熱塑性復(fù)合材料原位成型過程鋪層間結(jié)合強(qiáng)度

宋清華，劉衛(wèi)平，劉小林，劉奎，楊洋，陳吉平

上海飛機(jī)制造有限公司，上海 201324

連續(xù)纖維增強(qiáng)熱塑性復(fù)合材料自動(dòng)鋪放原位成型技術(shù)，是按照數(shù)模的要求，通過帶有特殊裝置的鋪絲機(jī)進(jìn)行定位、鋪疊、壓實(shí)和快速固結(jié)，在結(jié)構(gòu)件厚度方向上逐層累加，達(dá)到設(shè)計(jì)的厚度時(shí)，完成結(jié)構(gòu)件制造的工藝方法[1-4]。該技術(shù)大幅度減少了復(fù)合材料的制造工序，不需要再進(jìn)熱壓罐，對(duì)模具要求降低，且熱塑性預(yù)浸料可室溫存放和使用[5-7]，從而降低復(fù)合材料結(jié)構(gòu)件的材料成本和制造成本，該技術(shù)一旦成熟將會(huì)帶來(lái)航空復(fù)合材料革命性的變化。但由于高性能熱塑性樹脂基體熔點(diǎn)高、熔融黏度大，原位成型過程需高溫高壓，且為了保證鋪層聚合物分子鏈充分?jǐn)U散及降低鋪層孔隙率，需降低鋪放速度從而保證鋪層有足夠的升溫和加壓時(shí)間[8-10]。雖然原位成型相比熱壓罐成型，已經(jīng)提高了制造效率[11-13]，但目前原位成型的制造效率依然難以滿足工程化需求，因此，需對(duì)原位成型的制造效率、結(jié)構(gòu)件質(zhì)量及工藝參數(shù)三者之間進(jìn)行權(quán)衡，在保證原位成型結(jié)構(gòu)件質(zhì)量的前提下，通過成型工藝參數(shù)優(yōu)化，提高原位成型制造效率，為連續(xù)纖維增強(qiáng)熱塑性復(fù)合材料自動(dòng)鋪放原位成型技術(shù)工程化應(yīng)用奠定基礎(chǔ)。

強(qiáng)度測(cè)試是評(píng)價(jià)復(fù)合材料結(jié)構(gòu)件質(zhì)量的最重要手段之一，而原位成型的熱塑性復(fù)合材料結(jié)構(gòu)件的強(qiáng)度受鋪層間結(jié)合強(qiáng)度的影響，因?yàn)殇亴娱g結(jié)合強(qiáng)度的強(qiáng)弱將直接影響層間應(yīng)力的傳遞效果。在原位成型過程中，鋪層間結(jié)合強(qiáng)度就是鋪放過程中相鄰兩層預(yù)浸料熔合后所能達(dá)到的層間強(qiáng)度，其大小受相鄰兩層預(yù)浸料緊密接觸程度、熔合時(shí)分子鏈的擴(kuò)散程度兩方面因素影響，而這兩方面因素又與自動(dòng)鋪放原位成型過程中鋪層被加熱的溫度、加熱時(shí)間、壓輥壓力及加壓時(shí)間有關(guān)。

