炭纤维延伸率对壳体性能的影响①

张世杰，王汝敏，廖英强，周伟江，程 勇

(1.西北工业大学理学院应用化学系，西安 710129;2.西安航天复合材料研究所，西安 710025;3.高性能碳纤维制造及应用国家地方联合工程研究中心，西安 710089)

0 引言

复合材料发动机壳体的发展经历了玻璃纤维、芳纶纤维及炭纤维复合材料3个阶段，性能不断提高，功能日臻完善。其中，炭纤维是20世纪60年代研制的一种新型高强度、高模量增强材料。80年代以后，炭纤维在力学性能方面取得重大突破，其比强度、比模量跃居各先进纤维之首。采用炭纤维制造的发动机壳体刚性好、变形小，可减少推进剂药柱的变形，且与绝热层的粘接牢固，是复合材料发动机壳体增强材料的新宠［1］。炭纤维种类较多，按其性能可分为超高模炭纤维(模量在440 GPa以上)、高模炭纤维(模量320～440 GPa)、中模炭纤维(模量265～320 GPa)、高强炭纤维或标准模量炭纤维(模量在265 GPa以下)［2］。

T800、T1000炭纤维为中模炭纤维典型代表，同类产品还有美国赫克里斯公司的IM6、IM7炭纤维及阿莫科公司的T-40炭纤维。中模炭纤维在航天领域的典型应用是固体火箭发动机壳体，如美国的三叉戟IID5导弹、侏儒导弹、大力神-4火箭，法国的阿里安-2火箭改型、日本的M-5火箭等发动机壳体都选用了中模型炭纤维［3］。根据国内外资料报道，中模型炭纤维在复合材料发动机壳体上应用的性能发挥水平有高有低［4－7］。

本文以炭纤维的延伸率为切入点，结合发动机壳体结构特点，分析不同延伸率的炭纤维对发动机壳体性能带来的影响，通过试验验证后，提出进一步改善壳体性能的工艺措施，提升了T800炭纤维在发动机壳体模拟件上的强度转化率。

1 实验

1.1 原材料

T700SC-12000-50C炭纤维，T800HB-12000-50B炭纤维，T1000GB-12000-40D炭纤维，日本东丽公司;环氧树脂配方，自制。

1.2 实验内容

将纤维在一定张力作用下浸渍树脂后，采用数控缠绕机按一定线型缠绕φ150 mm壳体，固化后脱除芯模，按GB 6058—2005在自制设备上进行水压检测试验。

2 结果与讨论

2.1 炭纤维性能

表1列出了 T700、T800、T1000炭纤维的性能数据。由表1可见，T800炭纤维强度较T700炭纤维提高12.0%，模量提高约27.8%，而延伸率降至1.8%;T1000炭纤维与T800炭纤维同为中模型炭纤维，但强度较T800炭纤维提高16.0%;与T700相比，T1000炭纤维强度、模量提高幅度分别为30.0%与27.8%，而延伸率两者相差不大。因此，3种炭纤维中T800断裂应变和断裂韧性较低，即材质偏脆，这将给炭纤维壳体设计和制备带来许多新的问题。

表1 3种炭纤维性能数据Table 1 Properties of three types of carbon fiber

2.2 壳体结构分析

发动机壳体主要由筒段、封头、金属接头、前后连接裙、内绝热层组成。炭纤维复合材料壳体一般采用缠绕工艺方法成型，筒段是由纵向加环向缠绕而成，封头则是在圆筒纵向缠绕时同步完成的，其厚度是极孔处最厚、赤道处最薄，且与圆筒纵向层厚度相等，因此筒段和封头过渡区(赤道处)存在厚度突变。一般而言，封头上靠近赤道附近的环向承受压缩应力作用，而筒段上靠近赤道附近的环向为拉伸应力，同时赤道位置存在着一定的弯曲应力作用，因此该部位处于拉、压、弯、剪共同作用的复杂应力状态［8－10］。这样就使得赤道位置成为封头的薄弱环节，封头破坏也往往起源于此，最终导致整个封头的破坏，甚至殃及裙和筒段。此外，金属接头和壳体复合材料刚度不同，封头和金属接头外缘靠近筒段部分，在载荷作用下会产生局部应力集中，易导致封头沿肩部外缘被剪(弯)断。此类现象的发生，除了与封头厚度及接头的肩宽比有关外，同时与接头肩部的刚度也有很大关系。以往的接头设计，肩部厚度是从肩根开始，以线性关系减小到肩外缘的“零厚度”，这对玻璃纤维和有机纤维壳体的铝合金接头尚可，但对于钢或钛合金接头的炭纤维壳体，当肩外缘的弯曲刚度较大时，会对封头产生很大的弯矩和轴向剪切应力集中［11］，这对断裂应变和断裂韧性较低的炭纤维壳体封头部位尤为不利。

