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玻璃纤维模拟壳体内压承载寿命定量评估方法研究２０１６年４月玻璃纤维模拟壳体内压承载寿命定量评估方法研究李静，张漩，陈国军（中国航天科工集团第六研究院４１所，呼和浩特０１００１０）摘要：在定湿度条件下对模拟壳体进行湿热加速老化试验及水压爆破试验，对各老化温度下的爆破压强－老化时间进行回归分析，得到各温度的老化方程及性能变化系数；对性能变化系数与老化温度进行回归分析，外推得到常温下的壳体性能变化系数，进而得到常温下的内压承载老化方程。通过相关指数判定，各回归曲线的关系显著。通过模拟壳体湿热加速老化试验后及自然存放模拟壳体的爆破压强数据对老化方程进行修正。研究表明，玻璃纤维模拟壳体爆破压强与时间成对数关系，全尺寸玻璃纤维壳体初始爆破压强为９．９７ＭＰａ，预估存放２０年后爆破压强下降９．５％。关键词：纤维壳体；寿命评估；方法研究、———中图分类号：ＴＢ３３２文献标识码：Ａ文章编号：１００３０９９９（２０１６）０４００６４０４固体火箭发动机作为导弹武器的动力系统，是导弹武器系统中的重要组成部分，其贮存性能、服役期限对导弹武器的使用性能具有重要影响¨。因此，对发动机在役产品包括新投产品开展老化性能研究，准确评定发动机贮存期，可避免提前退役带来的巨大浪费以及过期服役所带来的丧失作战能力甚至威胁自身安全的严重后果。某型号导弹的固体火箭发动机壳体材料为玻璃纤维复合材料，因没有系统地开展纤维复合材料壳体贮存寿命研究，在发动机交付部队服役一段时间后无法给出能否满足使用要求的定论。该型号导弹发动机在部队存放一段时间后，继续加速老化至指定年限后进行相应的试验。由于缺乏纤维复合材料壳体的寿命评估方法，加速老化后对玻璃纤维复合材料壳体的失效模式及承载能力认识不清楚，致使研究进度进展缓慢。为此，开展纤维复合材料壳体老化寿命定量评估十分重要。１国内外研究现状国外早在２Ｏ世纪６０年代就开始了固体火箭发动机加速老化试验研究，美国、俄罗斯、乌克兰等国’均取得了显著的成就。美国于１９５９年开始实施导弹全面老化和寿命监测计划，进行了民兵导弹加速老化试验；在北极星导弹的贮存计划中，开展温、湿度应力的加速老化试“”验；马丁公司对铜斑蛇导弹进行加速老化试验：既对全弹进行自然环境下（干冷、湿热）加速老化试验，同时又对元器件、零部件和设备在温度８５￣Ｃ、湿度８５％的试验设备里进行温、湿度加速老化试验。俄罗斯加速老化试验应用的普遍性、规范化和“”“”有效性等都相当成功。研制Ｃ．３００、朵儿等多“种防空导弹系统的火炬设计局，开发并运用加速老”“”化试验和加速运输试验等技术在发动机贮存延寿过程中取得了卓越成效。乌克兰南方设计局从２Ｏ世纪７０年代开始发动机贮存延寿技术研究，积累了大量的经验。对于固体火箭发动机的老化试验，乌克兰均基于详实的活化能数据，以Ａｒｈｅｎｉｕｓ方程为基础，根据发动机实际存放环境及存放时间，计算出当量温度，进而根据活化能、欲评估期限及选定的老化温度计算出老化时间，老化后进行相应的试验，与初始数据对比分析，直接进行产品寿命评估。国内固体火箭发动机寿命研究针对推进剂开展的较多，并取得较大成绩。对纤维复合材料壳体开展的研究较少，各单位根据需求进行单一的老化试验：兵器集团５３所的刘亚平等研究了玻璃纤维复合材料试件的拉伸强度、压缩强度和弯曲强度等随老’化时间和老化温度的变化；二炮研究院常新龙等分别选用不同的温度和湿度，研究了玻璃纤维复合材料在湿热条件下的性能变化，；迟倩萍对玻璃纤维复合材料耐自然库存与加速湿热老化的性能研究，给出了改良界面性能会改善材料的耐湿热性——收稿日期：２０１５１２１１基金项目：装备共用技术（５１３２８０１０２）作者简介：李静（１９７０一），女，高级工程师，主要从事固体火箭发动机壳体方面的研究。