碳/环氧薄壁豆荚杆热-结构性能试验研究

李一坡1,胡建辉1,2,3,陈务军1,杨德庆2,3,房光强4,彭福军4

(1.上海交通大学空间结构研究中心,上海 200240;2.海洋工程国家重点实验室(上海交通大学),上海 200240;3.上海交通大学高新船舶与深海开发装备协同创新中心,上海 200240;4.上海宇航系统工程研究所,上海 201108)

摘 要:碳纤维增强环氧树脂基复合材料成功应用于航天器结构,其热-结构效应是重点关注问题之一。该文以碳纤维增强环氧树脂基复合材料空间可展天线薄壁豆荚杆为研究对象,通过试验对其材料热物理参数进行测定,得到材料的热物理参数,测得其比热容和导热系数均随着温度升高而增大,符合材料热参数的变化规律。采用大体积真空罐、热沉和红外加热笼模拟空间热环境,对薄壁豆荚杆进行真空热辐射试验,得到试件特征位置处的瞬态、稳态温度场,并采用低温应变片测试特征点应变时程,分析得到薄壁豆荚杆在热辐射作用下纵向、横向及薄壁内外两侧热响应的温度和应变分布规律,为理论分析、数值研究和设计提供参考。

关键词:空间薄壁豆荚杆;碳/环氧复合材料;材料热物理参数;真空辐射试验;温度分布;应力分布

碳纤维增强复合材料(CFRP)薄壁豆荚杆是一种基本的空间可展构件,具有收展原理简单、轻质、可重复性强和可靠性高等特点,常用作太阳帆和空间薄膜天线阵面等可收展空间结构的支撑构件。在国内,房光强等[1]研制了豆荚杆收展控制机构,并比较了不同复合材料的豆荚杆试件的收拢和展开性能。李瑞雄等[2-4]通过豆荚杆的整体缠绕过程试验得到了缠绕过程最优材料铺设机理与最大厚度分析方法,并对空间薄壁CFRP豆荚杆进行了轴压屈曲试验。蔡祈耀等[5]则进行了悬臂屈曲分析及试验,得到屈曲荷载及特性。南波等[6]对不同缠绕角度下的CFRP细长管进行了轴心受压稳定试验研究和数值分析,得到缠绕型CFRP细长管屈曲荷载计算公式。邹涛和蔡祈耀等[7-8]对薄壁 CFRP豆荚杆的压扁、拉扁、缠绕和展开过程进行了系统性的研究。在国外,德国航空航天中心(DLR)成功研制了高性能大型薄壁CFRP管空间伸展臂[9],可作为支撑臂应用于空间可展结构。美国NASA Langley、JPL等成功研制了缠绕肋、径向肋、盘绕式伸展臂等空间可展结构[10]。Straubel等[11]在失重条件下对豆荚杆展开过程进行试验研究。Sickinger等[12]对薄壁豆荚杆在轴压和弯矩作用下结构的失效包络图进行了研究。

目前关于空间薄壁豆荚杆的研究中,对空间热荷载作用下构件热特性的研究较少。热荷载是航天器在太空中受到的的主要荷载,航天器由于长期在轨道上受较大幅度温度变化的影响,其结构会产生变形甚至振动[13-15]。因此,对空间薄壁豆荚杆热-结构性能的研究具有重要意义。本文通过对碳/环氧复合材料薄壁豆荚杆进行地面热模拟试验,探究薄壁豆荚杆在真空热辐射环境下的温度场和应变场分布规律,可为理论分析和设计提供真实客观的参考和指导,并可应用于数值模拟的分析对比与结果验证中,为航天工程总体设计和热控制系统设计提供参考,同时对空间可展结构本身材料、构件和结构等方面的研究做出一些有价值的探索。

1 碳/环氧复合材料的热物理参数测量

碳/环氧复合材料是一种以环氧树脂为基体材料,碳纤维为增强材料的复合材料,其特点是耐热性好,比刚度、比强度和比模量值都较大[16],符合航天支撑结构材料的需求[17-18]。材料的热导率远小于金属,具有良好的隔热性能和较低的热膨胀系数,在一定温度范围内具有较好的热稳定性。本节通过试验测定碳/环氧复合材料的比热容和导热系数两种热参数,可用于后续研究的数值模拟中。

