金屬與碳纖維復合結構發射箱耐高溫沖擊性能

彭露玫，周成康，張志勇，劉冬

(北京特種機械研究所，北京 100143)

0 引言

發射箱箱體材料一般為金屬和非金屬材料兩大類。金屬材料以鋼和鋁合金為主，非金屬材料則主要以纖維增強復合材料為主[1]，其中碳纖維增強復合材料(CFRP)以其超高的比強度、比模量性能[2-3]越來越多地應用到發射箱結構設計當中。在導彈熱發射過程中，發動機產生的燃氣溫度高，需要對CFRP發射箱進行熱保護。目前國內外主要應用橡膠類作為絕熱保護層，包括：傳統的丁腈和三元乙丙橡膠[4]、改良的硅橡膠等[5-6]；也有采用耐高溫涂料作為保護層，如無機涂料等[7]。但燃氣中含有大量的三氧化二鋁粉末，對發射箱內壁會產生嚴重的高溫沖刷磨蝕[5]，這些傳統的內壁涂層方式，受含顆粒的燃氣沖刷易脫落，需要進行修復，不利于快速再次使用；另一方面，箱彈小間隙配合的裝填過程中，導彈與發射箱內壁面直接接觸，會磨損、刮蹭涂層。而且橡膠類涂層表面硬度不夠，長期承受導彈壓力會出現凹陷、變形等，增大摩擦力，不利于導彈裝填和發射。

某型號發射箱采取了薄壁金屬與CFRP復合的結構形式，內層為金屬層，外層為CFRP層。導彈熱發射時，金屬層與帶顆粒高溫燃氣、導彈接觸，不存在燒蝕、磨損、刮蹭等問題。該方案具有抗燒蝕、耐磨、維護簡單等優點，并實現了減重目的。

復合材料與金屬內層組合的發射箱由于是由兩種不同材料復合而成，復合材料與金屬內層的熱膨脹系數和模量差異較大。當溫升較大時，熱膨脹引起的應變超過了金屬+CFRP復合結構自身可容納變化時，即會出現屈曲現象，會造成金屬與CFRP粘接面的分層、剝離，造成整個箱體失效[8-9]。

本文首次利用計算流體力學軟件Fluent仿真了發射工況下金屬層、CFRP層溫度分布，然后使用有限元分析軟件Ansys進行了線性溫度屈曲分析，獲取了鋼+CFRP、鋁+CFRP兩種復合結構在不同金屬厚度下對應的屈曲溫度，并與試驗結果進行了對比分析，提出了熱發射環境下金屬+CFRP復合結構參數。

1 熱發射壁面溫度仿真

1.1 計算方法

本文基于計算流體力學(CFD)方法，建立了熱發射導彈運動模型，模擬導彈在發射過程中的內外流場，并采用流體與固體耦合模型，計算發射過程壁面溫度分布。

通過數值求解有限體積法描述的三維可壓縮Navier-Stokes方程以及能量守恒方程和質量守恒方程[9]，采用隱式壓力分離算法，由二次壓力修正求解離散方程；湍流模型采用雙方程Realizableκ-ε模型，采用2階迎風格式進行空間離散，時間離散采用全隱式方法[10]。

導彈運動方程由牛頓第二定律得出導彈運動方程如(1)式[11]，計算時忽略了空氣的粘滯阻力及彈體與發射箱之間的摩擦力。

(1)

1.2 數值模型

本文設計了3種計算模型，分別為1 mm厚鋼+6 mm厚CFRP、3 mm厚鋼+4 mm厚CFRP、3 mm厚鋁+4 mm厚CFRP的圓形發射箱結構，如圖1所示。

圖1 鋼+CFRP結構數值模型

1.3 監測點設置

射向溫度監測點位置如圖2所示。監測點1位于發射箱最尾端，每隔1 500 mm往前端增加一個監測點，直到監測點5.

