真空輔助樹脂擴(kuò)散成型工藝在頂破式端蓋上的應(yīng)用

柯賢朝,蔡玄龍,楊薛軍

(1.上海材料研究所,上海 200437； 2.空裝駐上海地區(qū)第一軍事代表室,上海 200000)

導(dǎo)彈發(fā)射箱蓋是導(dǎo)彈貯存和發(fā)射系統(tǒng)的重要組成部分，平時(shí)和發(fā)射箱一起形成密封系統(tǒng)，能承受一定的箱內(nèi)壓力，導(dǎo)彈發(fā)射時(shí)能迅速破裂，讓出通道。高分子及復(fù)合材料以其輕質(zhì)高強(qiáng)、耐腐蝕、可設(shè)計(jì)性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于航空航天領(lǐng)域[1]。筆者單位主要對(duì)環(huán)氧泡沫材料端蓋進(jìn)行了研究[2-3]。

近年來，導(dǎo)彈武器系統(tǒng)輕量化要求越來越被重視，端蓋的質(zhì)量與高度尺寸也被限制。由于玻璃鋼比強(qiáng)度大，玻璃鋼產(chǎn)品的厚度可以很薄，因此玻璃鋼受到了航天系統(tǒng)的青睞。目前玻璃鋼成型工藝主要有手糊成型、模壓成型和真空輔助成型等。真空輔助樹脂擴(kuò)散成型工藝(vacuum assisted resin infusion molding，簡(jiǎn)稱VARIM工藝)是真空輔助成型的一種，其只需單面剛性模具，而且模具制造成本較低，是一種低成本的成型工藝方法，因此在成本控制方面有天然優(yōu)勢(shì)[4-5]。此外，VARIM工藝制品外形尺寸精確，重復(fù)性好，環(huán)保性好。綜上所述，應(yīng)用VARIM工藝生產(chǎn)端蓋是一種比較經(jīng)濟(jì)的成型方法，筆者近期在此方面開展了一些探索性研究。

1 理論分析

1.1 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

前端蓋技術(shù)要求為：(1)正向承受0.06 MPa壓力不被破壞；(2)導(dǎo)彈沖破前蓋，沖擊力不大于2 000 N，前蓋破裂且碎塊飛掉，不能影響導(dǎo)彈出箱。

結(jié)合技術(shù)要求和經(jīng)驗(yàn)，設(shè)計(jì)了環(huán)向溝槽。考慮到碎塊質(zhì)量盡可能輕以及蓋體外形呈方形，設(shè)計(jì)了X槽，在破裂時(shí)碎塊分為4塊，端蓋的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)如圖1所示。

圖1 端蓋結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structural diagram of the of the canister cover: a) inner surface; b) outersurface

1.2 仿真分析

為了更加準(zhǔn)確地對(duì)端蓋進(jìn)行研究，使用有限元軟件ANSYS對(duì)端蓋的正向承壓能力和沖擊力進(jìn)行仿真分析。

使用端蓋材料裁剪拉伸試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，經(jīng)計(jì)算可得蓋體材料的平均彈性模量為6 425 MPa，泊松比為0.23。由應(yīng)力-應(yīng)變曲線的形態(tài)(見圖2)可知，該端蓋材料為脆性材料，根據(jù)第一強(qiáng)度理論，當(dāng)該材料所受的最大拉應(yīng)力達(dá)到對(duì)應(yīng)的斷裂強(qiáng)度值時(shí)，即發(fā)生失效[6]。

圖2 端蓋材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 Stress-strain curve of the canister cover material

1.2.1 正向承壓能力仿真

由于蓋體為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，為了便于計(jì)算，僅對(duì)蓋體的1/2模型進(jìn)行計(jì)算。在有限元軟件前處理過程中，考慮蓋體與試驗(yàn)裝置通過螺釘進(jìn)行連接，為簡(jiǎn)化計(jì)算，認(rèn)為蓋體與試驗(yàn)裝置的裝配面無任何位移，加載時(shí)在裝配面上作全約束處理。假定蓋體材料的力學(xué)性能是線彈性、均勻和各向同性的，選擇實(shí)體四面體10節(jié)點(diǎn)單元，每個(gè)節(jié)點(diǎn)的自由度為Ux，Uy和Uz。按邊界條件對(duì)相應(yīng)部位進(jìn)行全約束與對(duì)稱約束處理，在蓋體內(nèi)表面加載0.06 MPa的均布?jí)毫Α６松w的正向承壓有限元分析結(jié)果如圖3所示。

