽套上，浸膠后再纏繞，工藝重復性較好，但封頭帽型面和纏繞型面吻合性較差[13-15]。

本文基于網格理論完成了φ480 mm纖維纏繞殼體的結構設計，通過精細化仿真分析方法對復合材料殼體接頭附近的封頭不同補強方法的補強機理進行分析與討論，并通過工藝及試驗研究系統地比較環向補強技術與縱向補強技術的綜合補強效果。

1 炭纖維纏繞殼體和封頭補強結構的設計

φ480 mm的T700炭纖維纏繞殼體主要設計指標：爆破壓強pstatic≥19.9 MPa，前極孔直徑φ180 mm，后極孔直徑φ275 mm。殼體采用濕法纏繞工藝，纖維為日本東麗T700SC-12k-50C，樹脂基體為BA202環氧配方，采用螺旋纏繞+環向纏繞方式成型。T700炭纖維復絲強度不小于4900 MPa，纖維強度轉化率K取80%，纖維體積含量為67.2%。殼體筒身螺旋纏繞角度均為28.9°，前后封頭橢球型面為2∶1。

為研究接頭附近的不同封頭補強形式的殼體內壓承載性能及破壞模式，本文設計的殼體分別采用了補強環式補強、縱向補強兩種方式，補強結構和數量分配見表1。根據研制經驗和理論分析，將殼體的應力平衡系數Ks提高為0.74，確保殼體的薄弱位置在封頭附近，從而保證對不同封頭補強方法研究的有效性。

復合材料殼體的壁厚主要根據內壓指標，采用網格理論進行設計。按網格理論公式進行復合材料纏繞層的總壁厚設計公式為

式中hfα為螺旋纏繞纖維厚度；hfθ為環向纏繞纖維厚度；Vf為在復合材料纏繞層中纖維所占體積含量。

螺旋纏繞纖維厚度為

式中σfb為纖維強度；α為螺旋纏繞角。

環向纏繞纖維厚度為

利用上述公式設計的復合材料殼體縱向層厚度為1.6 mm，環向層厚度為1.5 mm，綜合考慮單層纖維的實際厚度，殼體鋪層設計為3個縱向層和6個環向單層。殼體的具體設計結果見表1所示?？梢钥闯?，兩種封頭補強技術的殼體的縱/環向層數、環向層/縱向層質量、補強結構質量相同，殼體的總質量基本相同。

根據以往復合材料殼體的封頭補強設計經驗，相鄰兩縱向層之間需要進行一層補強，本文試驗復合材料殼體的前后封頭均進行兩層補強，試驗殼體的補強設計參數見表2。

表1 補強殼體的結構設計結果Table1 Structural design results of three reinforcement cases

2 考慮補強結構殼體有限元仿真研究

2.1 復合材料殼體精細化仿真分析模型

本文通過Abaqus軟件建立了環向、子午線補強兩種補強方式的復合材料殼體的二位軸對稱模型，模型中的幾何結構和材料參數完全相同，僅補強結構的材料參數不同，從而對補強結構方向性和材料參數對封頭應變、應力影響進行研究。

復合材料殼體有限元模型包括金屬接頭、封頭補強層、彈性層、纏繞殼體層，建模過程考慮每個縱向/環向纏繞層的推移、纏繞角度變化等纏繞工藝參數的變化，各個接觸面全部采用粘接處理，前后接頭極孔與纏繞層接觸位置采用有摩擦接觸，殼體模型如圖1所示。

T700/BA202單層板和補強結構的彈性常數見表3和表4。

表2 試驗殼體補強結構設計Table2 Reinforcement structure design of test cases

圖1 復合材料殼體幾何模型Fig.1 Geometric model of the composite case

表3 T700/BA202彈性常數(1-軸向,2-環向,3-徑向)Table3 Elastic constants of T700/BA202 (1-axial,2-hoop,3-radial)

表4 補強結構彈性常數(1-環向，2-母向，3-法向)Table4 Elastic constants of reinforcement structure (1-hoop,2-meridian,3-normal)

根據復合材料力學理論和纖維纏繞理論，通過二次開發語言Python程序對Abaqus功能進行二次開發，實現了復合材料殼體筒身、封頭、補強層等每個鋪層結構不同位置每個單元的材料參數和材料方向的計算和設置，從而建立精細化的復合材料殼體仿真分析模型，模型中每個單元的材料參數分配見圖2(不同的顏色表示不同材料參數)；同時，每個單元的材料方向基于纖維纏繞理論，并根據其所在的空間幾何坐標位置進行計算并設置。

2.2 內壓下復合材料殼體仿真計算與分析

圖3為在14 MPa內壓作用下，兩種封頭補強方式的復合材料殼體后封頭縱向纏繞層纖維方向應變云圖。可看出，采用環向補強結構的后封頭纖維應變整體水平較低，最大值為12 640 με，在內層纖維靠近赤道附近位置；而采用縱向補強結構的后封頭纖維應變整體水平偏高，最大值達到15 420 με，在內層纖維的極孔位置附近。

