氮化硅材料在空空导弹天线罩上的应用研究

氮化硅材料在空空导弹天线罩上的应用研究* 夏明凯1，刘 谊1，侯 瑞1，2，刘建杰1 【摘 要】摘 要:随着导弹飞行速度的提高，传统的石英陶瓷材料已经无法满足更加严酷的设计强度要求。文中简述了氮化硅天线罩的国内外研究现状，在遵循空空导弹天线罩设计原则的基础上，使用仿真计算的方法设计出了满足某型导弹飞行条件的氮化硅天线罩结构，验证了氮化硅材料在空空导弹天线罩上使用的可行性。 【期刊名称】弹箭与制导学报 【年(卷),期】2014(034)001 【总页数】3 【关键词】关键词:氮化硅;天线罩;空空导弹 0 引言 导弹天线罩是安装在导弹雷达导引头外面起保护作用的头罩。随着空空导弹飞行速度的提高，导弹天线罩需要承受的气动力和气动热更加严酷。导弹天线罩更加恶劣的工作环境对天线罩材料提出了更加苛刻的要求。传统的石英陶瓷天线罩材料，已经无法满足毫米波薄壁天线罩的设计强度要求，然而低密度氮化硅材料具有介电常数的可设计性，在保证低介电常数要求的同时具有足够的弯曲强度，具备了在高超声速导弹天线罩上使用的潜力，但其具有较高的热导率和热膨胀系数，这是其在空空导弹上使用的一个短板。然而在文中将通过结构设计来消除其对整体天线罩性能的影响。 1 氮化硅材料天线罩的研究状况 1.1 国外研究状况 氮化硅材料具有优异的力学性能，抗雨蚀、抗热冲击性能优良，并且其介电常数和介质损耗具有可设计性，在高马赫数导弹天线罩上具有很大的应用空间，国外较早就认识到这是一种很有潜力的材料，故对其做出了较多的研究。目前，氮化硅成型技术有冷压成型、冷等静压成型、凝胶注模成型、注射成型、压滤成型、热压成型烧结和热等静压成型等。烧结工艺有反应烧结工艺、热压烧结工艺、常压烧结工艺、气压烧结工艺、热等静压工艺和气氛保护烧结工艺等［1］。 常用的有气氛压力烧结、冷等静压成型、反应烧结和热压烧结等工艺手段。其中美国早在20世纪80年代就开发出了“可控密度氮化硅”的制备技术［2］，并通过反应烧结法制备出了多倍频程的宽带天线罩［3］。美国RAYTHEON公司于1986年利用反应烧结法成功制备出两个长细比为2∶4的具有冯卡门曲线外形的氮化硅天线罩［4］。2009年一份美国专利中提到制备出一种芯层为低密度氮化硅材料，外层为高密度氮化硅材料的宽带天线罩。其中外层高密度氮化硅通过RBSN（reaction bonded silicon nitride）方法制备。天线罩尖端和根部的密度高于其它区域，通过局部增大密度的方法提高了天线罩的抗雨蚀和抵抗气动力的能力。 1.2 国内研究状况 国内对氮化硅天线罩的研究起步较晚，但也取得了不俗的成就。2003年天津大学郭文利等人［5］利用国产的纳米氮化硅粉为原料，采用浇注模成型工艺+高纯氮气保护气氛烧结工艺在1 510℃条件下烧结出纳米多孔氮化硅材料。2009年山东工业陶瓷设计研究院制备出了双层氮化硅天线罩头锥，并对其进行了烧蚀透波试验考核。芯层采用冷等静压成型工艺+气氛压力烧结工艺制备。表层 材料的制备分别尝试了化学气相沉积法和料浆喷涂烧结法。采用料浆喷涂烧结法能够实现多层宽带天线罩头锥的制备。 国内制备出的氮化硅天线罩头锥均为单一密度、单层结构，且介电常数稳定性稍差。其中天津大学和山东工业陶瓷研究院根据某单位提出的要求均制备出了具有冯卡门曲线外形的低密度低介电常数的单层氮化硅天线罩头锥。但其介电常数的稳定性稍差，限制了其批量生产。由于氮化硅材料为多孔材料，国内采用的防潮措施仍然为传统的喷涂涂料的方法。低密度氮化硅孔隙较大造成涂料喷涂后的渗漏，对天线罩的透波都有影响。国内还没有关于变密度氮化硅天线罩头锥的报导。 2 氮化硅天线罩的结构设计及其仿真计算 2.1 氮化硅天线罩的结构设计 2.1.1 氮化硅与石英陶瓷的材料参数 国内某单位制备出的氮化硅材料的物理和力学性能与传统的石英陶瓷材料比较如表1所示。 与传统的石英陶瓷材料相比，氮化硅材料的优势在于弯曲强度高，满足高超声速导弹天线罩飞行条件下的气动载荷强度要求。其劣势也很明显，导热系数和热膨胀系数高出石英陶瓷材料数倍。这就需要在天线罩设计中充分考虑氮化硅材料的参数特征。 2.1.2 氮化硅天线罩结构设计的原则 天线罩一般由雨蚀头、头锥（含涂层）、连接环和隔热层组成。其结构尺寸由气动外形、弹径大小、天线口径、天线罩头锥壁厚及气动载荷条件等多种因素综合确定。考虑到天线罩和天线相对位置关系对天线罩透过率、瞄准误差和瞄准 误差斜率等的影响，在保证天线罩头锥与天线在导弹飞行过程中不发生干涉的情况下，使天线阵面距离天线罩尖端的距离保持最短。天线罩介质头锥长度的选择需要兼顾头锥根部厚度要求和头锥根部应力要求。 