GLARE層板熱態氣壓成形工藝參數影響規律研究

楊 姝,魏文濤,崔海超,亓 昌,盈 亮

(1.大連理工大學 汽車工程學院, 遼寧 大連 116024;2.中國航空制造技術研究院, 北京 100024;3.大連理工大學 寧波研究院, 浙江 寧波 315016)

0 引言

纖維金屬層合板(fiber metal laminates,FMLs)是由金屬薄板和纖維增強復合材料按一定順序交替鋪疊而成的一種先進復合材料[1]。FMLs集成了金屬材料與纖維增強復合材料的優勢,具有輕質、高強、抗疲勞、耐腐蝕等諸多優點,目前已在航空航天領域重要結構部件中得到了廣泛應用。例如,空客A380飛機將GLARE層板應用于機身壁板,應用面積達470 m2[2]。

FMLs的高性能成形制備是實現其工程應用的前提和關鍵,需要綜合考慮金屬材料的成形加工[3]、纖維增強復合材料的固化成形,以及二者之間的層間協調變形和層間結合強度,避免產生分層失效。目前,國內外針對FMLs成形的研究主要圍繞傳統的塑性成形方法。Alireza等[4]證明了采用拉深工藝成形FMLs的可行性,評估了預膨脹壓力、最終腔室壓力和拉深比等工藝參數對層板成形性能的影響;Russig等[5]采用噴丸工藝成形了玻璃纖維增強金屬層合板(GLARE)試件,證明了此工藝成形簡單曲率GLARE試件的可行性,同時指出需要對成形后的層板進行必要的無損檢測;Liu等[6]研究了纖維層取向對沖壓成形過程中GLARE層板成形性能的影響,結果表明,中間層的單向和多向纖維對3層板材的減薄和表面成形質量影響顯著;李磊等[7]分析了充液成形工藝中壓邊間隙和液室壓力對編織FMLs成形質量的影響,證明當壓邊間隙略小于層板厚度,最大液室壓力為10 MPa時,可成形出無缺陷的試件。然而,傳統的成形方法對目標結構曲率的限制較大,成形效率較低、成本較高,且缺乏對熱固性和熱塑性[8-9]2類樹脂基FMLs成形規律的深入研究。

熱態氣壓成形技術[10-11]利用高溫環境下材料易變形和高壓氣體的隨形加載特性可實現合金和復材試件的高效精確成形。劉鋼等[12]開展了矩形截面鈦合金試件的高壓氣脹成形實驗,證明采用合理的加載路徑能高質高效地實現鈦合金異形管件的成形制造;秦中環等[13]基于高溫氣脹成形工藝研究了預成形和氣壓加載速率對鋁合金球頭成形件壁厚分布均勻性的影響規律,確定了預成形和終成形優化方案;Chen等[14]證明了碳纖維復材熱氣壓成形的可行性,分析了成形溫度、成形壓強、加壓速率等工藝參數對CFRP成形試件力學性能的影響。本文采用熱態氣壓成形技術成形單曲率GLARE層板試件,以成形試件的壁厚分布和成形深度作為表征參數,研究不同成形溫度和成形壓強對熱固性和熱塑性樹脂基GLARE層板成形性能的影響規律,為纖維金屬層合板熱態氣壓成形工藝優化設計提供參考。

1 試驗設計

1.1 試驗材料

本研究中成形單曲率GLARE層板試件選用的鋁合金型號為2024-T3,厚度為0.3 mm,根據ASTM-E8標準測得力學性能參數值如表1所示。層板分別選用山東光威公司生產的環氧基熱固性玻璃纖維增強預浸料和PP基熱塑性玻璃纖維增強預浸料,其中環氧基預浸料厚度為0.15 mm,PP基預浸料厚度為0.45 mm。廠商提供的基本力學性能參數值如表2所示。本研究采用的層板鋪疊方式為鋁合金層/預浸料層/預浸料層/鋁合金層,預浸料按照0°/90°纖維方向鋪層。為增強預浸料層和鋁合金層的界面黏結強度,從而促進兩者協調變形,減少成形試件分層缺陷,需分別對鋁合金板和預浸料進行預處理[15]。如圖1所示,對鋁合金板進行機械打磨及清洗,除去表層氧化膜,提高表面粗糙度;對預浸料進行烘干處理,除去內含水分。