1.1 比热容的测定

本试验采用差示扫描量热法(DSC)对比热容进行测定[19],仪器为PE公司的DSC功率补偿型差示扫描量热仪。该方法测量材料的比热容,是在样品和参比品始终保持相同温度的条件下,测定样品和参比品所需的能量差ΔQ,从而得到材料的热参数。

图1 差示扫描量热仪
Fig.1 Differential scanning calorimeter(DSC)

1.2 导热系数的测定

采用非稳态激光闪射法测定导热系数[20],仪器为中国科学院上海硅酸盐研究所自行研制的 20℃~2500℃超高温激光热导仪。根据导热系数的定义可知,导热系数λ与热扩散系数α,材料比热容cp,材料密度ρ之间存在以下关系:

激光闪射法直接测量的是材料的热扩散系数,比热容则由差示扫描量热法(DSC)测量得到。激光闪射法是在绝热状态下利用激光脉冲照射样品下表面,并使用红外检测器连续测量上表面(冷端)的升温过程,并根据 Fourier传热方程得到材料的热扩散系数α

其中:α为材料的热扩散系数;L为样品厚度;t1/2为温度升高到最大值的1/2所需要的时间。

综上所述,将测得的热扩散系数与比热容代入式(1),即可得到材料的导热系数。

通过上述方法,试验测定了0°方向和90°方向各三个碳/环氧样品,试验的温度范围为 25℃~200℃,图3和图4分别为比热容和导热系数在0°方向和 90°方向的参数测试结果。由表中测定结果可见,三个碳/环氧样品在一定的试验温度下的参数测定值较为接近,数据较为合理。由图3和图4可以看出,试块的比热容和导热系数测定值随温度升高而增大,且在试验温度范围内大致呈线性增长,符合材料这两种热物理参数的变化规律[20]

由图3和图4所示,各项测定数据的材料的均方差都很小,数据测定值合理。200℃下材料 90°方向的导热系数的均方差最大,为 0.2070。室温25℃下材料0°方向比热容的均值为0.967 J/(g·K),导热系数的均值为0.412;室温25℃下材料90°方向比热容的均值为 0.692 J/(g·K),导热系数的均值为1.454。

图2 激光导热仪
Fig.2 Laser thermal conductivity testor

图3 比热容随温度变化曲线
Fig.3 Specific heat-temperature curve

图4 导热系数随温度变化曲线
Fig.4 Thermal conductivity coefficient- temperature curve

2 薄壁豆荚杆真空热辐射试验

为了保证航天器在空间环境下的可靠运行,须在地面进行充分的环境模拟试验,其中最主要的是模拟空间热环境的地面热模拟试验。空间热环境主要体现在真空、低温和黑背景、外热流三方面。这三个空间热环境模拟在有限的条件下很难达到较高的精度。因此,本节在保证一定精度下合理地简化了试验条件,对碳/环氧复合材料薄壁豆荚杆进行地面模拟热试验,通过测量该材料的薄壁构件级别对空间辐射热流的热响应从而区别于材料试块级别的热参数测定。试验数据可用于与薄壁豆荚杆热辐射试验数值模拟的结果进行对比和分析,评价模拟方法的合理性,为理论分析和设计提供参考依据,对后续的研究工作具有一定的指导意义。

2.1 薄壁构件

薄壁杆尺寸为 1040 mm ×140 mm ×70 mm,由12层纤维铺设,单层厚 0.05 mm,铺层方向为[+45/-45/0/-45/+45/0]2s。截面形状如图5所示。

图5 薄壁豆荚杆截面尺寸与测点布置 /mm
Fig.5 Cross-section of thin-walled members and layout of the measuring point

