筒狀復(fù)合材料制件熱壓罐成型溫度模擬及影響因素分析

向炳東,李敏,李艷霞,*,顧軼卓,張佐光,李健芳,李桂洋

1.北京航空航天大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院, 北京 100083 2.航天材料及工藝研究所, 北京 100076

筒狀復(fù)合材料制件熱壓罐成型溫度模擬及影響因素分析

向炳東1,李敏1,李艷霞1,*,顧軼卓1,張佐光1,李健芳2,李桂洋2

1.北京航空航天大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院, 北京 100083 2.航天材料及工藝研究所, 北京 100076

筒狀結(jié)構(gòu)是航天飛行器的典型結(jié)構(gòu)形式之一，其在熱壓罐成型工藝過(guò)程中多采用圓筒結(jié)構(gòu)徑向平面垂直于熱壓罐徑向平面的放置方式，在其成型過(guò)程中筒狀結(jié)構(gòu)的迎風(fēng)面、背風(fēng)面、側(cè)風(fēng)面等可能會(huì)存在較大的溫度分布不均勻現(xiàn)象，針對(duì)該問(wèn)題，基于Fluent軟件建立了考慮樹(shù)脂固化反應(yīng)放熱的溫度場(chǎng)分析方法，并選取圓筒結(jié)構(gòu)典型位置的溫度變化歷程對(duì)仿真結(jié)果的有效性進(jìn)行了驗(yàn)證，并且分析了圓筒結(jié)構(gòu)的溫度場(chǎng)分布特性。在此基礎(chǔ)上，改變熱壓罐的升溫速率，分析了圓筒制件內(nèi)溫度和固化度的分布變化規(guī)律。結(jié)果表明：對(duì)于圓筒結(jié)構(gòu)熱壓罐成型過(guò)程，因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)特性而帶來(lái)的溫度差異遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于因傳熱引起的溫度差異； 熱壓罐升溫速率從0.5 K/min上升至5 K/min，圓筒制件迎風(fēng)面與背風(fēng)面溫度差值最大值僅增大1.1 K，最大固化度差值僅增加2.08%，熱壓罐升溫速率對(duì)圓筒結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)與固化度均勻性影響不大。研究結(jié)果對(duì)實(shí)際生產(chǎn)中圓筒結(jié)構(gòu)的熱壓罐固化成型工藝優(yōu)化有一定的指導(dǎo)意義。

復(fù)合材料熱壓罐成型工藝；圓筒結(jié)構(gòu)；數(shù)值模擬；溫度分布；固化度分布

熱壓罐成型工藝是在高溫高壓的熱壓罐中成型復(fù)合材料的一種方法。由于零件在成形過(guò)程中的溫度場(chǎng)分布均勻性通常并不符合預(yù)期，不同部位有較大的溫度差異，這種差異極大地影響了復(fù)合材料的成型質(zhì)量。在熱壓罐成型過(guò)程中，引起模具和工件變形的最重要因素就是工件溫度場(chǎng)的分布。傳統(tǒng)的解決方案是大量的反復(fù)實(shí)驗(yàn)，以此來(lái)優(yōu)化工件溫度場(chǎng)分布，導(dǎo)致研制成本高、效率低。而計(jì)算機(jī)模擬不受實(shí)驗(yàn)條件的限制，成本較低。在數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果的指導(dǎo)下，能夠大大減少實(shí)驗(yàn)次數(shù)。因此，建立復(fù)合材料熱壓罐成型過(guò)程模擬計(jì)算方法，可以大大提高實(shí)際生產(chǎn)效率，降低成本，對(duì)提高復(fù)合材料構(gòu)件質(zhì)量具有重要意義。

