IJAEgydF4y2Ba 国际航空航天工程杂志》上gydF4y2Ba 1687 - 5974gydF4y2Ba 1687 - 5966gydF4y2Ba HindawigydF4y2Ba 10.1155 / 2021/9510768gydF4y2Ba 9510768gydF4y2Ba 研究文章gydF4y2Ba 本构模型和变形特征的喉咙插入的C / C复合材料gydF4y2Ba https://orcid.org/0000 - 0001 - 6555 - 7094gydF4y2Ba 田gydF4y2Ba 熊维平gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba https://orcid.org/0000 - 0003 - 2802 - 244 xgydF4y2Ba 王gydF4y2Ba ChunguanggydF4y2Ba 2gydF4y2Ba 丁gydF4y2Ba HongbinggydF4y2Ba 1gydF4y2Ba 中国航天科技集团公司第四研究院gydF4y2Ba 西安710025年gydF4y2Ba 中国gydF4y2Ba xjtu.edu.cngydF4y2Ba 2gydF4y2Ba 国家重点实验室机械结构的强度和振动gydF4y2Ba 航空航天工程学院gydF4y2Ba 西安交通大学gydF4y2Ba 西安710049年gydF4y2Ba 中国gydF4y2Ba xjtu.edu.cngydF4y2Ba 2021年gydF4y2Ba 30.gydF4y2Ba 9gydF4y2Ba 2021年gydF4y2Ba 2021年gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba 6gydF4y2Ba 2021年gydF4y2Ba 24gydF4y2Ba 8gydF4y2Ba 2021年gydF4y2Ba 25gydF4y2Ba 8gydF4y2Ba 2021年gydF4y2Ba 30.gydF4y2Ba 9gydF4y2Ba 2021年gydF4y2Ba 2021年gydF4y2Ba 版权©2021熊维平田和王Chunguang。gydF4y2Ba 这是一个开放的文章在知识共享归属许可下发布的,它允许无限制的使用,分布和繁殖在任何媒介,提供最初的工作是正确的引用。gydF4y2Ba

轴向编织C / C复合材料被广泛应用于固体火箭发动机的喉咙插入。关键是固体火箭发动机的开发和设计描述准确的macromechanical属性材料。Jones-Nelson模型是用来描述轴向的本构关系编织C / C复合材料。Jones-Nelson模型扩展和修改的C / C复合材料在复杂加载条件下。典型的外部负载测试精度进行了验证。在此基础上,轴向的变形特性编织C / C复合喉咙插入了发动机工作过程中,应变的喉咙插入在工作过程中是通过有限元法。外表面的应变和温度的喉咙插入测量发动机的地面测试,并与有限元法计算结果相比来验证模型的准确性。结果表明,基于修改Jones-Nelson模型的有限元计算结果与试验结果是在一个好的协议。它显示了修改后的Jones-Nelson模型可以更好地描述C / C复合材料的本构关系,并可以推广到工程应用的喉咙插入固体火箭发动机。gydF4y2Ba

 西安交通大学gydF4y2Ba 陕西省自然科学基础研究计划gydF4y2Ba 2021金桥- 527gydF4y2Ba 1。介绍gydF4y2Ba

从1960年代到现在,许多学者致力于研究非线性复合材料的理论,提出了各种各样的非线性理论。然而,由于缺乏可用的测试条件和理论,很难系统地描述整个机械材料在微观或中尺度的行为,因此,一个统一的模式无法实现。建立的本构关系理论研究人员基于连续介质力学方法可以概括如下:(一)非线性弹性理论,(b)弹性损伤理论,(c)古典增量塑性理论,和(d) endochronic理论(gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba]。最后三种类型的理论有很强的针对性,不方便工程应用程序由于计算复杂,大多是由微观描述和技术方法或有限元方法。第一个理论基于宏观力学方法是密切相关的弹性理论被广泛使用,它更容易被引入工程设计(gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba]。gydF4y2Ba

研究复合材料的宏观非线性本构关系,更频繁地使用非线性模型,理论模型包括小Hahn-Tsai剪切非线性模型,Hahn-Tsai横向非线性修正模型,Jones-Nelson非线性模型(gydF4y2Ba 3gydF4y2Ba]。其中,Jones-Nelson复合材料的非线性本构模型是杰出的在解决非线性问题,建立了琼斯和纳尔逊使用复合材料的力学性能之间的关系和材料的应变能密度gydF4y2Ba 4gydF4y2Ba]。gydF4y2Ba

喉咙插入喷嘴的关键组件的固体火箭发动机(gydF4y2Ba 5gydF4y2Ba- - - - - -gydF4y2Ba 8gydF4y2Ba是在非常严苛的热力学条件gydF4y2Ba 9gydF4y2Ba- - - - - -gydF4y2Ba 11gydF4y2Ba),所以喉咙插入的热结构设计是固体火箭发动机设计的重要组成部分。轴向编织C / C复合材料广泛应用于大型固体火箭发动机的喉咙插入热结构为他们更好的热力学性质(gydF4y2Ba 12gydF4y2Ba- - - - - -gydF4y2Ba 15gydF4y2Ba]。然而,由于知识不足的复杂异构特性的材料,本构模型具有良好的性能已经缺乏了很长时间,导致一个大应变或应力的计算误差的喉咙插入(gydF4y2Ba 16gydF4y2Ba- - - - - -gydF4y2Ba 20.gydF4y2Ba]。gydF4y2Ba