通讯作者：陈国军（１９８８．），男，硕士，工程师，主要从事固体火箭发动机壳体方面的研究，ｉｍｐｏｒｔａｎｔｐｌｈ＠１６３．ＣＯｌｒｌ。ＳＲｐ／ＣＭ￣０６２０１６年第４期玻璃钢／复合材料６５“”能、提高材料使用寿命的结论；西安航天王晓洁等对Ｔ７００碳纤维和Ｆ１２有机纤维进行了老化试验，得到了纤维复合材料力学性能对湿热敏感性不同，玻璃化转变温度受湿热环境影响较大，湿热环境对复合材料结构有促进和抵消两种效果的结论，加；西安军代室徐金洲通过对６２ｏｏ容器老化试验前后的轴向承载能力进行对比分析，老化后轴压承载能力稍有下降¨；肇研等通过对聚合物基复合材料自然老化数据的分析研究，建立了自然老化寿命方程，通过老化方程可以节约５０％的试件¨引；田晶等通过对碳复合材料壳体放置１５年后进行的结构试验，得出了壳体的老化性能¨；卢东滨等用加速老化的试验方法预测了薄壁结构的老化性能和老化寿命＿ｌ；叶宏军等通过分析Ｔ３００复合材料层压板五年的自然曝晒数据，得出无负荷条件下的层压板主要强度参数随时间变化的半经验数学模型＿１。目前，国内对玻璃纤维复合材料壳体的老化试验及寿命研究仅限于少量的、零散的试验室数据报道，尚未见到相关的老化数学模型、系统的老化试验方法和寿命评估方法，亦没有获得自然贮存与加速老化的相关性研究成果。２玻璃纤维模拟壳体内压承载寿命定量评估方法研究２．１老化数学模型的确定确定老化数学模型的原则为各数据相关性好、简单可靠，用模型预估的结果与实际检测结果接近。国内外对树脂基纤维复合材料的研究成果表明，高湿热环境条件下导致纤维复合材料性能发生变化的主要因素是树脂性能的变化。考虑到树脂与固体推进剂均为聚合物，因此参照固体推进剂老化数学模型，初步选定老化数学模型为：Ｐ＝Ｐ０＋Ｋ・Ｌｎｔ（１）式中，Ｐ为某一时刻的性能；Ｐ为性能的初始值；Ｋ为与温度有关的性能变化系数；ｔ为老化时间。通过选定一个温度点下不同时间的试件老化试验、性能测试及试验数据的处理、曲线方程的拟合及相关性检验，确定了老化模型。２．２试件形式的确定纤维复合材料壳体研制中用于表征纤维复合材料内压承载性能的试件主要有ＮＯＬ环试件及６１５ｏ（或６２ｏｏ）缩比容器。老化试件既要表征壳体老化后的特征参数，又要能反映壳体老化后的主要失效模式。通过对壳体功能分析、壳体研制过程进行的例行试验、壳体所带的试件种类等综合分析，最终确定壳体老化试件为模拟壳体１５Ｏ容器。１５０容器既可以表征纤维复合材料老化后的特，又可以表征全尺寸纤维复合材料壳体各粘接界面的特性。２．３老化条件的确定老化条件包括老化试验的湿度点和温度点设置、每一温度点下时间点的设置、容器在老化箱内的状态（前后接头是否安装堵头）等。在正式老化试℃℃验前进行了预试验，包括８５、湿度８５％与８５、湿度９５％及１２０￣Ｃ条件下ＮＯＬ环、６１５０容器对比试验。预试验结果显示，湿度对玻璃纤维复合材料性能影响大：ＮＯＬ环拉伸试件１２０￣Ｃ、３３ｄ老化后拉伸℃性能下降１０％，而８５、湿度８５％下２８ｄ老化后性能下降２９％。根据发动机实际存放库房环境湿度及空调故障时的湿度，并考虑适当缩短老化时间，最终确定相对湿度为９５％。综合预试验结果，确定正式老化的条件为：６１５０容器接头不安装堵头，相对湿度为９５％，温度℃为７Ｏ一８５￣（２，温差为５；每一温度点下时间点不少于五个，每一时间点下试件数量不少于三个。６１５０容器老化试验前均为水检合格。２．４老化试验结果老化试件放置于老化炉内加速老化后，对容器进行了探伤检测，结果表明，湿热老化后，前后接头开口处绝热层与金属接头无脱粘现象，只在筒体及封头部位脱粘，且随时间加长，脱粘也变得严重，不同温度下脱粘长度随老化时间的变化见图１。图１不Ｊ司温度脱粘长度随时间变化Ｆｉｇ．１Ｄｅｂｏｎｄｉｎｇｌｅｎ￣ｈｖａｒｉａｔｉｏｎｗｉｔｈｔｉｍｅｉｎｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ分析认为，容器老化试验前的水检试验使表面树脂开裂，高温、湿环境下加速水分的浸入，从而导致界面脱粘。