圓筒結(jié)構(gòu)是航空航天飛行器上一種常見(jiàn)的結(jié)構(gòu)形式，有著廣泛的應(yīng)用[1]。針對(duì)復(fù)合材料熱壓罐成型過(guò)程，前人[2-4]已經(jīng)作了較多的研究，多針對(duì)框架結(jié)構(gòu)成型過(guò)程溫度場(chǎng)分布[5-7]、機(jī)翼結(jié)構(gòu)與大尺寸部件成型過(guò)程溫度場(chǎng)分布[8-11]以及上述結(jié)構(gòu)部件的固化變形場(chǎng)[12-13]等展開(kāi)。而筒狀結(jié)構(gòu)在熱壓罐成型工藝過(guò)程采用垂直放置方式時(shí)，在筒狀結(jié)構(gòu)的迎風(fēng)面、背風(fēng)面、側(cè)風(fēng)面等可能會(huì)存在較大的溫度分布不均勻現(xiàn)象，從而影響制件的成型質(zhì)量。

本研究基于Fluent軟件建立了復(fù)合材料熱壓罐成型過(guò)程中熱傳導(dǎo)與樹(shù)脂固化反應(yīng)的數(shù)值計(jì)算方法。基于樹(shù)脂固化動(dòng)力學(xué)，編寫(xiě)自定義函數(shù)，將樹(shù)脂固化放熱因素加入模型。通過(guò)數(shù)值計(jì)算數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比，驗(yàn)證了該數(shù)值計(jì)算方法的有效性。在此基礎(chǔ)上，著重分析了熱壓罐升溫速率對(duì)熱壓罐工藝過(guò)程圓筒結(jié)構(gòu)溫度和固化度分布規(guī)律及均勻性的影響。

1 圓筒結(jié)構(gòu)熱壓罐成型溫度場(chǎng)模擬方法

1.1 理論模型

1.1.1 控制方程

在熱壓罐內(nèi)同時(shí)存在氣體強(qiáng)制對(duì)流換熱與制件內(nèi)的熱傳導(dǎo)。在本研究的模擬計(jì)算中使用流體流動(dòng)與熱交換中的質(zhì)量、動(dòng)量及能量守恒方程作為模擬過(guò)程基本控制方程，并且輔以氣體狀態(tài)方程使方程組封閉。

質(zhì)量守恒方程：

(1)

動(dòng)量方程：

(2)

(3)

(4)

能量方程：

-pdiv(U)+div(λ×grad(Tf))+Sh+Φ

(5)

狀態(tài)方程：

ρf=f(p,Tf)

(6)

式中：ρf為流體密度；U為流體速度；u、v、w分別為流體在x、y、z三個(gè)方向上的速度投影；η為流體動(dòng)力黏度；p為流體壓力；Su、Sv、Sw為廣義源項(xiàng)；h為流體溫度與壓強(qiáng)的函數(shù)；λ為流體導(dǎo)熱系數(shù)；Sh為內(nèi)熱源項(xiàng)；Φ為耗散能量項(xiàng)；Tf為流體溫度。

對(duì)于固體內(nèi)部傳熱來(lái)說(shuō)，其能量方程如式(7)所示。

(7)

式中：ρs為固體密度；Ts為固體溫度；cs為固體比熱；λs為固體導(dǎo)熱系數(shù)；QT為內(nèi)部熱源項(xiàng)。

1.1.2 樹(shù)脂固化放熱模型

在該研究中，剛性模具無(wú)內(nèi)熱源，即式(7)中的QT項(xiàng)為零。但是對(duì)于復(fù)合材料層，因?yàn)闃?shù)脂固化反應(yīng)放熱，所以對(duì)于復(fù)合材料層，QT項(xiàng)不為零。

在熱分析技術(shù)中，通常假設(shè)反應(yīng)放熱速率正比于化學(xué)反應(yīng)速率。因此在樹(shù)脂固化反應(yīng)中，反應(yīng)放熱與固化反應(yīng)速率有關(guān)[14-16]。對(duì)于圓筒結(jié)構(gòu)采用的環(huán)氧樹(shù)脂體系，其反應(yīng)放熱速率由式(8)所示。