圖1 材料預處理流程及結果圖

表1 2024-T3鋁合金基本力學性能參數值

表2 玻璃纖維增強預浸料主要力學性能參數值

1.2 試驗裝備

采用自行設計開發的熱態氣壓成形機開展GLARE層板熱態氣壓成形工藝研究。該設備主要由氣壓系統、溫控系統、冷卻系統和成形模具4大部分組成,如圖2所示。其中,氣壓系統包括氣源、控制臺、進排氣管路等部分,起到快速向模具型腔內充氣加壓并精確控壓的作用;溫控系統由控溫箱、加熱圈、熱電偶等組成,旨在較短時間內將模具加熱至目標溫度,實時反饋模具內部溫度,并在成形過程中保持溫度恒定;冷卻系統包括水泵、管路和水冷板等,用于冷卻設備各組件并帶走多余熱量;成形模具由上模具和半球形下模具組成,上下模合模后可提供熱氣壓成形所需的密閉型腔。成形時先將層板坯料放置在下模具上,通過壓邊圈壓緊,如圖3(a)所示;隨后,利用氣壓系統將高壓氣體充入型腔,在一定溫度下將GLARE層板吹脹成形,直至貼合下模具型腔表面,如圖3(b)所示。

圖2 熱氣壓成形設備示意圖

圖3 GLARE層板熱態氣壓成形過程示意圖

1.3 試驗方案

分別根據環氧基和PP基2種樹脂的受熱融化溫度[16]、最大耐熱溫度,并按相等間距確定工藝實驗的溫度參數值設置;實驗中氣體壓強峰值為5 MPa,同樣按等間距確定壓強參數值設置。GLARE層板熱態氣壓成形實驗工藝參數取值如表3所示。GLARE層板熱態氣壓成形工藝路線如圖4所示,包括成形溫度、氣體壓強和壓邊力隨時間的變化過程。首先將模具加熱至工藝路線參數設置中相應的溫度,隨后將鋁合金板和預浸料交替鋪層后放置在下模具上表面,并合模使試件升溫;待試件加熱至目標溫度時,由氣壓系統按均勻的加壓速率向模具型腔充氣,直至預設氣壓;之后保溫保壓一段時間,以保證層板被充分脹形;接著保持氣壓和壓邊力不變,開啟冷卻系統,使成形后的試件冷卻固化,當溫度降至固化點時卸去載荷,取出試驗件。成形結束后,觀察評估試件的分層、破裂情況,測量壁厚分布及成形深度,并結合試驗工藝條件對結果進行分析討論。

表3 GLARE層板熱態氣壓成形實驗工藝參數取值

2 結果和討論

2.1 GLARE層板熱態氣壓成形性能及表征方法

在GLARE層板熱態氣壓成形過程中,由于金屬層與纖維復合材料層力學性能的差異,易出現因兩者變形不協調而導致的層板分層失效。此外,成形溫度過高可能引起纖維復合材料層失效,進而導致金屬層達到成形極限而破裂。為評估和表征層板成形性能,首先觀測成形試件是否存在分層或破裂情況,隨后分別采用測厚儀和測高儀檢測層板厚度分布和最大成形深度。由于成形過程中樹脂受熱融化流動導致試件厚度分布不均勻,因此從試件中心至邊緣沿徑向分別取7個測試點測厚,如圖5所示,測量時取0°、90°、180°和270°四個方向對應測量點的厚度值,并取平均值作為該點的厚度值。采用測高儀測量試件的最大成形深度H,即試件穹頂高度,如圖6所示。總體上,若所制備的GLARE層板試件表面光潔度及平整度良好,無顯著分層缺陷或破裂現象,各處厚度均勻性良好,即可判定為成形質量較好的試件。

圖5 GLARE層板厚度測試位置分布

2.2 成形溫度對GLARE層板成形性能的影響

成形溫度對薄壁試件的塑性成形性能和成形質量影響顯著。因此,首先保證其他工藝參數不變,試驗研究熱態氣壓成形溫度變化對GLARE層板試件壁厚分布和成形質量的影響。對比起見,分別針對采用環氧基和PP基樹脂預浸料層的GLARE層板開展研究。