更好的表示轴编织C / C复合材料的力学性能,Jones-Nelson本构模型扩展本文和模型中的参数是通过单轴拉伸、压缩和剪切测试。热机的耦合分析的喉咙插入结构是由有限元法,和它的温度和应变分布。为了验证模型的准确性,温度和应变变化随着时间的推移在喉咙插入相应的位置是通过地面测试测量和记录。结果验证模型的准确性进行比较的结果与有限元法的结果。gydF4y2Ba

 2。本构模型的轴向编织C / C复合材料gydF4y2Ba

在多轴编织纤维增强碳矩阵复合材料,纤维棒通过拉挤成型形成一个轴向强化网络和利用软碳纤维束编织成prewoven体。纤维棒排列在一个等边三角形的轴向方向,而纤维束通过他们先后从三个渠道0°,60°、120°,以便提高层间形成(如图gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba),并重复这个过程,直到完成prewoven身体所需的尺寸。prewoven体是由沥青浸渍加工,碳化,致密化过程和高温过程制造轴编织C / C复合材料。prewoven体的最小单位是对称的沿着轴向方向,和编织厚度沿轴向方向积累,所以它被称为轴向编织C / C复合材料。gydF4y2Ba

该计划的编织方法。gydF4y2Ba

三维视图gydF4y2Ba

俯视图gydF4y2Ba

 2.1。Jones-Nelson模型gydF4y2Ba

任何损害的发生形式非线性材料将伴随着不同的应变能和相应的刚度衰减的变化,这将导致材料的非线性本构关系。琼斯和纳尔逊提出以下Jones-Nelson模型根据材料弹性和应变能之间的一对一的关系(gydF4y2Ba 3gydF4y2Ba]:gydF4y2Ba (1)gydF4y2Ba YgydF4y2Ba 我gydF4y2Ba =gydF4y2Ba 一个gydF4y2Ba 我gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba −gydF4y2Ba BgydF4y2Ba 我gydF4y2Ba UgydF4y2Ba UgydF4y2Ba 0gydF4y2Ba CgydF4y2Ba 我gydF4y2Ba 。gydF4y2Ba

的公式,gydF4y2Ba YgydF4y2Ba 我gydF4y2Ba 通常是非线性力学性能,弹性模量和泊松比。gydF4y2Ba

一个gydF4y2Ba 我gydF4y2Ba ,gydF4y2Ba BgydF4y2Ba 我gydF4y2Ba ,gydF4y2Ba CgydF4y2Ba 我gydF4y2Ba 代表初始斜率,初始曲率和初始曲率变化的速度gydF4y2Ba 我gydF4y2Ba 分别th应力-应变曲线;gydF4y2Ba UgydF4y2Ba 应变能密度;和gydF4y2Ba UgydF4y2Ba 0gydF4y2Ba 是一个常数,使得gydF4y2Ba UgydF4y2Ba /gydF4y2Ba UgydF4y2Ba 0gydF4y2Ba 无量纲。gydF4y2Ba

没有限制数量和类型的非线性力学性能在这个模型。应变能密度的相关方程既不定向,也不选择坐标系统,形式简洁。材料的本构关系可以建立在各个方向的单轴机械测试材料的主要方向,便于工程计算。因此,它可广泛用于描述各种复合材料的非线性性能。gydF4y2Ba

 2.2。Jones-Nelson的扩展模型gydF4y2Ba

有一个限制Jones-Nelson本构模型时计算;材料的应变能密度必须小于材料的单向应变能密度限制。然而,至于高度各向异性复合材料,尤其是当材料在复杂加载条件下,材料是钢筋,因为损伤演化和应变能密度通常比单轴应变能密度更大的限制。处理这个限制,Jones-Nelson本构模型需要合理的扩大。当材料的损伤演化阶段,应力-应变曲线沿切线方向,补充和扩展理论方案显示在图gydF4y2Ba 2(一个)gydF4y2Ba(gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba]。该计划的扩展Jones-Nelson本构模型如图gydF4y2Ba 2 (b)gydF4y2Ba也可以从补充获得应力-应变曲线模型。gydF4y2Ba

Jones-Nelson模型的扩展。gydF4y2Ba

扩大理论方案gydF4y2Ba

该计划的扩展Jones-Nelson本构模型gydF4y2Ba

基于方程(gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba),的分段表达式Jones-Nelson轴编织C / C复合材料的本构关系建立,如图所示gydF4y2Ba (2)gydF4y2Ba YgydF4y2Ba 我gydF4y2Ba =gydF4y2Ba 一个gydF4y2Ba 我gydF4y2Ba ,gydF4y2Ba σgydF4y2Ba ≤gydF4y2Ba σgydF4y2Ba ,gydF4y2Ba 0gydF4y2Ba cgydF4y2Ba 一个gydF4y2Ba 我gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba −gydF4y2Ba BgydF4y2Ba 我gydF4y2Ba UgydF4y2Ba UgydF4y2Ba 0gydF4y2Ba CgydF4y2Ba 我gydF4y2Ba ,gydF4y2Ba σgydF4y2Ba >gydF4y2Ba σgydF4y2Ba 。gydF4y2Ba 0gydF4y2Ba cgydF4y2Ba

的公式,gydF4y2Ba σgydF4y2Ba 0gydF4y2Ba cgydF4y2Ba 压力是至关重要的。当压力小于gydF4y2Ba σgydF4y2Ba 0gydF4y2Ba cgydF4y2Ba 材料是线弹性的行为,当压力超过gydF4y2Ba σgydF4y2Ba 0gydF4y2Ba cgydF4y2Ba 非线性弹塑性材料的行为。gydF4y2Ba