(8)

式中：

1.1.3 湍流模型

對(duì)于湍流，通常湍流模型有零方程模型、單方程模型和兩方程模型[17-19]，F(xiàn)luent提供的單方程模型Spalart-Allmaras(S-A)的建立是基于經(jīng)驗(yàn)及量綱分析的基礎(chǔ)，其在墻壁束縛流動(dòng)上有較好的效果，相對(duì)于兩方程模型，S-A模型計(jì)算復(fù)雜性小，穩(wěn)定性好，能夠有效地提高模擬計(jì)算效率。對(duì)于本文的熱壓罐內(nèi)流場(chǎng)特性，最后選擇S-A模型作為數(shù)值計(jì)算方法的湍流模型。

1.2 幾何模型

圖1 熱壓罐幾何模型Fig.1 Geometrical model of autoclave

熱壓罐及圓筒制件結(jié)構(gòu)如圖1所示，熱壓罐外罐半徑為850 mm，內(nèi)筒半徑為750 mm，熱壓罐外罐總長(zhǎng)為3 500 mm，圓筒結(jié)構(gòu)高度為720 mm，由外到內(nèi)總共分為4層，最外層陰模的外半徑為527.5 mm，厚度為26 mm，碳纖維環(huán)氧復(fù)合材料制件層，其外半徑為501.5 mm，厚度為8.5 mm，陽(yáng)模層的外半徑為493 mm，厚度為20.5 mm，最內(nèi)層芯模的外半徑為472.5 mm，厚度為20 mm。

在本研究中，采用ICEM軟件對(duì)研究對(duì)象進(jìn)行網(wǎng)格剖分，圓筒制件及其模具采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，流域和熱壓罐罐體采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。

1.3 材料體系

1.3.1 鑄鐵材料

圓筒結(jié)構(gòu)的外陰模、陽(yáng)模與芯模都采用鑄鐵，鑄鐵材料的主要物性[20]見(jiàn)表1，其中Density、cp、Thermal Conductivity分別為鑄鐵材料的密度、比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)。

表1 鑄鐵材料物理性質(zhì)Table 1 Physical property of iron

1.3.2 復(fù)合材料

復(fù)合材料導(dǎo)熱系數(shù)λc與溫度有關(guān)，其值由式(9)決定。

λc=0.001 35Tc-0.075 59

(9)

式中：Tc為碳纖維環(huán)氧復(fù)合材料的熱力學(xué)溫度，K。

環(huán)氧樹(shù)脂體系比熱容的測(cè)定采用DSC藍(lán)寶石法[21-22]，通過(guò)該方法依次測(cè)定環(huán)氧樹(shù)脂固化前比熱容crn與固化后比熱容crc的表達(dá)式分別為

(10)

(11)

環(huán)氧樹(shù)脂/碳纖維復(fù)合材料的比熱容cc據(jù)纖維和樹(shù)脂比熱容計(jì)算得到，如式(12)～式(14)所示。

cr=crn(1-α)+crcα

(12)

cf=-1 045+6.84Tc

(13)

cc=(ρfivfcf+cr(1-vf)ρr)/ρc

(14)

式中：vf為復(fù)合材料纖維含量，其值為0.563；ρfi與ρr分別為纖維密度與樹(shù)脂密度，其值分別為1 780 kg/m3和1 180 kg/m3；ρc為復(fù)合材料密度。復(fù)合材料密度值ρc滿足纖維和樹(shù)脂密度混合定律計(jì)算值，其值為1 518 kg/m3。

1.4 邊界條件與求解器

為了反映熱壓罐進(jìn)口處溫度隨時(shí)間的變化過(guò)程，基于Fluent UDF方法，通過(guò)編譯成動(dòng)態(tài)鏈接庫(kù)的方法，實(shí)現(xiàn)了進(jìn)口處溫度隨時(shí)間的非定常變化過(guò)程。