2.3 炭纤维延伸率影响分析

为简化计算，节省机时，分析过程中建立了结构的1/256几何模型，在其对称面上施加对称约束条件，对壳体内表面施加内压载荷进行分析。分析过程中，假定纵、环向层理想粘接。研究对象为φ150 mm壳体，设计爆破压强34 MPa，分别对 T700、T800、T1000炭纤维缠绕的壳体在34 MPa下的应变分布进行了分析，见图1～图3。其中，3种炭纤维壳体的应力平衡系数均取0.72，纤维体积分数60%，筒段缠绕角28°，其余相关设计参数按GB/T 6058—2005执行。

图1 T700炭纤维壳体环向及纵向缠绕层应变云图Fig.1 Strain nephogram of T700 carbon fiber case hoop and longitudinal winding layer

图2 T800炭纤维壳体环向及纵向缠绕层应变云图Fig.2 Strain nephogram of T800 carbon fiber case hoop and longitudinal winding layer

图3 T1000炭纤维壳体环向及纵向缠绕层应变云图Fig.3 Strain nephogram of T1000 carbon fiber case hoop and longitudinal winding layer

从图1～图3可看出，对于3种炭纤维缠绕的复合材料壳体，其环向缠绕层的环向应变值在筒段中部位置最大，靠近赤道位置最小;而环向缠绕层的轴向应变在筒段中部位置最小，靠近赤道位置最大，其值甚至大于环向应变的最大值，这将导致壳体在水压过程中首先出现横向开裂。纵向缠绕层的纵向应变则在靠近赤道位置和金属接头位置附近较高，但均小于环向缠绕层的环向应变值;纵向缠绕层的横向应变在筒段中部和靠近金属接头位置附近均较高，且都高于纵向缠绕层的纵向应变值，这样在内压作用下，壳体亦将首先出现横向开裂。

对比3种炭纤维壳体的应变计算结果之间区别可看出，在设计爆破压力下，T800炭纤维壳体的纵环向应变趋势与其余2种纤维一致;但T800炭纤维壳体环向缠绕层上承担的轴向拉伸应变最大值与环向拉伸应变最大值之比为0.98，其余纤维壳体的比值均为1.00;T800炭纤维壳体纵向缠绕层上承担的横向压缩应变最大值与纵向拉伸应变最大值之比为0.56，而其余纤维壳体的比值分别为0.40与0.47。从变化趋势来看，延伸率较低的T800炭纤维壳体在封头上靠近赤道的位置处产生了更高的压缩应变。因此，其更易在封头上靠近赤道位置附近发生复杂的破坏模式。

2.4 试验验证

按GB/T 6058—2005制备T700、T800、T1000炭纤维的φ150 mm壳体，并进行水压爆破试验，对以上分析进行试验验证。试验结果见表2，水压后壳体残骸见图4。

表2 3种炭纤维φ150 mm壳体水压试验结果(设计压强34 MPa)Table 2 Results of hydraulic test on three types of carbon fiber φ150 mm cases(design pressure is 34 MPa)

由水压检测结果可看出，T700、T1000炭纤维均满足设计要求，爆破压强甚至超过设计压强，说明其与发动机壳体的结构及缠绕工艺性适配性很好，纤维强度转化率高，这对提高壳体的特性系数有积极作用。通过壳体水压爆破后的残骸可看出，延伸率较高的T700、T1000炭纤维壳体的破坏位置均在壳体筒段，纵、环向纤维强度得到了充分发挥。而延伸率较低的T800炭纤维壳体出现了封头部位低压破坏的现象，纤维环向强度转化率仅为65.7%，中模类炭纤维的性能优势并未得到体现。破坏模式一种是靠近赤道部位的封头发生断裂，原因在上述分析中已体现;另外一种是壳体沿接头肩部外缘被剪断，这是在内压作用下，此处产生了较大的弯矩和轴向剪切力，开孔越大，此弯矩和轴向剪切力越大，这对断裂应变和断裂韧性较低的T800炭纤维复合材料壳体尤为不利，当此处的等效剪应力达到其等效剪切强度时，就出现了金属接头肩部外缘处的复合材料封头被齐齐剪断的情况。

2.5 改善措施与结果

根据上述分析结论与试验结果可看出，炭纤维延伸率的高低对壳体性能有直接影响。提升延伸率较低的T800炭纤维壳体性能的措施首先该适当减小金属接头肩部外缘的弯曲刚度，缓解其对封头产生的应力集中;同时，通过局部补强增加封头部位的材料厚度以弥补强度的不足。当然降低应力平衡系数也是一种快捷有效的手段，但降低应力平衡系数会导致壳体纵向强度与材料富余［12］，结构效率并非最优。

图4 3种炭纤维壳体水压爆破残骸Fig.4 Remains of hydraulic test on three types of carbon fiber φ150 mm cases

