楊云仙，劉 軍，周 敏，戚經(jīng)革

（中國商飛上海飛機(jī)制造有限公司，上海 201325）

先進(jìn)復(fù)合材料在航空航天領(lǐng)域用量比例逐漸增多，熱壓罐成型工藝作為目前制造纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料零件的主要方法，固化過程中的溫度場分布是非常重要的工藝控制因素。

復(fù)合材料固化使用的熱壓罐設(shè)備，升溫時(shí)均以電熱阻絲為加熱源，以流體介質(zhì)（主要為氮?dú)猓┳鳛閭鳠彷d體，以風(fēng)機(jī)作為動力，完成對模具循環(huán)加熱過程，降溫時(shí)通過循環(huán)水帶走熱量。溫度比較高時(shí)，熱壓罐罐壁蓄熱比較大，無論是升溫過程還是降溫過程在罐壁和框架式模具間都會發(fā)生熱輻射。固化熱歷程中，熱交換的傳遞方式包括熱傳導(dǎo)、熱對流、熱輻射3種。由于目前航空復(fù)合材料零件固化溫度大部分在200℃以下，在熱壓罐成型工藝中熱輻射的影響比較小，傳熱方式主要以強(qiáng)迫對流換熱和熱傳導(dǎo)為主。熱壓罐工藝成型時(shí)熱源有兩個(gè)：一個(gè)是電熱源（熱阻絲），另一個(gè)是內(nèi)熱源（先進(jìn)樹脂基復(fù)合材料固化放熱），升降溫過程熱量傳遞路徑如圖1所示[1]。先進(jìn)復(fù)合材料構(gòu)件固化過程中的溫度場屬于外部溫度場與內(nèi)部固化反應(yīng)放熱的耦合溫度場[2-4]。

圖1 熱壓罐工藝熱量傳遞路徑Fig.1 Route of heat transfer in autocalve process

復(fù)合材料零件在熱壓罐成型過程中不直接與罐內(nèi)流體介質(zhì)接觸，但是成型模具對其溫度場的影響作用遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于輔助材料的影響，所以可以認(rèn)為外溫度場對零件的作用主要是通過模具來傳遞的。目前固化成型模具多為框架式結(jié)構(gòu)，實(shí)際固化過程中模具不同位置溫差也不同，導(dǎo)致與零件接觸的模具型面溫度場也在不斷變化，造成復(fù)合材料零件各部位的溫度場分布不均勻，固化不同步，最終影響產(chǎn)品質(zhì)量。

因此，研究復(fù)合材料零件固化過程中的溫度場，對改進(jìn)工藝條件、提高產(chǎn)品質(zhì)量具有重要意義。在成型工藝過程中，有效控制固化成型的溫度場，使零件的溫度場在時(shí)間和空間上得到合理分布，可以避免復(fù)合材料產(chǎn)品在固化過程中的不完全固化。目前解決零件不完全固化的方法是根據(jù)現(xiàn)有工藝規(guī)范的要求，首先對同類型的新零件和新模具進(jìn)行熱分布測試，然后在所有的熱電偶中選出零件的領(lǐng)先熱電偶和滯后熱電偶（一般用模具滯后熱電偶代替零件滯后熱電偶）。

本文以工字型零件和T型加筋壁板兩種復(fù)合材料零件為研究對象，同時(shí)使用國內(nèi)先進(jìn)復(fù)合材料制造常用 的 EC-3×8M 和 SCH-5.5×21M兩種不同型號的熱壓罐設(shè)備，采用兩種控溫方式，通過分析零件成型過程中溫度場測試結(jié)果，最終得出復(fù)合材料零件固化工藝過程中溫度場影響因素。

試驗(yàn)內(nèi)容

1 設(shè)備參數(shù)

選用EC-3×8M和SCH-5.5×21M兩種型號的熱壓罐設(shè)備，流體介質(zhì)為氮?dú)猓悦绹ㄒ粢约皣H標(biāo)準(zhǔn)為驗(yàn)收依據(jù)，設(shè)備溫度均勻性（±2℃）和升降溫速率性能（0～4.4℃可調(diào)）均滿足使用要求。