材料的应力-应变曲线获得通过拉伸、压缩和剪切测试如图gydF4y2Ba 3gydF4y2Ba。修改后的Jones-Nelson本构模型通过数据获取安装材料的本构参数如表所示gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba在细节。gydF4y2Ba

典型的轴向应力-应变曲线编织C / C复合材料。gydF4y2Ba

的参数修改Jones-Nelson模型轴向编织C / C复合材料。gydF4y2Ba

测试gydF4y2Ba 方向gydF4y2Ba 参数gydF4y2Ba
σgydF4y2Ba 0gydF4y2Ba cgydF4y2Ba 一个gydF4y2Ba 我gydF4y2Ba BgydF4y2Ba 我gydF4y2Ba CgydF4y2Ba 我gydF4y2Ba σgydF4y2Ba 0gydF4y2Ba
抗拉gydF4y2Ba 轴向gydF4y2Ba 30.gydF4y2Ba 52.67gydF4y2Ba 0.0050gydF4y2Ba 0.890gydF4y2Ba 9.178gydF4y2Ba
径向gydF4y2Ba 30.gydF4y2Ba 49.46gydF4y2Ba 0.0036gydF4y2Ba 0.712gydF4y2Ba 19.421gydF4y2Ba
压缩gydF4y2Ba 轴向gydF4y2Ba 50gydF4y2Ba 22.36gydF4y2Ba 0.564gydF4y2Ba 0.047gydF4y2Ba 54.865gydF4y2Ba
径向gydF4y2Ba 70年gydF4y2Ba 19.34gydF4y2Ba 0.112gydF4y2Ba 0.259gydF4y2Ba 67.274gydF4y2Ba
剪切gydF4y2Ba 轴向gydF4y2Ba 10.27gydF4y2Ba 0.261gydF4y2Ba 0.491gydF4y2Ba 8.52gydF4y2Ba 28.7gydF4y2Ba
径向gydF4y2Ba 3.78gydF4y2Ba 0.073gydF4y2Ba 1.048gydF4y2Ba 22.06gydF4y2Ba 12.5gydF4y2Ba

不同批次的材料的拉伸和剪切试验进行验证本文提出的本构模型的准确性。对比测试结果和本构模型的拟合结果如图gydF4y2Ba 4gydF4y2Ba。gydF4y2Ba

本构模型的预测曲线与试验曲线。gydF4y2Ba

轴向拉力gydF4y2Ba

轴向压缩gydF4y2Ba

径向张力gydF4y2Ba

径向压缩gydF4y2Ba

外表面剪切gydF4y2Ba

实验在室温下进行,英斯特朗5500 r的拉力测试机是用于拉伸试验,峨山(MTS) 858迷你Bionix压缩测试机是用于压缩试验,英斯特朗4505万能测试机和用于剪切试验。拉伸和压缩试样的应变测量实现了通过测量试样的表面应变的伸长计仪器。剪切试验的试样的应变是由试样表面应变计测量。gydF4y2Ba

这可以从图中找到gydF4y2Ba 4gydF4y2Ba,本文提出的本构模型的结果与测试值有很好的一致性。gydF4y2Ba

材料拉伸时,轴向弹性模量略大于径向弹性模量在弹性阶段,在弹塑性阶段,非线性轴向方向是重要的和模量逐渐随载荷增大而减小。gydF4y2Ba

压缩材料时,材料的径向弹性模量略大于轴向弹性模量在弹性阶段,在弹塑性阶段,两个方向的非线性是重要的和模量随载荷的增加而迅速减小。gydF4y2Ba

轴向编织C / C复合材料显然dual-modulus拉伸和压缩的特点,其中拉伸模量明显大于压缩模量。gydF4y2Ba

轴向的非线性行为编织C / C复合材料剪切载荷作用下更加明显。在这个过程中,他们表现出非线性行为除了弱线性弹性特征在最初阶段。gydF4y2Ba

 3所示。计算的结构变形特征喉咙插入gydF4y2Ba

在轴向拉伸试验,计算结果与试验结果吻合较好,在应变0.06%。当压力继续增加,计算误差逐渐增大,最大是28%以内。在轴向压缩试验,计算结果与试验结果吻合较好,在应变0.4%。随着压力不断增加,逐渐增加和最大计算误差小于8.3%。gydF4y2Ba

在径向拉伸试验,模型的计算结果与试验结果吻合较好,误差小于2%。径向压缩试验,计算结果与试验结果吻合较好,在应变1%。当压力继续增加,计算误差逐渐增大,最大是6%以内。gydF4y2Ba

剪切试验,模型计算结果与试验结果一致,和错误与应变的增加逐渐增加,最大误差小于8%。gydF4y2Ba

3.1。有限元模型和算法gydF4y2Ba

固体火箭发动机喷管的有限元模型如图gydF4y2Ba 5gydF4y2Ba由5部分组成,包括喉咙插入、发散部分,收敛部分,后壁和外壳。他们的材料参数如表所示gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba。gydF4y2Ba

