郭 瑞, 徐惠娟, 易茂中, 雷寶靈

(中南大學(xué) 粉末冶金國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410083)

熱膨脹性能對(duì)炭/炭復(fù)合材料在制動(dòng)摩擦過程中熱應(yīng)力場(chǎng)的影響

郭 瑞, 徐惠娟, 易茂中, 雷寶靈

(中南大學(xué) 粉末冶金國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410083)

測(cè)量以純樹脂炭、粗糙層熱解炭和光滑層熱解炭為基體的3種炭/炭復(fù)合材料的熱膨脹系數(shù)，并采用有限元分析軟件，模擬這 3種炭/炭復(fù)合材料在飛機(jī)正常著陸能量條件下的熱應(yīng)力場(chǎng)，研究熱膨脹系數(shù)對(duì)炭/炭復(fù)合材料熱應(yīng)力場(chǎng)及其摩擦性能的影響。結(jié)果表明：3種炭/炭復(fù)合材料在z方向上的熱膨脹系數(shù)大于在x和y方向的，且熱膨脹系數(shù)均隨著溫度的升高而逐漸增大，其中，基體為粗糙層熱解炭的炭/炭復(fù)合材料的熱膨脹系數(shù)最小，純樹脂炭試樣的次之，光滑層熱解炭試樣的最大；在制動(dòng)過程中，炭/炭復(fù)合材料摩擦表面產(chǎn)生的熱應(yīng)力與材料的熱膨脹系數(shù)相關(guān)，材料的熱膨脹系數(shù)越大，產(chǎn)生的熱應(yīng)力越大；過大的熱應(yīng)力使純樹脂炭試樣具有相對(duì)穩(wěn)定的摩擦曲線，在較大熱應(yīng)力的作用下，光滑層熱解炭試樣的摩擦曲線不穩(wěn)定，影響其摩擦性能。

炭/炭復(fù)合材料；熱膨脹系數(shù)；熱應(yīng)力場(chǎng)；摩擦性能

炭/炭復(fù)合材料作為飛機(jī)制動(dòng)材料始于20世紀(jì)70年代初期，由于其具有高比強(qiáng)、高比模、低密度、優(yōu)良的導(dǎo)熱性能和摩擦性能以及高承載能力、使用壽命長(zhǎng)等突出優(yōu)點(diǎn)，在20世紀(jì)80年代后期，已廣泛用于干線飛機(jī)和軍用飛機(jī)上，這是飛機(jī)制動(dòng)技術(shù)上的重大突破[1-4]。

隨著炭/炭制動(dòng)材料的廣泛應(yīng)用，人們對(duì)其摩擦磨損行為的研究也越來越深入，但是，由于一些測(cè)試手段的限制，難以動(dòng)態(tài)測(cè)量材料在制動(dòng)過程中產(chǎn)生的熱應(yīng)力。因此，對(duì)剎車副在制動(dòng)過程中產(chǎn)生的熱應(yīng)力進(jìn)行仿真模擬具有工程價(jià)值。在實(shí)際工況中，剎車副在三維空間的熱傳遞方式及其熱物性能參數(shù)都對(duì)其溫度場(chǎng)和熱應(yīng)力場(chǎng)有較大的影響。然而，在前人進(jìn)行的三維模型研究中，大多將制動(dòng)材料的導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容及熱膨脹系數(shù)等熱物性參數(shù)作為常數(shù)處理，忽略了熱物性參數(shù)變化對(duì)溫度場(chǎng)和熱應(yīng)力場(chǎng)的影響[5-7]。 剎車副在制動(dòng)過程中由動(dòng)能轉(zhuǎn)化為熱能，伴隨著劇烈的溫升，當(dāng)物體在受熱膨脹過程中受到約束或各部分的溫度變化不均勻，使得物體的熱變形不能自由進(jìn)行時(shí)，將會(huì)在物體中產(chǎn)生熱應(yīng)力。由于高溫產(chǎn)生的熱應(yīng)力可能導(dǎo)致一些不利情況的發(fā)生，例如材料的斷裂和永久變形，所以，熱膨脹系數(shù)是一個(gè)重要的熱物性能參數(shù)，直接影響材料受熱后熱應(yīng)力的分布狀態(tài)。作為飛機(jī)剎車副的炭/炭復(fù)合材料必須具有較高的幾何穩(wěn)定性，即較低的熱膨脹系數(shù)[8]。因此，本文作者以具有不同基體炭結(jié)構(gòu)的炭/炭復(fù)合材料作為研究對(duì)象，研究其熱膨脹系數(shù)隨溫度的變化規(guī)律，運(yùn)用有限元分析軟件進(jìn)行三維瞬態(tài)熱應(yīng)力場(chǎng)仿真，并研究熱膨脹系數(shù)對(duì)熱應(yīng)力分布的影響。此外，由于熱應(yīng)力使得摩擦表面接觸壓力改變，本文作者還研究熱應(yīng)力對(duì)材料摩擦性能的影響。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 試樣制備