圖2 射向溫度計算監測點示意圖(鋼/鋁+CFRP)

厚度方向溫度檢測點如圖3所示。在監測點1位置，沿金屬層厚度方向共3個監測點，CFRP層共2個監測點。第1點位于金屬層最外端；第2點位于厚度方向0.5 mm(1 mm鋼內層)或1.5 mm(3 mm鋼/鋁內層)；第3點位于CFRP與金屬接觸處；第4點位于CFRP層中間；第5點位于CFRP層最外端，監測CFRP層表面溫度變化。

圖3 壁厚方向監測點示意圖(鋼/鋁+CFRP)

1.4 1 mm厚鋼+6 mm厚CFRP結構計算結果

1.4.1 射向方向溫度分布

5個點溫度變化情況圖4所示。5個點最高溫度情況如表1所示。從計算結果看，金屬內層溫度從后向前溫升逐漸減小，5個監測點中，發射箱尾部內筒內壁溫度最高，達到600 K(327 ℃)。

表1 1 mm厚鋼內層各監測點最高溫度

圖4 1 mm厚鋼內層射向方向監測點曲線

1.4.2 厚度方向溫度分布

如1.3節所述，監測點1～監測點13分別監測金屬層溫度，監測點14、監測點15為CFRP層監測點。5個監測點溫度變化情況如圖5所示，最高溫度情況如表2所示。最靠近熱源溫度最高，從金屬層往CFRP層，能夠達到的最高溫度逐漸降低。

圖5 1 mm厚鋼+6 mm厚CFRP厚度方向監測點曲線(尾部)

表2 1 mm厚鋼+6 mm厚CFRP各監測點最高溫度(尾部)

當0.91 s時，發射箱最尾端CFRP外壁溫度為337 K.監測點2～監測點5對應處CFRP外壁分別為監測點25～監測點55，取0.91s時的溫度如表3所示。

表3 CFRP外壁0.91 s時各點溫度(1 mm厚鋼+6 mm厚CFRP)

在真實的導彈熱發射試驗中，利用溫度試紙測量了1 mm厚鋼+6 mm厚CFRP結構發射箱外壁面即CFRP表面溫度，如圖6所示。測得發射箱底部最高溫度為65 ℃(338 K)，距離尾部1 400 mm處溫度為44 ℃(317 K)，與監測點15和監測點25仿真計算結果相當。雖然熱發射試驗時未全部測得1 mm厚鋼+6 mm厚CFRP結構發射箱射向方向和厚度方向溫度分布，但是發射箱最尾部測試點和距離尾部1 400 mm測試點試驗結果，與該兩個位置附近處監測點仿真結果相差不大，可知利用CFD仿真方法可以較為準確獲取發射箱射向方向、厚度方向溫度分布，驗證了仿真模型和方法的合理性。

圖6 熱發射試驗溫度測量結果(1 mm厚鋼+6 mm厚CFRP)

1.5 3 mm厚鋼+4 mm厚CFRP結構計算結果

1.5.1 射向方向溫度分布

5個點溫度變化情況如圖7所示，最高溫度情況如表4所示。從表4計算結果看，金屬內層溫度從后向前溫升逐漸減小，5個監測點中，發射箱尾部內筒內壁溫度最高，達到380 K(107 ℃)。

圖7 3 mm厚鋼內層射向方向監測點曲線

表4 3 mm厚鋼內層射向方向各監測點最高溫度

1.5.2 厚度方向溫度分布

如前所述，監測點1～監測點13分別監測金屬層溫度，監測點14、監測點15為CFRP層監測點。5個監測點溫度變化情況如圖8所示，最高溫度情況如表5所示。由圖8和表5可看出：最靠近熱源溫度最高，從金屬層往CFRP層，能夠達到的最高溫度逐漸降低；CFRP層最外層溫度在0.84 s時，達到最高溫度320 K.

表5 3 mm厚鋼+4mm厚CFRP各監測點最高溫度(尾部)

圖8 3 mm厚鋼+4 mm厚CFRP厚度方向監測點曲線(尾部)

1.6 3 mm厚鋁+4 mm厚CFRP結構計算結果

1.6.1 射向方向溫度分布

5個點溫度變化情況如圖9所示，最高溫度情況如表6所示。從表6計算結果看，金屬內膽溫度從后向前溫升逐漸減小，5個監測點中，發射箱尾部內筒內壁溫度最高，達到407 K(134 ℃)。

表6 3 mm厚鋁內層射向方向各監測點最高溫度

圖9 3 mm厚鋁內層射向方向監測點曲線

1.6.2 厚度方向溫度分布

如前所述，監測點1～監測點13分別監測金屬層溫度，監測點14、監測點15為CFRP層監測點。5個監測點溫度變化情況如圖10所示，最高溫度情況如表7所示。由圖10和表7可看出：最靠近熱源溫度最高，從金屬層往CFRP層，能夠達到的最高溫度逐漸降低；CFRP層最外層溫度在0.76 s時，達到最高溫度330 K.

