考慮纏繞預(yù)應(yīng)力的軌道炮身管復(fù)合外殼漸進(jìn)損傷分析

尹冬梅，栗保明（南京理工大學(xué)瞬態(tài)物理國家重點實驗室，江蘇南京210094）

?

考慮纏繞預(yù)應(yīng)力的軌道炮身管復(fù)合外殼漸進(jìn)損傷分析

尹冬梅，栗保明
（南京理工大學(xué)瞬態(tài)物理國家重點實驗室，江蘇南京210094）

摘要：基于漸進(jìn)損傷理論和Hashin失效準(zhǔn)則，建立軌道炮身管纖維纏繞復(fù)合外殼的三維漸進(jìn)損傷模型，采用有限元法分析和預(yù)測其損傷的起始和演變發(fā)展。借鑒纖維纏繞壓力容器的設(shè)計理論，計算了等環(huán)向應(yīng)力纏繞的預(yù)應(yīng)力，分析了纏繞預(yù)應(yīng)力對復(fù)合外殼漸進(jìn)損傷的影響。仿真結(jié)果表明：復(fù)合外殼漸進(jìn)損傷過程中，基體開裂、分層等多種損傷模式相繼出現(xiàn)，其中基體開裂和拉伸引起的分層是復(fù)合外殼穩(wěn)態(tài)失效過程中的主要損傷模式；纏繞預(yù)應(yīng)力對復(fù)合外殼的某些損傷模式在一定程度上起到了抑制作用，但是加劇了復(fù)合外殼整體的損傷。該纏繞方式僅在加載初始電磁壓力時，對內(nèi)膛的剛度和密封性能的改善起到一定作用。

關(guān)鍵詞：兵器科學(xué)與技術(shù)；復(fù)合材料；漸進(jìn)損傷；身管；軌道炮；纖維纏繞

0　引言

隨著武器輕量化技術(shù)的發(fā)展，復(fù)合材料被不斷地應(yīng)用到身管中。而復(fù)合材料的各向異性，使得復(fù)合材料身管的失效機理更為復(fù)雜。這是一個漸進(jìn)損傷的過程。在這過程中，身管中將逐漸出現(xiàn)各種損傷模式，比如基體開裂、纖維斷裂等，并且隨著載荷的不斷增加這些損傷將不斷地累積。但是，對于復(fù)合材料身管損傷機理的研究，尤其是對于軌道炮復(fù)合材料身管的損傷機理研究，見諸報道的很少。

吳其?。?］曾基于連續(xù)損傷力學(xué)理論和擴展的蔡-吳失效準(zhǔn)則，采用以能量為基準(zhǔn)的剛度退化方法預(yù)測了復(fù)合材料槍管的漸進(jìn)破壞過程。徐光磊［2］基于蔡-吳失效準(zhǔn)則對含內(nèi)襯纖維復(fù)合材料發(fā)射筒進(jìn)行了漸進(jìn)失效分析。但這些研究沒有考慮復(fù)合材料身管纏繞層纏繞預(yù)應(yīng)力的影響。對于復(fù)合材料身管（尤其是軌道炮身管）來說，預(yù)載的施加是改善身管（主要是其內(nèi)膛）的剛強度以及密封性能的有效方法之一。但根據(jù)以往的研究［3-4］表明，預(yù)載也將削弱軌道炮中導(dǎo)軌和絕緣材料的性能，對身管的損傷機理產(chǎn)生影響。因此，有必要對身管的預(yù)載進(jìn)行合適的設(shè)計，故本文將借鑒纖維纏繞壓力容器等的設(shè)計理論，以等環(huán)向應(yīng)力纏繞的方式為例，分析了軌道炮身管纖維纏繞復(fù)合外殼中的纏繞預(yù)應(yīng)力。

同時，本文將基于三維漸進(jìn)損傷理論和Hashin失效準(zhǔn)則建立軌道炮身管的三維漸進(jìn)損傷分析模型，采用ANSYS中APDL二次開發(fā)語言，對軌道炮身管纖維纏繞復(fù)合外殼的損傷起始和發(fā)展進(jìn)行了分析和預(yù)測，并考慮了不同纏繞預(yù)應(yīng)力下復(fù)合外殼的漸進(jìn)損傷過程，從而為軌道炮復(fù)合身管的結(jié)構(gòu)設(shè)計提供一定的參考。

