碳纖維復(fù)合材料貯箱內(nèi)壓和低溫承載行為研究

劉佳音,鄧智鵬,張 健,陳文多,江大志

(1.中山大學(xué)深圳材料學(xué)院，深圳 518107;2.北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076;3.深圳市綜合粒子設(shè)施研究院，深圳 518107)

0 引言

結(jié)構(gòu)輕量化是航天器研制的永恒追求。航天器結(jié)構(gòu)減質(zhì)可使其獲得更高的飛行速度和承載能力，甚至可實(shí)現(xiàn)重復(fù)使用，從而大幅度節(jié)約成本，提高經(jīng)濟(jì)效益[1-4]。運(yùn)載火箭燃料貯箱主要用于貯存運(yùn)輸液體燃料或助燃劑，包括液態(tài)甲烷、液氫、液氧等。液體燃料貯箱作為動(dòng)力推進(jìn)系統(tǒng)的核心結(jié)構(gòu)占據(jù)了極大的空間比重[5-6]，傳統(tǒng)的液體燃料貯箱為金屬或合金材質(zhì)，大體積帶來(lái)了大質(zhì)量，結(jié)構(gòu)效率較低，其成為結(jié)構(gòu)減質(zhì)設(shè)計(jì)的重點(diǎn)[7-8]。碳纖維增強(qiáng)聚合物復(fù)合材料具有輕質(zhì)高強(qiáng)的優(yōu)異性能，如能用之代替金屬材質(zhì)可實(shí)現(xiàn)貯箱結(jié)構(gòu)大幅度減質(zhì)。因此，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)這一方向開(kāi)展了大量工作。

20世紀(jì)70年代，首先出現(xiàn)了復(fù)合材料外殼內(nèi)襯金屬層的貯箱設(shè)計(jì)方案。美國(guó)結(jié)構(gòu)復(fù)合材料公司以及林肯復(fù)合材料公司相繼采用金屬內(nèi)襯和芳綸纖維復(fù)合材料外殼，成功研制出了復(fù)合材料壓力容器[9-12]。隨著先進(jìn)復(fù)合材料的進(jìn)一步發(fā)展，人們發(fā)現(xiàn)僅靠復(fù)合材料本身即可實(shí)現(xiàn)良好的抗液氫滲漏性能，合理選擇樹(shù)脂材料(如LM公司使用的PEAR樹(shù)脂以及Wilson公司的氰酸酯樹(shù)脂)也可解決液氧相容性的問(wèn)題，使得全復(fù)合材料燃料貯箱變?yōu)榭赡躘13-14]。美國(guó)麥道公司、波音公司等先后成功研制了全復(fù)合材料燃料貯箱，實(shí)現(xiàn)了貯箱結(jié)構(gòu)大幅度減質(zhì)，如圖 1所示[15-17]。隨著重型運(yùn)載火箭的發(fā)展，燃料貯箱尺寸越來(lái)越大，并相應(yīng)發(fā)展出了一套完整的測(cè)試方法，包括高壓抗?jié)B漏測(cè)試、溫度循環(huán)測(cè)試、沖擊振動(dòng)測(cè)試等。目前，大型全復(fù)合材料燃料貯箱已成功投入應(yīng)用，如 DC-XA航天器、Phantom Express航天飛機(jī)等[18-20]。

圖1 復(fù)合材料減質(zhì)效率[15]Fig.1 Weight reduction efficiency of composite materials[15]

國(guó)內(nèi)復(fù)合材料研究領(lǐng)域發(fā)展較晚，雖然早在1969年就開(kāi)始了復(fù)合材料貯箱的探索，以不銹鋼為內(nèi)膽，玻璃纖維/環(huán)氧樹(shù)脂為外殼[21]，然而直至2002年才制備出首個(gè)H2O2全復(fù)合材料貯箱。目前在大型復(fù)合材料貯箱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、性能測(cè)試等方面仍處于起步階段，關(guān)鍵技術(shù)有待突破，實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)有待完善[22-23]。

