炭纖維復(fù)合材料殼體封頭新型環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)的數(shù)值模擬及試驗(yàn)*

關(guān) 云，宋學(xué)宇,2，賈有軍，李逢舟，廖英強(qiáng)，王麗敏

(1.中國航天科技集團(tuán)公司四院四十一所，西安 710025;2.西北工業(yè)大學(xué) 航天學(xué)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(fā)動(dòng)機(jī)復(fù)合材料殼體中的應(yīng)用越來越多，但炭纖維復(fù)合材料高剛度、高脆性特性導(dǎo)致殼體在內(nèi)壓試驗(yàn)中容易發(fā)生封頭低應(yīng)力破壞，嚴(yán)重影響了炭纖維纏繞殼體性能的發(fā)揮。

近年來，針對(duì)復(fù)合材料殼體封頭補(bǔ)強(qiáng)技術(shù)的研究報(bào)道逐年增多。大量的分析和試驗(yàn)結(jié)果表明，通過對(duì)殼體封頭進(jìn)行適當(dāng)補(bǔ)強(qiáng)可以解決炭纖維復(fù)合材料殼體低應(yīng)力爆破問題，從而有效提高炭纖維殼體的內(nèi)壓承載性能[1-5]。文獻(xiàn)中關(guān)于纖維纏繞復(fù)合材料殼體的封頭補(bǔ)強(qiáng)方法主要分為三種：鋪放補(bǔ)強(qiáng)、纏繞補(bǔ)強(qiáng)和封頭帽補(bǔ)強(qiáng)[6-12]。其中，鋪放補(bǔ)強(qiáng)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(bǔ)強(qiáng)，成本相對(duì)較低，但手工操作過多，質(zhì)量可靠性較低；纏繞補(bǔ)強(qiáng)是指在纏繞固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)殼體時(shí)，一個(gè)縱向循環(huán)纏完后，把筒身纖維剪掉，剩下的封頭纖維作為補(bǔ)強(qiáng)層，工藝穩(wěn)定性較好，但材料浪費(fèi)量大；封頭帽補(bǔ)強(qiáng)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(fù)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(wǎng)格理論完成了φ480 mm纖維纏繞殼體的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，通過精細(xì)化仿真分析方法對(duì)復(fù)合材料殼體接頭附近的封頭不同補(bǔ)強(qiáng)方法的補(bǔ)強(qiáng)機(jī)理進(jìn)行分析與討論，并通過工藝及試驗(yàn)研究系統(tǒng)地比較環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)技術(shù)與縱向補(bǔ)強(qiáng)技術(shù)的綜合補(bǔ)強(qiáng)效果。

1 炭纖維纏繞殼體和封頭補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)

φ480 mm的T700炭纖維纏繞殼體主要設(shè)計(jì)指標(biāo)：爆破壓強(qiáng)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(huán)氧配方，采用螺旋纏繞+環(huán)向纏繞方式成型。T700炭纖維復(fù)絲強(qiáng)度不小于4900 MPa，纖維強(qiáng)度轉(zhuǎn)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(bǔ)強(qiáng)形式的殼體內(nèi)壓承載性能及破壞模式，本文設(shè)計(jì)的殼體分別采用了補(bǔ)強(qiáng)環(huán)式補(bǔ)強(qiáng)、縱向補(bǔ)強(qiáng)兩種方式，補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)和數(shù)量分配見表1。根據(jù)研制經(jīng)驗(yàn)和理論分析，將殼體的應(yīng)力平衡系數(shù)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(duì)不同封頭補(bǔ)強(qiáng)方法研究的有效性。

復(fù)合材料殼體的壁厚主要根據(jù)內(nèi)壓指標(biāo)，采用網(wǎng)格理論進(jìn)行設(shè)計(jì)。按網(wǎng)格理論公式進(jìn)行復(fù)合材料纏繞層的總壁厚設(shè)計(jì)公式為

式中hfα為螺旋纏繞纖維厚度；hfθ為環(huán)向纏繞纖維厚度；Vf為在復(fù)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(qiáng)度；α為螺旋纏繞角。