以纖維體積分?jǐn)?shù)為30%的準(zhǔn)三維針刺整體氈為坯體，分別經(jīng)過熱固性樹脂浸漬固化或化學(xué)氣相滲透增密工藝得到具有不同基體炭結(jié)構(gòu)的3種試樣。其中，1#試樣為純樹脂炭基體，2#試樣為粗糙層熱解炭基體，3#試樣為光滑層熱解炭基體，密度為1.72～1.75 g/cm3，并最終經(jīng)過2 300 ℃的熱處理。 3種試樣的基本性能如表1所列。從表1可以看出，粗糙層熱解炭試樣的石墨化度最高，樹脂炭試樣的次之，而光滑層熱解炭試樣的最低。

表1 3種試樣的基本性能Table 1 Basic properties of three samples

1.2 熱物性能測(cè)定

根據(jù) GJB330A—2000固體材料比熱容測(cè)試方法測(cè)定材料的比熱容。采用激光閃光法在 JR-3熱物性測(cè)試儀上測(cè)定材料的軸向和徑向熱擴(kuò)散率，其樣品尺寸為d 10 mm×4 mm，測(cè)量溫度從室溫到800 ℃。根據(jù)比熱容和熱擴(kuò)散率計(jì)算材料的熱導(dǎo)率。

熱膨脹系數(shù)的測(cè)量采用日本理學(xué)公司生產(chǎn)的TAS 100型熱分析儀。其工作原理是在可控制溫度程序下，材料受熱發(fā)生膨脹或收縮，推動(dòng)電感位移傳感裝置，產(chǎn)生電信號(hào)，并通過電路和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，將電信號(hào)轉(zhuǎn)換為數(shù)值信號(hào)，由此精確地測(cè)量出熱膨脹系數(shù)。測(cè)量試樣的尺寸為3 mm×4 mm×20 mm，測(cè)量過程中以氬氣作為保護(hù)氣體，測(cè)量溫度從室溫到1 100 ℃，升溫速率為3 ℃/min。

1.3 摩擦實(shí)驗(yàn)方法

本實(shí)驗(yàn)采用縮比試樣模擬飛機(jī)在正常著陸條件下的能載水平，在MM-1000摩擦試驗(yàn)機(jī)上采用摩擦熱沖擊方法進(jìn)行環(huán)-環(huán)制動(dòng)實(shí)驗(yàn)，試樣為外徑 75 mm、內(nèi)徑45 mm和厚16 mm的圓環(huán)。實(shí)驗(yàn)參數(shù)為：壓力0.6 MPa、線速度 25 m/s、慣量 0.3 kg·m2。

2 應(yīng)力場(chǎng)的仿真模擬

2.1 有限元模型

利用有限元分析軟件求解制動(dòng)盤在正常著陸工況下的瞬態(tài)傳熱問題。在制動(dòng)盤分析中，采用一個(gè)統(tǒng)一的有限元模型來進(jìn)行熱分析和結(jié)構(gòu)分析，通過直接耦合法進(jìn)行計(jì)算，即將每一時(shí)刻計(jì)算所得節(jié)點(diǎn)溫度作為體載荷施加在試樣結(jié)構(gòu)分析模型上進(jìn)行熱應(yīng)力場(chǎng)的求解，所以，熱模型和結(jié)構(gòu)模型之間不需要數(shù)據(jù)處理轉(zhuǎn)化，既減少了計(jì)算量又提高了計(jì)算精度[9]。本文作者采用SOLID98熱分析單元建立試樣的三維模型，由于試環(huán)呈軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，所以，取半個(gè)圓環(huán)建模并劃分網(wǎng)格，如圖1所示。