2.5.1 金属接头结构优化

通过金属接头肩部外缘处的封头强度校核，对金属接头内型面进行优化，使其呈非线性弱化曲面。以34 MPa内压进行复合材料缠绕层设计，分别对金属接头结构未优化及优化后T800炭纤维复合材料在封头上的应变分布情况进行分析，结果如图5、图6所示。

图5 金属接头结构未优化情况下封头上纵向缠绕层应变Fig.5 Strain of longitudinal winding layer before metal joint＇s structure unoptimization

图6 金属接头节优化后封头上纵向缠绕层应变Fig.6 Strain of longitudinal winding layer in metal joint＇s structure after optimization

从图5、图6可看出，在金属接头结构未优化的情况下，封头上靠近接头附近的纵向缠绕层最大纵向拉伸应变为1.31%，最大横向拉伸应变为1.30%，处于一个较高的双向拉伸应变状态，且封头上靠近赤道处存在着较高的纵向拉伸应变，数值达到1.39%;当金属接头结构优化后，封头上靠近金属接头附近上纵向缠绕层的最大纵向拉伸应变为1.01%，最大横向拉伸应变为1.17%，而封头上靠近赤道处的纵向拉伸应变大降至0.70%。总体来看，金属接头附近的纵向拉伸应变降低22.90%，横向拉伸应变降低10.00%，赤道位置附近的纵向拉伸应变值降低49.64%。因此，采用金属接头优化方案，可有效地降低封头上纤维缠绕层在金属接头边缘位置的应力状态。

2.5.2 封头补强

通过对炭纤维复合材料壳体封头部位补强，增加铺层厚度，减小封头的局部应力集中，可弥补薄弱区域的强度不足，从而提高壳体的内压承载能力，避免水压检测时发生封头低压破坏现象。根据T800炭纤维φ150 mm壳体纵、环向缠绕层应变分析，确定出封头补强层的位置及厚度。补强后，封头复合材料厚度增加约15.0%。壳体水压试验结果:爆破压强36.4 MPa(设计压强34 MPa)，环向强度转化率85.6%。残骸见图10。

图7 T800炭纤维φ150 mm壳体水压破坏残骸Fig.7 Remains of hydraulic test on T800 carbon fiber φ150 mm case

试验结果表明，采用结构优化的金属接头及封头补强措施，解决了延伸率较低的T800炭纤维壳体封头低压破坏的问题;水压爆破残骸可见，破坏位置均在壳体筒段，纵、环向纤维强度得到了充分发挥。

3 结论

(1)延伸率较高的T700、T1000炭纤维与壳体结构匹配性好，φ150 mm壳体环向强度转化率近乎达到90%甚至以上。

(2)延伸率较低的T800炭纤维壳体在金属接头边缘部位及封头靠近赤道的位置产生了复杂的应力集中，导致壳体在内压试验中封头低压破坏，纤维强度转化率偏低。

(3)通过金属接头结构优化与封头补强，解决了T800炭纤维延伸率较低带来的壳体封头低压破坏问题，使壳体的环向纤维强度转化率由65.7%提升至85.6%。

［1］林德春，张德雄.固体火箭发动机材料现状和前景展望［J］.宇航材料工艺，1999(4):1-5.

［2］郭玉明，冯志海，王金明.高性能PAN基碳纤维及其复合材料在航天领域的应用［J］.高科技纤维与应用，2007，32(5):1-8.

［3］冯志海.关于我国高性能碳纤维需求和发展的几点想法［J］.新材料产业，2010(9):19-24.

［4］包建文，唐邦铭，沈宝华.5228/T-800复合材料力学性能研究［J］.纤维复合材料，1997，14(4):28-31.

［5］Stefano Bianchi，Michel Bonnet，Alessandro Trippi.VEGA launch vehicle propulsion systems-an overview of the 2004 development status［R].AIAA 2004-4212.

［6］Betti F，Perugini P，Mataloni A.Design and development of VEGA solid rocket motors composite cases［R].AIAA 2007-5810.

［7］陈伟明，王成忠，周同悦，等.高性能T800碳纤维复合材料树脂基体［J］.复合材料学报，2006，23(4):29-35.

［8］郭峰，张炜，王晓洁.碳纤维/环氧国体火箭发动机壳体补强现状［J］.纤维复合材料，2008，35(3):35-38.

［9］Yves Coste，Jean-Marc Gautier.Strategic missile solid rocket motor cases qualification［R］.AIAA 2006-4597.

［10］Perugini P，Mataloni A，Betti F.Damage tolerance approach to SRM composite cases［R］.AIAA 2004-4213.

［11］陈汝训.炭纤维壳体封头设计的几个问题［J］.固体火箭技术，2009，32(5):543-547.

［12］陈汝训.纤维缠绕壳体的应力平衡系数和圆筒缠绕角［J］.固体火箭技术，2009，32(6):677-679.