邊界條件方面，進(jìn)口處為隨溫度變化的速度進(jìn)口條件，風(fēng)速條件設(shè)置為6 m/s。出口條件為Outflow條件，其中Outflow出口條件適用于出口處流動(dòng)速度及壓力分布不清晰的情況，其由內(nèi)部區(qū)域來(lái)傳遞信息，通常與速度進(jìn)口條件相匹配。

在模擬計(jì)算中，采用壓力基求解器，隱式算法求解方程。壓力-速度耦合方式采用SIMPLE (Semi-Implicit Method for Pressure-Linked Equations)算法即求解壓力耦合方程組的半隱式方法，它是目前工程上應(yīng)用最為廣泛的流場(chǎng)計(jì)算方法。

2 結(jié)構(gòu)熱壓罐成型溫度場(chǎng)模擬與分析

2.1 實(shí)驗(yàn)與仿真工藝條件

該種環(huán)氧樹(shù)脂體系的推薦工藝制度為室溫→1 ℃/min→130 ℃→恒溫1 h→1 ℃/min→180 ℃→恒溫4 h→降至室溫。在實(shí)際工程中，熱壓罐的控溫制度與制件表面溫度制度有一定差異，為了保證復(fù)合材料制件按照所用樹(shù)脂體系的固化工藝完成固化，熱壓罐控溫制度的升溫速率往往大于復(fù)合材料制件要求的升溫速率，而在工件表面溫度上升至恒溫平臺(tái)時(shí)，控溫制度此時(shí)遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于恒溫平臺(tái)溫度。圖2為熱壓罐控溫?zé)犭娕疾杉臏囟惹€，其中控溫?zé)犭娕嘉挥跓釅汗薰揲T(mén)端。

在實(shí)驗(yàn)中，熱電偶分別置于圓筒結(jié)構(gòu)制件層的迎風(fēng)面、背風(fēng)面以及側(cè)面的上部，如圖3所示。同時(shí)，提取仿真模型中相應(yīng)位置溫度數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析。

圖2 熱電偶采集的實(shí)驗(yàn)溫度制度Fig.2 Control program for experimental temperature collected by thermocouple

圖3 實(shí)驗(yàn)中熱電偶位置Fig.3 Position of thermocouples in experiment

2.2 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比

圖4 圓筒制件典型位置溫度歷程的計(jì)算與實(shí)驗(yàn)對(duì)比 Fig.4 Comparison of simulated and experimental temperature histories of typical positions of cylindrical workpiece

選取圓筒制件熱壓罐成型實(shí)驗(yàn)中熱電偶放置位置處數(shù)值仿真預(yù)測(cè)的溫度變化歷程與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比，如圖4所示。由圖4中制件表面典型位置的溫度變化歷程實(shí)驗(yàn)與模擬數(shù)據(jù)對(duì)比可知，數(shù)值模擬預(yù)測(cè)的固化工藝溫度曲線與實(shí)驗(yàn)中熱電偶監(jiān)測(cè)溫度歷程一致，其變化趨勢(shì)均為第一升溫階段持續(xù)約15 000 s，其對(duì)應(yīng)圖2中熱壓罐控溫制度達(dá)到第一峰值的過(guò)程，第一恒溫平臺(tái)持續(xù)約5 000 s，對(duì)應(yīng)控溫制度中15 000～20 000 s之間的溫度曲線凹槽，第二升溫階段持續(xù)到約25 000 s，對(duì)應(yīng)的是控溫制度中的達(dá)到第二峰值的過(guò)程，在控溫制度達(dá)到恒溫平臺(tái)時(shí)，制件典型位置的溫度也達(dá)到第二恒溫平臺(tái)，在約40 000 s時(shí)間點(diǎn)，控溫制度開(kāi)始下降，制件表面溫度也隨之下降。在升溫階段以及恒溫平臺(tái)(0～40 000 s)實(shí)驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果最大差異迎風(fēng)面為5.47 K、側(cè)面為4.74 K、背風(fēng)面為6.73 K，降溫階段(40 000～54 300 s)實(shí)驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果最大差異分別為9.24、9.81、6.79 K。以攝氏溫標(biāo)為基準(zhǔn)，升溫階段實(shí)驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果誤差均小于4.7%，降溫階段均小于6.8%。模擬計(jì)算模型精度較高。