圖1 試樣的三維有限元模型Fig.1 3D finite element model of sample

2.2 熱傳導(dǎo)方程

根據(jù)傳熱學(xué)理論，對(duì)于無內(nèi)熱源的各向異性材料，其熱傳導(dǎo)方程如下[6]：

式中：T為溫度；t為熱傳導(dǎo)時(shí)間；ρ為材料的密度；c為材料的比熱容；kx、ky和kz分別為材料在x、y和z方向的熱導(dǎo)率。

2.3 位移約束

位移約束又稱DOF約束，是對(duì)模型在空間中的自由度的約束。本實(shí)驗(yàn)中，由于試樣原本是一個(gè)完整的圓環(huán)，為了計(jì)算簡(jiǎn)便，模擬時(shí)只取其半個(gè)圓環(huán)，但是，為了保證試環(huán)所對(duì)稱半圓環(huán)計(jì)算的準(zhǔn)確性，需約束其縱截面處的自由度，取Uy=0，即限制物體在垂直于兩個(gè)縱截面方向上的位移，如圖2所示。

圖2 試樣施加的位移約束Fig.2 Displacement constraint on sample

2.4 熱應(yīng)力場(chǎng)的計(jì)算

在制動(dòng)過程中，試樣處在力場(chǎng)和溫度場(chǎng)的共同作用下，應(yīng)力與變形的有限元方程為

式中：[K]為總剛度矩陣；{R}為機(jī)械載荷；{R}T為溫度變化引起的載荷；{δ}為節(jié)點(diǎn)位移，即機(jī)械載荷與溫度共同作用下的結(jié)構(gòu)變形，根據(jù)疊加原理求得。

在實(shí)際制動(dòng)過程中，試樣所受的機(jī)械載荷包括：由于旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的離心力、振動(dòng)載荷及壓裝載荷等作用產(chǎn)生的應(yīng)力[10]。熱應(yīng)力則是由于節(jié)點(diǎn)溫度的提高使試樣內(nèi)不均勻膨脹受到約束而產(chǎn)生的應(yīng)力。熱應(yīng)力的計(jì)算公式為

式中：σ為熱應(yīng)力，MPa；α為熱膨脹系數(shù)；E為彈性模量，GPa；T0為初始溫度，℃；T為某時(shí)刻溫度，℃。

3 結(jié)果與討論

3.1 熱膨脹系數(shù)

圖3所示為3種試樣在z、x和y方向上的熱膨脹系數(shù)曲線。從圖3可以看出，在本實(shí)驗(yàn)所測(cè)量的溫度區(qū)間內(nèi)，3種試樣的熱膨脹系數(shù)均隨著溫度的升高而呈上升的趨勢(shì)。這是由于熱膨脹系數(shù)的大小直接反映原子間結(jié)合能的大小，不同晶體結(jié)構(gòu)類型的材料由于原子間的結(jié)合能不同，具有不同的熱膨脹系數(shù)，結(jié)合力大，熱震動(dòng)幅度就小，因而熱膨脹?。辉诟邷叵?，晶格振動(dòng)被激化，所以，隨著溫度的升高，原子振動(dòng)在宏觀上表現(xiàn)為材料的熱膨脹現(xiàn)象，即隨著溫度的升高，熱膨脹系數(shù)增大[11]。無論在z方向還是x和y方向上，總是3#試樣的熱膨脹系數(shù)最大，2#試樣的最小。這是由于3#試樣為光滑層的熱解炭結(jié)構(gòu)，其石墨化度較小，有序度低，大量晶格排列錯(cuò)綜復(fù)雜，相互搭界，相同溫升提供的能量使得這些晶格振動(dòng)較大，導(dǎo)致其熱膨脹系數(shù)最大；而2#試樣為粗糙層熱解炭結(jié)構(gòu)，其石墨化度最大，晶格排列有序度較高，互成角度的石墨片層面趨向于平行，石墨片層面間距較小，原子間的結(jié)合能增大，所以，其熱膨脹系數(shù)較小[11]。

圖3 3種試樣在不同方向上的熱膨脹系數(shù)Fig.3 Thermal expansion coefficients of three samples in different directions: (a) Direction z; (b) Directions x and y