1.1 EC-3×8M熱壓罐

EC-3×8M型號熱壓罐有效工作尺寸為φ3m×8m（圖2），流體介質(zhì)為氮?dú)?。與傳統(tǒng)熱壓罐的加熱方式不同，采用地板固定式加熱器和冷卻器，同時(shí)在罐門和罐尾兩端用氣流調(diào)整面板以改善熱循環(huán)氣流，加強(qiáng)了罐內(nèi)從前到后的直線氣流作用，達(dá)到罐內(nèi)溫度均勻性要求，同時(shí)也避免了罐體前后部分的加熱死區(qū)，有效地利用了罐內(nèi)空間。

1.2 SCH-5.5×21M熱壓罐

SCH-5.5×21M熱壓罐有效工作尺寸為φ5.5m×21m（圖3），流體介質(zhì)為氮?dú)?。該熱壓罐采用尾部電加熱，結(jié)合主冷和獨(dú)有的預(yù)冷技術(shù)，同時(shí)利用風(fēng)機(jī)實(shí)現(xiàn)固化過程中對罐內(nèi)溫度場的要求。

2 固化工藝

本文均選用工字型零件和T型加筋壁板兩種零件，材料為碳纖維/環(huán)氧樹脂預(yù)浸料，分別采用爐溫偶和零件偶兩種控溫方式固化，具體固化工藝條件如下。

2.1 工字型零件

選用EC-3×8M型號熱壓罐。

（1）爐溫偶控溫，壓力620kPa的條件下，以升溫速率≤1.5℃/min升溫至130℃，以≤2℃/min 繼續(xù)升溫至（180±6）℃；然后保溫120min；以降溫速率≤2℃/ min降溫至100℃，以≤3℃/ min降溫至溫度低于50℃，卸壓開罐。

（2）零件偶控溫，壓力620kPa的條件下，以升溫速率≤1.5℃/min升溫至130℃，以≤2℃/min 繼續(xù)升溫至（180±6）℃；然后保溫120min；以降溫速率≤2℃/ min降溫至100℃，以≤3℃/ min降溫至溫度低于50℃，卸壓開罐。

2.2 T型加筋壁板

選用SCH-5.5×21M型號熱壓罐。

（1）爐溫偶控溫，壓力620kPa的條件下，以升溫速率≤2.9℃/min升溫至（180±6）℃；然后保溫120min；以降溫速率≤2.8℃/ min降溫至50℃以下，卸壓開罐。

（2）零件偶控溫，壓力620kPa的條件下，以升溫速率≤1.5℃/min升溫至（180±6）℃；然后保溫120min；以降溫速率≤1.4℃/ min降溫至50℃以下，卸壓開罐。

圖2φ3m×8m熱壓罐加熱原理Fig.2 Heating principle of theφ3m×8m autocalve

圖3φ5.5m×21m熱壓罐加熱原理Fig.3 Heating principle of theφ5.5m×21m autocalve

試驗(yàn)結(jié)果與討論

1 測試結(jié)果

對于工字型零件和T型加筋壁板，均采用了零件偶和爐溫偶兩種控溫方式的固化工藝，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，不同固化設(shè)備以及控溫方式對零件的溫度場均有明顯影響。與零件偶控溫方式相比，爐溫偶控溫的最長保溫時(shí)間較大，且固化溫度場的溫差偏大。工字型零件外形復(fù)雜且尺寸大，最長保溫時(shí)間及最大溫差均大于T型加筋壁板。

圖4是工字型零件和T型加筋壁板的熱電偶布局示意圖，零件放置領(lǐng)先熱電偶的一端均靠近罐門。工字型零件的領(lǐng)先熱電偶放在零件緣條側(cè)，滯后熱電偶用對應(yīng)的模具熱電偶代替；T型加筋壁板的領(lǐng)先熱電偶放在零件腹板側(cè)，滯后熱電偶放在緣條靠近蒙皮的一側(cè)。

表1和表2 分別是工字型零件和T型加筋壁板固化過程工藝參數(shù)測試結(jié)果。圖5和圖6是兩種復(fù)合材料零件的固化曲線。

圖4 工字型零件和T型加筋壁板熱電偶布局示意圖Fig.4 Schematic diagram of thermocouple layout for type I and T composite parts