一个固体火箭发动机喷管的有限元模型。gydF4y2Ba

喷嘴材料的性能参数。gydF4y2Ba

组件gydF4y2Ba 喉咙插入gydF4y2Ba 不同的部分gydF4y2Ba 后壁gydF4y2Ba 收敛的部分gydF4y2Ba 壳牌gydF4y2Ba
材料gydF4y2Ba 轴向编织C / CgydF4y2Ba 碳布绕组gydF4y2Ba 高硅氧布绕组gydF4y2Ba 碳纤维成型gydF4y2Ba 30 crmnsiagydF4y2Ba
模量平均绩点gydF4y2Ba Jones-NelsongydF4y2Ba 12.2gydF4y2Ba 17gydF4y2Ba 10.8gydF4y2Ba 210年gydF4y2Ba
泊松比gydF4y2Ba 0.1gydF4y2Ba 0.12gydF4y2Ba 0.1gydF4y2Ba 0.3gydF4y2Ba
密度gydF4y2Ba ×gydF4y2Ba 10gydF4y2Ba 3gydF4y2Ba 公斤gydF4y2Ba /gydF4y2Ba 米gydF4y2Ba 3gydF4y2Ba 1.95gydF4y2Ba 1.45gydF4y2Ba 1.65gydF4y2Ba 1.4gydF4y2Ba 7.8gydF4y2Ba
比热(J /(公斤·K))gydF4y2Ba 2100年gydF4y2Ba 920年gydF4y2Ba 850年gydF4y2Ba 1000年gydF4y2Ba 473年gydF4y2Ba
导热系数(W / (m·K))gydF4y2Ba 85年gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba 0.6gydF4y2Ba 1.5gydF4y2Ba 50gydF4y2Ba
系数gydF4y2Ba 的gydF4y2Ba 扩张gydF4y2Ba ×gydF4y2Ba 10gydF4y2Ba −gydF4y2Ba 6gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba 4.2gydF4y2Ba 12gydF4y2Ba 10gydF4y2Ba 13gydF4y2Ba

对流换热系数、壁温度和壁压力分布是必要的计算喷嘴温度分布和热应力场的工程算法。对流传热系数gydF4y2Ba hgydF4y2Ba cgydF4y2Ba 是由巴茨公式:gydF4y2Ba (3)gydF4y2Ba hgydF4y2Ba cgydF4y2Ba =gydF4y2Ba 0.026gydF4y2Ba dgydF4y2Ba tgydF4y2Ba 0.2gydF4y2Ba μgydF4y2Ba 0.2gydF4y2Ba cgydF4y2Ba pgydF4y2Ba pgydF4y2Ba rgydF4y2Ba 0.6gydF4y2Ba PgydF4y2Ba 0gydF4y2Ba ggydF4y2Ba CgydF4y2Ba ∗gydF4y2Ba 0.8gydF4y2Ba dgydF4y2Ba tgydF4y2Ba rgydF4y2Ba cgydF4y2Ba 0.1gydF4y2Ba 一个gydF4y2Ba tgydF4y2Ba 一个gydF4y2Ba 0.9gydF4y2Ba σgydF4y2Ba 1gydF4y2Ba ,gydF4y2Ba

在哪里gydF4y2Ba dgydF4y2Ba tgydF4y2Ba 是喷嘴喉部直径、插入gydF4y2Ba μgydF4y2Ba 是气体动态粘滞系数,gydF4y2Ba cgydF4y2Ba pgydF4y2Ba 气体常数pressure-specific热容,gydF4y2Ba pgydF4y2Ba rgydF4y2Ba 是气体普朗特数,gydF4y2Ba PgydF4y2Ba 0gydF4y2Ba 是气体在喷嘴入口总压,gydF4y2Ba CgydF4y2Ba ∗gydF4y2Ba 是气体特征速度,gydF4y2Ba rgydF4y2Ba cgydF4y2Ba 是喷嘴喉部插入曲率半径,gydF4y2Ba 一个gydF4y2Ba tgydF4y2Ba 是喷嘴喉部插入区域,gydF4y2Ba 一个gydF4y2Ba 计算截面的面积,gydF4y2Ba σgydF4y2Ba 1gydF4y2Ba 是对流传热系数的校正因子。gydF4y2Ba (4)gydF4y2Ba σgydF4y2Ba 1gydF4y2Ba =gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba /gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba TgydF4y2Ba wgydF4y2Ba /gydF4y2Ba TgydF4y2Ba 0gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba +gydF4y2Ba 公斤ydF4y2Ba −gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba /gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba 米gydF4y2Ba 一个gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba +gydF4y2Ba 0.5gydF4y2Ba 0.65gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba +gydF4y2Ba 公斤ydF4y2Ba −gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba /gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba 米gydF4y2Ba 一个gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba 0.15gydF4y2Ba 。gydF4y2Ba

的准一维等熵流喷嘴可以解决由以下方程。gydF4y2Ba (5)gydF4y2Ba TgydF4y2Ba 0gydF4y2Ba TgydF4y2Ba =gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba +gydF4y2Ba 公斤ydF4y2Ba −gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba 马gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba ,gydF4y2Ba (6)gydF4y2Ba PgydF4y2Ba 0gydF4y2Ba PgydF4y2Ba =gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba +gydF4y2Ba 公斤ydF4y2Ba −gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba 马gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba 公斤ydF4y2Ba /gydF4y2Ba 公斤ydF4y2Ba −gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba ,gydF4y2Ba (7)gydF4y2Ba 一个gydF4y2Ba 一个gydF4y2Ba tgydF4y2Ba =gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba 马gydF4y2Ba 公斤ydF4y2Ba −gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba 马gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba +gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba 公斤ydF4y2Ba +gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba 公斤ydF4y2Ba +gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba /gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba 公斤ydF4y2Ba −gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba ,gydF4y2Ba

在哪里gydF4y2Ba 公斤ydF4y2Ba 是气体的比热容比,gydF4y2Ba TgydF4y2Ba 0gydF4y2Ba 是气体喷嘴进气温度,总gydF4y2Ba PgydF4y2Ba 0gydF4y2Ba 是气体在喷嘴入口总压,gydF4y2Ba TgydF4y2Ba wgydF4y2Ba 的壁温计算部分,gydF4y2Ba TgydF4y2Ba 是温度的计算部分,然后呢gydF4y2Ba 米gydF4y2Ba 一个gydF4y2Ba 是3月数计算的部分。gydF4y2Ba