本文采用縮比件測(cè)試的方式圍繞全碳纖維復(fù)合材料燃料貯箱結(jié)構(gòu)的使用性能開(kāi)展研究。模擬貯箱實(shí)際服役工況分別對(duì)其進(jìn)行了常溫以及液氮低溫充壓抗?jié)B漏實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)加載過(guò)程中對(duì)箱體進(jìn)行實(shí)時(shí)的應(yīng)變測(cè)量以及聲發(fā)射損傷監(jiān)測(cè)，卸載后對(duì)箱體進(jìn)行氦質(zhì)譜漏率檢測(cè)。綜合各檢測(cè)方法所得數(shù)據(jù)，對(duì)箱體服役性能以及抗?jié)B漏能力進(jìn)行評(píng)估，揭示內(nèi)壓以及低溫載荷作用下貯箱箱體的變形行為及損傷機(jī)制。該研究結(jié)果可為未來(lái)大型航天器減質(zhì)設(shè)計(jì)提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)材料及方法

本貯箱結(jié)構(gòu)分為碳纖維復(fù)合材料箱體和上下法蘭。其中箱體幾何結(jié)構(gòu)示意圖如圖 2所示，主體材料為T(mén)800碳纖維/HT-280環(huán)氧樹(shù)脂，參考表 1，可分為上下封頭區(qū)域以及中部圓筒區(qū)域3部分，采用等強(qiáng)度纖維纏繞工藝成型。中部圓筒區(qū)域外側(cè)以環(huán)向鋪層加強(qiáng)(緯度方向)，箱體內(nèi)部緊貼箱壁鋪設(shè)格柵結(jié)構(gòu)加強(qiáng)筋。

圖2 復(fù)合材料貯箱結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structure diagram of composite tank

表1 T800/HT-280參數(shù)[24]

密封法蘭結(jié)構(gòu)如圖 3所示，其中法蘭盤(pán)直徑為300 mm，厚度為29.5 mm，采用實(shí)心鋼結(jié)構(gòu)。法蘭盤(pán)通過(guò)24個(gè)螺栓與底部基座相連。螺栓尺寸為M12，均勻分布。底部基座為帶有凹槽的圓環(huán)結(jié)構(gòu)，圓環(huán)高度為20 mm，上部開(kāi)有寬4 mm、深2.7 mm的凹槽。凹槽中有密封墊圈，寬度與凹槽一致且高度為3.6 mm，采用聚四氟乙烯材質(zhì)。密封墊圈上部突出部位與法蘭盤(pán)直接相接以實(shí)現(xiàn)密封。

圖3 貯箱法蘭結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Structure diagram of the tank flange

本文中貯箱性能測(cè)試主要包括抗?jié)B漏測(cè)試以及溫度循環(huán)測(cè)試兩部分，其中抗?jié)B漏測(cè)試又包含常溫高壓和低溫高壓兩種工況。常溫工況采用水作為介質(zhì)，通過(guò)氮?dú)鈱?shí)現(xiàn)增壓，最高內(nèi)部壓強(qiáng)可達(dá)1 MPa，保壓15 min；低溫工況采用液氮作為降溫介質(zhì)(溫度為-196 ℃)，通過(guò)氮?dú)膺M(jìn)行增壓，最高內(nèi)壓達(dá)到1 MPa，保壓15 min。

復(fù)合材料貯箱充壓測(cè)試過(guò)程中以DH3820應(yīng)變儀結(jié)合120-2AA電阻應(yīng)變片實(shí)時(shí)記錄結(jié)構(gòu)局部應(yīng)變狀態(tài)，應(yīng)變片分布如圖 4所示。加載結(jié)束后采用NHJ600氦質(zhì)譜儀通過(guò)吸槍法掃描箱體進(jìn)行漏率檢測(cè)。本文同時(shí)采用聲發(fā)射檢測(cè)方法實(shí)時(shí)檢測(cè)箱體損傷?？紤]到液氮低溫充壓過(guò)程中將產(chǎn)生低溫環(huán)境，采用AE154DL低溫傳感器。采用PXAES聲發(fā)射系統(tǒng)軟件對(duì)聲發(fā)射信號(hào)進(jìn)行后處理，建立貯箱損傷定位模型：建立結(jié)構(gòu)幾何模型，將12個(gè)聲發(fā)射傳感器的布置位置和測(cè)試數(shù)據(jù)與結(jié)構(gòu)模型坐標(biāo)對(duì)應(yīng)，實(shí)現(xiàn)損傷點(diǎn)和損傷模式的精確定位，如圖5所示。數(shù)據(jù)處理過(guò)程中，聲發(fā)射信號(hào)的幅值閾值設(shè)定為45 dB，能量閾值為20 aJ，頻率閾值為60 kHz。

(a) 電阻應(yīng)變片位置分布圖

(b) 電阻應(yīng)變片方向示意圖圖4 電阻應(yīng)變片位置及方向分布圖Fig.4 Location and orientation of resistance strain gauges distribution

