充氣囊體力學性能試驗研究

苗常青，祖振南，王首騫，徐鏵東

（哈爾濱工業(yè)大學復合材料與結(jié)構(gòu)研究所，哈爾濱150001）

1 引言

充氣囊體是一種新型密封結(jié)構(gòu)，采用多層柔性復合材料制成，包括薄膜材料氣密層內(nèi)囊，和纖維復合材料承力層外囊，具有質(zhì)量輕、折疊體積小、展開尺寸大等優(yōu)點［1?2］，是未來載人空間艙及其他航天器大型密封結(jié)構(gòu)的有效解決方案［3?5］。

充氣囊體的受力變形特性決定了其內(nèi)部乘員的生命安全及其在軌長壽命運行的安全可靠性。與傳統(tǒng)金屬承壓結(jié)構(gòu)不同，充氣囊體是柔性的，在內(nèi)部氣壓作用下，可產(chǎn)生較大的變形［6］，尤其在較高內(nèi)壓（≥1 atm）情況下，具有顯著的非線性大變形特征，囊體的柔性和大變形特性，增大了囊體表面應(yīng)變測量的難度。

目前，國內(nèi)外已有部分研究者開始對充氣結(jié)構(gòu)在內(nèi)壓作用下的受力變形進行研究。唐銘章等設(shè)計了一種新型傳感器用于充氣結(jié)構(gòu)應(yīng)變測試［7］，陳帥等研究了充氣結(jié)構(gòu)承彎性能［8］，Sosa等研究了充氣囊體地面展開與有限元模擬［9］。目前研究的航天器充氣結(jié)構(gòu)的一般充氣壓力在0.05 MPa 以下，對較高充氣壓力（≥0.1 MPa）作用下的充氣結(jié)構(gòu)變形特性研究尚不多見。

本文采用一種非接觸應(yīng)變測量方式，在較高的充氣壓力（≥0.1 MPa）下對充氣囊體進行表面應(yīng)變試驗測量，通過對不同尺寸囊體、及囊體不同部位受力變形特性試驗結(jié)果的分析，確定充氣囊體壓力容限。

2 試驗方案

為測量囊體在不同的充氣壓力下的應(yīng)變場，考慮柔性復合材料充氣囊體變形較大，本文采用非接觸式全場應(yīng)變攝影測量系統(tǒng)（VIC?3D），對囊體充氣過程中的應(yīng)變分布進行測量，將囊體表面進行設(shè)置VIC?3D系統(tǒng)可識別的點。VIC?3D測量系統(tǒng)采用DIC（Digital Image Correlation）數(shù)字圖像技術(shù)，通過圖像采集器，拍攝不同時刻待測物圖像，通過內(nèi)置軟件圖像相關(guān)點進行對比計算出物體表面位移及應(yīng)變分布，并將測量點的位移及應(yīng)變以矩陣數(shù)據(jù)或者應(yīng)變云圖形式輸出，輸出的應(yīng)變云圖分為軸向應(yīng)變和環(huán)向應(yīng)變。系統(tǒng)試驗布局如圖1。

圖1 試驗布局Fig.1 Experiment layout

測量時，需在充氣囊體表面設(shè)置標識點，并形成一定面積的標識區(qū)域，如圖2所示。

圖2 充氣囊體表面標志點Fig.2 Surface marking point on inflatable cabin

充氣囊體采用纖維復合材料作為結(jié)構(gòu)承力材料其彈性模量為6920.41 MPa，拉伸強度為374.7 MPa，壁厚為1 mm。共測試兩個充氣囊體，直徑分別為0.45 m 和0.9 m.

3 結(jié)果與分析

3.1 不同充氣壓力下囊體表面應(yīng)變測量

直徑0.45 m和0.9 m兩種尺寸的芳綸纖維復合材料充氣囊體在0～0.08 MPa充氣壓力下的表面應(yīng)變云圖如圖3～4。

圖3 囊體軸向應(yīng)變云圖Fig.3 Axial strain nephogram of the cabin

圖4 囊體環(huán)向應(yīng)變云圖Fig.4 Circumferential strain nephogram of the cab?in

圖中，云圖的顏色表示應(yīng)變的大小。由于本文試驗使用的囊體采用編織方法制造，相鄰的顏色塊代表不同方向的纖維的應(yīng)變，因此，相鄰顏色塊之間的顏色（應(yīng)變）差別較大。