圖7展示了表3中編號T1—T5的GLARE層板試件成形試驗結果,該組試件采用熱固性環氧樹脂預浸料,成形氣壓5 MPa。可以看出,成形溫度不超過140 ℃時,試件成形質量良好,并且可以緊貼模具;當成形溫度達到150 ℃時,外層鋁合金和纖維復材層均發生失效現象,且法蘭區域出現明顯分層現象。

圖7 不同溫度下環氧基Glare層板試件成形結果

分析原因如下：環氧樹脂的融化溫度約為100 ℃,高于融化溫度時,處于熔融狀態的樹脂在上下2層鋁板擠壓下自由流動,可以成形出質量良好的試件;當達到150 ℃(環氧樹脂熱分解溫度)時,樹脂焦化引起金屬層和復合材料層界面失效,進而導致GLARE層板分層,纖維斷裂以及鋁合金層破裂。

圖8是成形溫度110～140 ℃時沿中心至邊緣方向測得的試件在圖5所示樣點處的厚度分布情況。

圖8 不同溫度下環氧基GLARE層板試件成形厚度分布

總體上看,從樣點1～7,即從成形試件中心至邊緣,不同溫度下的厚度變化趨勢均是先增大后減小。其中試件中心處厚度最小,且均小于層板原厚度;最大厚度集中出現在樣點5附近,即模具圓角處,且厚度大于層板原厚度。這是由于試件中心部分首先貼模,熔融態的樹脂受上下2層鋁合金板的擠壓作用而向外部移動;同時由于壓邊圈的作用,樹脂被擠壓至模具內側,導致靠近壓邊圈的圓角部分預浸料層厚度增加,從而引起層板總體厚度增加。

采用熱塑性PP基預浸料的GLARE層板在不同溫度下的熱氣壓成形結果如圖9所示,對應表3中編號T6—T10的試件。實驗發現,160 ℃時試件成形質量較差,層板法蘭區域金屬層和纖維層出現嚴重分層,且內層鋁合金層發生了破裂。分析原因是該溫度下樹脂尚未達到完全熔融狀態,導致纖維層塑性變形能力不足,影響了內層鋁合金的成形,進而發生破裂;同時,由于鋁合金層和纖維層未協調變形,導致試件發生了分層。成形溫度在170～200 ℃區間內時試件成形質量良好,且均能貼合模具;在200 ℃下成形時出現了少量煙霧,判斷為部分PP樹脂發生了熱解,故將200 ℃設定為最高成形溫度。

圖9 不同溫度下PP基Glare層板試件成形結果

測量T7—T10成形試件相應測量點的壁厚值,其分布情況如圖10所示。可以看出,4個成形溫度下試件厚度變化趨勢大致相同,均從試件中心到邊緣先增大后減小。最小厚度分別出現在試件中心處和最外側邊緣;其中,中心位置厚度減小是由于高溫下PP樹脂流動性強,在上下層鋁板擠壓下,樹脂向兩側流動所致;最大厚度出現在模具圓角處,這是由于高溫下熔融態的樹脂在上下鋁層的擠壓以及壓邊圈阻隔作用下,在模具圓角處出現了較明顯的堆積現象,導致成形后的試件在該處的壁厚大于成形前的壁厚。

圖10 不同溫度下PP基GLARE層板試件成形厚度分布

2.3 成形壓強對GLARE層板成形性能的影響

基于上述成形溫度對GLARE層板熱態氣壓成形性能的影響規律研究結果,分別設定環氧基和PP基GLARE層板試件的熱氣壓成形溫度為130 ℃和170 ℃,進而以成形時的氣體壓強為工藝參數變量,研究其對采用2種類型預浸料的GLARE層板熱氣壓成形性能的影響規律。其中,表3中編號P1—P4的環氧基GLARE層板試件的熱氣壓成形試驗結果如圖11所示。