圖10 3 mm厚鋁+4 mm厚CFRP厚度方向監測點曲線(尾部)

表7 3 mm厚鋁+4 mm厚CFRP各監測點最高溫度(尾部)

經分析：熱發射過程，由于燃氣溫度和速度都很高，燃氣與鋼/鋁為強制對流換熱過程，金屬層升溫很快，且由于壁厚較薄，金屬層厚度方向溫度差異不大；發射箱壁面溫度隨從底部向前逐漸降低，主要原因為發射箱不同部位壁面與高溫燃氣接觸的時間不同。

2 線性屈曲分析

2.1 仿真模型

在平衡狀態，考慮到軸向力或中面內力對彎曲變形的影響，根據勢能駐值原理得到結構平衡方程為

(Ke+Kg)U=P,

(2)

式中：Ke為結構彈性剛度矩陣；Kg為結構幾何剛度矩陣，也稱為初應力剛度矩陣；U為節點位移向量；P為節點載荷向量。(2)式也為幾何非線性分析平衡方程。

為得到隨遇平衡狀態，應是系統勢能的2階變分為0.即：

(Ke+Kg)=0.

(3)

結構彈性剛度矩陣已知，結構外載荷也就是要求得屈曲載荷未知，結構幾何剛度矩陣未知，為了求得該屈曲載荷，假設有一組載荷P0的λ倍，固有λKg0=Kg，Kgo為P0的結構幾何剛度矩陣。(3)式可變為

(Ke+λKg0)=0，

(4)

寫成特征值的方式為

(Ke+λtKg)φt=0，

(5)

式中：λt為第t階的特征值；φt為λt對應的特征向量，是該階載荷下結構的變形形狀，即屈曲模態或失穩模態[12]。

在有限元分析軟件ANSYS workbench中計算出的是λt和φt，即屈曲載荷系數和模態，而屈曲載荷為λP0.

對金屬+CFRP復合結構發射箱來說，金屬層與CFRP層端面與法蘭粘接良好，不存在分層現象，因此采用ANSYS中綁定接觸Bonded將金屬層與CFRP層端面連接為一體。綁定接觸將建立如下所示約束方程，把一個節點的某個自由度與其他一個節點或多個節點的自由度聯系起來，實現單元間的連接。

(6)

式中：C為常數；Cf(i)為系數，i為節點編號；U(i)為自由度；N為方程涉及節點數量[13]。

金屬層與CFRP層壁面間通過粘接劑粘接在一起，采用ANSYS中摩擦約束Frictional將金屬層與CFRP層壁面連接起來。

τl=μp+b,

(7)

式中：τl為極限摩擦應力；μ為各向同性的摩擦系數；p為接觸垂向壓力；b為粘接力。

基于以上分析，建立長度500 mm的模型如表8所示，求解屈曲載荷系數。

表8 仿真模型結構參數

由于發射箱為對稱模型，因此建立1/8模型，以提高計算效率。模型網格如圖11所示。

圖11 鋼/鋁+CFRP結構網格模型示意圖

2.2 邊界條件

內筒和外筒端面設置為綁定連接，仿真前后法蘭粘接良好。

內筒和外筒壁之間設置為摩擦連接，模擬金屬層與CFRP層之間的粘接力。

設置內外筒初始溫度為22 ℃，外筒外表面添加固定約束，設置熱源溫度為80 ℃(相同工況下，不同熱源溫度得到不同屈曲因子，但最終屈曲溫度與熱源溫度無關)。

2.3 仿真結果對比

不同壁厚的鋼+CFRP結構、鋁+CFRP結構屈曲溫度計算結果見表9所示。

表9 不同材料和不同厚度的屈曲溫度

圖12為4 mm厚鋼+3 mm厚CFRP的圓形發射箱結構仿真結果。針對該結構，當溫度高于528 ℃時，鋼內層與CFRP外壁出現屈曲現象。鋼內層受熱膨脹，外部有CFRP對其進行約束，因此鋼內層向內產生位移，與CFRP外壁發生脫粘。