表1 工字型零件固化工藝參數(shù)測試結(jié)果

表2 T型加筋壁板固化工藝參數(shù)測試結(jié)果

2 結(jié)果分析與討論

2.1 升降溫速率對溫度場影響

升降溫速率作為復(fù)合材料固化質(zhì)量的重要影響因素之一，其數(shù)值設(shè)定過大，會造成零件溫度分布不均勻，較小又會產(chǎn)生過長的固化時(shí)間，因此固化升降溫速率是一個(gè)需要綜合考慮的因素[5]。在爐溫偶控溫的條件下，溫度設(shè)定值指的是罐內(nèi)溫度，實(shí)際傳到零件表面的溫度必定低于設(shè)定值。為了降低工字型零件的最大溫差，其升降溫速率的設(shè)定值分為兩步進(jìn)行，兩種控溫方式采用相同的固化工藝參數(shù)，可以看出升降溫速率不同，其保溫時(shí)間也不同。對于T型加筋壁板相對來說，最長保溫時(shí)間和最大溫差差別不大，這是因?yàn)闋t溫偶控溫時(shí)，升降溫速率設(shè)定值比零件偶控溫時(shí)的大，在一定程度上降低了零件領(lǐng)先和滯后的溫差。

2.2 設(shè)備加熱方式對溫度場影響

不同熱壓罐型號由于加熱方式的不同，對固化溫度場也有影響。EC-3×8M熱壓罐采用爐溫偶控溫時(shí)，升降溫階段會出現(xiàn)平臺（圖5（a）中爐溫偶的兩個(gè)平臺），是因?yàn)樽兯俾手?，爐溫偶為了等待零件滯后偶達(dá)到設(shè)定的范圍形成的。采用零件偶的控溫方式，爐溫會根據(jù)實(shí)際零件的溫度進(jìn)行升溫，容易造成罐溫沖溫過高（圖5（b）中爐溫偶的兩個(gè)峰值就是該原因造成的），導(dǎo)致零件固化溫度超過工藝范圍，且該過程難以控制。

SCH-5.5×21M熱壓罐在零件偶控溫的模式下，其獨(dú)有的預(yù)冷技術(shù)，可以有效地控制固化過程中零件各部位的溫差，最終避免零件在到達(dá)設(shè)定溫度時(shí)沖溫過高。圖6（b）小段的保溫平臺是為了縮短領(lǐng)先偶與滯后偶的溫差，爐溫暫時(shí)升高所致。

2.3 其他因素對溫度場影響

工字型零件與T型加筋壁板相比，最大溫差以及最長保溫時(shí)間均偏大。這是因?yàn)橐话闱闆r下，零件外形越復(fù)雜，其領(lǐng)先和滯后熱電偶溫差越大。復(fù)合材料零件在成型過程中，其內(nèi)部由于樹脂基體的作用將產(chǎn)生復(fù)雜的固化放熱反應(yīng)，同時(shí)由于樹脂的流動傳熱，使得在成型過程中出現(xiàn)內(nèi)部溫度過熱，構(gòu)件內(nèi)部會存在溫度梯度，而且隨著零件厚度的增加，溫度梯度增大[6]。模具熱電偶的引入也會產(chǎn)生相應(yīng)的誤差，造成保溫時(shí)間過長，最終影響零件的溫度場。Johnston[7]等研究發(fā)現(xiàn)，壓力也可以明顯改善設(shè)備溫度場的均勻性和縮短熱歷程時(shí)間。

此外，通過研究發(fā)現(xiàn)[8-10]，在升溫階段，框架式模具高溫區(qū)主要分布在罐門進(jìn)風(fēng)端（次者在罐尾出風(fēng)端），低溫區(qū)主要分布在框架式模具中間位置，模具溫差較大；在保溫階段，模具溫差相對比較?。辉诮禍仉A段，溫度分布大體呈現(xiàn)與升溫階段相反的趨勢，溫差也比較大。由于模具的比熱較大以及真空袋或透氣氈等輔助材料的隔熱作用，復(fù)合材料零件在靠近模具的表面和靠近真空袋的表面的溫度分布完全不一樣，這些因素也會造成零件各部位的溫差。

圖5 工字型零件爐溫偶和零件偶控溫固化曲線Fig.5 Curing curve of the type I part in air and part thermocouple control

圖6 T型加筋壁板爐溫偶和零件偶控溫固化曲線Fig.6 Curing curve of the type T part in air and part thermocouple control

結(jié)論

（1）固化過程中，溫度場的控溫方式不同，其固化溫度測試結(jié)果也不同。爐溫偶控溫時(shí)，構(gòu)件固化溫度將低于設(shè)定值。零件偶控溫時(shí)，溫度一般偏向等于或高于設(shè)定值；