1　軌道炮身管的三維漸進(jìn)損傷模型

本文采用圓口徑軌道炮身管模型，其結(jié)構(gòu)如圖1所示，與文獻(xiàn)［5］中的帶玻璃纖維和碳纖維纏繞的復(fù)合外殼軌道炮身管結(jié)構(gòu)相似。圖1（b）展示了該身管四分之一的簡化模型。圖1（b）中S1、S2為對稱面，內(nèi)膛半徑r0為25 mm.該身管由兩根銅導(dǎo)軌，內(nèi)膛絕緣材料（陶瓷絕緣材料），外層絕緣殼（多層纖維纏繞的復(fù)合材料）以及最外層的鋼套組成。

假設(shè)銅導(dǎo)軌和陶瓷絕緣材料為線彈性各向同性材料。銅導(dǎo)軌的屈服強度為320 MPa.纖維纏繞的外層殼材料包括：碳纖維和玻璃纖維，其設(shè)計參數(shù)如表1所示［5］。該纏繞層采用正交各向異性的材料本構(gòu)模型，其相關(guān)的材料參數(shù)如表2和表3所示［6］，表3中參數(shù)下標(biāo)1、2、3分別表示材料坐標(biāo)系的縱向、橫向和法向。

圖1　軌道炮身管的結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of railgun barrel

表1　纖維纏繞材料的設(shè)計參數(shù)Tab.1 Design parameters of filament-wound materials

表2　銅導(dǎo)軌和陶瓷絕緣材料的材料參數(shù)Tab.2 Material parameters of copper rails and ceramic insulating material

1.1纖維纏繞復(fù)合層的損傷判據(jù)和剛度衰減模型

軌道炮身管在載荷作用下，其纖維纏繞復(fù)合外殼會出現(xiàn)各類損傷，如基體開裂、纖維斷裂等。為此，本文采用Hashin損傷準(zhǔn)則對復(fù)合外殼進(jìn)行損傷判斷，該判據(jù)的思想是通過計算結(jié)構(gòu)中一定的應(yīng)力分量的特定組合值（即損傷因子），達(dá)到某一特定值時，表示其對應(yīng)的損傷出現(xiàn)，其相應(yīng)的表達(dá)形式［6-9］如下：

表3　纖維纏繞外殼的材料參數(shù)Tab.3 Material parameters of filament-wound housing

1）纖維拉伸損傷

2）纖維壓縮損傷

3）基體拉伸損傷

4）基體壓縮損傷

4）分層損傷

①基體-纖維剪切引起的分層

②拉伸引起的分層

（1）式～（6）式中：σ11、σ22、σ33分別表示復(fù)合材料縱向（纖維方向）、橫向（垂直于纖維方向）和法向方向的應(yīng)力；σ12、σ13、σ23分別代表復(fù)合材料縱-橫向、縱-法向和橫-法向方向的剪應(yīng)力；ef1、ef2、em1、em2、efm和ed為復(fù)合外殼的損傷因子。

當(dāng)材料出現(xiàn)損傷后，其性能將會出現(xiàn)衰退，即材料的剛度會發(fā)生衰減。本文在此采用參數(shù)折減的剛度退化原則［7-9］，如表4所示。

表4　復(fù)合外殼材料性能的退化準(zhǔn)則Tab.4 Degradation criteria of material properties for composite housing

1.2纖維纏繞預(yù)應(yīng)力的計算

假設(shè)將軌道炮的纖維纏繞復(fù)合身管看作是圓柱型復(fù)合材料管或復(fù)合材料高壓容器，忽略軌道炮身管內(nèi)膛不同種材料的影響，則可根據(jù)纖維纏繞壓力容器的設(shè)計，纏繞過程中，身管中纖維纏繞張力的環(huán)向分量為