進(jìn)一步對(duì)比圓筒結(jié)構(gòu)的迎風(fēng)面-側(cè)面-背風(fēng)面典型位置的溫度歷程數(shù)據(jù)如圖5所示，其中圖5(a)為實(shí)驗(yàn)熱電偶采集的典型位置的溫度歷程曲線；圖5(b)為模擬計(jì)算得到的典型位置處溫度隨工藝時(shí)間變化的曲線。圖5中數(shù)值模擬計(jì)算與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)均表明：熱壓罐成型工藝過(guò)程中圓筒制件側(cè)面溫度最高、背風(fēng)面溫度最低，而實(shí)驗(yàn)測(cè)試得到的迎風(fēng)面、背風(fēng)面和側(cè)面之間的溫差略小于數(shù)值模擬方法預(yù)測(cè)的溫差。

綜上數(shù)據(jù)分析可知：上述建立的圓筒制件熱壓罐內(nèi)溫度場(chǎng)數(shù)值模擬方法可以較好地模擬圓筒形結(jié)構(gòu)在熱壓罐固化成型過(guò)程中的溫度分布規(guī)律，說(shuō)明了數(shù)值模擬方法的有效性。

圖5 迎風(fēng)面-側(cè)面-背風(fēng)面溫度歷程對(duì)比Fig.5 Comparison of temperature histories of windward, side face, and leeward

2.3 熱壓罐成型過(guò)程圓筒制件溫度分布特性

根據(jù)圓筒制件溫度分布特點(diǎn)，在圓筒工件的成型過(guò)程中，圓筒工件的溫度不均勻現(xiàn)象主要體現(xiàn)在兩方面：① 因?yàn)閮?nèi)部熱傳導(dǎo)造成的圓筒徑向溫度差異；② 圓筒幾何結(jié)構(gòu)造成的罐內(nèi)流場(chǎng)分布帶來(lái)的結(jié)構(gòu)上的溫度差異，其主要體現(xiàn)在圓筒環(huán)向位置的溫度差異。

2.3.1 工件徑向溫度分布特點(diǎn)

以圖2所示熱壓罐控溫?zé)犭娕疾杉膶?shí)驗(yàn)溫度制度作為邊界條件，對(duì)圓筒結(jié)構(gòu)進(jìn)行溫度場(chǎng)計(jì)算模擬仿真，提取圓筒結(jié)構(gòu)迎風(fēng)面中心位置的復(fù)合材料壁板內(nèi)外表面溫差來(lái)表征工件徑向溫度分布情況，由圖6可知，其迎風(fēng)面內(nèi)外表面溫差的變化與熱壓罐控溫制度(熱壓罐入口溫度)相關(guān)性較高，但是其溫差數(shù)值較小，迎風(fēng)面內(nèi)外表面溫差整個(gè)工藝過(guò)程中最大值僅為1.1 K。

實(shí)驗(yàn)熱壓罐控溫制度從293 K升溫至420 K階段耗時(shí)1 400 s，其升溫速率高達(dá)5.44 K/min，但是在0～1 400 s的區(qū)間，工件迎風(fēng)面外表面的平均升溫速率僅為0.33 K/min。工件迎風(fēng)面外表面的低升溫速率使得圓筒制件的徑向溫度差異很小。

圖6 迎風(fēng)面內(nèi)外溫差及熱壓罐入口溫度 Fig.6 Radial temperature difference between outer and inner surface of windward and temperature of autoclave inlet