2.2 试验设备和系统

考虑结构在轨道下的外热流大小和方向,采用大体积真空罐为试验模拟真空环境,其真空度为6.5×10-4Pa,满足精度要求;在真空罐内安装低温冷却筒体(热沉)模拟低温和黑背景特征,热沉温度范围为-180℃~90℃,其模拟误差可控制在 1%以内,满足精度要求;设置红外加热笼对外热流进行模拟,同时在杆件薄壁的内外表面设有热电阻和低温应变片对温度和应变进行采集。空间热模拟系统和真空罐试验装置如图6所示。

图6 真空罐实验装置
Fig.6 Vacuum test equipment

此前的研究结果[21]表明,杆件中部温度较为稳定,整体变化较均匀,大致成线性变化,端部温度梯度相对较大,故纵向布点以反映纵向温度整体变化和局部梯度效应,且端部布点间距较小;对于厚度方向的温度梯度,由于薄壁构件厚度与长宽之比很小,可假设温度沿厚度方向线性分布,故在端部取部分测点的内表面对应位置进行布点;此外,为了反映特征点处的应变水平,应变测点与温度测点在布置上基本保持一致。

为测得薄壁豆荚杆的温度场,热电阻共28个:如图7所示为1/2杆长,上表面热电阻编号以T表示,其中外表面热电阻编号为 T1~T14,内表面热电阻为T′2,位置和外表面的T2对应;如图8所示,下表面热电阻编号以B表示,其中外表面11个,位置与相同数字编号的上表面热电阻位置对应,内表面有B′2、B′4两个热电阻,位置与 B2和 B4对应。

图7 上表面测点布置图 /mm
Fig.7 Layout of the strain gauges on the upper surface

图8 下表面测点布置图 /mm
Fig.8 Layout of the strain gauges on the lower surface

为测得豆荚杆的应变场,共布置27个应变片:上表面应变片以Ts表示,其中外表面编号为Ts1到Ts14,位置与T1到T14热电阻对应,内表面两个应变片编号分别为,位置与外表面的Ts2和Ts4相对应;下表面应变片以Bs表示,其中外表面 10个,分别与相同编号的热电阻位置对应,内表面1个,编号为,位置与外表面的Bs4对应。内、外表面测点对应关系如图5所示。

2.3 试验工况和试验过程

杆件沿真空罐的轴线纵向对称放置,杆件底面距离冷却板2 cm;用托架按简支梁形式固定杆件,托架采用压合木板;加热网的最大功率为 9 kW;冷背景罐和冷却板温度为-180℃左右。

在试验过程中,首先密闭真空模拟室,启动真空抽气系统抽真空,到达满足试验要求的10-4级别的真空度。向热沉加注液氮,使热沉降温到规定的-180℃左右,待试件各个测定点温度稳定和冷背景温度稳定,工况标定点T14温度为-115℃。施加模拟外热流,对试件的规定工况进行试验。关掉辐射加热网,温度降低变化。全部工况试验完成后,进行真空模拟装置的升温和复压。

3 试验结果和讨论

3.1 真空抽取和冷背景降温阶段

在抽取真空阶段,真空罐内气压降低,温度先下降随后上升,试件随温度变化出现收缩。由于抽取真空速度缓慢,温度变化也较为缓慢,应变也保持在较小的范围之内。取特征点T14为分析对象,其在抽取真空阶段的初始 20 min内的温度和应变变化曲线如图9所示。

图9 抽取真空阶段测点14的温度/应变随时间变化曲线
Fig.9 Temperature/strain-time curve at characteristic point 14 during vacuum extraction

在冷背景降温阶段,试件温度持续下降,由于试件下表面和冷板接近,表面各个测点出现温度梯度,最终的稳定状态各测点温度接近恒定,时间持续约1.5 h。此阶段是为后面试验提供冷背景,过程中冷背景温度随时间变化,并不是恒定的低温环境,因此对该阶段的瞬态温度和应变场不做详细分析。

3.2 辐射升温和高温稳定阶段

在辐射升温阶段,试件温度持续上升。温度稳定时刻位于试件上表面端部中央的T14温度最高,为67℃,应变为-1252 με;位于试件下表面端部中央的B14温度最低,为11.9℃,应变为-1596 με。选取位于上下表面对应位置的T14和B14,作出其在辐射升温阶段的初始 20 min内的温度和应变变化曲线,如图 10所示。可以看出,薄壁豆荚杆朝向热源的上表面升温比下表面快。上表面主要受热辐射影响,非线性响应较强,而下表面受热传导影响较大,温度变化较为平缓;应变的绝对值随温度的升高而减小,且上、下表面的总体应变变化大致相同,分别为 2909 με和 2889 με。