式中：″j為第j層纏繞層中每單位寬度的纖維張力；θj為第j層的纏繞角。

此外，由于環(huán)向纏繞張力的作用，外層纖維將對內(nèi)部復(fù)合結(jié)構(gòu)施加徑向壓力，如圖2所示。圖2中Oxyz為全局坐標(biāo)系，O′x′y′z′為局部坐標(biāo)系，0123為材料坐標(biāo)系，第j層纖維產(chǎn)生的徑向壓力為

式中：Rj為第j層纖維的內(nèi)層半徑。

假設(shè)不考慮纖維纏繞的軸向張力、忽略固化等工藝的影響，此時第j層纏繞時，該纏繞層中環(huán)向和徑向預(yù)應(yīng)力分別可用（9）式、（10）式［10］估算：

圖2　纖維纏繞過程示意圖Fig.2 Schematic diagram of filament winding

式中：σθj、σrj和σTj分別為第j層纏繞層中環(huán)向和徑向預(yù)應(yīng)力；rj、rj+1分別為第j層纏繞層的內(nèi)外半徑；r0為內(nèi)膛半徑。

根據(jù)纖維纏繞壓力容器的設(shè)計，纖維纏繞有多種方式，比如等環(huán)向應(yīng)力纏繞［10］、等張力纏繞［11-12］、等力矩纏繞［12］、錐度纏繞［12］和變張力纏繞［13］等。本文以等環(huán)向應(yīng)力纏繞的方式為例，計算軌道炮身管纖維纏繞復(fù)合外殼中的纏繞預(yù)應(yīng)力。此時，設(shè)定纖維層中環(huán)向預(yù)應(yīng)力為一常數(shù)，根據(jù)（9）式和（10）式可計算出該纏繞層中的徑向預(yù)應(yīng)力。

2　軌道炮身管漸進(jìn)損傷演化的數(shù)值模擬

2.1有限元模型

為了提高計算效率，并不考慮最外層鋼套的作用，本文除去鋼套建立了軌道炮身管的四分之一有限元模型，如圖3所示。取身管長度為1 m，圖中對稱面S1和S2如圖1所示的一樣。該有限元模型中，銅導(dǎo)軌和陶瓷絕緣材料均采用8節(jié)點實體單元（solid95），而外層纏繞殼采用20節(jié)點的各向異性層結(jié)構(gòu)實體單元（solid186）進(jìn)行劃分。此外，層結(jié)構(gòu)單元的單元坐標(biāo)系參考全局柱坐標(biāo)系建立，與圖2中的局部坐標(biāo)系一致，其坐標(biāo)軸x′、y′和z′分別對應(yīng)全局柱坐標(biāo)系中的周向、軸向和徑向坐標(biāo)軸。

假設(shè)銅導(dǎo)軌、陶瓷絕緣層和纖維纏繞殼相互之間的粘結(jié)為理想粘結(jié)。對身管兩端進(jìn)行全約束，并在對稱面上施加對稱約束。身管上作用的載荷為導(dǎo)軌上的電磁壓力和纖維纏繞產(chǎn)生的預(yù)應(yīng)力，不考慮電樞與導(dǎo)軌之間的作用力。

圖3　身管的四分之一有限元模型Fig.3 One-quarter finite element model for barrel

2.2損傷分析的流程

軌道炮身管復(fù)合外殼漸進(jìn)損傷分析過程主要包括：有限元平衡方程的應(yīng)力求解、損傷模式判斷和基于材料參數(shù)折減的剛度退化。本文在ANSYS中用APDL二次開發(fā)語言編寫了軌道炮身管漸進(jìn)損傷的分析程序。初始時刻所有的材料按表2和表3賦于初始值，并將上述所計算的纏繞預(yù)應(yīng)力加載到身管上，模擬纖維纏繞產(chǎn)生的初始預(yù)應(yīng)力。工作載荷為導(dǎo)軌上的電磁壓力，在每個載荷步內(nèi)，按照本文所采用的失效準(zhǔn)則進(jìn)行損傷分析。一旦檢測到某種損傷的出現(xiàn)，在該損傷區(qū)域的單元的材料屬性將按照參數(shù)折減的方法進(jìn)行退化，并且在下次分析前，這些損傷單元的材料屬性將被修改。