由于連續(xù)纖維增強(qiáng)熱塑性預(yù)浸料表面粗糙度的存在，預(yù)浸料表面的微觀形貌為不規(guī)則幾何體(見圖1)，因此在原位成型初始階段，兩層預(yù)浸料表面并沒有完全接觸，但隨著激光熱源的加熱及壓輥壓力的作用下，兩層預(yù)浸料的表面接觸程度會(huì)逐漸發(fā)生變化。目前國(guó)外有比較多的數(shù)學(xué)模型和分析模型對(duì)一定條件兩層預(yù)浸料間的接觸程度進(jìn)行分析研究。Dara和Loos[14]在建層間緊密接觸度模型時(shí)將兩相鄰預(yù)浸料表面的微觀幾何形貌簡(jiǎn)化成不同尺寸的矩形(見圖2)，但由于模型比較復(fù)雜，在實(shí)際求解過程中不方便計(jì)算；Lee和Springer[15]在Dara和Loos的模型基礎(chǔ)上進(jìn)一步進(jìn)行了簡(jiǎn)化，將兩層預(yù)浸紗的表面簡(jiǎn)化成規(guī)則周期排列的矩形，在壓力的作用下，矩形發(fā)生規(guī)則變形且沿著界面擴(kuò)展，如圖3所示，圖中b0為預(yù)浸紗表面簡(jiǎn)化矩形的原始長(zhǎng)度；d0為預(yù)浸紗表面簡(jiǎn)化矩形凹槽的原始長(zhǎng)度；h0為預(yù)浸紗表面簡(jiǎn)化矩形的原始高度；b1為預(yù)浸紗表面簡(jiǎn)化矩形發(fā)生規(guī)則變形后的長(zhǎng)度；h1為預(yù)浸紗表面簡(jiǎn)化矩形發(fā)生規(guī)則變形后的高度。Lee和Springer的緊密接觸度模型只考慮了壓力和加熱溫度的影響，但原位成型過程中預(yù)浸料兩表面之間的接觸是個(gè)動(dòng)態(tài)的過程，因此考慮到鋪層間接觸的時(shí)效性，本文在Lee 和Springer 模型的基礎(chǔ)上，建模分析自動(dòng)鋪放原位成型過程中兩相鄰預(yù)浸料表面的加熱溫度、加熱時(shí)間、壓輥壓力及加壓時(shí)間對(duì)緊密接觸度的影響。

圖1 預(yù)浸料相鄰接觸面原始不規(guī)則微觀形貌Fig.1 Original irregular microscopic appearance of contact surface for prepreg

圖2 Dara和Loos簡(jiǎn)化后不規(guī)則微觀形貌[14]Fig.2 Irregular microscopic appearance simplified by Dara and Loos[14]

圖3 Lee和Springer簡(jiǎn)化后規(guī)則微觀形貌[15]Fig.3 Regular microscopic appearance simplified by Lee and Springer[15]

原位成型過程中，在相鄰兩鋪層緊密接觸之后開始熔合在一起，所謂熔合，就是指預(yù)浸料樹脂基體熔融后，并在壓輥壓力的作用下，相鄰兩層預(yù)浸料緊密接觸部分之間分子鏈擴(kuò)散的現(xiàn)象，且分子鏈的擴(kuò)散程度將直接決定鋪層間的結(jié)合強(qiáng)度。國(guó)外目前關(guān)于分子鏈擴(kuò)散的研究，大多基于鏈的塌滑理論。Wool和O’connor[16]為分子鏈在層間的擴(kuò)散建立了分子鏈運(yùn)動(dòng)模型，認(rèn)為界面間分子鏈的糾纏和層內(nèi)分子鏈的糾纏效果一樣，都是阻礙了分子鏈的運(yùn)動(dòng)；Kim和Wool[17]證明了層間結(jié)合強(qiáng)度與分子鏈的擴(kuò)散距離成正比，當(dāng)擴(kuò)散時(shí)間無(wú)限長(zhǎng)的時(shí)候，分子鏈能得到充分?jǐn)U散，則層間結(jié)合強(qiáng)度越接近最大值；但Wool等[18]又指出實(shí)際用到的工程塑料，分子量遠(yuǎn)大于8倍臨界糾纏分子量，因此分子鏈的擴(kuò)散距離達(dá)不到最大值。上述學(xué)者的研究都是從傳統(tǒng)的分子鏈擴(kuò)散理論出發(fā)進(jìn)行分析研究，而由于高性能聚合物熔融黏度大，分子鏈的擴(kuò)散速度比較慢，因此嚴(yán)重影響制造效率。本文在鋪層緊密接觸模型基礎(chǔ)上，建立高溫下分子鏈的擴(kuò)散模型，研究原位成型過程中分子鏈的擴(kuò)散與成型工藝參數(shù)之間的關(guān)系，通過工藝參數(shù)優(yōu)化，增大分子鏈的擴(kuò)散速度，從而提高原位成型制造效率。