 3.2。边界条件和离散方法gydF4y2Ba

简化的轴对称模型也适用于固体域计算。采用局部网格加密在应力集中区域。选择计算元素CAX4RT它考虑了温度和压力的计算可以获得更准确的结果。计算模型如图gydF4y2Ba 4gydF4y2Ba。网格的数量约为200000。gydF4y2Ba

喉咙插入和绝缘的接口设置的接触条件下,摩擦系数是0.25。除此之外,其他组件的其他接口设置为绑定。每个组件的材料参数如表所示gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba。耦合temp-displacement(瞬态)分析步骤,计算时间是20多岁。gydF4y2Ba

喷嘴的初始温度是20°C,燃烧室的燃气温度gydF4y2Ba TgydF4y2Ba 0gydF4y2Ba =gydF4y2Ba 3450年gydF4y2Ba KgydF4y2Ba ,气体压力gydF4y2Ba ρgydF4y2Ba 0gydF4y2Ba =gydF4y2Ba 6.25gydF4y2Ba MPagydF4y2Ba 在计算。凸缘板壳的进口喷嘴固定在轴向方向,外墙的喷嘴在绝热条件。gydF4y2Ba

 3.3。温度场的分析gydF4y2Ba

分析后的整体热喷嘴的结构,只有温度场和应变场的喉咙插入进行了分析。gydF4y2Ba

图gydF4y2Ba 6gydF4y2Ba显示温度喉咙插入在20年代的轮廓。它可以发现,最高温度2554°C位于列的入口部分,而最低温度477°C交界处喉咙插入和后壁的一部分。gydF4y2Ba

温度在20年代(单位是轮廓gydF4y2Ba 公斤ydF4y2Ba )。gydF4y2Ba

 3.4。应变场的分析gydF4y2Ba

应变仪的温度为126°C 5 s,到达临界点的脱胶。因此,应变场只提取前5 s进行分析。gydF4y2Ba

图gydF4y2Ba 7(一)gydF4y2Ba显示了轴向应变等值线的喉咙插入5 s不考虑Jones-Nelson本构模型。它可以看到从图5 s的轴向应变都是积极的。最大应变gydF4y2Ba 2907年gydF4y2Ba μgydF4y2Ba εgydF4y2Ba 位于喉部结内壁的一部分插入和收敛性部分,而最小应变gydF4y2Ba 81年gydF4y2Ba μgydF4y2Ba εgydF4y2Ba 位于连接部分的外墙喉咙插入和后壁。gydF4y2Ba

在5秒内应变轮廓。gydF4y2Ba

轴向应变等值线没有考虑Jones-Nelson本构模型gydF4y2Ba

轴向应变等值线考虑Jones-Nelson本构模型gydF4y2Ba

箍应变等值线没有考虑Jones-Nelson本构模型gydF4y2Ba

箍应变等值线考虑Jones-Nelson本构模型gydF4y2Ba

图gydF4y2Ba 7 (b)gydF4y2Ba显示了轴向应变等值线的喷嘴喉部插入5 s考虑Jones-Nelson本构模型。从图可以看出,5 s的轴向应变是积极的内壁附近的喉咙插入,但它是负的外壁附近的喉咙插入接近。最大应变gydF4y2Ba 3138年gydF4y2Ba μgydF4y2Ba εgydF4y2Ba 位于喉部结内壁的一部分插入和收敛性部分,而最小应变gydF4y2Ba −gydF4y2Ba 37gydF4y2Ba μgydF4y2Ba εgydF4y2Ba 位于附近的喉咙插入外墙。gydF4y2Ba

图gydF4y2Ba 7 (c)gydF4y2Ba展品喉箍应变等值线的插入而不考虑Jones-Nelson本构模型。从图可以看出,所有箍菌株5 s是积极的。最大应变gydF4y2Ba 3747年gydF4y2Ba μgydF4y2Ba εgydF4y2Ba 位于内壁之间的连接部分的喉咙插入和收敛性部分,而最小应变gydF4y2Ba 666.8gydF4y2Ba μgydF4y2Ba εgydF4y2Ba 位于外墙之间的连接部分的喉咙插入和后壁。gydF4y2Ba

图gydF4y2Ba 7 (d)gydF4y2Ba展品喉箍应变等值线的插入在Jones-Nelson 5 s考虑本构模型。它可以看到从图5 s的箍应变都是积极的。最大应变gydF4y2Ba 6022年gydF4y2Ba μgydF4y2Ba εgydF4y2Ba 位于内壁之间的连接部分的喉咙插入和收敛性部分,而最小应变gydF4y2Ba 586.6gydF4y2Ba μgydF4y2Ba εgydF4y2Ba 位于外墙之间的连接部分的喉咙插入和后壁。gydF4y2Ba

 4所示。地面测试的讨论结果gydF4y2Ba 4.1。的汽车测试和测量位置gydF4y2Ba

测试是由利用gydF4y2Ba ФgydF4y2Ba 339年gydF4y2Ba 标准测试HTPB-type推进剂发动机,燃烧室的最高温度为3450 K,最大工作压力为7.5 MPa,平均工作压力为6.25 MPa,工作时间持续20多岁。gydF4y2Ba

喷嘴结构如图gydF4y2Ba 8gydF4y2Ba。根据测试要求,温度传感器gydF4y2Ba TgydF4y2Ba 嵌入在不同位置的轴向方向喉咙插入。应变传感器gydF4y2Ba 年代gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba (轴向)gydF4y2Ba 年代gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba (在圆周方向上)是嵌入的外表面喉咙插入。gydF4y2Ba