3　計算分析結(jié)果

本文僅考慮等環(huán)向預(yù)應(yīng)力的纏繞方式，根據(jù)上述計算的身管中纖維纏繞外殼層中的纏繞預(yù)應(yīng)力作為有限元分析中的初始預(yù)應(yīng)力，模擬纖維纏繞產(chǎn)生的初始預(yù)應(yīng)力，進(jìn)行后續(xù)的漸進(jìn)損傷分析。本文分析了纏繞層中環(huán)向預(yù)應(yīng)力分別為0 MPa、20 MPa、30 MPa、40 MPa、60 MPa和80 MPa 5種情況下，身管復(fù)合外殼的漸進(jìn)損傷過程。

無纏繞預(yù)應(yīng)力作用下，在電磁壓力為200 MPa時，復(fù)合外殼的部分單元開始出現(xiàn)損傷，隨著壓力值的增加，其損傷單元數(shù)急劇增加，如圖4（a）所示。計算結(jié)果顯示，復(fù)合外殼中首先出現(xiàn)由拉伸引起的基體開裂和分層損傷，緊接著是壓縮引起的基體開裂。然后在電磁壓力大于500 MPa時，外殼中出現(xiàn)纖維-基體的剪切損傷，此后隨著載荷的增加，外殼中出現(xiàn)了纖維斷裂。從圖4（a）中可以看到，基體開裂和由拉伸引起的分層損傷出現(xiàn)的頻率較高，可見這兩種損傷形式是復(fù)合外殼在穩(wěn)態(tài)失效過程中的主要損傷模式。當(dāng)存在纏繞預(yù)應(yīng)力時，復(fù)合外殼的部分損傷模式的發(fā)展得到了一定程度的抑制，比如由拉伸引起的分層失效，如圖4（b）所示，同等電磁壓力作用下，隨著纏繞預(yù)應(yīng)力的增加，該損傷模式出現(xiàn)的次數(shù)變少，這是由于纏繞預(yù)應(yīng)力在徑向的壓縮作用所導(dǎo)致的結(jié)果。

圖4 復(fù)合外殼中不同損傷模式出現(xiàn)的次數(shù)-電磁壓力曲線Fig.4 Occurrence number of different damage modes vs. electromagnetic pressure

圖5給出了纏繞環(huán)向預(yù)應(yīng)力分別為0 MPa、20 MPa、30 MPa和80 MPa時，身管復(fù)合外殼中的損傷隨電磁壓力不斷增加的部分分布云圖。圖5中變量fmd定義的不同值對應(yīng)不同的損傷模式，fmd=0為無損傷，fmd=1為拉伸引起的分層損傷，fmd=2為拉伸引起的基體開裂，fmd=3為壓縮引起的基體開裂，fmd=4為纖-基剪切引起的分層損傷，fmd=5為纖維斷裂損傷。因此，通過fmd云圖可以預(yù)測復(fù)合外殼的損傷演化過程。圖5（a）中復(fù)合外殼的兩端首先出現(xiàn)損傷，這是由于兩端面約束的影響。若忽略兩端面約束的影響，復(fù)合外殼中靠近S1對稱面的最外層和最里層纏繞層首先出現(xiàn)基體開裂，如圖5（a）中電磁壓力p=300 MPa圖。同時，在靠近對稱面S2的內(nèi)層纏繞層出現(xiàn)由拉伸引起的分層損傷。隨著電磁壓力的增加，損傷面積逐漸擴大，如圖5（c）中p=300 MPa圖。由于非完全軸對稱電磁載荷的作用，損傷主要起始于兩對稱面附近。但若忽略兩端面約束效應(yīng)，無纏繞預(yù)應(yīng)力的情況下，加載初始電磁壓力（200 MPa）時，身管兩對稱面附近還未出現(xiàn)損傷。而在加載纏繞預(yù)應(yīng)力的情況下，如圖5（b）～圖5（d）所示，相同的初始電磁壓力載荷下，復(fù)合外殼的兩對稱面附近呈現(xiàn)不同程度的損傷：20 MPa環(huán)向預(yù)應(yīng)力時，僅在S1對稱面上；隨著環(huán)向預(yù)應(yīng)力的增加，在S2對稱面附近也有損傷出現(xiàn)。之后隨著電磁壓力的增大，復(fù)合外殼的損傷不斷擴展；并且在同等電磁壓力的情況下，復(fù)合外殼的整體損傷程度隨著纏繞環(huán)向預(yù)應(yīng)力的增加而加重。