各温度下老化试验后容器爆破压强如表１所示。黼玻璃纤维模拟壳体内压承载寿命定量评估方法研究２０１６年４月表ｌ不同温度老化后爆破试验结果Ｔａｂｌｅ１Ｔｈｅｂｌａｓｔｉｎｇｔｅｓｔｒｅｓｕｌｔｓａｆｔｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔａｇｉｎｇｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ注：相对湿度９５％，每一时间点下的爆破压强为３台＋１５０容器爆破压强的平均值。２．５老化数据分析对每一老化温度下的爆破压强一时间数据进行曲线回归分析，得到各温度下爆破压强随时间变化的方程，并进行相关性检验，各温度下爆破压强随时间变化拟合方程见表２。表２各温度下爆破压强随时间变化拟合方程Ｔａｂｌｅ２Ｆｉｔｔｉｎｇｅｑｕａｔｉｏｎｏｆｂｌａｓｔｉｎｇｐｒｅｓｓｕｒｅ注：方程中ｙ为爆破压强，为老化时间。由表２可见，不同温度下，壳体爆破压强与老化时间均呈对数关系，并用相关指数判定回归曲线的显著性，相关指数均接近１。通过回归曲线获取了不同老化温度ｔ下的性能变化系数。对性能变化系数Ｋ与老化温度Ｔ（＝ｔ＋２７３）进行一元线性回归分析，得到壳体性能变化系数与温度相关的回归方程，并进行相关性检验。结果表明，性能变化系数与老化温度的线性相关性较好，见图２。嬲图２爆破压强变化速度系数与温度关系Ｆｉｇ．２Ｔｈｅｔｒｅｎｄｏｆｂｌａｓｔｉｎｇｓｐｅｅｄａｎｄｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ对不同老化温度点的老化方程中的初始爆破压强值及老化温度进行一元线性回归分析，并用相关指数进行显著性检验，获得容器初始爆破压强与老—化温度的方程：Ｐ＝２１．Ｏ１０．０１７２Ｔ，外推出常温（２５ｏＣ）下的初始爆破压强为２０．５８ＭＰａ。通过计算性能变化系数的标准偏差，最终计算℃出常温（２５）、９５％湿度下爆破压强性能变化系数℃为１．１１６，得出常温（２５）、９５％湿度下壳体爆破压强随时间（ｄ）变化的方程为：Ｐｂ：２０．５８一１．１ｌｌｎｔ（２）２．６老化方程修正选取２台＋１５０容器（含外防热层，无防热层容器已用完）进行常温（２５￣Ｃ）、９５％湿度下老化试验。老化１２６ｄ后进行水压爆破试验，爆破压强均值为２２．６ＭＰａ（２台容器爆破压强分别为２３ＭＰａ和２２．２ＭＰａ）。根据有无外防护层对比试验（８５￣（２、９５％ＲＨ湿度条件下老化５０ｄ），＋１５０容器外防护层可使爆破压强提高１４．５％（有、无防护层爆破压强均值分别℃为１６．５ＭＰａ和１４．４ＭＰａ），按此计算，常温（２５）、９５％湿度下老化１２６ｄ后，容器（不含外防护层）的爆破压强应为１９．３２ＭＰａ。将老化后容器的爆破压强、老化时间带人老化℃方程（２），修正２５、９５％湿度下性能变化系数为０．２６。根据＋１５ｏ容器自然存放试验结果对公式进一步修正，不同自然存放时间＋１５０容器爆破试验结果见表３。表３自然存放壳体爆破试验结果Ｔａｂｌｅ３Ｔｈｅｂｌａｓｔｉｎｇｔｅｓｔｒｅｓｕｌｔｓｉｎｎａｔｕｒａｌｓｔｏｒａｇｅ自然存放年限０年１年４年８年１０年子样数爆破最大值压强最小值／ＭＰａ均值一一一一一一一一一一一一一一一１ｌＩ”¨¨一一一一一一：１１叭如加如∞啪ｍｍ啪２０１６年第４期玻璃钢／复合材料６７咖ｌ５ｏ容器存放ｉ０年后爆破压强最小降低４．２５％，用相关数据进一步修正后，容器爆破压强性能变化系数为０．１０６７，修正后的老化方程为：—Ｐ６＝２０．５８０．１０６７１ｎｔ（３）据此式预估，当全尺寸玻璃纤维壳体初始爆破压强为９．９７ＭＰａ、有效２０年时，壳体内压承载能力降低９．５％。