熊文磊，蘇佳智，劉小林，韓小勇，戚經(jīng)革，宋天成

上海飛機制造有限公司 復合材料中心，上海 201324

熱壓罐工藝因其壓力和溫度均勻、零件適用范圍廣、成型工藝穩(wěn)定可靠等優(yōu)點廣泛應用于復合材料零件的制造。特別是在航空航天領(lǐng)域，按重量計算80%以上的復合材料構(gòu)件都采用熱壓罐工藝固化成型[1-2]。

20世紀80年代起，隨著復合材料在各領(lǐng)域的廣泛應用，復合材料結(jié)構(gòu)件固化變形問題逐漸成為復合材料研究領(lǐng)域的一個熱點。這類變形主要為復合材料結(jié)構(gòu)在經(jīng)歷高溫固化及冷卻成型過程后，由于材料的熱膨脹效應、基體樹脂的化學反應收縮效應以及復合材料與成型模具所用材料在膨脹系數(shù)上的差異等原因，導致其在室溫下的自由形狀與預期的理想形狀存在差異的現(xiàn)象[3-15]。但對于已固化零件在熱壓罐中由于壓力差異導致的變形研究甚少。

由于帽型(或Ω型)截面長桁具有穩(wěn)定性好、軸向載荷傳遞效率高等優(yōu)點，帽型長桁加筋壁板作為最典型的加筋壁板結(jié)構(gòu)在航空航天領(lǐng)域中應用廣泛[16]。如圖1所示，帽型長桁截面包含4個轉(zhuǎn)角。對于采用“干長桁+濕蒙皮”共膠接工藝成型的壁板，帽形轉(zhuǎn)角結(jié)構(gòu)除給長桁制造增加困難外，也給壁板膠接帶來特定的偏差/缺陷。在采用上述共膠接成型工藝制造帽型加筋壁板零件時，發(fā)現(xiàn)帽型長桁在膠接后其截面形狀發(fā)生了變形現(xiàn)象。此外還發(fā)現(xiàn)長桁與蒙皮膠接面沿截面的膠層厚度分布不均勻，也與長桁變形問題有著密切聯(lián)系。

圖1 帽型長桁截面
Fig.1 Cross-section of hat stringer

本文對采用“干長桁+濕蒙皮”共膠接工藝成型的復合材料帽型加筋壁板的長桁在膠接后的變形問題進行了實驗驗證、檢測和分析。確定了變形的關(guān)鍵影響因素，為實現(xiàn)復合材料帽型加筋壁板的高精度成型提供重要的實踐依據(jù)。

1 實驗材料及方法

采用一米級帶曲率壁板進行實驗，試驗件結(jié)構(gòu)及尺寸如圖2所示，壁板包含4根帽型長桁及等厚度蒙皮，長桁含9個整鋪層，鋪層順序為[45/0/0/-45/90/-45/0/0/45]。

蒙皮和長桁均采用T800級碳纖維/環(huán)氧樹脂單向帶預浸料，膠膜材料為航空級高溫膠膜。

如圖3所示，試驗件采用的制造工藝方法為：長桁在凸模上預先固化成型，對長桁膠接面進行表面處理后鋪貼一層高溫膠膜，帽型長桁空腔放入管狀真空袋，近膠接面R區(qū)填充捻條。準備好的長桁定位放置于鋪貼好的蒙皮，將帽型長桁空腔內(nèi)的管狀真空袋與外側(cè)真空袋相連并密封。

主要固化參數(shù)為：熱壓罐內(nèi)先加壓至0.6 MPa，再升溫至180 ℃，升溫速率在0～3 ℃/min范圍內(nèi)，在180 ℃和0.6 MPa環(huán)境下固化2 h后降溫，降溫速率為0～3 ℃/min。

圖2 試驗件結(jié)構(gòu)
Fig.2 Structure of test panel

圖3 壁板膠接圖
Fig.3 Diagram of panel co-bonding

2 結(jié)果與討論

2.1 膠接前后長桁尺寸及形狀變化

2.1.1 膠接前長桁尺寸及形狀

對膠接前長桁的寬度尺寸和型面進行了測量。如圖4所示，用游標卡尺測量試驗件每根長桁沿長度4處位置的寬度，并將寬度尺寸記錄于表1。

取預先固化的帽型長桁，在不加外力狀態(tài)下采用三坐標測量儀對其型面進行測量。測量方案為垂直于長桁軸線取如圖5所示若干截面，對各截面的內(nèi)型面進行測量。