天线罩介质头锥尖端壁厚的设计在考虑其透波特性的同时还需要考虑导弹在其飞行过程中的防雨蚀能力。雨蚀作用会引起天线罩头锥尖端壁厚减薄造成电性能下降，产生的裂纹会造成结构强度下降。此外，氮化硅材料的热膨胀系数为石英陶瓷材料的6倍，导弹飞行前期氮化硅头锥尖端的温度梯度产生的热应力是不容忽视的，需要选择合适的壁厚。天线罩介质头锥主透波区壁厚的设计主要采用半波壁结构和全波壁结构两种设计方法。在半波壁结构满足电性能指标要求和结构强度要求的情况下，一般不采用全波壁结构设计。限于国内的介质头锥工艺水平，一般未采用多层结构设计。 导弹天线罩介质头锥与连接环的连接方式主要有外连接和内连接两种方式。在高马赫数导弹天线罩的设计中多采用内连接结构形式。天线罩介质头锥根部厚度由多种因素决定。首先，在保证天线和天线罩不干涉的情况下，天线口径和弹径尺寸决定其最大厚度。其次，介质头锥根部的厚度增大能够有效降低根部应力和头锥与连接环胶粘剂的工作温度。但是，根部厚度过厚会引起较大的热应力，故需要经过仿真计算选择合适的根部厚度。氮化硅介质头锥具有较大的导热系数和热膨胀系数，需要选择耐高温的粘接剂来进行介质头锥和连接环的粘接，并适度增大根部厚度来降低粘接剂的温度，保证具有足够的工作强度。但是，增大根部厚度又会带来较大的温度梯度产生较大的热应力，需要经过多次仿真计算选择合适的厚度。 遵循以上设计原则设计出天线罩的初步结构形式，通过其弹道条件确定气动力 和气动热载荷条件，以此作为输入条件使用有限元软件PATRAN/NASTRAN对其进行仿真计算，然后修正结构尺寸，经过多次仿真得出合理的天线罩结构形式。 2.2 氮化硅天线罩的仿真计算 2.2.1 有限元模型及其边界条件 在PATRAN软件中建立天线罩二维模型，划分网格，通过旋转生成三维实体模型。为保证计算精度，有限元模型中除氮化硅头锥尖端局部有少量五面体单元之外，其余全部为八节点的六面体单元。对应力分布比较关心的区域局部细化网格。对胶层区域划分了三层网格，全模型共划分6万多个单元。有限元模型头锥材料为低密度氮化硅，胶层为某耐高温硅橡胶粘接剂，连接环为某低膨胀合金，隔热层材料为多组分配合而成的某无机烧蚀材料。对有限元模型赋材料属性，施加边界条件和载荷条件后提交给NASTRAN进行计算。 载荷边界条件由某型导弹弹道条件计算而得，包括气动力和气动热载荷条件。气动力载荷按照分布载荷的方式进行加载。气动热载荷的加载，首先使用根据弹道条件计算出的天线罩内外壁上若干孤立的温度点，通过插值的方式在PATRAN软件的热分析模块中计算出整个天线罩结构的温度场，然后把计算出的温度场作为热载荷边界条件加载到天线罩有限元模型中。位移边界条件为在连接环端面处限制天线罩轴向位移，其垂直和水平方向的位移约束分布施加在天线罩端面上的垂直和水平节点上，这样会导致天线罩端面垂直和水平节点处的应力值偏大，依据圣维南原理可知，对整个结构的计算精度影响不大。 2.2.2 仿真计算结果 将计算得到的温度场耦合到PATRAN软件的结构分析模块中去，再加入力载荷， 得出静热载荷联合作用下的氮化硅天线罩各分组件的应力分布情况。如图1～图3所示。 由图1可知，氮化硅头锥在静热载荷联合作用下最大主应力的值为20.6 MPa，出现的位置为头锥壁厚由厚变薄的过渡区域。氮化硅材料的弯曲强度为123 MPa，根据经验取其拉伸强度为60 MPa，安全系数为2.9，满足结构强度要求。由图2可知，某耐高温硅橡胶粘接剂最大剪切应力值为1.07 MPa，胶层出现的最大温度值为280℃，而此时胶层的剪切强度仍然为2 MPa，胶层计算安全系数为1.87。由图3可知，连接环在静热载荷联合作用下的Von Mise应力值为198 MPa，连接环的最大温度值为276℃，而连接环材料在400℃时的极限强度为400 MPa，其计算安全系数为 2.02。 从仿真计算结果来看，氮化硅天线罩结构满足设计要求。 3 结论 氮化硅天线罩国内研制水平与国外相比具有较大差距。氮化硅材料在高马赫数导弹天线罩和宽带天线罩上具有较大的应用潜力。国外已经制备出多层和变密度的氮化硅天线罩，而国内工艺水平仅停留在单层和单一密度氮化硅天线罩上。文中通过选择合理的粘接剂和连接环材料，然后进行仿真计算，设计出了满足某型导弹飞行条件的单层和单一密度的氮化硅天线罩。随着氮化硅材料工艺的日益成熟，有望取代传统的石英陶瓷材料。 参考文献: ［1］胡伟，邬浩，王萍萍，等.陶瓷天线罩材料的研制进展［J］.玻璃钢，2010（3）:16－23. ［2］SIMPSON F H，VERZEMIEK J.Controled dentisy silicon