圖5 復(fù)合材料貯箱箱體表面聲發(fā)射傳感器位置示意圖Fig.5 Schematic diagram of AE sensors distribution on the composite tank

2 結(jié)果與討論

2.1 復(fù)合材料貯箱在內(nèi)壓下的性能

向貯箱中注水以排出空氣，直至水面接近上法蘭，相距約5 cm。密封上法蘭，采用氮?dú)饧訅撼渲? MPa，并保壓15 min，再自然泄壓，約20 min卸載至常壓。充壓及卸載過(guò)程中的貯箱箱體不同位置的應(yīng)變--時(shí)間變化曲線如圖 6所示。由于箱體具有對(duì)稱性，記錄并對(duì)比箱體上半部ABCD這4點(diǎn)的應(yīng)變狀態(tài)。4個(gè)探頭的應(yīng)變數(shù)據(jù)與箱體壓力之間呈現(xiàn)明顯的正相關(guān)，且各曲線變化規(guī)律具有高度的相似性，說(shuō)明箱體處在彈性形變階段。其中箱體封頭/圓筒過(guò)渡段(A點(diǎn)及C點(diǎn))應(yīng)變值明顯高于其他位置，且環(huán)向應(yīng)變(A點(diǎn))高于經(jīng)度方向(C點(diǎn))；而圓筒段則相反：該位置的環(huán)向加強(qiáng)鋪層結(jié)構(gòu)導(dǎo)致經(jīng)度方向應(yīng)變值(D點(diǎn))略高于環(huán)向(B點(diǎn))。在1 MPa保壓階段箱體應(yīng)變達(dá)到最高值，A點(diǎn)的應(yīng)變較大，峰值接近1 000 με；其次是B,C,D點(diǎn)的位置，最大應(yīng)變約500 με。

圖6 常溫內(nèi)壓過(guò)程中復(fù)合材料貯箱應(yīng)變--時(shí)間曲線Fig.6 Strain-time curve of composite tank under room temperature and internal pressure

內(nèi)壓加載過(guò)程中的損傷和破壞聲發(fā)射信號(hào)的振鈴計(jì)數(shù)定位圖如圖 7所示，統(tǒng)計(jì)聲發(fā)射信號(hào)頻率--時(shí)間變化規(guī)律如圖 8所示。從圖中可以看出，損傷和破壞聲發(fā)射信號(hào)振鈴計(jì)數(shù)定位圖中淺藍(lán)色點(diǎn)主要分布在封頭區(qū)域，表明封頭部分的損傷和破壞數(shù)量較大。大多數(shù)聲發(fā)射信號(hào)的能量均較低，有少數(shù)高能量聲發(fā)射信號(hào)出現(xiàn)，位置零散分布。

圖7 常溫內(nèi)壓加載過(guò)程中復(fù)合材料貯箱聲>發(fā)射信號(hào)振鈴計(jì)數(shù)定位圖Fig.7 Diagram of acoustic emission signal ringing count of composite tank under room temperature and internal pressure

圖8 常溫內(nèi)壓過(guò)程中復(fù)合材料貯箱聲發(fā)射信號(hào)頻率--時(shí)間關(guān)系Fig.8 Frequency-time relationship of acoustic emission signal of composite tank under room temperature and internal pressure

研究表明[25]，環(huán)氧樹(shù)脂基體開(kāi)裂、碳纖維/基體界面脫粘和碳纖維斷裂的聲發(fā)射信號(hào)頻率分別為140～250 kHz、250～350 kHz和350～450 kHz。在升壓階段，有大量高幅值信號(hào)產(chǎn)生；在保壓階段，產(chǎn)生信號(hào)減少，且高頻信號(hào)的數(shù)量明顯下降；在壓力接近1 MPa時(shí)又開(kāi)始產(chǎn)生密集的高幅信號(hào)。絕大多數(shù)損傷和破壞聲發(fā)射信號(hào)的頻率均低于250 kHz，表明主要發(fā)生了基體損傷破壞。在保壓初期，有頻率達(dá)250 350 kHz及更高的信號(hào)發(fā)生，數(shù)量少且幅值較低，表明發(fā)生了少量界面脫粘和纖維斷裂，保壓期間并無(wú)纖維持續(xù)斷裂等損傷發(fā)生。

