复合成形论文（共7篇）
复合成形论文 篇1
1 引言
油底壳作为润滑机油的容器是柴油机上的一个重要零部件,它是非轴对称阶梯形复杂大型冲压件的典型代表。在基本非轴对称阶梯形的基础上,为适应不同的市场需求,阶梯尺寸是不尽相同的。阶梯的高度亦即油底壳的深度是决定其拉延成形难易的关键参数,相对深度越大,拉延成形越困难,反之亦然。
应环保要求,降低柴油机的噪声排放,减少环境污染,将成为今后相当长时间内研究的重要课题。而作为柴油机噪声重要传播媒件的油底壳,成为降噪的重要零件之一。
由钢板和高分子材料复合制得的减振钢板是近年来国内外迅速发展的新型材料,它利用了高分子材料所具有的高阻尼特性,具有显著的减振降噪作用,是降低振动噪声场合替代纯金属板材的理想材料。采用复合板来生产工艺复杂、技术含量高的大深度油底壳,已成为大势所趋。但是复合板如果在成形中发生上下板的相对错动,将失去其减震效果。因此,复合板在成形过程中不允许上下两层板发生错移,从而其拉延难度要比普通钢板大的多。为此,复合板油底壳拉延成为欧三柴油机迅速投放市场、创造可观经济效益的关键制约因素。
2 冲压件结构工艺性分析及油底壳结构形状优化
设计人员针对装配连接要求、通用的容积要求和柴油机具体的使用场合的要求对油底壳阶梯形状和尺寸进行初步设计,确定其基本的形状和尺寸。然后对油底壳结构进行冲压工艺性分析,在满足以上三方面要求的前提下,以最大限度地改进其结构工艺性,改善成形性能为目标,对油底壳形状和尺寸进行了优化,见图1所示。
3 油底壳成形工艺方案的确定
根据产品图纸的要求及工厂现有设备状况,分析、确定可供选择油底壳的冲压流程:落料—拉延—整形—切边—冲孔(顶孔、侧孔)—翻边。其中拉延工序是最关键的。而其他工序的工艺难度不大,不作为本文讨论的重点。因此,下面仅对拉延工艺方案进行分析讨论。油底壳结构复杂,采用三段拼焊而成(图1),图中件号1、2深度不大,成形比较容易,难点在于件号3(图2)的拉延成形。
件号3成形工艺方案的讨论:为便于对非轴对称阶梯形复杂大型冲压件油底壳拉延进行计算分析,将其简化为带非均等法兰边矩形盒的拉延,在此基础上借用一般矩形盒的一次拉延最大相对高度的经验数据进行拉延次数的判断[1]。考虑到复合钢板拉延性能尚在探索中,先借鉴普通钢板拉延的理论和经验来分析。相对高度为143/1041=0.137,远远小于矩形盒一次拉延所能达到的最大相对高度,初步判断一次拉延可成功。考虑到材料的特殊性,复合板上下两层钢板很薄,而且两层受力有差异、流动性不一致,拉延过程中不允许上下两层板脱离,相对普通钢板拉延,可以判断该方案需要解决的技术问题难度大。从而必须精确地确定毛坯形状及尺寸,以便保证在工件变形区内各部位伸长变形均匀一致,不发生材料的堆积现象,不使法兰边根部的侧壁附近形成翘曲和皱折,对矩形盒表面质量和尺寸精度产生不良影响。由此对设备提出的技术性能要求十分苛刻,需要能对法兰周边提供不均等而且动态变化的压边力。
通过初步的实验验证,无论如何调整设备和工装都无法拉出合格产品,于是需要对上述的工艺方案进行调整。由于复合材料的特殊性,普通钢板拉深的极限相对高度参数失去了参考价值,所以决定对高度为143的盒子采用两次拉延。
4 关键技术工艺措施