圖3 端蓋的正向承壓有限元分析結(jié)果Fig.3 Finite element analysis result of forward bearing of the canister cover

由圖3可知，最大第一主應(yīng)力在蓋體中心，數(shù)值為44.6 MPa，低于玻璃鋼材料的拉伸強(qiáng)度(蓋體材料拉伸強(qiáng)度130 MPa)。仿真結(jié)果表明，端蓋正向承壓能力不小于0.06 MPa，即端蓋在0.06 MPa的正向壓力下不會(huì)被破壞。

1.2.2 沖擊過程和沖擊力仿真

在蓋體四周施加固定約束，在模擬彈體頭部上施加一定的初速度去沖擊前端蓋，過程如圖4所示。可見在模擬彈體頭部接觸蓋體時(shí)，蓋體中心迅速產(chǎn)生應(yīng)力集中，蓋體開始破壞；隨后應(yīng)力集中位置產(chǎn)生在X槽處，蓋體開始沿著預(yù)定X槽破壞；接著應(yīng)力集中位置傳遞至環(huán)向溝槽，蓋體裂為4塊。沖擊力仿真曲線及結(jié)果見圖5，沖擊力仿真結(jié)果為1 205 N，滿足沖擊力不大于2 000 N的要求。通過仿真分析，設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)滿足端蓋技術(shù)要求，由此確定了端蓋結(jié)構(gòu)。

圖4 沖擊過程不同時(shí)間仿真示意圖Fig.4 Simulation diagram of impact process at different time

圖5 沖擊力隨時(shí)間變化曲線模擬結(jié)果Fig.5 Simulation results of impact force curve with time

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

按照仿真分析確定的結(jié)構(gòu)，將表面氈、玻璃纖維平紋布裁剪，放入模具中，安裝好真空輔助成型器材，建立真空并導(dǎo)入樹脂(真空輔助成型現(xiàn)場(chǎng)圖見圖6)，固化后脫模，去除飛邊，打孔后安裝于試驗(yàn)工裝上，進(jìn)行正向承壓能力測(cè)試(見圖7)和沖擊力測(cè)試(見圖8)。結(jié)果表明，制作的3只端蓋均能承受0.06 MPa正向承壓試驗(yàn)考核，沖擊力試驗(yàn)(彈頭距蓋體0.2 m)時(shí)蓋體均破為4塊(沖擊力試驗(yàn)后端蓋的宏觀形貌見圖9)，沖擊力分別為1 150，1 076，1 180 N(平均值為1 135 N)，試驗(yàn)結(jié)果見表1。

圖6 真空輔助成型現(xiàn)場(chǎng)圖Fig.6 Site map of the VARIM process

圖7 正向承壓能力試驗(yàn)示意圖Fig.7 Diagram of forward bearing capacity test

圖8 沖擊力試驗(yàn)示意圖Fig.8 Diagram of impact force test

圖9 沖擊力試驗(yàn)后端蓋宏觀形貌Fig.9 Macro morphology of thecanister cover after impact force test

表1 端蓋承壓沖擊力試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Impact force test results of the canister covers

綜上所述，利用真空輔助樹脂擴(kuò)散成型方法設(shè)計(jì)制作的端蓋滿足正向承受0.06 MPa壓力不被破壞,沖擊破壞時(shí)破裂為4塊，沖擊力不大于2 000 N的要求。

試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果匯總見表2，沖擊力實(shí)測(cè)平均值比仿真預(yù)測(cè)值低5.8%，試驗(yàn)實(shí)測(cè)值與仿真預(yù)測(cè)值最大偏差為10.7%，表明仿真精度較高，作者所用模型適用于類似結(jié)構(gòu)端蓋研究。

表2 沖擊力仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的偏差Tab.2 Deviation between simulation result andtest results of impact force

3 結(jié)論

通過仿真分析確定了頂破式端蓋結(jié)構(gòu)，用真空輔助擴(kuò)散工藝制作了3只端蓋樣品，依次進(jìn)行了正向承壓能力試驗(yàn)和沖擊力試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果比較吻合。端蓋正向承壓0.06 MPa而不受破壞，與仿真結(jié)果一致。沖擊力實(shí)測(cè)平均值比仿真預(yù)測(cè)值低5.8%，仿真預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值的最大偏差為10.7%，表明仿真精度較高。