圖2 復合材料殼體后封頭的精細化仿真模型Fig.2 Refined simulation model of composite case aft dome

(a)環向補強

(b)縱向補強

同時，通過圖4所示的封頭最內層纖維的纖維方向應變-軸向位置路徑曲線的比較可看出，在封頭補強區域范圍內，采用環向補強技術的前后封頭的內層纖維應變均明顯低于采用縱向不強技術的封頭纖維應變，且纖維應變的變化梯度更小。

圖4 兩種補強方法最內層纖維封頭纖維方向應變Fig.4 Fiber orientation strain of most inner fibrous seal between two kinds of reinforcement methods respectively

圖5～圖7為分別為14 MPa內壓作用下兩種補強方式的后封頭縱向層整體結構的層間剪切應力云圖、補強結構外邊緣附近和接頭肩部外邊緣附近的層間剪切應力局部放大圖?？梢钥闯?，由于補強結構和接頭外邊緣結構導致的纏繞封頭結構不連續與剛度不連續性，導致兩種補強方法的后封頭均在接頭外邊緣位置和補強結構邊緣位置產生一定的應力集中。其中，采用環向補強結構的后封頭的縱向纏繞層的層間剪切應力最大值為160.8 MPa，在補強結構邊緣位置，而采用縱向補強結構的縱向纏繞層相同位置的層間剪切應力達到了188.6 MPa；采用環向補強結構的后封頭在接頭肩部外邊緣附近層間剪切應力最大值為41.3 MPa，采用縱向補強結構的為31.5 MPa。

圖8為14 MPa內壓作用下兩種補強方式的后封頭最大位移矢量云圖?？梢姡捎趦煞N補強結構材料彈性常數方向性的特點，導致兩種封頭的變形特點具有明顯的方向性，其中環向補強封頭具有更大的軸向應變，縱向補強封頭具有更大的環向應變，進而導致采用環向補強結構的后封頭發生更大的軸向變形，而采用縱向補強結構的后封頭發生更大的法向變形。

(a)環向補強 (b)縱向補強

(a)環向補強 (b)縱向補強

(a)環向補強 (b)縱向補強

(a)環向補強 (b)縱向補強

綜上所述，采用不同的封頭補強結構，對封頭纖維方向應變、層間剪切應變的改善效果不同，并且封頭的變形特點完全不同。其中，采用環向補強結構的封頭極孔附近纖維應變、補強結構邊緣的層間剪切應力均明顯低于采用縱向補強結構的封頭極孔附近纖維應變和在補強層邊緣的層間剪切應力，并且纖維應變和剪切應變在整個模型的變化梯度最小，因而相同材料和結構尺寸的環向補強方法對封頭的補強效果會優于相同材料和結構尺寸的縱向補強方法。

3 封頭補強結構的試驗研究

3.1 環向補強殼體試驗研究

圖9為采用補強環式封頭補強殼體纏繞過程，環向補強結構通過T700炭纖維干法預浸帶利用補強環工裝預先環向纏繞成型后，保存于冷藏之中，由于采用了工裝制造成型，因而補強結構的厚度較為均勻，結構尺寸穩定。在殼體纏繞過程中，取出補強環并預加熱后，鋪放于封頭的兩縱向層之間，由于補強環無徑向纖維，僅由一個整體的環向纖維纏繞組成，因而補強層能夠與封頭表面吻合較好，且具有更好的承載能力。

圖9 01#補強環補強殼體纏繞過程Fig.9 Winding process of 01# case with hoop reinforcement

圖10為第1臺補強環補強殼體破壞殘骸，殼體最大檢驗壓強為10 MPa，殼體爆破壓強為19.4 MPa，殼體在后封頭后接頭邊緣位置附近發生層間剪切破壞。從破壞后殘骸可看出，補強環仍具有較好的環式結構，且表面較為平整，表明纏繞固化過程中環向補強結構未發生明顯的褶皺。

水壓試驗表明，第1臺補強環補強殼體在最大檢驗壓強10.0 MPa下，筒段最大環向應變為8632 με，位于筒段中央；前封頭沿纖維方向最大應變為7467 με，位于前封頭接近極孔部位；后封頭沿纖維方向最大應變為10 859 με，位于后封頭接近極孔部位。在殼體最大檢驗壓強10 MPa下，殼體總伸長量13.84 mm；殼體中央筒段外圓徑向位移為2.07 mm。由爆破試驗測試表明，當壓強達到19 MPa時，筒段最大環向應變為15 575 με，位于筒段中央；前封頭沿纖維方向最大應變為12 167 με，位于前封頭中部位置；后封頭沿纖維方向最大應變為15 482 με，位于后封頭接近赤道部位，最終破壞位置處于后金屬件補強外邊緣。