３结论（１）通过老化数据的分析及试验修正得到玻璃纤维复合材料模拟壳体爆破压强与时间呈对数关系，得到了模拟壳体老化方程；（２）环境湿度对玻璃纤维复合材料性能影响较大；（３）模拟壳体筒段及封头脱粘随着湿热老化时间的加长而严重；（４）通过壳体外防热层可有效预防吸湿，缓解老化；（５）通过模拟壳体获得的老化方程预估全尺寸玻璃纤维壳体存放２０年，爆破压强下降９．５％。参考文献［１］邢耀国，董可海．固体火箭发动机寿命预估研究的发展和展望［Ｊ］．固体火箭技术，２００１，２４（３）．［２］ＡｒａｓｈＢａｈｒａｍｉ，ＡｓｇｈａｒＮｏｓｉｅｒ．Ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒｈｙｇｒｏｔｈｅｒｍａｌｓｔｒｅｓｓｅｓｉｎｌａｍｉｎａｔｅｄｐｌａｔｅｓ［Ｊ］．ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｏｌｉｄａｎｄＳｔｒｕｃｔｕｒｅ，—２００７（４４）：８１１９８１４２．【３ｊＴａｈａｎｉ，Ｍ．，Ｎｏｓｉｅｒ，Ａ．．Ａｃｃｕｒａｔｅｄｅｔｅｒｍｉｎａｔｉｏｎｏｆｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒｓｔｒｅｓｓｅｓｉｎｇｅｎｅｒａ—ｌＣＲＯＳＳｐｌｙｌａｍｉｎａｔｅｓ『Ｊ１．ＭｅｃｈａｎｉｃｓｏｆＡｄｖａｎｃｅＭａｔｅｒｉａｌｓａｎｄＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２００４，１１（１）：６７．９２．［４］刘亚平，李晖，张霞，等．玻璃纤维增强复合材料人工加速老化研究［Ｊ］．工程塑料应用，２０１０，３８（３）：６２．６４．［５］孙岩，王登霞，刘亚平，等．玻璃纤维／溴化环氧乙烯基酯加速老化与自然老化的相关性［Ｊ］．复合材料学报，２０１４，３１（４）：９１６．９２４．［６］常新龙，王若雨，郑路．ＳＲＭ复合材料壳体湿热老化双因素显—著性研究［Ｊ］．纤维复合材料，２００８（２）：３１３３．［７］郑路，常新龙，赵峰，等．湿热环境中复合材料吸湿性研究［Ｊ］．—纤维复合材料，２００７（２）：３７３９＿［８］迟倩萍．Ｓ２／ＴＤＥ８５复合材料耐自然库存与加速湿热老化的性能研究［Ｊ］．纤维复合材料，２００２（３）：３２－３４．［９］王晓洁，梁国正，张炜，等．湿热老化对高性能复合材料性能的—影响［Ｊ］．固体火箭技术，２００６，２９（３）：３０１３１４．［１Ｏ］黄业青，张康助，王晓洁．１ｖ７ｏｏ碳纤维复合材料耐湿热老化研究［Ｊ］．高科技纤维与应用，２００６，３１（３）：１９－２１．［１１］徐金洲，谢丽宽，许涛，等．固体火箭发动机纤维缠绕壳体贮存性能试验研究［Ｊ］．海军航空工程学院学报，２００８，２３（６）：６１９．６２２．［１２］肇研，梁朝虎．聚合物基复合材料自然老化寿命预测方法［Ｊ］．—航空材料学报，２００１，２１（２）：５５５８．［１３］田晶，田开谟，陈光烈．碳复合材料壳体老化性能［Ｊ］．玻璃钢／复合材料，２００２（１１）：３３－３６．［１４］卢东滨，陈平，白天，等．复合材料薄壁结构老化性能研究［Ｊ］．玻璃钢／复合材料，２０１４（６），４８－５１．［１５］叶宏军，詹美珍．Ｔ３００／４２１１复合材料的使用寿命研究［Ｊ］．材料工程，１９９５（１０）：３－５．ＱＵＡＮＴＩＴＡＴＩＶＥＡＳＳＥＳＳＭＥＮＴＭＥＴＨＯＤＳＴＵＤＹＩＮＴＨＥＰＲＥＳＳＵＲＥＢＥＡＲＩＮＧⅡＬＥｏＦＦＩＢＥＲＧＬＡＳＳＳＩＭＵＬＡＴＩｏＮＣＡＳＥＬＩＪｉｎｇ，ＺＨＡＮＧＸｕａｎ，ＣＨＥＮＧｕｏ－ｊｕｎ（Ｔｈｅ４１ｓｔＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＮＯ．６ＡｃａｄｅｍｙＣｈｉｎａＡｅｒｏｓｐａｃｅＳｃｉｅｎｃｅ＆ＩｎｄｕｓｔｒｙＣｏｒｐ，Ｈｏｈｈｏｔ０１００１０，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｆｉｂｅｒｇｌａｓｓｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｃａｓｅｓｈａｖｅｕｎｄｅｒｇｏｎｅｈｅａｔａｃｃｅｌｅｒａｔｅｄａｇｉｎｇｔｅｓｔａｎｄｈｙｄｒａｕｌｉｃｂｌａｓｔｉｎｇｔｅｓｔｓｉｎ—ｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ．Ｂｙｂｌａｓｔｉｎｇｐｒｅｓｓｕｒｅａｇｉｎｇｔｉｍｅｒｅｇｒｅｓｓｉｏｎａｎａｌｙｓｉｓｉｎｄｉｆｆｅｒｅｎｔａｇｉｎｇｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ，ａｇｉｎｇｅｑｕａｔｉｏｎａｎｄｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｏｆｖａｒｉａｔｉｏｎｗｅｒｅｏｂｔａｉｎｅｄ．Ｂａｓｅｄｏｎｔｈｅａｇｉｎｇｅｑｕａｔｉｏｎａｎｄｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｏｆｖａｒｉａｔｉｏｎｒｅｇｒｅｓｓｉｏｎａｎａｌｙｓｉｓ，ｃａｓｅｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｏｆｖａｒｉａｔｉｏｎｉｎｎｏｒｍａｌｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｗａｓｅｘ。ｔｒａｐｏｌａｔｅｄ，ａｎｄｔｈｅｎｔｈｅｉｎｔｅｒｎａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｂｅａｒｉｎｇａｇｅｅｑｕａｔｉｏｎｉｎｎｏｒｍａｌｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｗａｓｏｂｔａｉｎｅｄ．Ｔｈｅｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅｒｅｇｒｅｓｓｉｏｎｃｕｒｖｅｊｕｄｇｅｄｂｙｔｈｅｒｅｌｅｖａｎｔｉｎｄｅｘｗａｓｏｂｖｉｏｕｓ．Ｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｂｌａｓｔｉｎｇｐｒｅｓｓｕｒｅｄａｔａｏｆｓｉｍｕ。ｌａｔｉｏｎｃａｓｅｓａｆｔｅｒａｃｃｅｌｅｒａｔｅｄａｇｉｎｇｔｅｓｔｉｎｈｅａｔ－ｈｕｍｉｄｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｎｄｎａｔｕｒａｌｓｔｏｒａｇｅｃａｓｅ，ａｇｉｎｇｅｑｕａｔｉｏｎｗａｓｆｉｘｅｄ．Ｓｔｕｄｉｅｓｈａｖｅｓｈｏｗｎｔｈａｔｆｉｂｅｒｇｌａｓｓｃａｓｅｂｕｒｓｔｐｒｅｓｓｕｒｅａｎｄｒｅｓｅｒｖｏｉｒｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｔｉｍｅｐｅｒ—ｆｏｒｍｅｄｌｏｇａｒｉｔｈｍｉｃｒｅ—ｌａｔｉｏｎｓｈｉｐ，ｆｕｌｌｓｉｚｅｆｉｂｅｒｇｌａｓｓｓｈｅｌｌｂｕｒｓｔｐｒｅｓｓｕｒｅｗａｓ９．９７ＭＰａｉｎｔｈｅｉｎｉｔｉａｌｓｔａｔｅ，ａｎｄｉｔｗａｓｐｒｅｄｉｔｅｄｔｈａｔｔｈｅ—ｆｕｌｌｓｉｚｅｆｉｂｅｒｇｌａｓｓｓｈｅｌｌｂｕｒｓｔｐｒｅｓｓｕｒｅｄｅｃｒｅａｓｅｓ９．５％２０ｙｅａｒｓｌａｔｅｒ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｆｉｂｅｒｇｌａｓｓｃａｓｅ；ｌｉｆｅａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ；ｍｅｔｈｏｄｓｔｕｄｙ