在大囊和小囊各取10個點，利用平均值的形式，得到囊體應(yīng)變變化趨勢如圖5。由圖可知：直徑0.9 m和直徑0.45 m的囊體的表面應(yīng)變隨充氣壓力變化趨勢基本一致；但由于囊體曲率不同，在相同內(nèi)壓下，直徑0.9 m約為直徑0.45 m囊體表面應(yīng)變的2倍。

圖5 不同尺寸囊體應(yīng)變圖Fig.5 Strain diagram of different size cabins

3.2 囊體不同部位表面膜應(yīng)力特性分析

對于囊體的不同部位，由于形狀（曲率）不同導致受力變形特性有很大區(qū)別，尤其是囊體肩部區(qū)域，是囊體形狀和結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)折最為顯著的區(qū)域，其受力變形特性會與囊體中部區(qū)域（圓柱段）有顯著不同。

以直徑0.45 m囊體為測試對象，在囊體肩部與中部分別取一測試區(qū)域如圖6。使用VIC?3D，分別測量囊體表面中部和肩部的軸向應(yīng)變和環(huán)向應(yīng)變，得到表面應(yīng)變云圖如圖7～8。

圖6 囊體測試位置Fig.6 Test positions on the cabin

由囊體表面應(yīng)變測試結(jié)果，根據(jù)本構(gòu)關(guān)系σ＝Eε，可計算得到囊體表面某一方向（軸向或環(huán)向）的薄膜應(yīng)力。在中部和肩部各取10個點，利用平均值的形式，得到薄膜應(yīng)力與測試部位關(guān)系如圖9。

從圖9可以看出，囊體不同部位的軸向薄膜應(yīng)力和環(huán)向薄膜應(yīng)力都隨充氣壓力增加而增大。中部應(yīng)力隨充氣壓力增加基本呈線性增加，而肩部應(yīng)力則呈現(xiàn)出明顯的非線性變化趨勢。在充氣壓力低于0.05 MPa時，肩部應(yīng)力小于中部應(yīng)力。但當充氣壓力大于0.05 MPa時，肩部大于中部應(yīng)力，且肩部應(yīng)力隨充氣壓力增加而增大的速率更快。這可能是由于：囊體肩部接近囊體開口位置（艙門位置），囊體開口位置是由艙門金屬門框與囊體纖維連接，而導致開口位置附近產(chǎn)生應(yīng)力集中，并改變應(yīng)力分布和變化規(guī)律。

圖7 囊體不同部位軸向應(yīng)變云圖Fig.7 Axial strain nephograms of different parts of the cabin

圖8 囊體不同部位環(huán)向應(yīng)變云圖Fig.8 Circumferential strain nephograms of differ?ent parts of the cabin

3.3 充氣囊體壓力容限分析

充氣囊體為薄膜結(jié)構(gòu)，根據(jù)薄膜理論，在內(nèi)部氣壓作用下，薄膜結(jié)構(gòu)受力情況如圖10，柔性薄膜囊體受力平衡微分方程為式（1）。

圖9 囊體不同部位表面應(yīng)力圖Fig.9 Surface stress of different parts of the cabin

圖10 薄膜結(jié)構(gòu)充氣壓力作用下受力示意Fig.10 Stress sketch of membrane structure under inflation pressure

式中，t為薄膜的厚度；Pb為內(nèi)壓；r為曲率半徑，Δl為選取的無窮小條帶寬度?；啠?）可得內(nèi)壓作用下囊壁薄膜應(yīng)力為式（2）：

根據(jù)式（2），計算囊體薄膜應(yīng)力并將計算結(jié)果與試驗所得數(shù)據(jù)對比如圖11～12。

圖11 大囊表面壓力與充氣壓力關(guān)系Fig.11 Relationship between surface pressure and inflation pressure of the big cabin

圖12 小囊表面壓力與充氣壓力關(guān)系Fig.12 Relationship between surface pressure and inflation pressure of the small cabin

從圖11可以看出，試驗測試與理論計算結(jié)果符合較好，說明本試驗方案可用于對大變形充氣囊體結(jié)構(gòu)表面應(yīng)變的測量。由上述試驗結(jié)果，可得0.9 m囊體薄膜應(yīng)力隨充氣壓力變化關(guān)系為σt1＝473.96Pi－0.23。根據(jù)上文給出的纖維拉伸強度，可由該式計算得到該囊體的壓力容限為0.79 MPa。