測量值與長桁理論型面的偏差情況如圖6所示，圖中數(shù)值表示測量點與理論型面的偏差距離，測量點處的線段長度與偏差距離成比例，線段指向為測量點到理論型面。從截面方向看，以長桁帽頂平面為基準的情況下，長桁兩側(cè)帽腰較理論面往內(nèi)收，內(nèi)收量沿帽頂向帽底方向呈近似線性增大；緣條面則較理論面向下偏移，偏移量沿緣條寬度近似相等，約為1 mm。長桁固化后實際型面與理論型面的差異與復合材料零件的回彈變形特征相符[17-20]。帽型長桁固化后回彈變形示意圖如圖7所示，由于本試驗中帽型長桁帽頂和帽底夾角相同，即圖7中α1=α2，且在截面上鋪層保持一致，故陽角α1和陰角α2處的回彈角應大致相等，以致回彈變形后長桁零件的緣條面與理論緣條面仍保持平行。型面測量結(jié)果與該分析相符。

圖4 長桁寬度測量位置
Fig.4 Measurement locations of stringer width

表1 膠接前長桁寬度測量值Table 1 Stringer width measurements before bonding

圖5 膠接前長桁型面三坐標測量截面
Fig.5 CMM locations of stringer profile before bonding

圖6 膠接前長桁測量型面與理論型面對比
Fig.6 Comparisons between measured and nominal stringer profiles before bonding

圖7 膠接前長桁固化回彈變形示意圖
Fig.7 Diagram of springback deformation of stringer before bonding

2.1.2 膠接后長桁尺寸及形狀

長桁與蒙皮膠接后，在圖4相同的4處位置對長桁寬度再次進行測量，寬度尺寸記錄于表2。

表2 膠接后長桁寬度測量值Table 2 Stringer width measurements after bonding

對比膠接前后長桁的寬度測量值，如圖8所示，發(fā)現(xiàn)膠接后長桁寬度普遍比膠接前大，寬度值增加1～1.7 mm，平均增加約1.45 mm。

長桁與蒙皮膠接后，對試驗件4根長桁的型面再次進行檢測。為消除壁板整體固化變形的影響，檢測時將壁板重新放回固化成型模具，并加載一定力使蒙皮貼模面和成型模具完全貼合。偏差分析結(jié)果如圖9所示。結(jié)果顯示：長桁帽頂較理論型面下凹，兩側(cè)帽腰則較理論型面外擴，外擴量由帽頂向帽底有逐漸增大的趨勢。

型面檢測結(jié)果表明長桁膠接后發(fā)生了類似壓塌變形的情況，變形示意圖如圖10所示。該變形趨勢和上述膠接后長桁寬度值普遍增大的現(xiàn)象也相吻合。

圖8 膠接前后長桁寬度對比
Fig.8 Comparison of stringer widths before and after bonding

圖9 膠接后長桁測量型面與理論型面對比
Fig.9 Comparisons between measured and nominal stringer profiles after bonding

圖10 長桁膠接后外形示意圖
Fig.10 Diagram of stringer profile after bonding

綜上所述，對長桁膠接前后的尺寸檢測結(jié)果表明：長桁固化后存在回彈變形現(xiàn)象，導致兩側(cè)帽腰內(nèi)收，帽高增加；在后續(xù)膠接過程中長桁發(fā)生了與回彈相反的變形，變形趨勢為帽頂下陷，兩側(cè)帽腰外擴。

2.2 膠層厚度分布

膠接面膠層厚度的均勻性是表征膠接質(zhì)量的一項重要參數(shù)[21-22]，固化時壓力的不均勻會導致膠接面膠層厚度差異。實驗壁板采用的膠膜名義厚度為0.2 mm。長桁與蒙皮膠接固化后，取與長桁長度方向垂直截面，沿長桁帽底R角處往長桁邊緣方向，每間隔2 mm對膠層厚度進行一次測量，圖11為截取的試樣，圖12為膠層厚度觀測取樣示意圖，圖13為膠層厚度金相照片示例，圖14為試樣截面方向膠層厚度排布情況。