環(huán)向纏繞纖維厚度為

利用上述公式設(shè)計(jì)的復(fù)合材料殼體縱向?qū)雍穸葹?.6 mm，環(huán)向?qū)雍穸葹?.5 mm，綜合考慮單層纖維的實(shí)際厚度，殼體鋪層設(shè)計(jì)為3個(gè)縱向?qū)雍?個(gè)環(huán)向單層。殼體的具體設(shè)計(jì)結(jié)果見表1所示。可以看出，兩種封頭補(bǔ)強(qiáng)技術(shù)的殼體的縱/環(huán)向?qū)訑?shù)、環(huán)向?qū)?縱向?qū)淤|(zhì)量、補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)質(zhì)量相同，殼體的總質(zhì)量基本相同。

根據(jù)以往復(fù)合材料殼體的封頭補(bǔ)強(qiáng)設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)，相鄰兩縱向?qū)又g需要進(jìn)行一層補(bǔ)強(qiáng)，本文試驗(yàn)復(fù)合材料殼體的前后封頭均進(jìn)行兩層補(bǔ)強(qiáng)，試驗(yàn)殼體的補(bǔ)強(qiáng)設(shè)計(jì)參數(shù)見表2。

表1 補(bǔ)強(qiáng)殼體的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)結(jié)果Table1 Structural design results of three reinforcement cases

2 考慮補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)殼體有限元仿真研究

2.1 復(fù)合材料殼體精細(xì)化仿真分析模型

本文通過Abaqus軟件建立了環(huán)向、子午線補(bǔ)強(qiáng)兩種補(bǔ)強(qiáng)方式的復(fù)合材料殼體的二位軸對(duì)稱模型，模型中的幾何結(jié)構(gòu)和材料參數(shù)完全相同，僅補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)的材料參數(shù)不同，從而對(duì)補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)方向性和材料參數(shù)對(duì)封頭應(yīng)變、應(yīng)力影響進(jìn)行研究。

復(fù)合材料殼體有限元模型包括金屬接頭、封頭補(bǔ)強(qiáng)層、彈性層、纏繞殼體層，建模過程考慮每個(gè)縱向/環(huán)向纏繞層的推移、纏繞角度變化等纏繞工藝參數(shù)的變化，各個(gè)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(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)的彈性常數(shù)見表3和表4。

表2 試驗(yàn)殼體補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)Table2 Reinforcement structure design of test cases

圖1 復(fù)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(shù)(1-軸向,2-環(huán)向,3-徑向)Table3 Elastic constants of T700/BA202 (1-axial,2-hoop,3-radial)

表4 補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)彈性常數(shù)(1-環(huán)向，2-母向，3-法向)Table4 Elastic constants of reinforcement structure (1-hoop,2-meridian,3-normal)

根據(jù)復(fù)合材料力學(xué)理論和纖維纏繞理論，通過二次開發(fā)語言Python程序?qū)baqus功能進(jìn)行二次開發(fā)，實(shí)現(xiàn)了復(fù)合材料殼體筒身、封頭、補(bǔ)強(qiáng)層等每個(gè)鋪層結(jié)構(gòu)不同位置每個(gè)單元的材料參數(shù)和材料方向的計(jì)算和設(shè)置，從而建立精細(xì)化的復(fù)合材料殼體仿真分析模型，模型中每個(gè)單元的材料參數(shù)分配見圖2(不同的顏色表示不同材料參數(shù))；同時(shí)，每個(gè)單元的材料方向基于纖維纏繞理論，并根據(jù)其所在的空間幾何坐標(biāo)位置進(jìn)行計(jì)算并設(shè)置。

2.2 內(nèi)壓下復(fù)合材料殼體仿真計(jì)算與分析

圖3為在14 MPa內(nèi)壓作用下，兩種封頭補(bǔ)強(qiáng)方式的復(fù)合材料殼體后封頭縱向纏繞層纖維方向應(yīng)變?cè)茍D。可看出，采用環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)的后封頭纖維應(yīng)變整體水平較低，最大值為12 640 με，在內(nèi)層纖維靠近赤道附近位置；而采用縱向補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)的后封頭纖維應(yīng)變整體水平偏高，最大值達(dá)到15 420 με，在內(nèi)層纖維的極孔位置附近。

圖2 復(fù)合材料殼體后封頭的精細(xì)化仿真模型Fig.2 Refined simulation model of composite case aft dome

(a)環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)

(b)縱向補(bǔ)強(qiáng)