在非完全軸對稱電磁壓力的作用下，軌道炮身管內(nèi)膛靠導(dǎo)軌的部分向外運動，靠近S2對稱面的部分向里運動，整個身管呈現(xiàn)近似橢圓形的變形，如圖6（a）所示。計算結(jié)果顯示，在不考慮纏繞預(yù)應(yīng)力情況下，當(dāng)電磁作用力達(dá)到 17 MN/m（相當(dāng)于649.35 MPa的電磁壓力）時，身管內(nèi)膛產(chǎn)生1.96 mm的永久性變形，這略大于文獻(xiàn)［5］中同等電磁載荷作用下的實驗結(jié)果（大約1.8 mm的永久性變形），這證明了本文的計算模型的可靠性。此外，這些永久性變形的出現(xiàn)將降低身管的發(fā)射精度。

在初始時刻，加載電磁壓力之前，由于纏繞預(yù)應(yīng)力的存在，內(nèi)膛導(dǎo)軌處存在一定的負(fù)位移（由內(nèi)膛中心沿徑向向外為正），其絕對值隨著預(yù)應(yīng)力的增加而增加，如圖6（b）所示。隨著電磁壓力的增加，導(dǎo)軌處內(nèi)膛不斷向外擴張，由負(fù)位移轉(zhuǎn)變成正位移，但在初始電磁壓力載荷作用下，纏繞預(yù)應(yīng)力的存在對內(nèi)膛位移的擴張起到了一定的阻止作用，從而提高了內(nèi)膛的剛度，但效果并不明顯。此外，隨著電磁壓力的增加，預(yù)應(yīng)力的存在加速了內(nèi)膛位移的擴張，這應(yīng)該與上述提到的復(fù)合外殼中預(yù)應(yīng)力的存在加速其整體損傷的擴展有關(guān)系。僅靠本文所采用的纏繞方式來提高內(nèi)膛剛度效果并不好，應(yīng)考慮其他措施，比如采用其他纏繞方式等。對此，本文不再做進(jìn)一步的研究，僅對身管復(fù)合外殼漸進(jìn)損傷受纏繞預(yù)應(yīng)力的影響做分析。

圖7給出了不同纏繞預(yù)應(yīng)力下，初始電磁加載壓力為200 MPa時，內(nèi)膛陶瓷絕緣材料和導(dǎo)軌分界面處沿徑向距離內(nèi)膛不同位置處的環(huán)向應(yīng)力分布。其中距內(nèi)膛0～0.010 m處剛好為內(nèi)膛陶瓷絕緣材料和導(dǎo)軌分界面，從圖7中可以看到，纏繞預(yù)應(yīng)力的存在使得該界面處沿環(huán)向的拉伸應(yīng)力變小，如圖7（b）所示，從而阻止界面的分離，有利于內(nèi)膛的密封。但是，在距內(nèi)膛0.010～0.045 m處（即為纖維纏繞層中）的環(huán)向拉伸應(yīng)力水平隨著預(yù)應(yīng)力的增加有所提高，這將加劇纖維纏繞復(fù)合外殼的損傷。圖7（a）中顯示，隨著預(yù)應(yīng)力的提高，這些位置處的徑向壓縮應(yīng)力水平也有所提高，這在一定程度上能抑制復(fù)合外殼中因徑向拉伸引起的分層損傷，這進(jìn)一步說明了圖4（b）出現(xiàn)的現(xiàn)象。

圖5　不同纏繞預(yù)應(yīng)力下身管復(fù)合外殼中損傷模式隨電磁壓力不斷增加的部分分布云圖Fig.5 Contours of some damage modes for composite housing at different winding prestresses and electromagnetic pressures

4　結(jié)論

本文基于漸進(jìn)損傷理論建立了軌道炮身管三維有限元漸進(jìn)損傷分析模型，對纖維纏繞復(fù)合外殼進(jìn)行了漸進(jìn)損傷分析，預(yù)測了其損傷的起始和發(fā)展過程，并與相關(guān)參考文獻(xiàn)的實驗結(jié)果對比，驗證了本文計算模型的可靠性。此外，本文基于等環(huán)向預(yù)應(yīng)力纏繞方式，分析了纏繞預(yù)應(yīng)力對復(fù)合外殼漸進(jìn)損傷的影響。研究結(jié)果表明：