测试喷嘴。gydF4y2Ba

热电偶安装在钻喉咙插入测量喷嘴的温度。因为铂铑热电偶很容易损坏,利用气相钨铼热电偶在高温区域的喉咙插入、和k采用镍铬镍硅热电偶在低温地区。gydF4y2Ba

喉咙插入的高温应变计是选为BB (BAB) 120 - 4 - aa250箔应变计温度自动补偿功能由中国航空电子测试有限公司有限公司的测试温度范围是-40 ~ 250°C,键是NP-50高温胶水。图gydF4y2Ba 9gydF4y2Ba显示了喉咙插入键合温度传感器和高温应变仪。gydF4y2Ba

喉咙插入保税与应变仪。gydF4y2Ba

 4.2。测试温度场的分析gydF4y2Ba

电动机的工作过程中温度变化提取起初并与数值计算结果,如图gydF4y2Ba 10gydF4y2Ba。计算结果与试验结果有很好的一致性,和非常相似的变化趋势。计算值比测量值略高,这可能导致有限元计算不考虑的self-ablation影响喉咙插入。温度场的最大计算偏差≤9.1%。gydF4y2Ba

对比温度场的计算结果和测试结果。gydF4y2Ba

 4.3。应变场的分析测试gydF4y2Ba

5 s前应变变化曲线与数值计算的结果相比,如图gydF4y2Ba 11gydF4y2Ba。gydF4y2Ba

测试压力数据和仿真每个应变片的应变数据。gydF4y2Ba

应变位置gydF4y2Ba 年代gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba

应变位置gydF4y2Ba 年代gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba

如图gydF4y2Ba (11日)gydF4y2Ba,轴向应变的测试曲线连续性好。最高的轴向应变gydF4y2Ba 916.20gydF4y2Ba μgydF4y2Ba εgydF4y2Ba 在的位置gydF4y2Ba 年代gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba 出现在3.87 s。在计算没有考虑到Jones-Nelson本构模型,轴向应变达到gydF4y2Ba 992.4gydF4y2Ba μgydF4y2Ba εgydF4y2Ba 在3.87秒,测试数据的误差为8.3%。考虑到Jones-Nelson本构模型计算,轴向应变gydF4y2Ba 894.3gydF4y2Ba μgydF4y2Ba εgydF4y2Ba 在3.87秒,测试数据误差的平均值是2.0%。gydF4y2Ba

箍应变的测试曲线具有良好的连续性和一致性,如图gydF4y2Ba 11 (b)gydF4y2Ba。最高的菌株在位置gydF4y2Ba 年代gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba 出现在3.89秒,这是gydF4y2Ba 844.64gydF4y2Ba μgydF4y2Ba εgydF4y2Ba 。在计算没有考虑到Jones-Nelson本构模型,箍应变达到gydF4y2Ba 644.1gydF4y2Ba μgydF4y2Ba εgydF4y2Ba 在3.89秒,测试数据的误差为23.6%。在考虑到Jones-Nelson本构模型,计算箍应变gydF4y2Ba 802.8gydF4y2Ba μgydF4y2Ba εgydF4y2Ba 在3.89秒,测试数据误差的平均值是4.9%。所以,结论是,考虑到Jones-Nelson本构模型计算结果更准确。gydF4y2Ba

 5。结论gydF4y2Ba

Jones-Nelson模型扩展和修改。新模型可以表达轴编织C / C复合材料的力学性能在复杂加载条件下。此外,模型验证了典型的拉伸,压缩和剪切测试gydF4y2Ba

电动机的机械耦合的数值计算和分析喷嘴工作过程中实现的。温度和应变分布的喉咙插入了,它可以应用于计算和分析的热结构喉咙插入gydF4y2Ba

数值结果与地面点火测试的结果。结果表明,计算结果考虑Jones-Nelson模型更符合测试结果,进一步验证Jones-Nelson扩展模型的合理性。gydF4y2Ba