图10 辐射升温阶段测点T14和B14温度和应变曲线
Fig.10 Temperature/strain-time curve at characteristic point T14 and B14 during heating

图 11所示为温度稳定时各个测点的温度和应变。对温度场进行分析,在高温稳定阶段,杆件上、下表面平均温差为30℃左右。如图12所示,杆件横向温度梯度较大,其中上表面横向边缘温度较低,温度从边缘到中间测点大致为线性升高,平均温度梯度为0.49℃/mm。上表面中间部分测点温度大致相同,如T2到T4、T6到T8、T12到T14的温度相差均在 2℃以内。下表面横向边缘由于距热源较近,温度较高,沿边缘到中间测点温度大致为线性降低,如图中B1到T21。

图11 高温平衡阶段各测点的温度和应变值
Fig.11 Stable temperature/strain of the points at high temperature situation

图12 高温稳定时刻杆件横向测点温度分布
Fig.12 Distribution of temperature in the transverse direction at high temperature situation

杆件纵向温度梯度较小,如图 13所示,其中朝向热源的上表面温度梯度相对较小,约为6.54×10-3℃/mm,下表面梯度相对较大,约为2.62×10-2℃/mm。从杆件的纵向来看,端部温度较高,从端部到中间温度逐渐降低;表面同一位置处的内外测点的温度梯度,上表面的T2和T′2温差为4.3℃,梯度较小,可作为实际计算和设计参考。而下表面内外测点温度相差较大,测点 B2和B′2相差6.7℃,更靠近下部的测点B4和B′4相差8.7℃,这是由试验装置中不均匀的冷背景引起的,下表面靠近冷却板导致其温度梯度较大。

图13 高温稳定时刻杆件纵向测点温度分布
Fig.13 Distribution of temperature in the longitudinal direction at high temperature situation

对应变场进行分析,各测点平均应变为-1332με,内表面测点的平均应变为-926με。其中上表面的内表面测点应变为-858με,对应的外表面测点Ts2应变为-1338με,内表面测点应变为-1085με,对应的外表面测点Ts4 应变为-1252με;下表面的内表面测点Bs′4应变为和-835με,对应的外表面测点Bs4应变为-1607με,说明薄壁豆荚杆高温状态下的内外表面热变形不同步,由此可见板壳单元的剪切效应对杆件的热变形有一定影响。

3.3 冷却和低温稳定阶段

在冷却阶段,试件温度持续下降。低温稳定状态下温度最低点为 B14,为-130.2℃,应变为-6378με。选取测点T14和B14的前20 min的温度和应变变化曲线,如图 14所示。由于试件下表面和冷板接近,在降温过程中下表面的B14温度始终低于上表面T14的温度。如图15所示为低温稳定时刻各测点的温度与应变。如图所示,低温平衡阶段同样是上表面内外温差较小,T2和T′2温差为0.1℃;下表面内外测点温差较大,B2和B′2温差为0.7℃,更靠近下部的B4和B′4温差为1.2℃。

在低温稳定时刻,各测点平均应变为-5810με,内表面测点的平均应变为-5329με。其中上、下表面同一位置处的内、外测点应变值如表1所示。由表中结果可以看出,薄壁豆荚杆低温状态下的内外表面的热变形也不同步。

图14 辐射降温阶段测点T14和B14温度和应变曲线
Fig.14 Temperature/strain-time curve at characteristic point T14 and B14 during cooling

图15 低温稳定时刻各测点的温度
Fig.15 Stable temperature of the points at low temperature situation

表1 低温平衡阶段同一位置内、外测点应变值
Table 1 Strain of internal and external measuring points in the same position at low temperature situation