1 原位成型過程中層間結(jié)合強(qiáng)度模型

1.1 緊密接觸模型

連續(xù)纖維增強(qiáng)熱塑性復(fù)合材料自動(dòng)鋪放原位成型過程中，相鄰兩鋪層間的緊密接觸程度用緊密接觸度Dic表示，所謂緊密接觸度，就是原位成型過程中，在任意時(shí)刻相鄰兩層預(yù)浸料的接觸面積占總面積的百分?jǐn)?shù)。Lee和Springer建立的緊密接觸模型沒有考慮原位成型過程鋪層間接觸的時(shí)效性，因此本文在Lee和Springer模型基礎(chǔ)上，將模型中規(guī)則矩形的長(zhǎng)度和高度變化用時(shí)間函數(shù)來(lái)描述，如圖4所示，圖中b(t1)為在溫度和壓力作用下預(yù)浸紗表面簡(jiǎn)化矩形凸起的長(zhǎng)度隨時(shí)間t1的變化；h(t1)為預(yù)浸紗表面簡(jiǎn)化矩形凸起的高度隨時(shí)間t1的變化。因此緊密接觸度可表示為

(1)

假設(shè)在原位成型過程中，預(yù)浸紗表面簡(jiǎn)化矩形的體積保持為常數(shù)不變，可以推導(dǎo)出緊密接觸度的表達(dá)式為[19]

(2)

目前為獲得預(yù)浸料表面的微觀幾何形貌尺寸，大多采用測(cè)量的方法，用測(cè)量的方法獲得的數(shù)據(jù)樣本不僅有限還不具有普遍性，因此通過將粗糙度Rc引入緊密接觸度模型[20]，用預(yù)浸料表面粗糙度的數(shù)值評(píng)價(jià)預(yù)浸料表面微觀幾何形貌，即

(3)

因?yàn)樵怀尚瓦^程鋪層間的接觸是瞬態(tài)過程，因此需將式(3)中的時(shí)間離散化，則緊密接觸度的模型可修正為

圖4 簡(jiǎn)化后與時(shí)間相關(guān)的規(guī)則微觀形貌Fig.4 Time-related regular microscopic appearance simplified by this paper

(4)

式中:Δt1為離散化的瞬時(shí)時(shí)間變化；Pi為離散化的瞬時(shí)壓輥壓力；Ti為離散化的瞬時(shí)溫度。

所以，在已知預(yù)浸料表面粗糙度及不同溫度下樹脂基體的黏度基礎(chǔ)上，由式(4)可以計(jì)算出原位成型過程中兩相鄰鋪層的緊密接觸度與鋪放速度及壓輥壓力之間的關(guān)系。

1.2 分子鏈擴(kuò)散模型

對(duì)于半結(jié)晶熱塑性復(fù)合材料，當(dāng)溫度高于玻璃化轉(zhuǎn)變溫度(對(duì)于晶體部分溫度需高于熔點(diǎn))，界面間的分子鏈開始相互擴(kuò)散，從而提高鋪層間的結(jié)合強(qiáng)度。傳統(tǒng)的蠕動(dòng)理論認(rèn)為分子鏈的擴(kuò)散距離隨著時(shí)間的延長(zhǎng)而增大[17]，因此

(5)

式中:χ為分子鏈的擴(kuò)散距離；t2為分子鏈的擴(kuò)散時(shí)間；M為分子質(zhì)量。

根據(jù)Kim和Wool[17]證明的層間結(jié)合強(qiáng)度與分子鏈的擴(kuò)散距離成正比的理論，可得

(6)

式中:σ為層間剪切強(qiáng)度(InterLaminar Shear Strength,ILSS)。

假設(shè)分子鏈充分?jǐn)U散后的層間結(jié)合強(qiáng)度為σ∞，則最大的層間結(jié)合強(qiáng)度可表示為

(7)

式中:tr為一定溫度下分子鏈的充分?jǐn)U散時(shí)間。

因此，分子鏈的擴(kuò)散程度Dr可以用層間結(jié)合強(qiáng)度的比值來(lái)表示：

(8)

從式(8)可以看出，鋪層的層間結(jié)合強(qiáng)度與分子鏈擴(kuò)散時(shí)間的1/4成線性關(guān)系。

因此，針對(duì)原位成型過程鋪層非等溫升溫的特點(diǎn)，通過修正式(8)，得到了分子鏈擴(kuò)散程度的積分模型為

(9)