炭/炭復(fù)合材料是由炭纖維、圍繞炭纖維以層狀方式生長(zhǎng)的熱解炭或樹脂炭以及孔洞組成，其熱膨脹性能受晶體的大小影響不明顯，但是，明顯受到晶體方向的影響[12]。這是因?yàn)槭w環(huán)層面內(nèi)碳原子之間為較強(qiáng)的共價(jià)鍵，鍵能約為400 kJ/mol，而相鄰石墨片層間為較弱的范德華力，平均鍵能只有54 kJ/mol，所以，石墨晶體的熱膨脹性能表現(xiàn)為各向異性，垂直于石墨片層面的熱膨脹系數(shù)遠(yuǎn)大于平行于石墨片層面的熱膨脹系數(shù)。所以，炭/炭復(fù)合材料的熱膨脹與預(yù)制體內(nèi)炭纖維的排布密切相關(guān)，若預(yù)制體具有各向異性，則熱膨脹性能也具有各向異性[12]。從圖3可以看出，3種試樣在z方向上的熱膨脹系數(shù)大于x和y方向上的，而且總體上來看，z方向上的熱膨脹系數(shù)之間的差值較大，而在x和y方向上的差值較小。其原因是炭纖維體積分?jǐn)?shù)僅為30%，復(fù)合材料中絕大部分是熱解炭或者樹脂炭，且在z方向上，材料屬于相鄰石墨片層結(jié)構(gòu)，具有較弱的范德華力，隨溫度的增加，原子比較活躍，所以，在z方向上熱膨脹系數(shù)的差值較大；但是，在x和y方向上，材料屬于石墨晶體環(huán)層面內(nèi)碳原子，具有較強(qiáng)的鍵能，隨溫度的升高，碳原子較穩(wěn)定，所以，三者的熱膨脹系數(shù)差別不大。

3.2 熱應(yīng)力場(chǎng)結(jié)果分析與討論

徐惠娟等[13]利用有限元分析軟件仿真了本實(shí)驗(yàn)中的3種炭/炭復(fù)合材料在制動(dòng)過程中的瞬態(tài)溫度場(chǎng)，并通過模擬制動(dòng)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了仿真計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量的溫度場(chǎng)結(jié)果的正確性。本實(shí)驗(yàn)運(yùn)用有限元軟件，采用直接耦合方法計(jì)算求解，得到3種試樣的熱應(yīng)力場(chǎng)分布。

圖4所示為3種試樣在制動(dòng)過程中摩擦表面出現(xiàn)最大熱應(yīng)力時(shí)的整體熱應(yīng)力分布圖。從圖4可以看出：1#試樣摩擦表面外徑處的熱應(yīng)力在制動(dòng)開始2.3 s時(shí)最大，約為6.37 MPa；2#試樣的摩擦表面外徑處的熱應(yīng)力在1.4 s時(shí)出現(xiàn)最大值，約為3.06 MPa；3#試樣摩擦表面外徑處的熱應(yīng)力在2.7 s時(shí)出現(xiàn)最大值，約為6.45 MPa。3種試樣的最大熱應(yīng)力均出現(xiàn)在試環(huán)摩擦表面靠近外徑處，這主要是因?yàn)闊崃髅芏群蛯?duì)流換熱引起的。根據(jù)熱流密度的公式：q(r, t)=ημp(r, t)v(r, t)= ημp(r,t)ω(t)r，可以看出，熱流密度與試樣的半徑成正比，半徑越大，熱載荷越大，即產(chǎn)生的熱量越多，導(dǎo)致摩擦材料溫度升高越快，且內(nèi)、外徑溫差增大；又由于試樣樣件外徑處與空氣接觸，散熱較快，會(huì)產(chǎn)生較大的溫度差，所以，產(chǎn)生的熱應(yīng)力最大。此外，3種試樣在 z方向上靠近厚度的一半處產(chǎn)生了局部應(yīng)力集中，其原因是在制動(dòng)過程中，試樣表面的溫度最高，受熱膨脹量相應(yīng)最大，其受熱形變量也較大，而在整個(gè)制動(dòng)過程中試樣底部溫度變化較小，膨脹變形量較小，試樣受熱變形量也較小，使得試樣在z方向上靠近其厚度的一半處產(chǎn)生了局部應(yīng)力集中[9]。

圖4 3種試樣在不同時(shí)刻的熱應(yīng)力分布云圖Fig.4 Thermal stress distribution of three samples at different times: (a) Sample 1 at 2.3 s; (b) Sample 2 at 1.4 s; (c) Sample 3 at 2.7 s

