0 引言
复合材料由于具有比强度高、耐热性好、可设计性强、抗疲劳性能好、耐腐蚀、结构的整体性、便于大面积成型等优点,被广泛应用于各个领域,尤其在航空航天中的应用量日益增加,其对于减轻机身重量、提升飞行器各方面性能发挥了至关重要的作用[1-2]。
在航空工业中,热压罐成型技术具有产品质量稳定、孔隙率低等特点,是目前复合材料构件制造中应用最为广泛的方法之一[3-5],其主要流程包括:将裁剪制成的复合材料预浸料摊放到预先备好的特质模具上,对材料进行修整并压实,用真空袋密封在模具上,最后将其装入罐内,经过升温、加压、保温保压、降温泄压过程完成加工工作,进而实现材料结构的固化成形[6]。热压罐内强制对流和模具热传导的特点,导致罐内温度分布不均匀,造成复合材料成型构件内部存在残余应力,成型后的构件内部产生一定缺陷,是影响成品质量和使用寿命的关键[7-8]。
为了减少温度分布不均的问题并提升固化质量,国内外的研究者们已经进行了广泛的研究工作。Wang[9]通过将数值模拟与遗传算法相结合,探索了模具中局部隔离结构的最佳配置和形状,以实现更均匀的加热条件和更同步的固化过程。徐斯斯[10]对双曲型复合材料在热压罐固化过程中的温度分布进行了模拟,并对其固化后的变形进行了仿真分析,其方法可以为复合材料的工艺优化提供指导。Hu等[11]提出了一种传热补偿策略,即在模具加热较慢的部分安装高导热系数的“导热翅片”,以增强模具与热空气之间的热传递效率。
本文中主要利用模拟仿真手段,结合固化过程中的温度场与流场分布,分析并得出了造成型面温度分布不均匀的两方面原因,并提出在模具前端添加水平或竖直整流板的方式以达到提升型面温度均匀性的目的。
1 理论分析
热压罐成型技术实际上是在一定压力条件下,利用预设好温度的空气流体与模具进行热交换从而实现材料的固化成型。其中,根据文献[12-13]可知,热压罐的空间结构导致在工作过程中罐体与模具间的热辐射极微弱,所以此处不考虑热辐射对仿真结果的影响,可以假设热压罐内部只有热对流和热传导2种传热方式。由此建立数学模型如下:
1.1 对流传热
质量守恒方程[14]:
(1)
式(1)中: ρ为气体的密度;U为其流速。
动量守恒方程[14]:
(2)
(3)
(4)
其中:u、v、w分别表示热压罐内沿罐轴体向前的方向、平行于型面且垂直于罐轴体的方向以及垂直于型面向上的方向;η为气体的动力黏度;Su、Sv、Sw 分别为动量方程在x轴、y轴、z轴方向上的广义源项;p为气体压力。
能量守恒方程[15]:
-pdiv(U)+div(λ·grad(T))+Sh+φ
(5)
式(5)中:λ为导热率;T为温度;Sh为模具内部热源,Sh=0;φ为工作气体的机械能由于黏性作用转换成其他能量形式的部分。
此处假设热压罐内部是理想气体,故理想气体状态方程:
PV=nRT
(6)
式(6)中:V为工作气体体积;n为物质的量;R为理想气体状态常数。
牛顿散热方程:
(7)
式(7)中:Φ为气体与模具的传热功率;A为二者间的传热系数;h为气体的对流传热系数;Tm为模具的温度;c为模具的热容;Vm为模具的体积。
1.2 传导传热
(8)
其中: ρm为模具的密度; c为模具的热容; Tm为模具的温度。
2 模型建立
仿真所需热压罐组装模型及热压罐内部框架式模具建立如图1所示,其中成型模具长为1 700 mm,宽为1 500 mm,高为400 mm,其表面为光滑凹形曲面,该处使用的模具为常见的框架式结构,支撑板呈7×7排布,其厚度为4 mm,型面厚度7 mm,方形通风孔130 mm × 220 mm,半圆形散热孔半径25 mm。此外,热压罐罐体可简化为直径为2.5 m,高度为7 m的圆柱体。模具型面下表面与热压罐中心面重合。
图1 热压罐及模具模型
Fig.1 Modle of autoclave and die
3 物理场与边界条件
3.1 物理场
流体流动状态一般可分为层流与湍流,其划分依据为雷诺系数Re的大小。雷诺系数计算公式:
(9)
式(9)中:μ为气体动力黏度;ρ为其密度;u为气体流速;d为罐体直径。
T<2 000 K时,气体动力黏度μ遵循萨特兰公式:
(10)
其中:15 ℃时的空气黏度μ0=1.789 4×10-5,B=110.4 K。
流体流动状态评定标准:Re≤2 300为层流;2 300≤Re≤8 000为层流与湍流的过渡区; Re≥8 000为湍流。
根据式(9)、式(10)计算可知热压罐内流体流动状态为湍流,由于罐内对流传热与共轭传热的特点,故选择湍流(k-ε)及固体与流体传热(ht)物理场接口,再将二者耦合为非等温流动(nitf1)多物理场接口。
3.2 边界条件