式中:tw為分子鏈擴(kuò)散所需要的時(shí)間；T為加熱溫度。

對(duì)于分子鏈的擴(kuò)散過程，分子鏈運(yùn)動(dòng)的溫度依賴性服從Arrhenius方程，所以分子鏈的擴(kuò)散時(shí)間可表示為

(10)

式中:τ0是一個(gè)常數(shù)；R為氣體常數(shù)；ΔE為分子鏈擴(kuò)散所需要的活化能。

因此，從式(10)可知分子鏈的擴(kuò)散時(shí)間取決于分子運(yùn)動(dòng)活化能和加熱溫度，而對(duì)于給定的聚合物，其活化能ΔE大致為一常數(shù)，因此分子鏈的擴(kuò)散時(shí)間主要依賴于加熱溫度。為提高原位成型制造效率，必須解決的關(guān)鍵問題之一就是提高分子鏈的運(yùn)動(dòng)速度，故本研究通過提高原位成型過程鋪層的升溫速率，使鋪層溫度迅速升高，從而使聚合物分子鏈單元的動(dòng)能增加，使其迅速活化，縮短分子鏈的擴(kuò)散時(shí)間，從而在提高鋪放速度的同時(shí)，還保證鋪層間的結(jié)合強(qiáng)度。

2 層間結(jié)合強(qiáng)度模型計(jì)算輸入?yún)?shù)的確定

本研究所選材料為連續(xù)碳纖維增強(qiáng)聚苯硫醚復(fù)合材料(Carbon Fiber / PolyPhenylene Sulfide, CF/PPS)，其DSC曲線如圖5所示。從圖中可以看出，PPS樹脂基體起始熔化溫度為270.6 ℃，293.4 ℃時(shí)達(dá)到頂峰，溫度達(dá)到304.7 ℃時(shí)，樹脂基體熔化基本結(jié)束。

圖6為不同升溫速率下CF/PPS預(yù)浸料的熱失重曲線。從圖中可以看出，PPS在熱解過程中僅存在一個(gè)明顯的熱失重平臺(tái)，在程序升溫過程中，不同升溫速率的TG曲線基本一致，說明在不同升溫速率下，CF/PPS的熱分解過程相類似。由TG曲線可以發(fā)現(xiàn)，升溫速率對(duì)CF/PSS的熱失重影響較大，隨著升溫速率的提高，TG曲線向高溫方向移動(dòng)，當(dāng)升溫速率為200 ℃/min時(shí)，CF/PPS預(yù)浸料的降解起始溫度為540 ℃，而PPS樹脂理論降解溫度為440 ℃，所以通過提高升溫速率的方式，不僅可以快速升高預(yù)浸料被加熱的溫度，還可以擴(kuò)大預(yù)浸料的工藝窗口。

圖5 CF/PPS熔化過程動(dòng)態(tài)掃描DSC曲線Fig.5 Curve of melting process dynamic scanning DSC for CF/PPS

圖6 不同升溫速率下CF/PPS的熱失重曲線Fig.6 Thermal degradation curves of CF/PPS for different heating rates

由CF/PPS復(fù)合材料激光加熱原位成型過程溫度場(chǎng)分析[21]可知，當(dāng)激光加熱功率選擇3 kW，鋪放速度為12 m/min時(shí)，鋪層被加熱的升溫速率大概為9 000 ℃/min，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于TG試驗(yàn)中的200 ℃/min，所以根據(jù)TG曲線隨著升溫速率的變化規(guī)律，理論上鋪層樹脂基體的瞬時(shí)降解溫度在540 ℃以上。本研究在保證原位成型結(jié)構(gòu)件質(zhì)量的前提下，為盡可能提高制造效率，所以選擇激光最大輸出加熱功率 6 kW，鋪層樹脂基體降解溫度設(shè)為540 ℃。同樣，由文獻(xiàn)[21]可知，當(dāng)激光加熱功率選擇6 kW時(shí)，合理的鋪放速度為6 m/min到45 m/min，同時(shí)可計(jì)算出不同鋪放速度對(duì)應(yīng)鋪層被加熱的峰值溫度。