圖11 不同壓強下環氧基Glare層板試件成形結果

實驗采用的單曲率下模具最大深度為20 mm,利用測高儀分別測量不同氣壓下的試件成形深度,結果如圖12所示。當充氣壓強為2～3 MPa時,試件未實現貼模;當壓強增至4 MPa時,試件完全貼模,且成形質量良好;當壓強繼續升至5 MPa時,試件同樣緊貼模具,且成形質量依然良好,故無須再增大充氣壓強。選取4 MPa和5 MPa下的成形試件測量壁厚,結果如圖13所示。總體上,2試件的壁厚分布與不同溫度下的層板厚度變化類似,即沿著試件中心至邊緣呈現先增大后減小的趨勢,且最小厚度出現在試件中心位置,最大厚度出現在模具圓角處。如所預期,充氣壓強為5 MPa時試件的平均厚度比4 MPa時要小,這是由于金屬層在較高的充氣壓強下減薄率更大,加之高氣壓會促使熔融態的樹脂向四周流動,從而導致試件整體平均厚度偏小。

圖12 不同壓強下環氧基Glare層板試件成形深度直方圖

圖13 不同壓強下環氧基Glare層板試件成形厚度分布

表3中編號P5—P8的PP基GLARE層板試件熱氣壓成形試驗結果如圖14所示。分別測量4種壓強下試件的最大成形深度,結果如圖15所示。

圖14 不同壓強下PP基Glare層板試件成形結果

圖15 不同壓強下PP基Glare層板試件成形深度直方圖

當充氣壓強為2 MPa時,試件成形不充分,未實現貼模;當充氣壓強為3 MPa時,試件即成形完全并緊貼模具;當壓強進一步增至4、5 MPa時,試件均成形良好,貼模完全。說明對于單曲率GLARE層板熱態氣壓成形,熱塑性樹脂較熱固性樹脂在更小的氣壓下即可實現試件貼模,熱塑性樹脂基GLARE層板的成形能力更強。

取3～5 MPa下成形質量良好的試件,測得其壁厚分布如圖16所示。可以看出,3種壓強下試件壁厚分布規律基本一致,都是從中心到邊緣呈先增大后減小的趨勢;其中3 MPa下試件中心位置處厚度最大,5 MPa下厚度最小;而在模具圓角處,成形壓強越大,壁厚越大;這是由于在較高的充氣壓強下,兩側鋁合計層的擠壓進一步促進樹脂流動,從而使試件中心位置厚度減小,而由于壓邊圈的擠壓作用,模具圓角處層板厚度增大。

圖16 不同壓強下PP基Glare層板試件成形厚度分布

3 結論

分別對熱固性、熱塑性樹脂基單曲率GLARE層板進行了熱態氣壓成形試驗,以成形后試件的壁厚分布和最大成形深度為表征參數,研究了成形溫度和成形氣壓對GLARE層板熱態氣壓成形性能的影響規律及機理,主要結論如下：

1) GLARE層板熱氣壓成形溫度區間取決于樹脂的融化溫度和熱分解溫度。成形溫度偏低時,樹脂融化不完全,纖維層成形性能較差,導致試件發生分層失效;成形溫度過高時,樹脂易發生分解失效,鋁合金層易出現破裂。環氧樹脂基GLARE層板熱氣壓成形溫度區間為110～140 ℃;PP樹脂基GLARE層板熱氣壓成形溫度區間為170～200 ℃。在上述溫度區間內,成形溫度越高,層板的成形質量越好。

2) 成形溫度對2種樹脂基GLARE層板的壁厚分布影響規律基本一致,均從試件中心至邊緣先增大后減小,且最小厚度位于試件中心,最大厚度位于模具圓角區域。這是由于高溫下熔融態樹脂流動性強,在試件中心處受到上下鋁合金板擠壓而向外側流動,導致中心厚度較小;同時,向外側流動的樹脂受壓邊圈阻隔,在模具圓角對應區域發生聚集,從而導致該處厚度較大。

3) 隨著成形壓強增大,試件成形深度增大,并逐漸貼合模具。試驗采用的熱固性環氧樹脂GLARE層板在氣體壓強為4 MPa時完全貼模;熱塑性PP樹脂GLARE層板在氣體壓強為3 MPa時即完全貼模,說明相較于熱固性樹脂,采用熱塑性樹脂的GLARE層板熱態氣壓成形能力更強。