（2）兩種型號的熱壓罐設(shè)備加熱方式不同，SCH-5.5×21M適合進(jìn)行零件偶的控溫方式，而EC-3×8M則適用爐溫偶控溫；

（3）在工藝要求的范圍內(nèi)，可以適當(dāng)增大罐內(nèi)壓力有利于改善固化溫度場均勻性并縮短熱歷程時(shí)間；

（4）在不影響零件固化熱歷程的前提下，可以選擇與零件滯后最接近的模具熱電偶作為固化過程的滯后偶。

總之，在實(shí)際制造過程中，對于不同的復(fù)合材料零件，需要綜合考慮零件結(jié)構(gòu)形式、模具結(jié)構(gòu)形式、熱電偶位置、零件直接接觸的固化環(huán)境以及固化設(shè)備的加熱方式，最終確定合適的升降溫速率、固化壓力、控溫方式，達(dá)到改善零件的固化質(zhì)量，提高零件合格率。

[1]王永貴, 梁憲珠, 曹正華.熱壓罐工藝成型先進(jìn)復(fù)合材料構(gòu)件的溫度場研究綜述[J].玻璃鋼 /復(fù)合材料 , 2009(3)： 81-85.

WANG Yonggui, LIANG Xianzhu, CAO Zhenghua.Review of the temperature field research of autoclave moulding for advanced composite components[J].FRP/CM, 2009(3)：81-85.

[2]ANTONUCCI V, GIORDAN M,IMPARATO S I, et al.Analysis of heattransfer in autoclave technology[J].Polymer Composites,2001, 22：613-620.

[3]CAPEHART T W, KIA H G,ABUJOUDEH T.Cure simulation of thermoset composite panels[J].Journal of CompositeMaterials, 2007, 41：1339-1360.

[4]ZHU Q, GEUBELLE P H.Dimensional accuracy of thermoset composites：shape optimization[J].Journal of Composite Materials,2002, 36： 647- 672.

[5]王志遠(yuǎn), 陳剛, 鄭志才.樹脂基復(fù)合材料固化過程溫度場研究進(jìn)展[J].工程塑料應(yīng)用 , 2010, 38(8)： 85-88.

WANG Zhiyuan, CHEN Gang, ZHENG Zhicai.Review on temperature field in curing process of fiber reinforced composites[J].Engineering Plastics Applocation, 2010, 38(8)：85-88.

[6]郭戰(zhàn)勝, 杜善義, 張博明, 等.厚截面樹脂基復(fù)合材料的溫度場研I：模擬[J].復(fù)合材料學(xué)報(bào) , 2004, 21(5)： 122-127.

GUO Zhansheng, DU Shanyi, ZHANG Boming, et al.Study of temperature distribution of thick polymeric matrix composite I： simulation[J].Acta Materiae Compositae Sinica, 2004, 21(5)：122-127.

[7]JOHNSTON A. An investigation of autoclave convective heat transfer[J].Experimental Heat Transfer A Journal of Thermal Energy Generation Transport Storage &Conversion, 1998,15(1)：1-18.

[8]王永貴, 梁憲珠, 張博明,等.熱壓罐工藝的傳熱分析和框架式模具溫度場分布[J].航空制造技術(shù) , 2008(22)： 80-83.

WANG Yonggui, LIANG Xianzhu, ZHANG Boming, et al.Analysis of heat transfer and temperature field distribution on frame tooling in autoclave process[J].Aeronautical Manufacturing Technology, 2008(22)： 80-83.

[9]晏冬秀, 劉衛(wèi)平, 黃鋼華.復(fù)合材料熱壓罐成型模具設(shè)計(jì)研究[J].航空制造技術(shù)，2012(7)： 49-52.

YAN Dongxiu, LIU Weiping, HUANG Ganghua.Design study for composite autoclave forming mould[J].Aeronautical Manufacturing Technology, 2012(7)： 49-52.

[10]朱大雷, 易茂斌, 廖敦明.復(fù)合材料熱壓罐固化工藝仿真分析[J].宇航材料工藝 , 2014, 44(1)： 53-56.

ZHU Dalei, YI Maobin, LIAO Dunming.Analysis on simulation to autoclave curing process of composites[J].Aerospace Materials &Technology, 2014, 44(1)： 53-56.