数据可用性gydF4y2Ba

大部分的数据在这个手稿是商业机密,作者不能完全提供。在未来,如果有必要,作者可以分享一些数据与评论家或读者。gydF4y2Ba

 的利益冲突gydF4y2Ba

作者宣称没有利益冲突有关的出版。gydF4y2Ba

 确认gydF4y2Ba

这篇文章是由西安交通大学和陕西省自然科学基础研究计划(2021金桥- 527)。gydF4y2Ba

 唐ydF4y2Ba H。gydF4y2Ba YufengydF4y2Ba lgydF4y2Ba XingwengydF4y2Ba D。gydF4y2Ba 精制Jones-Nelson物理非线性材料模型和橡皮板分析gydF4y2Ba Acta Mechanica开发中央研究院gydF4y2Ba 1998年gydF4y2Ba 19gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba 15gydF4y2Ba 25gydF4y2Ba 10.19636 / j.cnki.cjsm42 - 1250 / o3.1998.01.003gydF4y2Ba 唐ydF4y2Ba H。gydF4y2Ba YuyangydF4y2Ba lgydF4y2Ba XingwengydF4y2Ba D。gydF4y2Ba 一种改进Jones-Nelson非线性材料模型和橡胶复合材料板的分析gydF4y2Ba Acta Mechanica开发中央研究院gydF4y2Ba 1998年gydF4y2Ba 19gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba 28gydF4y2Ba 36gydF4y2Ba 10.1016 / s0045 - 7825 (97) 00133 - 3gydF4y2Ba 2 - s2.0 - 0032473296gydF4y2Ba 和田玉gydF4y2Ba C。gydF4y2Ba hong bingydF4y2Ba 年代。gydF4y2Ba 最小值gydF4y2Ba T。gydF4y2Ba 耿gydF4y2Ba lgydF4y2Ba 程海gydF4y2Ba X。gydF4y2Ba 分析C / C复合材料的喉咙基于Jones-Nelson变形本构模型gydF4y2Ba 固体火箭技术杂志》上gydF4y2Ba 2017年gydF4y2Ba 40gydF4y2Ba 4gydF4y2Ba 414年gydF4y2Ba 419年gydF4y2Ba 10.7673 / j.issn.1006-2793.2017.04.003gydF4y2Ba 2 - s2.0 - 85029871150gydF4y2Ba AlbanogydF4y2Ba M。gydF4y2Ba DelfinigydF4y2Ba 一个。gydF4y2Ba 帕斯托雷gydF4y2Ba R。gydF4y2Ba 一项新技术生产的高碳/碳复合材料厚度发射器的应用程序gydF4y2Ba 《宇航学报gydF4y2Ba 2016年gydF4y2Ba 128年gydF4y2Ba 277年gydF4y2Ba 285年gydF4y2Ba 10.1016 / j.actaastro.2016.06.031gydF4y2Ba 2 - s2.0 - 84979986816gydF4y2Ba ShivakumargydF4y2Ba k . N。gydF4y2Ba CozartgydF4y2Ba 一个。gydF4y2Ba 分析三维编织复合材料烧蚀火箭喷嘴gydF4y2Ba ASME夏天2002流体工程部门会议gydF4y2Ba 2002年gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba 8gydF4y2Ba 10.1115 / fedsm2002 - 31422gydF4y2Ba 2 - s2.0 - 0036439673gydF4y2Ba Jun-minggydF4y2Ba 美国U。gydF4y2Ba Shao-jiangydF4y2Ba z h . o . U。gydF4y2Ba Ning-juangydF4y2Ba x美国E。gydF4y2Ba 春gydF4y2Ba x中情局O。gydF4y2Ba Jian-taogydF4y2Ba 美国美国N。gydF4y2Ba Rui-zhengydF4y2Ba l . I。gydF4y2Ba 在香港gydF4y2Ba c我。gydF4y2Ba 喷嘴热环境对烧蚀率的影响固体火箭发动机的喉咙插入gydF4y2Ba 新型碳材料gydF4y2Ba 2018年gydF4y2Ba 33gydF4y2Ba 5gydF4y2Ba 442年gydF4y2Ba 448年gydF4y2Ba 10.1016 / j.carbon.2018.11.094gydF4y2Ba 公园gydF4y2Ba 美国J。gydF4y2Ba 赵gydF4y2Ba m . S。gydF4y2Ba 影响氧化填料界面力学性能的碳碳复合材料在高温测量gydF4y2Ba 碳gydF4y2Ba 2000年gydF4y2Ba 38gydF4y2Ba 7gydF4y2Ba 1053年gydF4y2Ba 1058年gydF4y2Ba 10.1016 / s0008 - 6223 (99) 00210 - 9gydF4y2Ba 2 - s2.0 - 0033741607gydF4y2Ba 比安奇gydF4y2Ba D。gydF4y2Ba NasutigydF4y2Ba F。gydF4y2Ba 马特利说gydF4y2Ba E。gydF4y2Ba 流的耦合分析和表面消融在碳碳火箭喷嘴gydF4y2Ba 宇宙飞船和火箭杂志》上gydF4y2Ba 2012年gydF4y2Ba 46gydF4y2Ba 3gydF4y2Ba 492年gydF4y2Ba 500年gydF4y2Ba 10.2514/1.40197gydF4y2Ba 2 - s2.0 - 67650863460gydF4y2Ba 侯gydF4y2Ba X。gydF4y2Ba 程gydF4y2Ba W。gydF4y2Ba 程ydF4y2Ba N。gydF4y2Ba 周gydF4y2Ba H.-y。gydF4y2Ba 制备高性能碳/碳复合材料的喉咙插入织轴碳棒gydF4y2Ba 碳gydF4y2Ba 2014年gydF4y2Ba 67年gydF4y2Ba 10.1016 / j.carbon.2013.10.048gydF4y2Ba 郭gydF4y2Ba Y。gydF4y2Ba 谢gydF4y2Ba H.-y。gydF4y2Ba Zeng-ronggydF4y2Ba J。gydF4y2Ba 浮出水面gydF4y2Ba X。