2.3.2 工件結(jié)構(gòu)環(huán)向溫度分布特點(diǎn)

提取圓筒結(jié)構(gòu)每一計(jì)算時(shí)間步內(nèi)的最大溫差，記為dTmax，得到圖7中變化規(guī)律。

圖7 工件最大溫差隨時(shí)間的變化規(guī)律Fig.7 Variation of the maximum temperature difference within workpiece with time

工件在所有計(jì)算步中達(dá)到的最大溫差約為26 K，其遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于因?yàn)閭鳠釒?lái)的徑向最大溫差1.1 K，因此可以得出結(jié)論：在圓筒結(jié)構(gòu)的熱壓罐成型過(guò)程中，因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)特性而帶來(lái)的溫度差異遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于因傳熱速率引起的溫度差異。因此，本研究著重分析因?yàn)楣ぜ缀谓Y(jié)構(gòu)特性帶來(lái)的溫度差異。

2.4 熱壓罐升溫速率對(duì)圓筒結(jié)構(gòu)溫度分布的影響

對(duì)于復(fù)合材料熱壓罐成型方法，當(dāng)使用的熱壓罐型號(hào)確定后，控溫制度調(diào)控是提高工藝過(guò)程制件內(nèi)部溫度均勻性的主要方法，而升溫速率是控溫制度的重要因素，因此，本研究著重研究了升溫速率對(duì)圓筒結(jié)構(gòu)熱壓罐成型過(guò)程內(nèi)部的溫度和固化度分布規(guī)律的影響。

2.4.1 熱壓罐控溫制度的選取

根據(jù)實(shí)驗(yàn)控溫?zé)犭娕嫉臏囟葦?shù)據(jù)曲線，其達(dá)到的最高升溫速率為5.44 K/min，在此范圍內(nèi)選取如下5種控溫制度考察升溫速率對(duì)圓筒結(jié)構(gòu)熱壓罐成型過(guò)程內(nèi)部的溫度和固化度分布規(guī)律的影響。5種控溫制度如圖8所示，分別為0.5、1、2、3、5 K/min的升溫速率從310 K升溫至453 K保持300 min，隨后均以1 K/min的速率降至室溫, 熱壓罐升溫速率記為hr。

2.4.2 熱壓罐升溫速率對(duì)工藝過(guò)程制件內(nèi)部

最大溫差的影響

分別以5種不同的控溫制度為工藝條件，模擬圓筒結(jié)構(gòu)熱壓罐固化成型熱傳導(dǎo)過(guò)程得到圓筒結(jié)構(gòu)的溫度場(chǎng)分布，因?yàn)闇囟确植嫉娜S特性，工程上不易實(shí)現(xiàn)對(duì)所有點(diǎn)的溫度控制，因此以圓筒結(jié)構(gòu)最大溫差dTmax表征溫度場(chǎng)分布的均勻性。升溫速率對(duì)制件最大溫差隨時(shí)間的變化規(guī)律的影響如圖9所示，結(jié)果表明：對(duì)于5種不同升溫速率，dTmax達(dá)到峰值的時(shí)間點(diǎn)隨著升溫速率提高而前移，通過(guò)與熱壓罐控溫制度的比對(duì)，可以發(fā)現(xiàn)dTmax峰值出現(xiàn)時(shí)間與控溫制度升溫至恒溫平臺(tái)時(shí)間點(diǎn)基本保持一致。 dTmax峰值數(shù)值在22.56～26.67 K小范圍變動(dòng)，當(dāng)升溫速率從5 K/min縮小10倍到0.5 K/min時(shí)，dTmax峰值數(shù)值僅下降4.11 K。 因此，升溫速率的改變對(duì)制件成型過(guò)程中最大溫差的峰值大小影響不顯著。

圖8 5種升溫速率下的熱壓罐控溫制度Fig.8 Autoclave temperature control program for 5 different heating rates