從圖12可以看出，試驗測試與理論計算結(jié)果符合較好，說明本試驗方案可用于對大變形充氣囊體結(jié)構(gòu)表面應(yīng)變的測量。由上述結(jié)果，可得0.45 m囊體薄膜應(yīng)力隨充氣壓力變化關(guān)系為σt2＝ 221.57Pi＋ 0.51。 由上式計算得到 0.45 m 充氣囊體的壓力容限為1.69 MPa。

根據(jù)上文中薄膜囊體理論模型，計算得到充氣囊體壓力容限與囊體曲率關(guān)系如圖13。

圖13 囊體壓力容限與囊體曲率關(guān)系Fig.13 Relationship between the pressure tolerance and the curvature of the capsule

可以看出，本研究所設(shè)計的充氣囊體，在厚度為1 mm情況下，當曲率大于0.28時，即囊體半徑不大于3.5 m時，可滿足載人航天對內(nèi)部壓力的要求。

4 結(jié)論

1）非接觸式全場應(yīng)變測試方法可用于測試充氣囊體大變形下的應(yīng)變分布，其結(jié)果是有效、可靠的。

2）壓力較低時，囊體表面薄膜應(yīng)力隨氣壓增大而線性增大。但當充氣壓力增大到一定程度時，受開口處囊體纖維與艙門門框連接影響，充氣囊體肩部會產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。

3）纖維充氣囊體，在厚度為1 mm情況下，當曲率大于0.28時，即囊體半徑不大于3.57 m時，即可滿足載人航天對內(nèi)部壓力的要求。

［1］ 王文龍，從強.航天器柔性充氣式密封艙結(jié)構(gòu)技術(shù)的發(fā)展［J］.航天器工程， 2014， 23（1）：103?109.

Wang Wenlong， Cong Qiang.Development of structure tech?nology for spacecraft inflatable capsule［J］.Spacecraft Engi?neering， 2014， 23 （1）： 103?109.（inChinese）

［2］ Cadogan D，Stein J，Grahne M.Inflatable composite habitat structures for lunar and mars exploration［J］.Acta Astronauti?ca， 1999， 44（7?12）： 399?406.

［3］ Kennedy K J.Inflatable habitats technology development［R］ ／／Mars Greenhouses： Concepts and Challenges， NASA／TM?2000?208577， 2000： 64?76.

［4］ Sinn T， Doule O.Inflatable structures for Mars base 10［C］ ／／42nd International Conference on Environmental Sys?tems.San Diego： AIAA 2012?3557， 2012

［5］ Valle G，Edgecombe J，F(xiàn)uente H D L.Damage tolerance tes?ting of a NASA TransHab derivative woven inflatable module［ C ］ ／／50thAIAA／ASME／ASCE／AHS／ASC Structures，Structural Dynamics， and Materials Conference. Palm Springs： AIAA 2009?2167， 2009.

［6］ 徐彥，王偉東，王琿瑋，等.柔性充氣囊體結(jié)構(gòu)的動力學響應(yīng)和姿態(tài)分析［J］.上海航天， 2017， 34（2）：169?176.

Xu Yan， Wang Weidong， Wang Wei， et al.Dynamic re?sponse and attitude analysis of flexible inflatable balloon struc?tures［J］.Shanghai Aerospace， 2017， 34 （2）： 169?176.（inChinese）

［7］ 唐明章，竺梅芳.一種測試柔性充氣展開結(jié)構(gòu)應(yīng)力應(yīng)變的新型傳感器系統(tǒng)［C］／／第二十三屆全國空間探測學術(shù)交流會論文摘要集，2010.

Tang Mingzhang， Zhu Meifang.A new type of sensor system for measuring the stress and strain of flexible inflatable deploy?able structure［C］ ／／20thNational Space Exploration Academ?ic Conference Summary Collection， 2010.（in Chinese）

［8］ 陳帥，李斌，楊智春.薄膜充氣結(jié)構(gòu)承彎性能的理論分析方法［J］.機械強度， 2011，33（3）： 403?410.

Chen Shuai， Li Bin， Yang Zhichun.Theoretical methods of bending characteristics analysis of membrane inflatable struc?tures［J］.Mechanical Strength， 2011，33（3）： 403?410.（in Chinese）

［9］ Sosa E M，Wong CS，Adumitroaie A，et al.Finite element simulation of deployment of large?scale confined inflatable structures［J］.Thin?Walled Structures， 2016， 104：152?167.