拉延过程中会出现法兰边起皱和传力区拉破两种失稳形式,影响拉延的正常进行。一切影响法兰边起皱和传力区拉破的因素都是成形极限的影响因素。这些因素有:材料的力学性能(屈强比σs/σb、伸长率δ、厚向异性指数r和硬化指数n)、相对厚度t/D、凹模圆角半径R、压边力、拉延筋、毛坯的形状尺寸、润滑方案等。可采取的技术工艺措施有:材料的材质和规格的选择;凹模圆角半径R的优化设计;拉延筋的形状、尺寸和位置的优化设计;毛坯的形状尺寸的优化设计;压边力、润滑的调整、优化、组合。
4.1 材料选择
由于油底壳主要功能侧重在减振降噪方面,通过一系列的振动实验,我们选择了宝钢生产的复合板。主要性能指标见表1。
4.2 凹模圆角半径R
R增大,尽管可减少阻力,增加工件危险断面的强度,但由于过大的R使坯料在压边圈下与凹模平面接触面积减少容易发生起皱现象。同时R的选择必须和整形工序一并统筹考虑,兼顾拉延和整形两方面的工艺要求。综合以上几方面的因素,凹模圆角半径在模具设计时进行优化,一次拉延取值为R12,二次拉延取值为R8,待模具验证时进行进一步的优化、调整。
4.3 拉延筋的形状、尺寸和位置
根据油底壳各部分的变形特点,提供出各种变形所需要的变形力,满足油底壳周边外部变形区的变形分布不均匀和内部的复合变形的需要。拉延筋可充分发挥调节变形阻力的作用,避免压边圈等因结构上的复杂而难以实现的弊病。拉延筋具体位置布置本质上最终是由油底壳的形状和尺寸决定的。拉延筋的形状、尺寸和位置,在模具设计阶段的优化设计如图3所示,其具体的尺寸亦可待模具验证时作进一步的优化、调整。
4.4 毛坯的形状尺寸
拉延毛坯的形状和尺寸对拉延成形的影响至关重要,毛坯形状和尺寸不恰当,拉延难以成功。毛坯尺寸太大,则拉延变形力大,极易拉裂;如果毛坯太小,则径向拉应力小,切向拉应力大,毛坯极易起皱。毛坯的形状尺寸的优化设计初步尺寸确定如图4所示,待模具验证时也需作进一步的优化、调整。
4.5 压边力、润滑的确定、调整、优化、组合。
当压边力过大时,坯料由于受到过大的压边力,而不易被拉入凹模,从而使底部转角处拉裂;而当压边力过小时,则坯料在拉延过程中由于受切向的压应力的作用而起皱,影响拉延质量。压边力在保证零件法兰边不致起皱的前提下尽量选择较小的数值。良好的适宜的润滑,可以降低拉延力,降低拉裂的倾向性,发挥材料的拉延潜力,提高成形极限。为了解决起皱问题,需增加压边力Q,但同时又使变形抗力σp增加,增加拉裂的趋向,这时,较小摩擦系数下的良好润滑又可使σp减小,从而满足既不拉裂又不起皱的双重要求。压边力、润滑需经初步计算和选择,在模具验证时进行进一步的优化、调整、组合。
5 模具验证及工艺参数的调整、优化、组合
实际拉延实验时,对凹模圆角半径R、毛坯形状尺寸、拉延筋的尺寸和压边力、润滑进行了多次调整、组合最终取得了成功。具体调整数据如下:一次拉延凹模圆角半径由R12改成R8,拉延筋高度由5.2mm改成7.0mm;二次拉延凹模圆角半径由R8改成R6,拉延筋高度由5.2mm改成8.0mm。同时提高凹模圆角处的光度。压边力实验数据见表2。拉延油的涂抹采用不均匀涂抹方式。最终采用第5组数据。
6 结束语
