太阳翼蜂窝夹层结构上蒙皮热变形的影响因素

王树宏,庄 纯,史耀辉,孙友刚,沈 峰,刘图远,张志新

(1.上海复合材料科技有限公司,上海 201112；2.上海航天树脂基复合材料工程技术中心,上海 201112;3.同济大学 铁道与城市轨道交通研究院,上海 201804；4.同济大学 磁浮通工程技术研究中心,上海 201804)

太阳电池阵是卫星供配电分系统的重要组成部分，其主要结构为蜂窝夹层[1]。蜂窝夹层结构的上蒙皮是太阳能电池片的安装面，上蒙皮的局部变形量为蜂窝夹层结构的重要指标，直接影响后续电池片的安装与蜂窝夹层结构的正常使用。蜂窝夹层结构在升温至固化未完成时，胶膜处于黏稠状或者液态，上、下蒙皮与蜂窝心部处于相对自由的状态，相互影响较小；保温至固化完成时，上、下蒙皮与蜂窝心部以高温状态固化为一体，此时认定为初始状态；降温时，蜂窝夹层结构上蒙皮的变形受到自身变形、铝蜂窝和发泡胶等因素的影响，同时碳纤维/铝蜂窝复合材料具有非均匀、各向异性的性质，与一般金属材料相比，其力学性能要复杂得多[2]。因此，研究降温条件下蜂窝夹层结构上蒙皮的热变形具有十分重要的意义。

目前国内外学者对碳纤维/铝蜂窝夹层结构进行了大量研究，丁延卫等[3]以某卫星的碳纤维/铝蜂窝太阳翼蜂窝夹层结构为研究对象，对碳纤维层合板和铝蜂窝心部的弹性常数和热膨胀系数进行等效计算，发现面板铺层材料特性对基板的热变形影响很大，在建立分析模型时，不能将其等效为各向同性的均匀材料。张弘弛[4]基于反射器实际装配条件，建立了全尺寸反射器有限元模型，发现反射器工作面装配的埋块和紧固件能够有效减小工作面变形，采用精度拟合的方法得到了全尺寸反射器型面精度的均方差，说明了该反射器具有良好的抵抗热变形能力和较高的型面精度。李贤冰等[5]分析了三明治夹心板理论、Hoff等刚度理论、改进的Allen理论及蜂窝夹层结构理论的等效原理，并与实体单元建立的蜂窝夹层板进行比较，研究了4种等效方法的静力学和动力学等效精度，为蜂窝夹层结构等效方法的选取提供参考。

蜂窝是一种多孔的不连续材料，将蜂窝等效为均匀材料不能体现其局部性能[6]。针对实际铝蜂窝夹层结构，笔者采用有限元软件进行仿真分析，研究了蜂窝区域和压紧衬套区域对蜂窝夹层结构上蒙皮变形的影响，并通过试验验证了仿真分析结果的正确性，为后续蜂窝夹层结构的设计提供了理论基础。

1 试验材料及制备方法

1.1 试验材料

太阳翼蜂窝夹层主要由上、下碳纤维网格面板与蜂窝心部胶接而成，板内胶接压紧衬套[7]，正面黏贴聚酰亚胺薄膜，以保证电池片与蜂窝夹层结构本体绝缘(见图1)。蜂窝夹层板的蜂窝区域和压紧衬套区域结构如图2所示，蜂窝区域的铝蜂窝厚度为22 mm，压紧衬套采用钛合金制成，压紧衬套与铝蜂窝的交界区域填充了发泡胶。蜂窝夹层碳纤维网格面板的铺层方向为0°和90°，单层碳纤维厚度为0.1 mm，碳纤维网格面板与铝蜂窝之间用胶膜连接(见图3)。

图1 蜂窝夹层结构示意

图2 蜂窝夹层板的蜂窝区域和压紧衬套区域结构示意

图3 碳纤维网格面板结构示意

1.2 制备方法

选取M55J型碳纤维(二氨基缩水甘油型二苯基甲烷环氧树脂+二氨基二苯砜)制备碳纤维网格面板，碳纤维网格面板和聚酰亚胺薄膜材料的性能参数[如弹性模量(E)、泊松比(υ)、剪切模量(G)和热膨胀系数(α)等]如表1所示，其中聚酰亚胺薄膜厚度为0.05 mm。

表1 碳纤维网格面板和聚酰亚胺薄膜材料的性能参数

铝蜂窝为边长为0.03 mm的六边形蜂窝，压紧衬套材料为钛合金，内径为30 mm，壁厚为2 mm，胶膜厚度为0.15 mm。铝蜂窝、胶膜、发泡胶和钛合金材料的性能参数如表2所示。