gydF4y2Ba 铼涂层的力学性能和耐热震性铱/铼/碳碳复合材料gydF4y2Ba Procedia工程gydF4y2Ba 2015年gydF4y2Ba 99年gydF4y2Ba 1407年gydF4y2Ba 1414年gydF4y2Ba 10.1016 / j.proeng.2014.12.676gydF4y2Ba 2 - s2.0 - 84978174529gydF4y2Ba 比安奇gydF4y2Ba D。gydF4y2Ba NasutigydF4y2Ba F。gydF4y2Ba OnofrigydF4y2Ba M。gydF4y2Ba 马特利说gydF4y2Ba E。gydF4y2Ba 热化学侵蚀分析chraphite /碳碳火箭喷嘴gydF4y2Ba 《推进和权力gydF4y2Ba 2011年gydF4y2Ba 27gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba 197年gydF4y2Ba 205年gydF4y2Ba 10.2514/1.47754gydF4y2Ba 2 - s2.0 - 78650971551gydF4y2Ba 王gydF4y2Ba C。gydF4y2Ba 最小值gydF4y2Ba T。gydF4y2Ba WeikaigydF4y2Ba lgydF4y2Ba 研究轴向编织碳/碳复合材料的微观结构特征基于SEM和ct机gydF4y2Ba 材料gydF4y2Ba 2020年gydF4y2Ba 13gydF4y2Ba 6gydF4y2Ba 10.3390 / ma13061414gydF4y2Ba 王gydF4y2Ba C。gydF4y2Ba 曹gydF4y2Ba P。gydF4y2Ba 唐gydF4y2Ba M。gydF4y2Ba 田gydF4y2Ba W。gydF4y2Ba 刘gydF4y2Ba K。gydF4y2Ba 刘gydF4y2Ba B。gydF4y2Ba 研究性能预测和编织优化轴编织碳/碳复合材料gydF4y2Ba 材料gydF4y2Ba 2020年gydF4y2Ba 13gydF4y2Ba 11gydF4y2Ba 2588年gydF4y2Ba 10.3390 / ma13112588gydF4y2Ba 32517135gydF4y2Ba 丽丽gydF4y2Ba J。gydF4y2Ba 丽娜gydF4y2Ba W。gydF4y2Ba 宋美龄gydF4y2Ba X。gydF4y2Ba ZhenguogydF4y2Ba lgydF4y2Ba 鑫威gydF4y2Ba Z。gydF4y2Ba 的抗拉和抗压性能试验研究3 d 4-directional编织碳纤维/环氧树脂复合材料在热的环境中gydF4y2Ba Procedia工程gydF4y2Ba 2020年gydF4y2Ba 37gydF4y2Ba 2gydF4y2Ba 309年gydF4y2Ba 317年gydF4y2Ba 10.13801 / j.cnki.fhclxb.20190310.001gydF4y2Ba 郭台铭gydF4y2Ba j j。gydF4y2Ba 方gydF4y2Ba W.-Z。gydF4y2Ba 戴gydF4y2Ba Y.-J。gydF4y2Ba 李gydF4y2Ba 年代。gydF4y2Ba 道gydF4y2Ba W.-Q。gydF4y2Ba Multi-size单位细胞来预测三维编织编织复合材料的有效热导率gydF4y2Ba 复合结构gydF4y2Ba 2017年gydF4y2Ba 163年gydF4y2Ba 10.1016 / j.compstruct.2016.12.034gydF4y2Ba 2 - s2.0 - 85006758043gydF4y2Ba 郭台铭gydF4y2Ba j j。gydF4y2Ba 胡gydF4y2Ba Z。gydF4y2Ba 戴gydF4y2Ba Y.-J。gydF4y2Ba 李gydF4y2Ba 年代。gydF4y2Ba 道gydF4y2Ba W.-Q。gydF4y2Ba 数值预测的三维编织编织复合材料的有效热导率gydF4y2Ba 复合结构gydF4y2Ba 2015年gydF4y2Ba 125年gydF4y2Ba 10.1016 / j.compstruct.2015.02.009gydF4y2Ba 2 - s2.0 - 84924052431gydF4y2Ba 王gydF4y2Ba C。gydF4y2Ba 熊维平gydF4y2Ba T。gydF4y2Ba 最小值gydF4y2Ba T。gydF4y2Ba 力学性能和破坏机理研究轴向编织C / C复合材料gydF4y2Ba 国际航空航天工程杂志》上gydF4y2Ba 2021年gydF4y2Ba 2021年gydF4y2Ba 12gydF4y2Ba 10.1155 / 2021/2520598gydF4y2Ba LazzarottogydF4y2Ba lgydF4y2Ba DubargydF4y2Ba lgydF4y2Ba 杜波依斯gydF4y2Ba 一个。gydF4y2Ba RavassardgydF4y2Ba P。gydF4y2Ba 奥丁gydF4y2Ba J。gydF4y2Ba 识别的库仑摩擦系数在实际接触条件应用于拉丝的过程gydF4y2Ba 穿gydF4y2Ba 1997年gydF4y2Ba 211年gydF4y2Ba 1gydF4y2Ba 54gydF4y2Ba 63年gydF4y2Ba 10.1016 / s0043 - 1648 (97) 00080 - xgydF4y2Ba 2 - s2.0 - 0031247219gydF4y2Ba 莫洛佐夫gydF4y2Ba e . V。gydF4y2Ba de la BeaujardieregydF4y2Ba j·f·P·P。gydF4y2Ba 数值模拟的动态复合火箭喷嘴喉部thermostructural响应gydF4y2Ba 复合结构gydF4y2Ba 2009年gydF4y2Ba 91年gydF4y2Ba 4gydF4y2Ba 412年gydF4y2Ba 420年gydF4y2Ba 10.1016 / j.compstruct.2009.04.006gydF4y2Ba 2 - s2.0 - 68749105662gydF4y2Ba 林gydF4y2Ba 年代。gydF4y2Ba 抛出gydF4y2Ba B。gydF4y2Ba 宁gydF4y2Ba Z。gydF4y2Ba 回族gydF4y2Ba W。gydF4y2Ba 王gydF4y2Ba 年代。gydF4y2Ba 南gydF4y2Ba Z。gydF4y2Ba 恒gydF4y2Ba D。gydF4y2Ba Thermo-structural反应引起的结构差距,差距为固体火箭发动机喷管设计gydF4y2Ba 能量gydF4y2Ba 2016年gydF4y2Ba 9gydF4y2Ba 6gydF4y2Ba 430年gydF4y2Ba 435年gydF4y2Ba 10.3390 / en9060430gydF4y2Ba 2 - s2.0 - 84995511749gydF4y2Ba