圖9 不同升溫制度下圓筒制件內(nèi)部最大溫度差 隨時(shí)間的變化規(guī)律 Fig.9 Variation of the maximum temperature difference within cylinder workpiece with time at different heating rate of autoclave

以上結(jié)論結(jié)合2.3節(jié)熱壓罐成型過(guò)程圓筒制件溫度分布特性的分析結(jié)果，可以得出：熱壓罐升溫速率對(duì)制件最大溫差峰值影響不顯著，其原因?yàn)閳A筒制件在成型過(guò)程中由其結(jié)構(gòu)特性帶來(lái)的溫度差異占主導(dǎo)，其值遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于因傳熱速率引起的溫度差異。

2.4.3 升溫速率對(duì)迎風(fēng)面與背風(fēng)面溫差的影響

在分析因?yàn)楣ぜ缀谓Y(jié)構(gòu)特性帶來(lái)的溫度差異時(shí)，迎風(fēng)面與背風(fēng)面是兩個(gè)比較有代表意義的部分。原因是升溫過(guò)程迎風(fēng)面直接承受熱風(fēng)，背風(fēng)面因?yàn)閳A筒結(jié)構(gòu)形狀的影響，受熱不理想。因此，以下研究以升溫速率為變量，用制件迎風(fēng)面和背風(fēng)面中心點(diǎn)的溫差dTwl隨時(shí)間的變化來(lái)表征升溫速率對(duì)圓筒結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)均勻性的影響。

迎風(fēng)面與背風(fēng)面中心溫差如圖10所示，結(jié)果表明：對(duì)于5種不同升溫速率，dTwl峰值在10.8～11.9 K之間變化，當(dāng)升溫速率從5 K/min縮小10倍到0.5 K/min時(shí)，dTwl峰值出現(xiàn)時(shí)間點(diǎn)延后，但是dTwl峰值僅降低1.1 K。因此，升溫速率的改變對(duì)圓筒制件迎風(fēng)面和背風(fēng)面中心最大溫差的改變影響不明顯。

圖10 不同升溫制度下圓筒制件迎風(fēng)面中心點(diǎn)與背風(fēng)面 中心點(diǎn)之間的溫差隨時(shí)間的變化規(guī)律 Fig.10 Variation of temperature difference of windward and leeward of cylindrical workpiece with time under various heating rate of autoclave

2.4.4 升溫速率對(duì)迎風(fēng)面與背風(fēng)面固化度差值的影響

制件的成型質(zhì)量與成型過(guò)程中固化度分布密切相關(guān)，選取圓筒結(jié)構(gòu)迎風(fēng)面與背風(fēng)面固化度差dα來(lái)表征升溫速率對(duì)固化度均勻性的影響。結(jié)果如圖11所示。

結(jié)果表明：5種不同升溫速率之間互相比較，整個(gè)固化過(guò)程中，其dα峰值均為20%左右； 0.5和5 K/min兩種升溫速率，dα峰值之差僅為2.08%。因此，升溫速率的改變對(duì)圓筒制件固化度均勻性的影響不顯著。

綜合以上分析，可以得出結(jié)論：對(duì)于圓筒結(jié)構(gòu)，其溫度分布的差異性是由其幾何結(jié)構(gòu)特性決定的，內(nèi)部熱量的傳遞帶來(lái)的溫度分布差異較小。因此在圓筒結(jié)構(gòu)幾何形狀已確定，熱壓罐內(nèi)流場(chǎng)分布一定的情況下，熱壓罐升溫速率對(duì)圓筒結(jié)構(gòu)溫度分布影響較小。

圖11 不同升溫制度下圓筒制件迎風(fēng)面與背風(fēng)面 中心固化度差值隨時(shí)間的變化規(guī)律 Fig.11 Variation of curing degree difference of windward and leeward center of cylinder workpiece with time at various heating rate of autoclave