圖7為PPS樹脂基體的黏度-溫度曲線，從圖中可以看出，當(dāng)加熱溫度超過PPS的熔點(diǎn)后，PPS的黏度隨著溫度的升高不斷降低；可根據(jù)圖7獲得不同溫度下PPS樹脂基體的黏度值。

圖8為本研究試驗(yàn)所用的激光加熱自動(dòng)鋪放原位成型設(shè)備。該設(shè)備最大壓輥壓力為1 000 N，因壓輥為柔性壓輥，所以隨著鋪放壓力的改變，壓輥?zhàn)冃瘟恳苍诎l(fā)生變化，為簡(jiǎn)化計(jì)算，本研究認(rèn)為隨著壓輥壓力的變化，壓輥與鋪層表面的接觸長(zhǎng)度始終保持在25 mm。

本研究計(jì)算層間結(jié)合強(qiáng)度模型時(shí)所需的其他參數(shù)如表1所示。其中，表面粗糙度Rc通過Starrett-SR200型便攜式表面粗糙度測(cè)試儀測(cè)得，如圖9所示。

圖7 PPS樹脂基體的黏度-溫度曲線Fig.7 Viscosity-temperature curve for PPS resin matrix

圖8 激光加熱自動(dòng)鋪放原位成型設(shè)備Fig.8 Laser heating AFP in-situ consolidated equipment

表1 層間結(jié)合強(qiáng)度模型計(jì)算相關(guān)參數(shù)

Table 1 Correlation calculating parameters for

laminar strength model

參數(shù)變量數(shù)值單層厚度/mmd0.14鋪層總數(shù)N16表面粗糙度/μmRc0.23分子鏈擴(kuò)散時(shí)間常數(shù)/sτ00.11[22]氣體常數(shù)/(J·mol-1·K-1)R8.314活化能/(kJ·mol-1)ΔE20[22]鋪放速度/(m·min-1)v6～45激光加熱功率/kWQ6壓輥壓力/NP1000

圖9 CF/PPS預(yù)浸料表面粗糙度Rc測(cè)量過程Fig.9 Measuring process of surface roughness Rc for CF/PPS

3 計(jì)算結(jié)果分析與試驗(yàn)驗(yàn)證

圖10所示為鋪放速度及鋪放壓力對(duì)鋪層間緊密接觸的影響。從圖中可以看出，隨著鋪放速度的增加，鋪層間的緊密接觸度逐漸降低；隨著壓輥壓力的增大，鋪層間的緊密接觸度逐漸升高。通過對(duì)比發(fā)現(xiàn)，鋪放速度對(duì)鋪層緊密接觸度的影響要小于壓輥壓力對(duì)緊密接觸度的影響。這是因?yàn)楫?dāng)鋪層被加熱的溫度高于玻璃化轉(zhuǎn)變溫度(對(duì)于晶體部分溫度需高于熔點(diǎn))時(shí)，樹脂即可發(fā)生變形，但鋪層間的緊密接觸度受預(yù)浸料表面粗糙度及孔隙等因素的影響，而這些影響因素均需壓輥壓力克服，所以壓輥的壓力對(duì)鋪層間的緊密接觸度影響較大。但通過計(jì)算發(fā)現(xiàn)，即使選擇最大壓輥壓力1 000 N，鋪層間的緊密接觸度依然難以達(dá)到最大值1，這意味著試驗(yàn)設(shè)備的壓力并沒有達(dá)到要求。通過式(4)可以計(jì)算出，當(dāng)壓輥壓力達(dá)到1 500 N時(shí)(圖中虛線所示)，鋪層間的緊密接觸度才接近最大值1。

圖10 不同鋪放速度及壓輥壓力作用下 鋪層緊密接觸度的變化Fig.10 Development of intimate contact with variations of AFP speed and pressure of roller