根據(jù)文獻(xiàn)[22-23]所述復(fù)合材料貯箱在承受內(nèi)壓載荷時(shí)，圓筒部分承受較大的環(huán)向應(yīng)力載荷。而本文中所采用的貯箱結(jié)構(gòu)，在圓筒區(qū)域進(jìn)行了針對(duì)性的加強(qiáng)，大幅度增加了環(huán)向取向纖維比例。碳纖維主要通過(guò)軸向進(jìn)行承載，當(dāng)纖維與傳力方向一致時(shí)發(fā)揮最大的承載效率，因此本文中貯箱結(jié)構(gòu)在圓筒環(huán)向方向應(yīng)變值相對(duì)較小。另一方面，貯箱上下封頭部分為半圓頂結(jié)構(gòu)并采用約52°取向纖維纏繞。封頭區(qū)域與圓筒區(qū)域幾何曲率、鋪層取向和鋪層厚度均有一定差異，導(dǎo)致兩者之間過(guò)渡區(qū)(實(shí)測(cè)中的應(yīng)變片A和C位置)局部應(yīng)變集中，且最大主應(yīng)變方向應(yīng)為環(huán)向方向(A應(yīng)變片為環(huán)向)。聲發(fā)射檢測(cè)數(shù)據(jù)證實(shí)了充壓過(guò)程中復(fù)合材料箱體微觀損傷主要發(fā)生在封頭以及封頭/圓筒過(guò)渡區(qū)域，與應(yīng)變集中區(qū)域吻合，損傷數(shù)量少且主要為低能量局部基體損傷。

為進(jìn)一步模擬實(shí)際服役狀態(tài)，采用內(nèi)壓和低溫聯(lián)合載荷，即液氮低溫充壓實(shí)驗(yàn)。液氮充注結(jié)束后，采用氮?dú)饧訅褐? MPa，保壓15 min，再自然卸壓。

圖9 低溫內(nèi)壓加載過(guò)程中復(fù)合材料貯箱應(yīng)變--時(shí)間曲線Fig.9 Strain-time curve of composite tank under low temperature and internal pressure

低溫充壓過(guò)程應(yīng)變曲線如圖 9所示。從圖中可見(jiàn)，自加注液氮開(kāi)始，所有探測(cè)點(diǎn)應(yīng)變先小幅度升高(充注液氮小幅度增壓)后迅速降低至負(fù)值，箱體在低溫下收縮。由于箱體材料非均勻性，不同位置及取向出現(xiàn)收縮程度明顯差異：箱體圓筒段經(jīng)度方向收縮程度最大(D點(diǎn))，溫度穩(wěn)定后圓筒段經(jīng)度方向應(yīng)變最大達(dá)-1 500 με，其次為封頭/圓筒過(guò)渡段環(huán)向方向(A點(diǎn))，穩(wěn)定后達(dá)到-600 με。液氮加注結(jié)束后采用氮?dú)饧訅海瑝嚎s應(yīng)變絕對(duì)值減小并最終轉(zhuǎn)變?yōu)槔鞈?yīng)變。封頭/圓筒過(guò)渡段的環(huán)向拉伸應(yīng)變迅速增加，A點(diǎn)成為了結(jié)構(gòu)應(yīng)變最大位置，內(nèi)壓達(dá)到1 MPa時(shí)以及后續(xù)保溫階段，應(yīng)變達(dá)到最大值，為1 250 με。

低溫充壓過(guò)程的聲發(fā)射信號(hào)如圖 10所示。從振鈴計(jì)數(shù)定位圖看，低溫加壓條件下聲發(fā)射信號(hào)發(fā)生概率遠(yuǎn)高于常溫工況。只有傳感器1，3，7，9，10，11接收到少量的高頻信號(hào)。以10號(hào)傳感器為例，如圖 11所示，其接收到的信號(hào)仍以低頻(60～250 kHz)為主，即在低溫加壓條件下箱體主要發(fā)生了基體開(kāi)裂損傷和纖維--樹(shù)脂界面脫粘，幾乎沒(méi)有發(fā)生纖維斷裂。

圖10 低溫內(nèi)壓加載過(guò)程中復(fù)合材料貯箱振鈴計(jì)數(shù)定位圖Fig.10 Diagram of acoustic emission signal ringing count of composite tank under low temperature and internal pressure

圖11 低溫內(nèi)壓加載過(guò)程中復(fù)合材料貯箱聲發(fā)射信號(hào)頻率--時(shí)間關(guān)系Fig.11 Frequency-time relationship of acoustic emission signal of composite tank under low temperature and internal pressure