由于仿真中的物理场都沿着模型对称面对称,在保证结果准确性的基础上,为缩短计算时间,将模型按照对称面剖开,取其一半为研究对象,在COMSOL中添加材料为结构钢与空气,材料部分属性如表1所示。固体与流体初始温度均为288 K,入口处固化温度变化如图2所示。出口条件为默认条件,同时将罐体圆筒壁面设为热绝缘。通过实地调研与查阅文献可设置入口处平均气体速度为2.5 m/s,即常见的热压罐入口处工艺流速,出口压力为0.6 MPa,即罐内气体工作压强。
表1 材料相关参数
Table 1 Material related parameters
材料密度ρ/(g·cm-3)比热容c/(J·(kg·K)-1)导热系数/(W·(m·K)-1)动力黏度μ/(Pa·s)结构钢785047544.5-空气rho(ρA,T)Cp(T)K(T)eta(T)
图2 固化温度曲线
Fig.2 Curing temperature curve
4 网格划分与结果分析
在进行数值模拟时,COMSOL Multiphysics可基于物理场特性和模型几何结构自动优化网格布局。完成初始网格划分后,用户可切换至用户控制网格功能,对模型中的关键区域或边界进行细致的手动网格细化,以增强数值解的精度和可靠性。图3展示了网格划分的最终结果。
图3 生成网格
Fig.3 Mesh generation
参照文献[16]在COMSOL中提取模具型面上表面X03、X06、X09、X11、X13、X23六个点的温度随时间变化的数据,各点位置分布如图4所示,与文献中的实验数据进行对比,如表2及表3所示,并计算其相对误差如图5所示,可知上述6个点仿真结果与实验结果的相对误差均在6%以内,认为该仿真方法能够作为之后模具优化方案的仿真环境并为其提供参考数据。
表2 实验温度数据
Table 2 Experimental temperature data
时间/s点位X03X06X09X11X13X230294.8294.4295.1295299.8298.4600302.0302.3301.3301.3307.6311.81200314.4314.0311.9312.0317.9322.01800327.0328.0324.2324.4329.8334.72400339.8341.1336.9337.1342.3347.63000353.2354.5350.9350.5355.3362.33600367.0368.8365.0365.7369.1375.34200376.3377.0373.9374.6376.6381.44800379.3379.4377.5378.3380.4383.6
表3 仿真温度数据
Table 3 Simulated temperature data
时间/s点位X03X06X09X11X13X230288.0288.0288.0288.0288.0288.0600295.7295.8295.6/295.2295.6295.81200307.1306.9306.6305.6307307.41800320.3319.8319.4317.9320.2320.62400334.1333.5332.9331.0334.1334.53000348.3347.5346.9344.7348.3348.73600362.8361.8361.1358.8362.7363.14200377.3376.3375.5373.0377.2377.64800391.8390.8389.9387.3391.7392.2
图4 各点位置分布
Fig.4 Location distribution of points
图5 X03、X06、X09、X11、X13、X23数据点仿真温度与实验温度的相对误差
Fig.5 The relative error between simulated temperature and experimental temperature of X03/X06/X09/X11/X13/X23 data points
提取模具型面在升温结束时刻(t=7 200 s)以及降温结束时刻(t=28 800 s)的温度分布云图,如图6所示,图6(a)代表升温阶段型面温度分布情况,可以看出在升温阶段,模具型面在迎风端一侧温度高于背风端,高温区集中在迎风端一侧;图6(b)代表降温阶段型面温度分布情况,可知在降温阶段温度分布规律与升温阶段大致相反,即迎风端一侧温度低于背风端。由此得出在固化过程中迎风端一侧温度变化领先于背风端的规律。
图6 型面温度分布云图
Fig.6 Temperature cloud