同時(shí)，通過圖4所示的封頭最內(nèi)層纖維的纖維方向應(yīng)變-軸向位置路徑曲線的比較可看出，在封頭補(bǔ)強(qiáng)區(qū)域范圍內(nèi)，采用環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)技術(shù)的前后封頭的內(nèi)層纖維應(yīng)變均明顯低于采用縱向不強(qiáng)技術(shù)的封頭纖維應(yīng)變，且纖維應(yīng)變的變化梯度更小。

圖4 兩種補(bǔ)強(qiáng)方法最內(nèi)層纖維封頭纖維方向應(yīng)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(nèi)壓作用下兩種補(bǔ)強(qiáng)方式的后封頭縱向?qū)诱w結(jié)構(gòu)的層間剪切應(yīng)力云圖、補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)外邊緣附近和接頭肩部外邊緣附近的層間剪切應(yīng)力局部放大圖?？梢钥闯?，由于補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)和接頭外邊緣結(jié)構(gòu)導(dǎo)致的纏繞封頭結(jié)構(gòu)不連續(xù)與剛度不連續(xù)性，導(dǎo)致兩種補(bǔ)強(qiáng)方法的后封頭均在接頭外邊緣位置和補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)邊緣位置產(chǎn)生一定的應(yīng)力集中。其中，采用環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)的后封頭的縱向纏繞層的層間剪切應(yīng)力最大值為160.8 MPa，在補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)邊緣位置，而采用縱向補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)的縱向纏繞層相同位置的層間剪切應(yīng)力達(dá)到了188.6 MPa；采用環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)的后封頭在接頭肩部外邊緣附近層間剪切應(yīng)力最大值為41.3 MPa，采用縱向補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)的為31.5 MPa。

圖8為14 MPa內(nèi)壓作用下兩種補(bǔ)強(qiáng)方式的后封頭最大位移矢量云圖?？梢?，由于兩種補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)材料彈性常數(shù)方向性的特點(diǎn)，導(dǎo)致兩種封頭的變形特點(diǎn)具有明顯的方向性，其中環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)封頭具有更大的軸向應(yīng)變，縱向補(bǔ)強(qiáng)封頭具有更大的環(huán)向應(yīng)變，進(jìn)而導(dǎo)致采用環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)的后封頭發(fā)生更大的軸向變形，而采用縱向補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)的后封頭發(fā)生更大的法向變形。

(a)環(huán)向補(bǔ)強(qiáng) (b)縱向補(bǔ)強(qiáng)

(a)環(huán)向補(bǔ)強(qiáng) (b)縱向補(bǔ)強(qiáng)

(a)環(huán)向補(bǔ)強(qiáng) (b)縱向補(bǔ)強(qiáng)

(a)環(huán)向補(bǔ)強(qiáng) (b)縱向補(bǔ)強(qiáng)

綜上所述，采用不同的封頭補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)，對(duì)封頭纖維方向應(yīng)變、層間剪切應(yīng)變的改善效果不同，并且封頭的變形特點(diǎn)完全不同。其中，采用環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)的封頭極孔附近纖維應(yīng)變、補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)邊緣的層間剪切應(yīng)力均明顯低于采用縱向補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)的封頭極孔附近纖維應(yīng)變和在補(bǔ)強(qiáng)層邊緣的層間剪切應(yīng)力，并且纖維應(yīng)變和剪切應(yīng)變?cè)谡麄€(gè)模型的變化梯度最小，因而相同材料和結(jié)構(gòu)尺寸的環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)方法對(duì)封頭的補(bǔ)強(qiáng)效果會(huì)優(yōu)于相同材料和結(jié)構(gòu)尺寸的縱向補(bǔ)強(qiáng)方法。

3 封頭補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)研究

3.1 環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)殼體試驗(yàn)研究

圖9為采用補(bǔ)強(qiáng)環(huán)式封頭補(bǔ)強(qiáng)殼體纏繞過程，環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)通過T700炭纖維干法預(yù)浸帶利用補(bǔ)強(qiáng)環(huán)工裝預(yù)先環(huán)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(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)的厚度較為均勻，結(jié)構(gòu)尺寸穩(wěn)定。在殼體纏繞過程中，取出補(bǔ)強(qiáng)環(huán)并預(yù)加熱后，鋪放于封頭的兩縱向?qū)又g，由于補(bǔ)強(qiáng)環(huán)無徑向纖維，僅由一個(gè)整體的環(huán)向纖維纏繞組成，因而補(bǔ)強(qiáng)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(bǔ)強(qiáng)環(huán)補(bǔ)強(qiáng)殼體纏繞過程Fig.9 Winding process of 01# case with hoop reinforcement