在满足使用要求的前提下,最大限度地改进冲压件的结构工艺性对于冲压成形十分重要。明确拉延成形极限的影响因素,并针对性地采取相应的技术工艺措施,对工艺参数凹模圆角半径R、拉延筋的形状、尺寸和位置、毛坯的形状尺寸、压边力、润滑等进行优化设计、调整、组合对于拉延成形至关重要。同时,此方案的成功为企业对其他零件应用新减振材料具有借鉴和指导意义。积极推广、使用新材料对于工艺复杂、技术含量高、成形困难的冲压件的生产具有十分重要的意义。
摘要：介绍了复合减振钢板油底壳拉延成形研究的意义,同时针对复合板材料上下两层板在拉延过程中不允许错动的特点,进行了油底壳结构工艺性分析及结构形状优化。在分析、研究材料的力学性能、相对厚度、凹模圆角半径、压边力、拉延筋、毛坯形状尺寸、润滑等关键技术和工艺参数的基础上,确定了油底壳成形工艺方案。通过在模具上实际生产,验证了复合板油底壳拉延成形工艺参数的正确性。
关键词：机械制造,拉延,油底壳,复合板,设计
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复合成形论文 篇2
细鳞片石墨具有高的导热率、高的耐热性、耐腐蚀性等诸多优点, 但其成形工艺性不佳、气密性差, 这些极大地限制了其开发与利用;目前, 密封板的制备方法有:干混和湿混模压法;采取干混模压法制备鳞片石墨复合密封板时, 各增强基体材料难以与其他材料“复合”, 因此, 虽然工艺简单, 但板材强度低, 气密性差;采取湿混模压法制备细鳞片石墨复合密封板时同样会遇到上述问题, 此外, 该工艺中溶剂挥发会产生整体厚度上的微孔对气密性能、生产效率和成本产生较大影响, 与干混法相比, 实现大批量生产更为困难;随着现代工业高温、高压、腐烛性介质等工况日益增多, 对细鳞片石墨复合密封板强度和气密性能要求更苛刻, 上述两种工艺方法难以满足要求。本文研究细鳞片石墨复合密封板铺叠成形工艺, 工艺环节的细微差异都会在很大程度上影响鳞片石墨复合密封材料的最终使用性能以及其能否满足市场要求。
1 试样制备
试验用主要原料, 细鳞片石墨, 粒度:-200目, 纯度99.9%;聚乙烯醇缩丁醛, 型号DL-2, 相对密度1.08~1.10g/cm3;酚醛树脂, 型号为2130, 固形物质量分数:≥75%, 黏度:80-200秒, 密度:1.20g/cm3;无水乙醇:含量 (CH3CH2OH) ≥99.7%, 密度:0.789-0.791g/cm3;酞酸二丁酯, 分子式:C4H22O4, 无色油状液体, 密度:1.046-1.047g/cm3。
制备工艺过程: (1) 制备细鳞片石墨浆料:制备细鳞片石墨浆料, 包括细鳞片石墨粉末、有机粘接剂、增塑剂、溶剂、除泡剂、偶联剂等, 将上述各物质按比例混合, 制的细鳞片石墨浆料; (2) 挤出流延成型:对细鳞片石墨浆料进行挤出流延成形, 同时干燥制备成厚度0.05~0.5mm的细鳞片石墨半固化薄片, 切片; (3) 增强基材预处理:增强基材进行预处理, 基体为网状材料, 同时在80℃干燥8min, 厚度为0.2mm; (4) 铺叠热压固化:将上述制得的细鳞片石墨半固化薄片和进行预处理增强基材依次叠加在真空高温压模机模具中, 真空热压固化。
2 热风干燥工艺