4 结论

本文通过对碳/环氧复合材料薄壁豆荚杆试件进行地面真空模拟热试验,观察并测定了碳/环氧薄壁构件对空间热辐射的热-结构响应,包括对温度场和应变场的测定,得出以下结论:

1)试验测得碳/环氧复合材料的热参数,其比热容和导热系数均随温度的升高而增大,与材料热参数的变化规律相符。

2)通过分析抽取真空、冷背景降温、辐射加热和降温等过程的瞬态温度场和应变场变化规律以及高温段热平衡和低温段热平衡的稳态温度场和应变场结果,得到薄壁豆荚杆在热辐射荷载下热响应的温度和应变分布规律:靠近红外加热笼的上表面升温较快,稳定状态下温度较高;杆件纵向温度梯度较小,横向温度沿边缘到中间大致为线性变化;上表面同一位置处的内外测点的温度梯度较小,而下表面内外测点温度相差较大,这是由试验装置中不均匀的冷背景引起的。

3)薄壁豆荚杆在热辐射荷载作用下的内、外表面热变形不同步,热变形计算需计入板壳剪切影响。

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EXPERIMENTAL STUDY ON THERMAL-STRUCTURAL BEHAVIOR OF THIN-WALLED CARBON/EPOXY COMPOSITE BOOM

LI Yi-po1,HU Jian-hui1,2,3,CHEN Wu-jun1,YANG De-qing2,3,FANG Guang-qiang4,PENG Fu-jun4
(1.Space Structures Research Center,Shanghai Jiao Tong University,Shanghai 200240,China;2.State Key Laboratory of Ocean Engineering(Shanghai Jiao Tong University),Shanghai 200240,China;3.Collaborative Innovation Center for Advanced Ship and Deep-Sea Exploration of Shanghai Jiao Tong University,Shanghai 200240,China;4.Shanghai Aerospace Systems Engineering Institute,Shanghai 201108,China)

Abstract:Carbon/epoxy composites(carbon fiber reinforced epoxy resin composites)have attracted a considerable attention on the utilization in space structures.The material properties and thermal-structural behavior are critical for understanding these structures.Thusly,thermophysical parameters of carbon/epoxy composites are investigated by thermophysical theories,finding that thermal conductivity coefficient and specific heat increase linearly with temperature rise.Moreover,a vacuum tank equipped with a heat sink and an infrared heating cage is utilized to simulate space thermal environment and to evaluate transient and steady temperature distributions on the thin-walled carbon/epoxy composite bar.Thermo-resistances and low-temperature strain gauges are employed to record time-history curves.The temperature and strain distributions in the longitudinal,transverse and thick directions under heat radiation conditions are obtained and analyzed in detail,which is significant for theoretical analysis,numerical simulations and structural design.

Key words:thin-walled lenticular space bar; carbon/epoxy composites; thermophysical parameters of the material; vacuum radiation test; temperature distribution; stress distribution

彭福军(1969―),男,山东东明人,研究员,博士,从事空间结构与机构技术方面的研究(E-mail: pfj_tj@126.com).

房光强(1981―),男,山东泰安人,高工,硕士,从事大型空间可展开结构及空间材料技术方面的研究(E-mail: house19@163.com);

杨德庆(1968―),男,辽宁海城人,教授,博士,博导,从事船舶结构动力学方面的研究(E-mail: yangdq@sjtu.edu.cn);

胡建辉(1986―),男,四川成都人,博士后,从事膜结构及空间结构研究(E-mail: jtuhjh@gmail.com);

李一坡(1994―),男,河北邯郸人,硕士生,从事膜结构分析理论、结构特性研究(E-mail: liyipo@sjtu.edu.cn);

作者简介:

通讯作者:陈务军(1969―),男,重庆人,长聘教授,博士,从事空间可展开结构、膜结构、飞艇结构的研究(E-mail: cwj@sjtu.edu.cn).

基金项目:航天先进技术联合研究中心技术创新项目(USCAST2015-24,2016-21)

收稿日期:2017-07-21;修改日期:2018-01-18

文章编号:1000-4750(2018)11-0232-08

doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.07.0572

文献标志码:A

中图分类号:V214.4