圖11所示為02#補強環式補強殼體水壓爆破殘骸，本臺殼體爆破壓強為19.26 MPa，在筒身位置發生環向破壞。

圖10 01#補強環式補強殼體破壞殘骸Fig.10 Destruction of 01# case with hoop reinforcement

圖11 02#補強環補強殼體破壞殘骸Fig.11 Destruction of 02# case with hoop reinforcement

水壓檢驗試驗表明，02#殼體在最大檢驗壓強10.0 MPa下，筒段最大環向應變為8581 με，位于筒段前端；前封頭沿纖維方向最大應變為7401 με，位于前封頭接近極孔部位；后封頭沿纖維方向最大應變為10 097 με，位于后封頭接近極孔部位。在殼體最大檢驗壓強10 MPa下，殼體總伸長量14.33 mm，殼體中央筒段外圓徑向位移為2.06 mm。爆破試驗測試結果表明，當壓強達到18 MPa時，筒段最大環向應變為14 436 με，位于筒段前端；前封頭沿纖維方向最大應變為11 313 με，位于前封頭接近極孔位置；后封頭沿纖維方向最大應變為15 286 με，位于后封頭接近極孔部位。最終殼體爆破壓強為19.26 MPa，破壞位置處于筒身，殼體發生環向破壞。

3.2 縱向補強殼體試驗研究

圖12為殼體的水壓爆破殘骸。本臺殼體的爆破壓強為18 MPa，殼體后封頭在后接頭邊緣位置附近發生層間剪切破壞。

圖12 縱向補強殼體破壞殘骸Fig.12 Destruction of case with longitudinal reinforcement

水壓檢驗試驗表明，殼體在最大檢驗壓強10.0 MPa下，筒段最大環向應變為8729 με，位于筒段中央位置；前封頭沿纖維方向最大應變為6402 με，位于前封頭靠近極孔部位；后封頭沿纖維方向最大應變為9207 με位于后封頭接近赤道部位。在殼體最大檢驗壓強10 MPa下，殼體筒身中間位置的平均徑向位移2.09 mm，殼體總伸長量13.55 mm。爆破試驗表明，殼體不同位置的最大應變位置在整個試驗過程中未發生明顯變化，當壓強達到17 MPa時，筒段最大環向應變為14 568 με，位于筒段中央位置；前封頭沿纖維方向最大應變為10 141 με，位于前封頭接近極孔部位；后封頭沿纖維方向最大應變為12 872 με，位于后封頭接近赤道部位。由殼體爆破殘骸可看出，殼體首先在后封頭發生層間剪切破壞，破壞位置處于后接頭邊緣附近。

3.3 分析與討論

表5比較了兩種補強方法的殼體在10 MPa內壓檢驗下的筒身應變、爆破壓強、破壞模式以及殼體成型過程的工藝性等。

由表5可見，縱向補強、環向補強均可以通過對封頭的局部進行有針對性加強提高封頭的承載能力。其中，縱向補強殼體的爆破壓強為18 MPa，在后封頭位置發生層間剪切破壞，殼體容器特征系數為40.7 km；補強環補強殼體爆破壓強分別為19.4、19.26 MPa，破壞模式分別為后封頭的層間剪切破壞和筒身環向應變破壞，殼體容器特征系數為分別為42.7、42.96 km。試驗結果表明，補強環式補強復合材料殼體的內壓承載性能穩定性非常好，2臺殼體容器特征系數差別僅為0.6%，并且比傳統縱向補強復合材料殼體容器特征系數提高5%。同時，兩種補強方式復合材料殼體的研制過程表明，縱向補強方法的纏繞過程工藝性較差，存在缺陷較多；補強環補強，工裝成型，結構尺寸穩定性較好。

此外，近年來，大型復合材料殼體整體式C型卡環在固體發動機復合材料殼體連接中的應用越來越多，與傳統的螺栓法蘭連接相比，C型卡環連接結構與金屬接頭為間隙配合，在內壓作用下金屬接頭的外翻變形和徑向變形更大。因此，對封頭極孔位置的補強要求更高。由于整體式環向補強對封頭極孔附近的纖維補強效果要明顯高于縱向補強，所以整體式環向補強更加適用于采用整體式C型卡環連接結構的高性能復合材料殼體。

表5 殼體不同補強方法成型工藝和承載性能比較Table5 Comparison of molding process performance and load bearing performance of various reinforcement methods of composite cases

4 結論

(1)仿真分析結果表明，采用環向補強技術的封頭內壓下具有更低的纖維方向應變和層間剪切應力，因而對封頭內壓承載能力改善最為明顯。

(2)仿真結果表明，由于補強結構材料方向性的特點，導致采用環向補強技術的封頭內壓下具有更大的軸向變形、更小的法向變形，與縱向補強方法相反。

(3)水壓試驗表明，采用環向補強殼體的封頭內壓承載性能和穩定性能明顯優于縱向補強方法。

(4)通過新型封頭環向補強技術應用，可以顯著提高炭纖維殼體的容器特征系數。