圖5所示為3種試樣摩擦表面中徑處的熱應(yīng)力變化曲線。從圖5可以看出，隨著制動(dòng)過程的進(jìn)行，熱應(yīng)力先迅速增大后逐漸減小，這是因?yàn)樵谥苿?dòng)開始階段，摩擦表面迅速升溫且在短時(shí)間內(nèi)溫度來不及擴(kuò)散到試樣內(nèi)部，使得溫度梯度增大及熱應(yīng)力迅速增加。隨著制動(dòng)過程的進(jìn)行，溫度逐步向試樣內(nèi)部擴(kuò)散，試樣的最高溫度隨時(shí)間的延長(zhǎng)而升高的幅度越來越小，達(dá)到最高值后開始緩慢下降[14]，致使溫度梯度減小，熱應(yīng)力開始下降。此外，1#和3#試樣的熱應(yīng)力較接近，1#試樣摩擦表面中徑處的熱應(yīng)力在2.7 s時(shí)最大，其值為4.62 MPa；3#試樣中徑處的熱應(yīng)力在2.9 s時(shí)最大，其值為4.83 MPa；而2#試樣中徑處的熱應(yīng)力在1.6 s處出現(xiàn)最大值，其值為2.11 MPa。

圖5 3種試樣摩擦表面中徑處熱應(yīng)力隨時(shí)間的變化曲線Fig.5 Relationship between thermal stress at middle radius on friction surface of three samples and brake time

綜合圖3、4和5可知，3#試樣的熱膨脹系數(shù)最大，且其在制動(dòng)過程中產(chǎn)生的熱應(yīng)力最大；2#試樣的熱膨脹系數(shù)最小，產(chǎn)生的熱應(yīng)力最小，即隨著熱膨脹系數(shù)的減小，試樣在制動(dòng)中產(chǎn)生的熱應(yīng)力也越小。這是因?yàn)樵谥苿?dòng)過程中，試樣摩擦表面的升溫速度遠(yuǎn)大于熱量傳遞的速率，從而在軸向和徑向產(chǎn)生了較大的溫度梯度，這使得試樣各處膨脹量不同，由于受到約束而不能自由膨脹，所以，在溫度較高的區(qū)域產(chǎn)生較大的壓應(yīng)力，而在溫度較低的區(qū)域產(chǎn)生的壓應(yīng)力較小。由于3種試樣熱膨脹系數(shù)的不同，在溫度較高的區(qū)域向溫度較低的區(qū)域膨脹時(shí)所受的約束不同，3#試樣的熱膨脹系數(shù)最大，受到約束相應(yīng)較大，產(chǎn)生的熱應(yīng)力最大；2#試樣的熱膨脹系數(shù)最小，所受到的約束也最小，因此，產(chǎn)生的熱應(yīng)力最小。

3.3 熱應(yīng)力對(duì)摩擦性能的影響

3種試樣在制動(dòng)速度為25 m/s時(shí)的摩擦曲線如圖6所示。由圖6可以看出，1#和2#試樣的摩擦因數(shù)均在制動(dòng)開始階段迅速升高至峰值，這是因?yàn)楫?dāng)剎車開始時(shí)，在較高的法向載荷下，由于表面微凸體的互相嵌入，要發(fā)生微凸體變形才能克服摩擦力，由于微凸體的立即斷裂而生成新的碎屑粒子，這一過程會(huì)導(dǎo)致摩擦力的上升，使剎車曲線開始時(shí)出現(xiàn)摩擦因數(shù)峰[15]。從圖6可以看出，1#和2#試樣的摩擦曲線形狀類似，在峰值以后摩擦因數(shù)保持較大值且曲線平穩(wěn)。2#試樣的熱膨脹系數(shù)較小，在制動(dòng)過程中產(chǎn)生的熱應(yīng)力較小，且其基體炭結(jié)構(gòu)為粗糙層熱解炭，微晶較容易變形，摩擦表面容易形成穩(wěn)定的摩擦膜，使其具有較好的 摩擦性能。1#試樣為純樹脂炭結(jié)構(gòu)，其熱膨脹系數(shù)居中，但是，熱應(yīng)力卻與3#試樣的接近，這是由于1#試樣的導(dǎo)熱性能不佳，在摩擦表面產(chǎn)生的最高溫度及試環(huán)的溫度梯度均大于2#試樣的，這樣導(dǎo)致摩擦表面產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力，促進(jìn)纖維和樹脂炭的石墨化(即應(yīng)力石墨化作用)[13,16]，從而使其具有相對(duì)穩(wěn)定的摩擦曲線。