本文采用热风干燥方式去除细鳞片石墨浆料中溶剂, 为了防止鼓泡现象产生, 拟将热风干燥过程划分为多个阶段, 包括预干燥工艺和终干燥工艺。
2.1 预干燥温度确定
图1是不同热风干燥初始温度 (热风干燥时间为10min) 对细鳞片石墨半固化片的表面质量的影响, 实验观察发现随着热风干燥初始温度不断增加, 热风干燥细鳞片石墨浆料表面, 开始逐渐产生气泡, 并且不断增大。当石墨浆料温度过高热风干燥时, 造成气体分子运动过快, 表层形成膜, 有效的阻碍分子的运动, 使分子不能扩散, 而产生气泡;当温度为50℃时, 细鳞片石墨半固化片的表面质量达较好, 可见适当降低干燥温度能够明显改善其质量效果, 但过多降低温度, 导致干燥时间加长, 影响细鳞片石墨复合密封板生产效率。
2.2 终干燥工艺研究
预干燥初始温度50℃, 预干燥初始温度相对比较低, 所需干燥时间比较长, 不利于细鳞片细鳞片石墨半固化片实现大批量快速生产, 需要提高溶剂的挥发速率, 缩短细鳞片细鳞片石墨半固化片干燥时间, 需要提高干燥温度从而使溶剂挥发速率提高, 聚乙烯醇缩丁醛属热塑性材料, 软化温度65℃, 玻璃化温度80℃ (材料的许多特性都在玻璃化转变温度附近发生急剧的变化) 。
3 叠加热压固化
根据细鳞片石墨复合板材的使用性能等其他要求, 本文采用铺叠热压成型工艺将多层鳞片石墨半固化薄片与增强基材叠真空热压成型, 通过对每一材料成分含量及厚度和叠层的层数、不同增强基材相互叠加方式、细鳞片石墨复合板材板厚等, 本文设计不同叠层的方式:
(1) 将模组按顺序叠加, 基本顺序原理, 镜面不锈钢板, 牛皮纸由内向外按顺序叠加整齐, 再将硅橡胶垫叠加在镜面不锈钢板, 将耐高温分离膜、半固化薄片以及增强基材依次按顺序叠加在模具中。
(2) 将叠整齐的模具放在多层板压合机上压模, 此多层板压合机可分多个阶段热压, 本实验设计从三个阶段热压, 第一阶段升温升压, 低温低压预压, 第二阶段保温保压, 第三阶段降温泄压, 在多层板压合机取下脱模。
4 结论
(1) 采用挤出流延制备细鳞片石墨半固化薄片, 干燥时间比较短, 细鳞片石墨复合密封板材半固化薄片层层叠加中制备的细鳞片石墨复合密封板材不会存在整体厚度上的微孔, 提高了细鳞片石墨复合密封板材的性能;
(2) 采用铺叠热压成型工艺通过多层细鳞片石墨半固化片与增强基材叠加真空热压成型可以对每一材料成分含量及厚度和叠层的层数、不同增强基材相互叠加, 从而提高细鳞片石墨复合密封板材的使用性能等其他要求;
(3) 采用细鳞片石墨复合密封板铺叠成型可以在实际工艺生产上实现大批量、高效率、低成本制造细鳞片石墨复合密封板材。
摘要：本文提出一种细鳞片石墨复合密封板材成形制造方法, 首先采用挤出流延成型工艺制备出细鳞片石墨复合半固化片, 然后将半固化片与增强基材逐层铺叠在一起, 最后在真空热压条件下固化成型, 获得所需细鳞片石墨复合密封板材。主要探究热风干燥及铺叠热压固化对细鳞片石墨复合密封板材性能, 使得这种细鳞片石墨复合密封板材具有较高气密性和强度, 并易于实现规模化生产和控制生产成本。
关键词：细鳞片石墨复合密封板,铺叠成形,热风干燥
参考文献
[1]王乐勤.柔性石墨密封垫片的研究现状及发展趋势[M].技术综述, 2013:41-06.