1）非完全軸對稱電磁載荷的作用引起了身管近似橢圓形的變形，同時也導(dǎo)致了復(fù)合外殼中應(yīng)力、應(yīng)變的非完全軸對稱的分布。并且在對稱面S1和S2附近出現(xiàn)較高的應(yīng)力應(yīng)變的集中，因此損傷和失效首先出現(xiàn)在這些位置，然后擴展到其他區(qū)域。

2）基體開裂和拉伸引起的分層損傷首先出現(xiàn)在復(fù)合外殼的對稱面上，在其穩(wěn)態(tài)失效過程中，這兩種損傷是主要的損傷形式。隨著電磁載荷的增加，在約束附近出現(xiàn)了因剪切引起的分層損傷。在復(fù)合外殼中出現(xiàn)纖維斷裂，直至結(jié)構(gòu)的最終爆破失效。這些損傷模式的出現(xiàn)也加速了內(nèi)膛位移的增加，這將嚴(yán)重影響軌道炮后續(xù)發(fā)射的精度。

圖6　軌道炮身管位移Fig.6 The displacement of railgun barrel

3）纏繞預(yù)應(yīng)力的存在，對某些損傷模式在一定程度上起到了抑制作用，比如由拉伸引起的分層損傷。但隨著電磁壓力的增加，纏繞預(yù)應(yīng)力越大，復(fù)合外殼的整體損傷程度反而加劇。本文所采用的纏繞方式所產(chǎn)生的纏繞預(yù)應(yīng)力，在加載初始電磁壓力情況下，對身管內(nèi)膛的剛度以及密封性能有一定的改善作用，但效果并不理想。這是由于隨著電磁壓力的增大，在纏繞預(yù)應(yīng)力的作用下，復(fù)合外殼損傷加速擴展，從而導(dǎo)致身管內(nèi)膛擴張相對加劇。故在后續(xù)的研究中，應(yīng)考慮其他纏繞方式，優(yōu)化相應(yīng)的纏繞參數(shù)等。

圖7　不同纏繞預(yù)應(yīng)力下電磁壓力為200 MPa時內(nèi)膛絕緣陶瓷和導(dǎo)軌分界面處沿徑向位置處的應(yīng)力Fig.7 Stress distribution at the interface of insulating ceramic and rails in the bore at 200 MPa electromagnetic pressure and different winding prestresses

參考文獻(xiàn)（References）

［1］ 吳其俊.復(fù)合材料槍管的理論及應(yīng)用研究［D］.南京：南京理工大學(xué)，2011. WU Qi-jun.Researches on the theory and application of composite barrel［D］.Nanjing：Nanjing University of Science and Technology，2011.（in Chinese）

［2］ 徐光磊.含內(nèi)襯纖維復(fù)合材料發(fā)射筒力學(xué)性能研究［D］.南京：南京理工大學(xué)，2013. XU Guang-lei.Mechanical properties research for fiber reinforced composite launch canister with liner［D］.Nanjing：Nanjing University of Science and Technology，2013.（in Chinese）

［3］ Werst M D，Kitzmiller J R，Hearn C S，et al.Ultra-stiff，low mass，electromagnetic gun design［J］.IEEE Transactions on Magnetics，2005，41（1）：262-265.

［4］ Tzeng J T.Structural mechanics for electromagnetic railguns［J］. IEEE Transactions on Magnetics，2005，41（1）：246-250

［5］ Lehmann P，Vo M D，Wenning W.Comparative study of railgun housings made of modern fiber wound materials，ceramic，or insulated steel plates［J］.IEEE Transactions on Magnetics，2005，41（1）：200-205.

［6］ Balya B.Design and analysis of filament wound composite tubes ［D］.?ankaya Ankara，Turkey：Middle East Technical University，2004.