本研究選擇壓輥壓力的最大值1 000 N，研究鋪放速度對(duì)分子鏈擴(kuò)散程度的影響，如圖11所示。從圖中可以看出，隨著鋪放速度的增大，分子鏈的擴(kuò)散程度逐漸降低，且鋪放速度越快，分子鏈擴(kuò)散程度越低。這是因?yàn)樵诘退傧拢亴颖患訜釙r(shí)間長(zhǎng)，樹脂基體被加熱溫度高，降低了樹脂基體的黏度，縮短了分子鏈的擴(kuò)散時(shí)間，從而提高分子鏈的擴(kuò)散程度。當(dāng)鋪放速度為6～12 m/min時(shí)，鋪層被加熱的溫度足夠高，因此分子鏈的擴(kuò)散程度變化不大；但當(dāng)鋪放速度高于12 m/min時(shí)，由于鋪層被加熱溫度相對(duì)較低，導(dǎo)致分子鏈的擴(kuò)散程度迅速降低。同樣通過計(jì)算可以發(fā)現(xiàn)，最大的分子鏈擴(kuò)散程度也只有85%左右，這也意味著分子鏈所需擴(kuò)散時(shí)間比計(jì)算時(shí)間更長(zhǎng)，所以還需進(jìn)一步降低鋪放速度或提高鋪層的加熱溫度，延長(zhǎng)分子鏈的擴(kuò)散時(shí)間。通過計(jì)算可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)鋪放速度為1 m/min時(shí)，鋪層聚合物的分子鏈擴(kuò)散程度才接近1(圖11中虛線部分)，但1 m/min的鋪放速度顯然難以滿足工業(yè)化需求。

圖11 不同鋪放速度下分子鏈擴(kuò)散程度變化Fig.11 Development of chain diffusion with variations in AFP speed

為驗(yàn)證本研究所建立的層間結(jié)合強(qiáng)度模型的正確性，將原位成型后的平板試片選擇部分進(jìn)入高溫高壓熱壓罐進(jìn)行后處理，如圖12所示。熱壓罐有效工作尺寸：?1 m×2 m；最高工作溫度：400 ℃；溫度均勻性：250 ℃以下，≤±2 ℃，250～400 ℃，≤±3 ℃；最高壓力3.5 MPa，加熱速度0.1～5 ℃/min，冷卻速率0.5～6 ℃/min。

CF/PPS復(fù)合材料的熱壓罐制備工藝流程如圖13所示。真空袋全程抽真空，罐內(nèi)溫度從室溫起以5 ℃/min升至試驗(yàn)設(shè)計(jì)溫度T′=332 ℃，罐內(nèi)壓力從常壓起加至試驗(yàn)設(shè)計(jì)壓力P′=1.75 MPa；在試驗(yàn)設(shè)計(jì)溫度T′下保溫時(shí)間為t′=23 min，然后以6 ℃/min 降至室溫，再卸壓、出罐。

圖14為原位成型和經(jīng)熱壓罐后處理后的CF/PPS復(fù)合材料試片按標(biāo)準(zhǔn)ASTM D 2344/D 2344M-00[23]測(cè)試的層間剪切強(qiáng)度隨鋪放速度的變化關(guān)系。因熱壓罐加熱加壓時(shí)間充足，聚合物分子鏈可以充分?jǐn)U散，本研究認(rèn)為經(jīng)熱壓罐處理的CF/PPS試片的層間結(jié)合強(qiáng)度能達(dá)到最大值。因此以熱壓罐成型試片的性能作為參考(矩形圖標(biāo)曲線)，根據(jù)圖11分子鏈擴(kuò)散模型的預(yù)測(cè)結(jié)果，可得到圖14中鋪層間結(jié)合強(qiáng)度預(yù)測(cè)結(jié)果(圓形圖標(biāo)曲線)。三角形曲線為原位成型試片的層間剪切強(qiáng)度測(cè)試結(jié)果。

圖12 高溫高壓熱壓罐Fig.12 High temperature and high pressure autoclave

圖13 CF/PPS復(fù)合材料熱壓罐制備工藝流程Fig.13 Autoclave forming process for CF/PPS composite material

圖14 鋪放速度對(duì)CF/PPS試片層間剪切強(qiáng)度的影響Fig.14 ILSS with variations in ATP speed for CF/PPS laminate