充注液氮過(guò)程中，箱體發(fā)生一定程度的體積收縮。隨著內(nèi)壓升高，箱體壓應(yīng)變絕對(duì)值降低并向拉應(yīng)變過(guò)渡，最終A點(diǎn)仍為應(yīng)變集中區(qū)域。值得注意的是，其在此溫度下的真實(shí)應(yīng)變量應(yīng)為充壓后的應(yīng)變量與降溫之后應(yīng)變(負(fù)值)之差，其絕對(duì)值大于常溫充壓加載應(yīng)變值。此外從微觀角度看，碳纖維與樹(shù)脂基體之間熱膨脹系數(shù)存在一定差異，降溫過(guò)程將在界面形成熱失配應(yīng)力，而低溫狀態(tài)下兩者之間界面結(jié)合力亦受影響，從而導(dǎo)致界面結(jié)合性能下降，在內(nèi)壓載荷作用下進(jìn)一步誘發(fā)局部界面脫粘，該推測(cè)與聲發(fā)射實(shí)驗(yàn)檢測(cè)結(jié)果一致。

2.2 復(fù)合材料貯箱抗?jié)B漏性能測(cè)試與分析

分別在常溫充壓之后(吹干箱體內(nèi)部)以及低溫液氮充壓之后(排凈液氮，恢復(fù)至室溫)對(duì)箱體進(jìn)行氦質(zhì)譜吸槍全方位掃描檢漏以研究充壓及低溫載荷對(duì)貯箱抗?jié)B漏性能的影響規(guī)律。室溫下空氣中氦氣濃度含量約為5.0×10-7Pa·m3/s。測(cè)試過(guò)程中統(tǒng)計(jì)氦濃度含量超過(guò)此值的測(cè)量結(jié)果(疑似漏點(diǎn))如表 2所示，將疑似漏點(diǎn)進(jìn)行空間標(biāo)定如圖 12所示。

表2 貯箱充壓測(cè)試氦質(zhì)譜檢測(cè)結(jié)果

圖12 充壓結(jié)束后箱體表面疑似漏點(diǎn)位置統(tǒng)計(jì)示意圖Fig.12 Statistical diagram of suspected leakage points after pressure charging

局部氦濃度值峰值出現(xiàn)在上下法蘭圈附近，疑為預(yù)緊力不足所致，而氦氣本身不易逸散，法蘭附近略高濃度氦氣在其周圍箱體浮動(dòng)而造成疑似漏點(diǎn)的假象。箱體遠(yuǎn)離法蘭位置則極少出現(xiàn)氦含量升高現(xiàn)象。所有氦濃度升高點(diǎn)，其對(duì)應(yīng)氦濃度均較小，多數(shù)在10-7Pa·m3/s數(shù)量級(jí)，雖然低溫充壓過(guò)程可明顯觀察到下部法蘭發(fā)生泄漏但恢復(fù)至常溫之后仍然密封性良好，法蘭周圍與空氣中氦氣濃度相差較小(遠(yuǎn)小于1×10-5Pa·m3/s)。

綜上可知，復(fù)合材料貯箱箱體本身密封性較好，常溫及低溫充壓過(guò)程對(duì)貯箱本身抗?jié)B漏性能影響不大。連接法蘭低溫泄漏狀態(tài)并未影響其恢復(fù)至常溫后的氣密性，疑為低溫下各部件間熱脹冷縮差異所致。

3 結(jié)論

本文針對(duì)全復(fù)合材料燃料貯箱在復(fù)雜服役工況下的結(jié)構(gòu)可靠性和氣密性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,分別完成了常溫內(nèi)壓以及低溫內(nèi)壓載荷下的應(yīng)變、損傷聲發(fā)射和氦質(zhì)譜測(cè)試。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，常溫內(nèi)壓加載過(guò)程中，應(yīng)變主要集中于封頭與圓筒結(jié)構(gòu)過(guò)渡段，以環(huán)向拉應(yīng)變?yōu)橹?。液氮低溫工況導(dǎo)致纖維/樹(shù)脂界面結(jié)合性能下降，在內(nèi)壓和液氮低溫載荷共同作用下箱體先收縮后膨脹，于應(yīng)變集中區(qū)域發(fā)生局部纖維/基體界面脫粘損傷，損傷數(shù)量遠(yuǎn)多于常溫工況。該碳纖維復(fù)合材料貯箱箱體經(jīng)歷常溫以及低溫內(nèi)壓加載后未出現(xiàn)顯著破壞及泄漏。