圖6 3種試樣的摩擦曲線Fig.6 Friction curves of three samples: (a) Sample 1; (b)Sample 2; (c) Sample 3

由圖6可見，3#試樣的摩擦曲線不同于1#和2#試樣的，隨著制動(dòng)過程的進(jìn)行，摩擦因數(shù)變化較大且摩擦曲線不穩(wěn)定，不及1#和2#試樣的摩擦曲線線形好。這是由于熱膨脹系數(shù)的不同影響了熱應(yīng)力場(chǎng)的分布，其中，3#試樣的熱膨脹系數(shù)最大，在制動(dòng)過程中產(chǎn)生6.45 MPa的應(yīng)力，約為2#試樣的2倍，如此大的應(yīng)力容易破壞摩擦表面形成的摩擦膜。此外，材料的結(jié)構(gòu)與摩擦性能也有直接關(guān)系，3#試樣的基體炭結(jié)構(gòu)為光滑層熱解炭，由于光滑層熱解炭在制動(dòng)過程中微晶變形較難，對(duì)熱應(yīng)力破壞的摩擦膜修復(fù)較慢，不能產(chǎn)生連續(xù)、完整的摩擦膜，致使其摩擦曲線不穩(wěn)定，制動(dòng)性能較差。

4 結(jié)論

1) 分別測(cè)量了以純樹脂炭、粗糙層熱解炭和光滑層熱解炭為基體的3種炭/炭復(fù)合材料的熱膨脹系數(shù)。3種炭/炭復(fù)合材料的熱膨脹系數(shù)均隨溫度的升高而逐漸增大。其中，基體為粗糙層熱解炭的炭/炭復(fù)合材料熱膨脹系數(shù)最小，純樹脂炭試樣的次之，光滑層熱解炭試樣的最大。

2) 采用有限元分析軟件對(duì)飛機(jī)正常著陸條件下3種炭/炭復(fù)合材料的熱應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行仿真模擬。結(jié)果表明：熱膨脹系數(shù)越大，摩擦表面的最大熱應(yīng)力也越大；3種材料產(chǎn)生的最大熱應(yīng)力分別為：純樹脂炭試樣6.37 MPa、粗糙層熱解炭試樣3.06 MPa、光滑層熱解炭試樣6.45 MPa。

3) 純樹脂炭試樣在較大熱應(yīng)力的作用下產(chǎn)生了應(yīng)力石墨化，使其具有相對(duì)穩(wěn)定的摩擦曲線；粗糙層熱解炭試樣在制動(dòng)過程中產(chǎn)生的熱應(yīng)力較小，具有較好的摩擦性能；而光滑層熱解炭試樣在制動(dòng)過程中產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力，且微晶變形較難，導(dǎo)致其摩擦表面不能形成完整、穩(wěn)定的摩擦膜，影響了材料的摩擦性能。

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Effect of thermal expansion on stress field of C/C composites during braking

GUO Rui, XU Hui-juan, YI Mao-zhong, LEI Bao-ling
(State Key Laboratory of Powder Metallurgy, Central South University, Changsha 410083, China)

The coefficient of thermal expansion (CTE) of three C/C composites with resin carbon matrix, rough lamination pyrocarbon matrix, and smooth lamination pyrocarbon matrix were measured, the finite element analysis software was applied to calculating the stress field of three different C/C composites under the conditions of normal landing energy, and the influence of CTE on the stress field and frictional behavior during braking was studied. The results show that CTE in direction z is larger than that in directions x and y, and CTE becomes larger with the increase of temperature. CTE of the sample with rough lamination pyrocarbon matrix is the smallest, and that of the sample with smooth lamination pyrocarbon matrix is the largest. Correspondingly, the larger the thermal stress, the larger the CTE.Furthermore, large thermal stress makes the sample with resin carbon have a relatively stable friction curve. But the sample with smooth lamination pyrocarbon matrix has unstable friction curve, which influences its frictional behavior.

C/C composites; thermal expansion coefficient; thermal stress filed; frictional behavior

TB 332

A

1004-0609(2011)05-1031-07

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃資助項(xiàng)目(2006CB600906)

2010-05-27；

2010-09-19

易茂中，教授，博士；電話：0731-88830894；E-mail: yimaozhong@126.com

(編輯 陳衛(wèi)萍)