3 結(jié) 論

1) 基于熱傳導(dǎo)和固化動(dòng)力學(xué)理論，針對(duì)航空航天用復(fù)合材料圓筒制件，建立了考慮樹(shù)脂固化放熱的熱壓罐成型過(guò)程三維仿真方法。計(jì)算數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比表明，所建立的仿真方法對(duì)熱壓罐工藝過(guò)程溫度場(chǎng)預(yù)測(cè)較為有效。

2) 研究了圓筒結(jié)構(gòu)成型過(guò)程中的溫度分布特點(diǎn)，結(jié)果表明，對(duì)于圓筒結(jié)構(gòu)熱壓罐成型過(guò)程，因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)特性而帶來(lái)的溫度差異遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于因傳熱引起的溫度差異。

3) 研究了熱壓罐升溫速率對(duì)圓筒結(jié)構(gòu)成型過(guò)程溫度場(chǎng)分布的影響，結(jié)果表明，對(duì)于圓筒結(jié)構(gòu)熱壓罐成型過(guò)程，熱壓罐升溫速率在0.5～5 K/min范圍內(nèi)改變對(duì)制件結(jié)構(gòu)內(nèi)部溫度場(chǎng)與固化度均勻性的影響不顯著，其最大溫差峰值在22.56～26.67 K區(qū)間變化，制件迎風(fēng)面與背風(fēng)面溫度差值峰值在10.8～11.9 K區(qū)間變化，制件迎風(fēng)面與背風(fēng)面固化度差值峰值增大2.08%。

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Numericalsimulationandparameteranalysisoftemperaturedistributionofautoclavecuredcompositecylindricalstructure

XIANGBingdong1，LIMin1，LIYanxia1,*,GUYizhuo1,ZHANGZuoguang1，LIJianfang2，LIGuiyang2

1.SchoolofMaterialsScienceandEngineering,BeihangUniversity,Beijing100083,China2.AerospaceResearchInstituteofMaterial&ProcessingTechnology,Beijing100076,China

Thecylindricalstructureisoneofthemostcommonstructuralforminspacecraft.Duringtheautoclaveprocess,thecylindricalpartsareoftenarrangedradiallyperpendiculartotheradialdirectionoftheautoclave,leadingtounevendistributionoftemperatureinthecylindricalpart.Inthispaper,anumericalsimulationmethodisdevelopedbasedonthesoftwareFluenttopredictdistributionoftemperatureandcuringdegreeinthecylindricalpartduringtheautoclaveprocess.Theeffectivenessofthesimulationmethodisverifiedbycomparingtheresultsofexperimentaldataandsimulateddata.Basedonthesimulateddata,theeffectsofheatingrateonthedistributionofthetemperatureandcuringdegreeinthecylindricalstructureareanalyzed.Thefinalresultsshowthatthetemperaturedifferencecausedbythestructuralcharacteristicsisgreaterthanthatbyheattransferduringtheautoclaveprocessofthecylindricalpart.Whentheheatingrateautoclavegrowsfrom0.5K/minto5K/min,themaximumdifferencesbetweenthewindwardandleewardintemperatureandcuringdegreeincreaseby1.1Kand2.08%respectively,indicatingthatheatingratedoesnothaveasignificantinfluenceontemperatureandcuringdegreedistribution.Theseresultsarehelpfulfortheoptimizationofcylindricalstructuresduringautoclaveprocess.

compositeautoclavemolding;cylindricalstructure;numericalsimulation;temperaturedistribution;curingdegreedistribution

2017-03-20；Revised2017-04-18；Accepted2017-04-26；Publishedonline2017-05-271417

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10.7527/S1000-6893.2017.421258

V462

A

1000-6893(2017)11-421258-10

2017-03-20；退修日期2017-04-18；錄用日期2017-04-26；< class="emphasis_bold">網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間

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(責(zé)任編輯：李世秋)