表2 铝蜂窝、胶膜、发泡胶和钛合金材料的性能参数

2 蜂窝夹层结构模型及边界条件

2.1 蜂窝区域

蜂窝夹层结构的蜂窝区域由铝蜂窝和蒙皮组成，尺寸为100 mm×87 mm×22.65 mm(长×宽×高)，有限元模型如图4所示，可知上、下蒙皮以及铝蜂窝均采用四边形壳单元(S4R)模拟，单元数分别为36 400，21 025，160 636，节点数分别为36 261，24 623，161 371。

蒙皮与铝蜂窝均为各向异性材料，蜂窝区域的边界条件如图5所示，定义蜂窝夹层结构平面法向为材料的法向，定义蜂窝夹层结构x轴方向为材料的主轴方向，在蜂窝左下方碳纤维上a点添加固定约束，蜂窝两侧的平面沿x轴和y轴施加对称约束。

图4 蜂窝区域的有限元模型示意

图5 蜂窝区域的边界条件示意

2.2 压紧衬套区域

蜂窝夹层结构的压紧衬套区域由压紧衬套、发泡胶、铝蜂窝以及蒙皮等组成，尺寸为210 mm×218.24 mm×22.65 mm(长×宽×高)，有限元模型如图6所示。由图6可知：上、下蒙皮以及铝蜂窝均采用四边形壳单元(S4R)模拟，单元数分别为15 769，8 049，136 764，节点数分别为 15 529，10 176，135 253；发泡胶采用二次四面体单元(C3D10)模拟，单元数为358 898 ，节点数为461 970；压紧衬套采用二次四面体单元(C3D10)模拟，单元数为28 277，节点数为44 096。

蒙皮与铝蜂窝均为各向异性材料，压紧衬套区域的边界条件如图7所示，定义蜂窝夹层结构平面法向为材料的法向，定义蜂窝夹层结构x轴方向为材料的主轴方向，压紧衬套内下边缘约束法向位移，压紧衬套左下方b点为固定约束，平面1施加对称约束，对称面为垂直y轴的平面，平面2施加对称约束，对称面为垂直x轴的平面。

图6 压紧衬套区域的有限元模型示意

图7 压紧衬套区域的边界条件示意

3 热变形仿真分析

3.1 蜂窝区域

在上述蜂窝区域的约束条件下，将加热温度由130 ℃降为20 ℃，然后对蜂窝区域的热变形情况进行仿真分析，结果如图8所示。由图8可知：约束位置处位移为0，蜂窝夹层结构整体向法向一侧内缩；上蒙皮比下蒙皮多一层聚酰亚胺薄膜，故蜂窝夹层的上、下结构不对称，降温时，蜂窝夹层结构朝上蒙皮方向发生翘曲。

图8 蜂窝区域热变形的仿真分析结果

图9 蜂窝区域0°碳纤维和90°碳纤维的法向变形量变化曲线

为研究碳纤维铺层方向对上蒙皮热变形的影响，依据线路A1B1，A2B2(见图8)分别提取局部0°碳纤维(内侧纤维)和90°碳纤维(外侧纤维)，统计不同位置上的法向变形量，结果如图9所示。由图9可知：0°碳纤维的最大变形量为0.019 8 mm，90°碳纤维的最大变形量为0.023 2 mm，与两者碳纤维节点的变形量分别相差0.001 8，0.005 0 mm，说明碳纤维的铺层方向对蜂窝夹层板上蒙皮热变形有一定影响。降温过程中，碳纤维主要受铝蜂窝和聚酰亚胺薄膜影响，向内收缩。碳纤维的各向热膨胀系数不同，在碳纤维节点处，随着温度降低，0°碳纤维沿纤维主轴方向(x轴)膨胀(纤维束沿纤维方向热膨胀系数为负)，90°碳纤维沿纤维主轴方向(x轴)收缩(纤维束沿垂直纤维方向热膨胀系数为正)，并且90°碳纤维在0°碳纤维上方，0°碳纤维有上凸趋势，减小了0°碳纤维的向下变形量，90°碳纤维有下凹趋势，增加了90°碳纤维的向下变形量，所以90°碳纤维的法向变形量大于0°碳纤维的法向变形量。