圖10為第1臺(tái)補(bǔ)強(qiáng)環(huán)補(bǔ)強(qiáng)殼體破壞殘骸，殼體最大檢驗(yàn)壓強(qiáng)為10 MPa，殼體爆破壓強(qiáng)為19.4 MPa，殼體在后封頭后接頭邊緣位置附近發(fā)生層間剪切破壞。從破壞后殘骸可看出，補(bǔ)強(qiáng)環(huán)仍具有較好的環(huán)式結(jié)構(gòu)，且表面較為平整，表明纏繞固化過程中環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)未發(fā)生明顯的褶皺。

水壓試驗(yàn)表明，第1臺(tái)補(bǔ)強(qiáng)環(huán)補(bǔ)強(qiáng)殼體在最大檢驗(yàn)壓強(qiáng)10.0 MPa下，筒段最大環(huán)向應(yīng)變?yōu)?632 με，位于筒段中央；前封頭沿纖維方向最大應(yīng)變?yōu)?467 με，位于前封頭接近極孔部位；后封頭沿纖維方向最大應(yīng)變?yōu)?0 859 με，位于后封頭接近極孔部位。在殼體最大檢驗(yàn)壓強(qiáng)10 MPa下，殼體總伸長(zhǎng)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(yàn)測(cè)試表明，當(dāng)壓強(qiáng)達(dá)到19 MPa時(shí)，筒段最大環(huán)向應(yīng)變?yōu)?5 575 με，位于筒段中央；前封頭沿纖維方向最大應(yīng)變?yōu)?2 167 με，位于前封頭中部位置；后封頭沿纖維方向最大應(yīng)變?yōu)?5 482 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(bǔ)強(qiáng)外邊緣。

圖11所示為02#補(bǔ)強(qiáng)環(huán)式補(bǔ)強(qiáng)殼體水壓爆破殘骸，本臺(tái)殼體爆破壓強(qiáng)為19.26 MPa，在筒身位置發(fā)生環(huán)向破壞。

圖10 01#補(bǔ)強(qiáng)環(huán)式補(bǔ)強(qiáng)殼體破壞殘骸Fig.10 Destruction of 01# case with hoop reinforcement

圖11 02#補(bǔ)強(qiáng)環(huán)補(bǔ)強(qiáng)殼體破壞殘骸Fig.11 Destruction of 02# case with hoop reinforcement

水壓檢驗(yàn)試驗(yàn)表明，02#殼體在最大檢驗(yàn)壓強(qiáng)10.0 MPa下，筒段最大環(huán)向應(yīng)變?yōu)?581 με，位于筒段前端；前封頭沿纖維方向最大應(yīng)變?yōu)?401 με，位于前封頭接近極孔部位；后封頭沿纖維方向最大應(yīng)變?yōu)?0 097 με，位于后封頭接近極孔部位。在殼體最大檢驗(yàn)壓強(qiáng)10 MPa下，殼體總伸長(zhǎng)量14.33 mm，殼體中央筒段外圓徑向位移為2.06 mm。爆破試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果表明，當(dāng)壓強(qiáng)達(dá)到18 MPa時(shí)，筒段最大環(huán)向應(yīng)變?yōu)?4 436 με，位于筒段前端；前封頭沿纖維方向最大應(yīng)變?yōu)?1 313 με，位于前封頭接近極孔位置；后封頭沿纖維方向最大應(yīng)變?yōu)?5 286 με，位于后封頭接近極孔部位。最終殼體爆破壓強(qiáng)為19.26 MPa，破壞位置處于筒身，殼體發(fā)生環(huán)向破壞。

3.2 縱向補(bǔ)強(qiáng)殼體試驗(yàn)研究

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

圖12 縱向補(bǔ)強(qiáng)殼體破壞殘骸Fig.12 Destruction of case with longitudinal reinforcement