复合成形论文 篇3
近年来随着经济的发展,能源需求急剧增长,国际、国内都在加大开采石油、天然气的力度。油气输送管道作为石油和天然气的一种经济、安全、不间断的长距离输送工具得到了迅速发展,与之相适应的在高腐蚀环境下应用的耐蚀管材也大大增加[1]。传统的耐蚀管材为不锈钢类或高合金类耐腐蚀管材,管材的成本高,强度、刚度低,而双金属复合管材具有高强度、高刚度、耐腐蚀等性能,通过新疆油田火驱先导试验区地面建设工程集输管线的试用,双金属复合管(#20+304不锈钢管)[2]耐腐蚀优势明显,使用效果好,有着广泛的应用前景,所以现在国际、国内市场都开始大力推广使用。
由于液胀成形方式具有显著优点,国内外都逐渐采用此种方式作为成形双金属复合管的方法[3]。在液胀成形双金属复合管过程中,由模具将复合管两端封堵后注入高压液体进行成形,最重要的是将内衬合金管与基管紧密结合[4]。由于在成形过程中,基管发生弹性变形,轴向长度缩短较小;内衬合金管发生塑性变形,在径向和轴向上尺寸都要发生明显变化,且轴向收缩量较大[5]。为了使双金属复合管成形后内外层端部相对一致,特研发了液胀成形双金属复合管专用超高压模具以自动适应内外层合金管长度的变化,并满足径向大尺寸变形的超高压密封要求。
1 专用超高压模具装置结构
本装置的结构如图1所示,防护罩通过螺栓或其他方法固定在模套上,起到安全防护作用,防止内密封圈失效后高压液体外泄喷射造成伤害。模套上装有随动胀套,主要起到跟随端部移动,始终贴合内衬和基管端部的作用。随动胀套由密封圈和导向装置、模芯、内密封圈、密封挡圈组成。模芯安装在模套上,能够沿着模套发生轴向移动,导向装置安装到模套上,在模芯移动时起到导向和圆周向限位作用;密封圈随模芯一起移动,起密封作用;内密封圈通过适当的办法定位在模芯上,例如密封挡圈或者头部、根部螺纹连接等形式,保证内密封圈的沟槽尺寸,起到限制内密封圈的作用。
随动胀套能够在成形过程中随着内衬管和基管轴向变形而随其移动,并保证与钢管两端密封良好,且移动范围大,满足不同长度钢管的成形需要。
预密封液体通过模芯进入内密封圈内,保证在成形前内密封圈胀大密封住内衬管内壁。成形过程中内密封圈胀紧压力与管体成形压力一致,且能够使端部无高压液体接触区域内衬管和基管成形。
1—随动胀套;2—密封圈;3—定位装置;4—模芯;5—内密封圈;6—基管;7—内衬管;8—挡圈密封;9—防护罩;10—模套;11—螺栓;12—径向密封挡块
2 工作原理及过程
如图1所示,在复合管成形过程中,需要成形的基管套在内衬管上,且内衬管长度大于基管长度(具体长度根据实际生产情况计算确定),内衬管和基管之间有一定间隙,内衬管两端分别与充、排模具装置的模芯端部紧密贴合。成形时,首先预密封液体通过模套和模芯进入内密封圈的内圈,内密封圈在预密封液体作用下发生径向变形向外胀大,与内衬管内壁紧密贴合,使内衬管两端密封;然后液体经过模套和模芯迅速充满内衬管;对管内液体进行增压,随着液体压力的升高,内衬管由弹性变形转为塑性变形,内衬管径向增大,轴向缩短。当压力达到一定数值时,模芯的预密封液体与内衬管内的高压液体连通,使内密封圈向外胀紧压力与内衬管压力一致,保证整个复合管成形过程中内衬管处于密封状态下连续发生变形。
当内衬管轴向缩短时,随动胀套中的模芯由于左侧所受压力面积S与右侧受压面积s的关系S=Ks(S>s),模芯在液压力作用下使得随动胀套整体向钢管方向移动,随动胀套中的定位装置保证随动胀套只发生轴向移动,不会圆周向转动,因此模芯端面能够始终和内衬管、基管端面接触。成形中内衬管逐渐缩短,直至缩入外层管基管内见图2中的△L。成形结束后能够保证内衬管与基管紧密贴合,随动胀套具有较大的轴向移动范围,适合各种长度复合管成形。