從圖14可以發(fā)現(xiàn)，隨著鋪放速度的增加，原位成型試片的性能逐漸降低，與分子鏈擴(kuò)散模型的預(yù)測(cè)結(jié)果基本一致，但原位成型試片的性能略低于模型的預(yù)測(cè)結(jié)果，這說明原位成型試片的性能不僅取決于分子鏈的擴(kuò)散程度，還受其他因素的影響，比如結(jié)晶度等，但本研究建立的層間結(jié)合強(qiáng)度模型的預(yù)測(cè)結(jié)果與原位成型試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，說明建立的模型對(duì)原位成型過程工藝參數(shù)的選擇有一定的參考意義；由于熱壓罐成型過程中加熱加壓時(shí)間充足，故熱壓罐成型后試片的性能隨鋪放速度的變化幾乎保持不變，但在低速下，性能會(huì)偏低，這是因?yàn)樵诩す飧呒訜峁β氏拢亴颖患訜岬臏囟冗^高，鋪層發(fā)生降解，導(dǎo)致成型試片性能下降；同樣的現(xiàn)象也出現(xiàn)原位成型試片的層間剪切強(qiáng)度測(cè)試曲線中，在鋪放速度6～12 m/min變化時(shí)，成型試片的ILSS出現(xiàn)略微升高的趨勢(shì)，在10～12 m/min成型試片的性能幾乎保持不變，當(dāng)鋪放速度超過12 m/min時(shí)，試片的性能迅速下降。

故研究結(jié)果表明，原位成型過程中，當(dāng)選擇最大激光加熱功率6 kW時(shí)，合適的鋪放速度為10～12 m/min；通過測(cè)試結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，原位成型試片的性能最大值僅達(dá)到熱壓罐成型的70%左右，因此還需對(duì)原位成型試片性能的其他影響因素進(jìn)行分析，比如結(jié)晶度等，另外，在設(shè)備允許的情況下，可以增加壓輥的壓力及適當(dāng)降低鋪放速度，但降低鋪放速度會(huì)使鋪層聚合物在高溫下停留時(shí)間變長(zhǎng)，導(dǎo)致鋪層聚合物發(fā)生降解，因此為權(quán)衡加工效率與成型試片質(zhì)量之間的關(guān)系，還需進(jìn)一步對(duì)原位成型過程中鋪層聚合物的降解行為進(jìn)行分析，以獲得更優(yōu)的鋪放工藝參數(shù)及成型試片的性能。

4 結(jié) 論

1) 為研究原位成型過程鋪放工藝參數(shù)對(duì)成型試片性能的影響，首先通過引入預(yù)浸料表面粗糙度，建立原位成型過程鋪層間緊密接觸模型，研究鋪放速度及壓輥壓力對(duì)鋪層間緊密接觸度的影響。結(jié)果表明鋪放速度對(duì)層間接觸度的影響不大，而鋪放壓力達(dá)到1 500 N時(shí)，鋪層間的緊密接觸度才能達(dá)到1。

2) 其次，建立鋪層間分子鏈的擴(kuò)散模型，從模型中發(fā)現(xiàn)可以通過快速升溫的方式縮短分子鏈的擴(kuò)散時(shí)間，從而提高鋪放速度。結(jié)果表明，在選擇本研究最大壓輥壓力1 000 N時(shí)，合適的鋪放速度為6～12 m/min，但分子鏈的最大擴(kuò)散度也僅為85%左右。

3) 最后，為驗(yàn)證建立層間結(jié)合強(qiáng)度模型的正確性，對(duì)原位成型及熱壓罐成型試片的層間剪切強(qiáng)度進(jìn)行測(cè)試。試驗(yàn)結(jié)果表明，層間結(jié)合強(qiáng)度模型的預(yù)測(cè)結(jié)果與原位成型試驗(yàn)結(jié)果基本吻合；但原位成型試片的性能最大值僅達(dá)到熱壓罐成型的70%左右，因此還需對(duì)原位成型試片性能的其他影響因素進(jìn)行分析，比如鋪層聚合物的結(jié)晶行為及降解行為進(jìn)行分析。