圖12 4 mm厚鋼+3 mm厚CFRP的圓形發射箱結構屈曲1階模態(放大150倍)

從表9可以看出：

1)3 mm厚鋼屈曲溫度高于1 mm厚鋼，約高229 ℃。因此，3 mm厚鋼+4 mm厚CFRP復合結構抗屈曲能力優于1 mm厚鋼+6 mm厚CFRP復合結構，在更高溫度達到屈曲。

2)3 mm厚鋁屈曲溫度高于1 mm厚鋼，約高52 ℃。因此，3 mm厚鋁+4 mm厚CFRP復合結構抗屈曲能力優于1 mm厚鋼+6 mm厚CFRP復合結構，在更高溫度達到屈曲。

3)3 mm厚鋼屈曲溫度高于3 mm厚鋁，約高177 ℃。因此，3 mm厚鋼+4 mm厚CFRP復合結構抗屈曲能力優于3 mm厚鋁+4 mm厚CFRP復合結構，在更高溫度達到屈曲。

4)結合1.4節計算結果，采用1 mm厚鋼+6 mm厚CFRP結構的發射箱對應屈曲溫度417 K，低于模擬計算的內筒壁溫度(600 K)，不能夠承受熱發射過程的溫度沖擊，發射箱發生損壞。

5)結合1.5節計算結果，采用3 mm厚鋼+4 mm厚CFRP結構的發射箱對應屈曲溫度646 K，高于模擬計算的內筒壁溫度(380 K)，能夠承受熱發射過程的溫度沖擊，不發生損壞。

6)結合1.6節計算結果，采用1 mm厚鋁+6 mm厚CFRP結構的發射箱對應屈曲溫度469 K，高于模擬計算的內筒壁溫度(407 K)，能夠承受熱發射過程的溫度沖擊，不發生損壞。

2.4 試驗結果驗證

1 mm厚鋼+6 mm厚CFRP結構的某發射箱經某次相同邊界條件試驗后發現，除筒口外，從筒體后部開始，至筒中部靠前位置，斷續出現了4處起鼓褶皺位置，最長1條約2 m，如圖13所示。經分析應該是發射過程中，高溫燃氣對筒體作用，燃氣與鋼強制對流換熱，金屬層迅速升溫，超過筒體所能夠承受溫度，繼而發生了屈曲反應，產生了鼓包。當鼓包處較多且位置相互靠近時，目視發射箱內壁出現褶皺。

圖13 試驗后發生屈曲情況筒段

通過線性屈曲分析可知，1 mm厚鋼結構層與6 mm厚CFRP層組合而成的筒體，屈曲溫度為144 ℃，即417 K。而通過前述筒體溫度仿真數據可知，一直到監測點5處(即筒前端)，溫度才會低于417 K，即低于屈曲溫度。

仿真結果與試驗現象一致，即一直到筒體前端溫度低于屈曲溫度的位置，才未出現屈曲現象。

3 結論

本文研究了金屬層+CFRP層復合的發射箱結構在熱發射過程中耐溫度沖擊特性，通過燃氣流場、線性屈曲仿真分析和試驗對比分析，得出了不同厚度的鋼+CFRP結構、鋁+CFRP結構在熱發射過程耐溫度沖擊特性。經研究得出以下結論：

1)金屬+CFRP復合結構發射箱中，金屬層厚度過薄，無法滿足熱發射過程的高溫沖擊，金屬層會發生向內屈曲問題，表現形式為向內鼓包。鼓包處較多且位置相互靠近時，表現形式為褶皺，影響發射箱重復使用。

2)相同厚度情況下，鋼+CFRP復合結構耐熱發射溫度沖擊能力高于鋁+CFRP復合結構。

3)相同質量情況下，鋼+CFRP復合結構耐熱發射溫度沖擊能力低于鋁+CFRP復合結構。

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