3.2 压紧衬套区域

在上述蜂窝区域的约束条件下，将加热温度由130 ℃降为20 ℃，然后对压紧衬套区域的热变形情况进行仿真分析，结果如图10所示。

图10 压紧衬套区域热变形的仿真分析结果

为研究不同材料对蜂窝夹层结构热变形的影响，依据线路C1D1，C2D2(见图10)分别提取上蒙皮中分布于压紧衬套、发泡胶以及铝蜂窝的0°碳纤维与90°碳纤维，统计不同位置上的法向变形量，结果如图11所示。由图11可知：0°碳纤维与90°碳纤维在发泡胶与铝蜂窝交界区域的法向变形量最大，分别约为0.020 1，0.023 7 mm，与压紧衬套处的阶差分别为0.019 2，0.022 7 mm；铝蜂窝的碳纤维节点与0°碳纤维，90°碳纤维的阶差分别为0.002 0，0.005 0 mm，两个方向的阶差与之前蜂窝区域的分析结果一致，证明了蜂窝区域上蒙皮热变形仿真分析结果的正确性。随着温度降低，整个蜂窝夹层结构向内收缩，法向变形量为负。因发泡胶的法向刚度小于压紧衬套与铝蜂窝的法向刚度，热膨胀系数大于压紧衬套与铝蜂窝的热膨胀系数，所以三者交界区域以发泡胶的变形为主。当温度降低时，发泡胶向内收缩，发泡胶区域的法向变形量最大，故上蒙皮碳纤维的法向变形量随着远离压紧衬套先变大后变小。

综上所述，碳纤维的铺层方向对蜂窝夹层结构上蒙皮热变形有一定影响，但发泡胶与铝蜂窝交界区域对上蒙皮热变形的影响更大。

图11 压紧衬套区域0°碳纤维和90°碳纤维的法向变形量变化曲线

4 蜂窝夹层结构的制备及变形测量

采用热压罐成型工艺制备蜂窝夹层结构，蜂窝夹层结构的温度以0.3 ℃/min的降温速率，从130 ℃降至20 ℃，降温时间共为367 min。蜂窝夹层结构已固化为一体，较低的降温速率可以保证蜂窝夹层结构受热均匀，使材料的变形尽可能只受温差影响。随后脱膜修整，采用三维近景摄影测量法进行上蒙皮变形量的测试，成型蜂窝夹层结构的宏观形貌如图12所示。

图12 成型蜂窝夹层结构的宏观形貌

依据线路E1F1，E2F2[见图12a)]分别提取上蒙皮0°碳纤维与90°碳纤维，统计不同位置上的法向变形量，结果如图13所示。由图13可知：实测法向变形量的整体趋势与仿真分析结果一致，其中实测0°碳纤维的最大变形量为0.021 6 mm，90°碳纤维的最大变形量为0.024 3 mm，与两者碳纤维节点的变形量分别相差0.002 0，0.005 6 mm，与两者仿真分析结果的相对误差分别为11.1%和12.0%，试验结果与仿真分析结果的吻合度高，可验证仿真分析结果的正确性。

图13 实测蜂窝区域0°碳纤维和90°碳纤维的法向变形量变化曲线

依据线路H1L1,H2L2[见图12b)]分别提取上蒙皮中分布于压紧衬套、发泡胶以及铝蜂窝的0°碳纤维与90°碳纤维，统计同位置上的法向变形量，结果如图14所示。由图14可知：实测法向变形量的整体趋势与仿真分析结果一致，其中0°碳纤维与90°碳纤维在发泡胶与铝蜂窝交界区域的变形量最大，分别约为0.023 2，0.027 4 mm，与压紧衬套区域的阶差分别为0.021 9，0.026 1 mm，与两者仿真分析结果的相对误差分别为14.1%和14.9%，试验结果与仿真分析结果的吻合度较高；铝蜂窝的碳纤维节点与0°碳纤维、90°碳纤维的阶差分别为0.002 2，0.005 6 mm，与两者仿真分析结果的相对误差分别为10.0%和12.0%，试验结果与仿真分析结果的吻合度较高，可验证仿真分析结果的正确性。

图14 实测压紧衬套区域0°碳纤维和90°碳纤维的法向变形量变化曲线

经试验验证，仿真分析的结果真实可靠，进一步证明了碳纤维的铺层方向对蜂窝夹层结构上蒙皮热变形有一定影响，但发泡胶与铝蜂窝交界区域对上蒙皮热变形的影响更大。

5 结论

(1) 蜂窝夹层结构的蜂窝区域上蒙皮的变形主要受碳纤维铺层方向影响，其中纤维节点与90°碳纤维交界处的变形量最大，仿真阶差约为0.00 50 mm，实测阶差为0.005 6 mm，两者相对误差为12.0%，吻合度高。

(2) 蜂窝夹层结构的压紧衬套区域上蒙皮的变形量随着逐渐远离衬套孔先变大后变小，在铝蜂窝与发泡胶交界区域的变形量最大，仿真阶差约为0.022 7 mm，实测阶差为0.026 1 mm，两者相对误差为14.9%，吻合度较高，证明仿真分析结果准确。

(3) 蜂窝夹层结构上蒙皮的热变形影响明显，其中压紧衬套区域相较蜂窝区域的上蒙皮变形量更大，最大阶差位于发泡胶与铝蜂窝交界区域。