從圖14可以發(fā)現(xiàn)，沿長桁緣條寬度方向膠層厚度分布不均勻，整體呈兩邊薄、中間厚的“山峰”狀分布趨勢。在長桁帽底R角處膠膜厚度為118.7 μm，較膠膜名義厚度200 μm明顯偏薄；隨后膠層厚度不斷上升，約在緣條寬度的中間段(即膠接線的中間段)達到最大厚度280 μm；再往后膠層厚度下降，直至長桁邊緣膠層厚度減為100.6 μm。

圖11 膠層厚度測量試樣
Fig.11 Specimen for measuring adhesive layer thickness

圖12 膠層厚度測量方向
Fig.12 Measuring direction of adhesive layer thickness

圖13 膠層厚度測量金相照片
Fig.13 Metallographic photograph for adhesive layer thickness measurement

圖14 膠層厚度分布曲線
Fig.14 Distribution curve of adhesive layer thickness

2.3 結(jié)果分析

對帽型長桁膠接固化時的受力狀態(tài)進行分析。膠接固化時帽型長桁腔體內(nèi)放置管狀真空袋，腔體內(nèi)、外均受到熱壓罐中氣壓P的作用，如圖15所示，受到的壓強是相同的。但由于帽頂R區(qū)的內(nèi)外弧長不一致，腔體外弧長較腔體內(nèi)的弧長更長，根據(jù)壓力F=PS，其中S為承壓長度，理論上在帽頂R區(qū)帽型長桁腔體外表面承受的壓力比腔體內(nèi)壓力要大。

截取帽型長桁帽頂進行分析，如圖16所示，腔體外R弧長為(r+t)α，腔體內(nèi)弧長為rα，r為帽頂內(nèi)R角半徑，t為長桁帽頂R區(qū)厚度，α為帽頂夾角。腔外壓力FOC與腔內(nèi)壓力FIC與弧長成反比，即

圖15 帽型長桁膠接固化時腔體內(nèi)外壓力分布
Fig.15 Diagram of pressure distribution inside and outside stringer cavity during bonding

圖16 膠接固化時長桁帽頂受力分析
Fig.16 Free-body force analysis of stringer hat top during bonding

(1)

在R區(qū)形成由外向內(nèi)的壓力差ΔF，該壓力差按傳力路徑可分解成沿長桁帽頂和帽腰的分力ΔF1和ΔF2。ΔF2由帽腰向下傳遞到帽底R區(qū)和緣條，如圖17所示，在帽底R區(qū)又可分解為ΔF21和ΔF22。在ΔF21作用下長桁緣條往外滑移，進而長桁發(fā)生壓塌式變形。在ΔF22作用下膠接面的膠層在帽底R區(qū)附近減薄。但如圖17所示，若長桁緣條向外滑移會受到膠接面滑移阻力f和長桁緣條側(cè)邊壓力FP的反作用。

為驗證上述分析中長桁帽頂R區(qū)的壓力差是否是使長桁發(fā)生變形的主要原因，采用有限元分析軟件對長桁固化時的受力及變形情況進行了模擬計算。以下為有限元分析的輸入條件。

單元和材料定義：① 長桁為實體單元，賦該復合材料層合板性能；② 蒙皮近似為剛體(不考慮蒙皮變形)。

位移邊界條件，如圖18所示：① 蒙皮底面固定；② 長桁帽頂限制水平方向的移動(避免模型整體移動)；③ 長桁膠接面與蒙皮接觸面簡化為摩擦接觸。

圖17 膠接固化時帽型長桁帽腰及緣條受力分析
Fig.17 Free-body force analysis of stringer waist and flange during bonding

圖18 有限元分析邊界條件示意圖
Fig.18 Diagram of FEA boundary conditions

加載情況：① 帽型長桁內(nèi)外腔受0.6 MPa勻壓作用；② 長桁緣條側(cè)邊受0～0.6 MPa勻壓作用。

有限元計算結(jié)果如圖19所示。長桁變形趨勢和變形量與實際觀測情況非常吻合：長桁發(fā)生了壓塌式外擴變形，最大變形量在1.2 mm以內(nèi)；長桁緣條在膠接面發(fā)生了微量變形，如圖20所示，與蒙皮形成的間隙呈現(xiàn)為中間大兩側(cè)小，這與試驗件膠層厚度分布趨勢一致。