水壓檢驗(yàn)試驗(yàn)表明，殼體在最大檢驗(yàn)壓強(qiáng)10.0 MPa下，筒段最大環(huán)向應(yīng)變?yōu)?729 με，位于筒段中央位置；前封頭沿纖維方向最大應(yīng)變?yōu)?402 με，位于前封頭靠近極孔部位；后封頭沿纖維方向最大應(yīng)變?yōu)?207 με位于后封頭接近赤道部位。在殼體最大檢驗(yàn)壓強(qiáng)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(zhǎng)量13.55 mm。爆破試驗(yàn)表明，殼體不同位置的最大應(yīng)變位置在整個(gè)試驗(yàn)過程中未發(fā)生明顯變化，當(dāng)壓強(qiáng)達(dá)到17 MPa時(shí)，筒段最大環(huán)向應(yīng)變?yōu)?4 568 με，位于筒段中央位置；前封頭沿纖維方向最大應(yīng)變?yōu)?0 141 με，位于前封頭接近極孔部位；后封頭沿纖維方向最大應(yīng)變?yōu)?2 872 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(fā)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(bǔ)強(qiáng)方法的殼體在10 MPa內(nèi)壓檢驗(yàn)下的筒身應(yīng)變、爆破壓強(qiáng)、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(bǔ)強(qiáng)、環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)均可以通過對(duì)封頭的局部進(jìn)行有針對(duì)性加強(qiáng)提高封頭的承載能力。其中，縱向補(bǔ)強(qiáng)殼體的爆破壓強(qiáng)為18 MPa，在后封頭位置發(fā)生層間剪切破壞，殼體容器特征系數(shù)為40.7 km；補(bǔ)強(qiáng)環(huán)補(bǔ)強(qiáng)殼體爆破壓強(qiáng)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(huán)向應(yīng)變破壞，殼體容器特征系數(shù)為分別為42.7、42.96 km。試驗(yàn)結(jié)果表明，補(bǔ)強(qiáng)環(huán)式補(bǔ)強(qiáng)復(fù)合材料殼體的內(nèi)壓承載性能穩(wěn)定性非常好，2臺(tái)殼體容器特征系數(shù)差別僅為0.6%，并且比傳統(tǒng)縱向補(bǔ)強(qiáng)復(fù)合材料殼體容器特征系數(shù)提高5%。同時(shí)，兩種補(bǔ)強(qiáng)方式復(fù)合材料殼體的研制過程表明，縱向補(bǔ)強(qiáng)方法的纏繞過程工藝性較差，存在缺陷較多；補(bǔ)強(qiáng)環(huán)補(bǔ)強(qiáng)，工裝成型，結(jié)構(gòu)尺寸穩(wěn)定性較好。

此外，近年來，大型復(fù)合材料殼體整體式C型卡環(huán)在固體發(fā)動(dòng)機(jī)復(fù)合材料殼體連接中的應(yīng)用越來越多，與傳統(tǒng)的螺栓法蘭連接相比，C型卡環(huán)連接結(jié)構(gòu)與金屬接頭為間隙配合，在內(nèi)壓作用下金屬接頭的外翻變形和徑向變形更大。因此，對(duì)封頭極孔位置的補(bǔ)強(qiáng)要求更高。由于整體式環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)對(duì)封頭極孔附近的纖維補(bǔ)強(qiáng)效果要明顯高于縱向補(bǔ)強(qiáng)，所以整體式環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)更加適用于采用整體式C型卡環(huán)連接結(jié)構(gòu)的高性能復(fù)合材料殼體。

表5 殼體不同補(bǔ)強(qiáng)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(jié)論

(1)仿真分析結(jié)果表明，采用環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)技術(shù)的封頭內(nèi)壓下具有更低的纖維方向應(yīng)變和層間剪切應(yīng)力，因而對(duì)封頭內(nèi)壓承載能力改善最為明顯。

(2)仿真結(jié)果表明，由于補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)材料方向性的特點(diǎn)，導(dǎo)致采用環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)技術(shù)的封頭內(nèi)壓下具有更大的軸向變形、更小的法向變形，與縱向補(bǔ)強(qiáng)方法相反。

(3)水壓試驗(yàn)表明，采用環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)殼體的封頭內(nèi)壓承載性能和穩(wěn)定性能明顯優(yōu)于縱向補(bǔ)強(qiáng)方法。

(4)通過新型封頭環(huán)向補(bǔ)強(qiáng)技術(shù)應(yīng)用，可以顯著提高炭纖維殼體的容器特征系數(shù)。