3 试验测试
对本模具装置进行制造并配以相关设备进行试验,将内衬管放入到碳钢管内,内衬管两端长于碳钢管两端,然后进行高压复合,试验结果的复合管如图3所示。
从图3中不难发现,复合管端部的内管和外管端面基本平齐,达到了模具设计的初衷。液胀成形双金属复合管内管和外管的结合程度如图4所示,内衬管和外管紧密贴合在一起,基本融为一体,达到了复合的目的,表明模具在超高压状况下能起到良好的密封作用,满足了液胀成形复合管实际生产的需要。
由于液胀成形双金属复合管技术在国内外处于初步发展期,只有少数国家掌握了此胀形技术,专用于此技术的模具设计更是少之又少,因此该模具在国内外均具有创新性。因该模具只是处于试验阶段,还未能应用于工业生产,其中可能存在一定的问题,比如寿命问题、效率问题等。但通过试验,证明了该模具特别适用于液胀成形双金属复合管的生产,为其工业化奠定了基础,相信通过以后的进一步优化,一定能够成为我国液胀成形双金属复合管模具的雏形。
4 结语
经过试验证明,该专用超高压模具装置在液胀成形过程中能够随内层管轴向缩短自动移动,保证了钢管端部始终和模芯端面紧密接触;内密封圈在液体压力作用下能够起到向钢管内充液前预先密封,增压过程继续密封的作用,保证内层管始终处于密封状态,且能使内层管端部无液压接触区域与外管紧密结合;其能够适应内外层管轴向长度大的变形量,且使复合管内外层整体紧密结合,成形完毕后内外层管端部齐平,能够适应管径100 mm~2 500 mm、长度6 m~15 m的液胀成形双金属复合管的变化,成形的复合管性能良好。该装置具有良好的密封性,结构简单,稳定性好,控制方便,适合工业化生产使用。
摘要：介绍了一种用于液胀成形双金属复合管的模具。该装置具有自动适应内衬管和基管轴向长度变化量不等的特点,并能随着胀形力的变化与其轴向力自动可靠平衡,克服了成形设备的平衡力不稳定和控制复杂、易造成复合钢管质量不稳定的缺点,并能满足成形过程中由于超高压力产生的直径方向大变形量的可靠密封,使复合管内衬管在超高压液体的作用下与基管紧密结合,具有结构简单、控制方便、可靠性高、成本低等优点。
关键词：液胀成形,复合管,模具,超高压
参考文献
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复合成形论文 篇4
近年来,我国复合材料型材发展迅猛,年产量跃居世界首位并广泛应用于国民经济各个领域,它是我国未来实施绿色低碳经济发展中的不可替代的重要部分。伴随着复合材料型材的高速发展,拉挤成形生产法已经成为一种广泛应用的工艺技术,逐渐引起业界尤其是从事复合材料型材生产与研究者的广泛关注。与国外先进技术相比,我国复合材料除了原材料的差距外,工艺技术水平也存在相当大的差距。因此,努力提高复合材料的工艺水平,是摆在复合材料型材生产与科研企业面前的首要任务。
2 复合材料的特点
复合材料由两个或两个以上独立的物理相,包括黏结材料(基体)和粒料、纤维或片状材料(增强材料)所组成的一种固体产物,以树脂基复合材料用量最大,占全部复合材料的90%以上。本课题讨论的复合材料以树脂基复合材料为主,其性能与生产工艺关系颇大。拉挤成形树脂基复合材料具有以下特点:
(1)轻质高强,比强度、比模量高。相对密度在1.5~2.0之间,只有碳钢的1/4~1/5,可是拉伸强度却接近,甚至超过碳素钢,而比强度可以与高级合金钢相比,可达钢的4倍,碳纤维增强环氧树脂复合材料的比强度可达钛的4.9倍,比模量可达铝的5.7倍多,树脂基复合材料力学性能相当出众。玻璃纤维增强树脂基复合材料与其他材料性能的对比见表1。
(2)耐腐蚀性能好。树脂基复合材料是良好的耐腐材料,对大气、水和一般浓度的酸、碱、盐以及多种油类和溶剂都有较好的抵抗能力。已应用到化工防腐的各个方面,正在一定工业领域内取代碳钢、不锈钢、木材、有色金属等。
(3)电性能好。是优良的绝缘材料,高频下仍能保护良好介电性,适合制造绝缘体。
(4)热性能良好。热导率低,室温下为1.25~1.67kJ/(m·h·K),只有金属的1/100~1/1000,是优良的绝热材料。在瞬时超高温情况下,是理想的热防护和耐烧蚀材料。
(5)可设计性好。可以根据需要,灵活地设计出各种结构产品,以满足不同的使用要求。
(6)工艺性优良。工艺简单,可以一次成形,经济效果突出。
3 挤压成形工艺流程
拉挤成形工艺一般由送纱、浸浆、刮浆、预成形、固化成型、牵引和切割等工序组成,典型的生产线布局见图1。玻璃纤维丝从纱架中引出,经过集束装置进入浸浆机,在浸槽中充分浸透,然后进入预成形模具,由预成形模具端排除多余树脂并在压实过程中排除气泡,再进入成形模,玻璃纤维丝和树脂在成形模中加热固化成型,由牵引机按照加热固化温度以一定的速度进行拉拔,最后根据所需的长度由切割机切割。
复合材料拉挤成形工艺的优点:(1)工艺过程容易实现自动控制,产品质量稳定;(2)生产过程中基本不产生边角废料,原材料利用率高;(3)生产效率高;(4)制品长度只受生产空间的限制,而与设备能力和工艺因素无关;(5)随着原材料品种和规格的逐步完善和工艺水平的提高,复杂截面的直线型恒截面复合材料型材都可以应用拉挤工艺成形,适应不同用途要求。
4 拉挤工艺参数分析与确定
拉挤成形的工艺参数主要包括模具的设计、加热固化温度、牵引速度以及牵引力等,这些因素的精确、稳定和相互匹配性是拉挤工艺成败的关键。
4.1 模具设计
模具是拉挤成形的关键部件,因此,拉挤模具设计必须满足以下要求:(1)拉挤工艺的特点决定了模具长期处于受热状态,因此,模具必须具有良好的尺寸稳定性;(2)当浸渍过的树脂纤维束被拉进模具时由于体积的缩小伴随着摩擦力的增加,要求模具具有优良的耐磨性;(3)拉挤成形时,纤维束一边受热进行固化反应,一边在牵引机的作用下沿着模具前移,受到动态的摩擦作用,要求内表面必须光滑。
拉挤成形模具一般由预成形模和成形模两部分组成。预成形模具的作用是将浸胶后的增强材料,按照型材断面配置形式,逐步形成近似成形模控形状和尺寸的预成形体,然后进入成形模,这样可以保证制品断面含纱量均匀。成形模具的作用就是树脂固化成型,其入口处的几何形状是重要的影响因素。通常入口处的几何形状是锥形、圆形和抛物线形,考虑到压力升高的影响采用圆形入口。模具设计形状尺寸见图2。
4.2 加热温度
玻璃纤维浸胶后通过加热的模具,按其在模具中的不同状态,分为预热区、凝胶区和固化区。树脂通过预热区后,树脂体系开始凝胶、固化,这时产品和模具界面处的粘滞阻力增加,壁面上零速度的边界条件被打破,在脱离点处树脂出现速度突变,树脂和增强材料一起以相同的速度均匀移动,在固化区内产品受热继续固化,以保证出模时有足够的固化度。模具加热采用图3的方式,加热功率为4×480W,加热温度最大值设定为180℃。该方式热传递效率高、热量损失小。图4为模具时间—温度曲线图。
4.3 拉挤速度与牵引力