進一步分析發(fā)現(xiàn)長桁變形量大小與兩個因素密切相關(guān)：

1) 固化時膠膜對緣條滑移的阻礙作用。長桁與蒙皮膠接面的膠膜在高溫固化初期為流淌狀態(tài)，其對變形的阻力很難量化，模擬計算時將其簡化為摩擦接觸。圖21為膠接面摩擦系數(shù)設(shè)定值與長桁最大變形量間的關(guān)系(此時未在長桁緣條側(cè)邊施加載荷)。與當摩擦系數(shù)設(shè)置為0.03～0.05時，有限元計算的長桁變形結(jié)果與零件實際測量結(jié)果吻合度較好，最大變形量為0.6～0.8 mm。當摩擦系數(shù)超過0.1時，長桁變形量可忽略不計。

2) 長桁緣條側(cè)邊的加壓程度。由于真空袋在直角處無法避免出現(xiàn)架橋問題，固化壓力無法完全施加到長桁緣條側(cè)邊，如圖22所示。而長桁變形情況和緣條側(cè)邊的加壓情況直接相關(guān)，長桁緣條側(cè)邊加壓情況(此時膠接面摩擦系數(shù)設(shè)定為0)與長桁最大變形量間的關(guān)系如圖23所示。當長桁側(cè)邊完全無壓力時，長桁最大變形為1.2 mm，當側(cè)邊達到固化壓力0.6 MPa時長桁基本不會產(chǎn)生變形。

圖19 有限元分析長桁變形結(jié)果
Fig.19 Diagram of stringer deformation predicted by FEA

圖20 有限元分析緣條變形結(jié)果
Fig.20 Diagram of flange deformation predicted by FEA

圖21 長桁最大變形量與膠接面摩擦系數(shù)的關(guān)系
Fig.21 Relationship between maximum deformation of stringer and friction coefficient applied on adhesive surface

圖22 真空袋在長桁緣條側(cè)邊的架橋問題
Fig.22 Bridging of vacuum bag at flange edge

圖23 長桁最大變形量與緣條側(cè)邊加壓程度的關(guān)系
Fig.23 Relationship between maximum deformation of stringer and pressure applied at flange edge

為改善長桁緣條側(cè)邊的加壓情況，可采取的一種方案是將緣條側(cè)邊倒成斜角，如圖24所示。當長桁緣條側(cè)邊倒成斜角后真空袋在緣條側(cè)邊的架橋問題可明顯改善。若此時長桁緣條側(cè)邊加壓足夠充分，即達到0.6 MPa的滿壓力，如圖25所示，根據(jù)有限元模擬的結(jié)果，長桁變形量可忽略不計。

圖24 長桁緣條側(cè)邊倒斜角后真空袋狀態(tài)
Fig.24 Diagram of vacuum bag after chamfering flange edge

圖25 緣條側(cè)邊倒斜角后有限元分析長桁變形圖
Fig.25 Diagram of stringer deformation predicted by FEA after chamfering flange edge

3 結(jié) 論

1) 采用共膠接工藝制造帽型長桁加筋壁板試驗件，并對固化前后零件狀態(tài)進行測量，發(fā)現(xiàn)帽型長桁不僅在固化后發(fā)生了回彈變型，而且在膠接固化過程中發(fā)生了壓塌變形。壓塌變形的特點是帽高減小、緣條寬度增大、膠膜厚度沿緣條寬度方向呈兩端薄中間厚的“山峰”狀變化。

2) 通過對試驗件固化過程的受力及有限元分析，得出帽型長桁在膠接固化過程中發(fā)生上述壓塌變形的根本原因是其結(jié)構(gòu)形式導致固化加壓過程中長桁型腔外表面承受的壓力大于內(nèi)表面壓力；同時變形大小與膠接面對變形阻礙作用及長桁緣條側(cè)邊加壓是否充分有關(guān)。通過改善長桁緣條側(cè)邊的加壓情況可減小帽型長桁膠接變形。一種可能有效的解決方法是對長桁緣條側(cè)邊進行倒角處理，改善零件固化時真空袋在緣條側(cè)邊的架橋問題，進而改善長桁緣條側(cè)邊的加壓充分度，減小壓塌變形。