以上现象一方面由于流体粘性作用及模具支撑结构的阻碍会造成模具背风端换热强度低于迎风端,另一方面,入风口处空气流体与型面迎风端及模具迎风端外侧支撑结构直接接触,导致型面迎风端温度受流体温度变化影响大。上述原因是导致模具前后温度不一致的两大主要原因。
5 添加竖直整流板的优化模型
5.1 模型建立
基于上述分析,提出在模具两侧添加竖直整流板,添加竖直整流板后入风口处气体首先与竖直板接触,在此处产生分流,分流后的气体仍基本按照原有方向流动,但在竖直板外侧会产生一定涡流,气体流经模具两侧通风孔时,在模具内外压差作用下流入通风孔内,进而增强型腔内气体与模具后端的热量交换。整流板过短时被分流的气体在框架式模具阻碍下会产生一定回流进而使整流板分流效果降低,为避免气体回流竖直整流板不宜过短,此处设置整流板长度为130 mm,模型建立如图7所示,模具内外压差作用下流入框架式模具的气体能够增强模具型腔内气体流速,促进模具背风端流体与固体的热交换,从而提高模具型面温度分布的均匀性。
图7 添加竖直导流板的模型
Fig.7 The optimization model of vertical baffle
5.2 优化结果分析
将图7模型放入4节仿真环境(以下简称仿真环境)中进行计算。由于温度方差能够较为准确形象地反映出模具型面温度分布的均匀性,提取标准模具与竖直板模具型面上所有网格点的温度数据,计算并绘制如图8所示方差随时间变化图。根据图8可知,添加竖直导流板后模具型面温度方差有所下降,固化过程中型面的温度均匀性提高。
图8 型面温度方差随时间变化图
Fig.8 Variation of temperature variance with time
此外,在垂直于入口处气体流向最末端框架上的方形散热孔处添加3个探针点Y01、Y02、Y03,其位置如图9所示,提取标准模具与竖直板模具在探针点处气体流速数据,绘制如图10所示速度随时间变化对比图,可以看到模具内背风端3个探针点气体流速均有所提高。
图9 探针点位置分布
Fig.9 Distribution of probe points
图10 速度对比
Fig.10 Speed comparison
6 添加水平整流板的优化模型
6.1 模型的提出
基于前文所述的理论与仿真分析,提出了一种模具设计优化方案:在型面前端延伸出一段水平整流板。该整流板的设计目的在于改变流体与型面前端的接触模式,有效降低该区域的热交换强度,能够有效降低此处流体与固体的热量交换,进而提高型面温度分布的均匀性。添加整流板模具如图11所示。整流板长度为40 mm。
图11 添加水平导流板的优化模型
Fig.11 The optimization model of horizontal baffle
6.2 优化结果分析
将该优化模型放入仿真环境进行计算并得出结果,经5.2节的方差计算方法计算出该优化模型型面上表面在固化过程中温度方差随时间变化的数据,与标准模具和竖直板模具进行对比,如图12所示。由图12可知,水平板与竖直板的优化模型都使温度方差有所降低, 标准模具平均方差为7.7 K2,竖直板平均方差为5.9 K2,降幅可达23.4%,水平板平均方差6.1 K2,降幅可达21%。
图12 型面温度方差随时间变化图
Fig.12 Variation of temperature variance with time
将标准模具、水平板模具、竖直板模具在升温结束时刻(t=7 200 s)以及降温结束时刻(t=28 800 s)的温度分布云图进行对比,如图13所示,可以看出添加整流板的两模具都使型面迎风端两侧拐角处温度均匀性增强,竖直板使背风端升温阶段低温区、降温阶段高温区面积缩小,可知竖直板使模具后端换热强度有所提高,水平板则使迎风端温度领先区域面积明显减小,使高温与低温区域间过渡区域面积增大。
图13 温度云图对比
Fig.13 Temperature cloud comparison
7 结论
在利用COMSOL仿真软件建立准确的热压罐固化过程仿真模型的基础上,分析了造成热压罐模具型面温度前后不均匀的原因,并提出在模具前端延伸出一段水平或竖直整流板,通过分析其温度场及对比优化前后数据,得出以下结论:
1) 热压罐固化过程中模具前端存在温度领先区域,其温度变化受流体温度变化较大。
2) 添加竖直板能加强模具后端与气体的热交换,达到优化型面温度分布均匀性的目的,平均温度方差降低23.4%。
3) 添加水平板能降低型板最前端与流体的热交换,起到改善温度分布的作用,平均温度方差降低21%。
未来可建立同时拥有两类整流板的热压罐模具,探究其对温度分布的影响。
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