［7］ Leh D，Saffré P，F(xiàn)rancescato P，et al.A progressive failure analysis of a 700-bar type IV hydrogen composite pressure vessel［J］. International Journal of Hydrogen Energy，2015，40：13206-13214

［8］ 賈建東，丁運亮，劉曉明.復(fù)合材料層合板沖擊后剩余強度的工程估算方法和有限元模擬分析［J］.南京航空航天大學(xué)學(xué)報，2010，42（3）：335-339. JIA Jian-dong，DING Yun-liang，LIU Xiao-ming.Engineering and FEM methods for evaluating compressive strength after impact for composite laminates［J］.Journal of Nanjing University of Aeronautics&Astronautics，2010，42（3）：335-339.（in Chinese）

［9］ 陳啟軍.復(fù)合材料飛輪轉(zhuǎn)子的失效分析與強度預(yù)測［D］.鄭州：鄭州大學(xué)，2014. CHEN Qi-jun.The failure analysis and strength prediction of composite flywheel rotor［D］.Zhengzhou：Zhengzhou University，2014.（in Chinese）

［10］ 劉丹.復(fù)合材料殼體熱芯纏繞張力制度設(shè)計［D］.哈爾濱：哈爾濱理工大學(xué)，2013. LIU Dan.Tension design of heated-mandrel winding for composite shell［D］.Harbin：Harbin University of Science and Technology，2013.（in Chinese）

［11］ 任明法，鄭長良，陳浩然.具有內(nèi)襯的纏繞容器纏繞層等張力設(shè)計的迭代搜索［J］.復(fù)合材料學(xué)報，2004，21（5）：153-158. REN Ming-fa，ZHENG Chang-liang，CHEN Hao-ran.Iterative search for the isotension design of the band wound vessels with liner［J］.Acta Materiae Compositae Sinica，2004，21（5）：153-158.（in Chinese）

［12］ 邢靜忠，梁清波，劉成旭，等.圓柱形厚壁纏繞件的環(huán)向纏繞張力分析的逐層疊加法［J］.固體火箭技術(shù)，2015，38（2）：261-266. XING Jing-zhong，LIANG Qing-bo，LIU Cheng-xu，et al.Analysis of winding tension for hoop winding on deformable thickwalled cylinder with superposition by layers［J］.Journal of Solid Rocket Technology，2015，38（2）：261-266.（in Chinese）

［13］ 康超，史耀耀，何曉東，等.圓筒纖維纏繞變張力神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)動態(tài)控制，航空學(xué)報，2015，36（4）：1339-1347. KANG Chao，SHI Yao-yao，HE Xiao-dong，et al.Variable tension dynamic control for filament winding of cylinder using neural network［J］.Acta Aeronautica et Astronautica Sinica，2015，36（4）：1339-1347.（in Chinese）

中圖分類號：TJ04

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：1000-1093（2016）06-0988-08

DOI：10.3969/j.issn.1000-1093.2016.06.004

收稿日期：2015-11-12

作者簡介：尹冬梅（1981—），女，講師，博士。E-mail：dongmeiyin2010@163.com

Analysis of Progressive Damage of Composite Housing for Railgun under Winding Prestress

YIN Dong-mei，LI Bao-ming
（National Key Laboratory of Transient Physics，Nanjing University of Science and Technology，Nanjing 210094，Jiangsu，China）

Abstract：A 3D progressive damage model based on Hashin's failure criterion and progressive damage theory is established to study the failure mechanism of filament-wound housing for railgun barrel by using finite element method.The simulations predict the onset and evolution behavior of damages in the composite housing for railgun.The prestress based on the filament winding pattern with iso-hoop stress is calculated by referencing the design theory for filament-wound pressure vessels.And the effect of winding prestress on the progressive damage of the filament-wound housing is also analyzed.The results indicate that several damage modes，such as matrix crack and delamination，etc，occur in the composite housing. The matrix crack and delamination damages caused by tension are the main damage modes in the process of steady failure.Some damage modes are inhibited to some extent by winding prestress，while the damage of the whole composite housing is intensified by it.In addition，the winding pattern used in this paper can only improve the stiffness and sealing property of the bore at applied initial electromagnetic pressure.

Key words：ordnance science and technology；composite material；progressive damage；barrel；railgun；filament winding