在一定的温度条件下,树脂体系的凝胶时间决定了拉挤的速度,拉挤速度要充分考虑使产品在模具中部凝胶固化,一般典型的拉挤速度为300mm/min~500mm/min。拉挤工艺启动时,速度应放慢,然后逐渐提高到正常拉挤速度。经测试,树脂固化时间为50s,模具长度为400mm,则拉挤速度为:400mm/50s=480mm/min。并根据牵引力大小做适当的调整,牵引力大则应加大拉挤速度。
4.4 牵引力
牵引力是保证制品顺利出模的关键,牵引力的大小由制品与模具之间的界面上的剪切应力来确定。成形中若想使制品表面光洁,要求产品在脱离点的剪切应力较小,并且尽早脱离模具。牵引力的变化反映了产品在模具中的反应状态,它与模具温度关系很大,并受到拉挤速度的控制。一般来说,当牵引力变大时,则相应地要适当提高拉挤速度。拉挤速度为480mm/min时,现场测试正常牵引力为3000N左右。
5 结束语
树脂基复合材料拉挤成形工艺参数是一个互相牵制而又庞大精密的体系,主要包括成形模具、模腔温度、拉挤速度以及牵引力等。在这些参数中,模腔温度由树脂系统的的特性来确定,是应当解决的首要因素,可以通过树脂固定体系的DSC曲线峰值和有关条件,确定模具加热的各段温度值。拉挤速度是一个平衡固化程度和生产速度的参数,在保证树脂固化的前提下应尽可能地提高拉挤速度。牵引力与模具温度关系很大,并受到拉挤速度的控制。总之,树脂基复合材料在拉挤生产时,各个参数的精确、稳定和相互匹配性是确保产品质量与提高效率的关键。
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复合成形论文 篇5
汽车桥壳作为汽车的主要部件起着支撑车体、保护差速器等功能。目前汽车桥壳主要采用铸造、冲压焊接的方法制造。其中, 铸件的强度、刚度虽然较大, 但浪费材料和能源, 生产工艺不够环保;冲压焊接件的质量轻, 但焊缝性能比较差[1]。
管材液压成形工艺具有材料利用率高、生产成本降低、成形件整体强度高等优点[2]。基于管材液压成形的诸多优点, Lei[3]已将此成形工艺应用于汽车桥壳成形, 并对桥壳的液压胀形过程进行模拟;王连东提出采用胀—压复合成形工艺[4], 初步解决了桥壳传统液压胀形成形性不好、胀形液体压力大的问题, 成形件较传统胀形成形件结构规整、可成形圆角更小、管材贴模良好。
汽车桥壳胀—压复合成形工艺主要包括预制坯的胀形过程与汽车桥壳的压制过程, 其中预制坯的形状与尺寸直接影响最终桥壳的质量[1], 而预制坯胀形时的加载曲线 (即管坯内部压强与轴向进给量的协调关系) 是胀形件质量的关键, 管坯内部压强过小或过大会引起胀形件的局部褶皱或贴模性差的问题。本文以某型桥壳为例, 根据汽车桥壳胀—压复合成形工艺预制坯的设计原则[1], 并考虑了汽车桥壳截面尺寸的剧烈变化, 设计了汽车桥壳胀—压复合成形工艺预制坯。通过ABAQUS有限元软件对桥壳胀—压复合成形预制坯胀形过程进行模拟仿真, 分析预制坯胀形过程中加载曲线对预制坯成形质量的影响。通过控制加载曲线得到有益褶皱进而胀形得到符合要求的预制坯, 并对理想预制坯的壁厚进行分析。
1 预制坯的胀形方式与尺寸的确定
1.1 预制坯的胀形方式的确定
汽车桥壳胀—压复合成形工艺的基本步骤为[4]:管材两端缩径→对缩径管材胀形得到预制坯→将胀形件压制成形。以某型汽车桥壳为例, 如图1所示为预制坯的胀形基本步骤, 初始管材采用20#无缝钢管, 对管材进行缩径处理得到缩径管坯;将缩径管坯进行胀形得到预制坯。
由于管材力学性能、零件形状等的影响, 采用传统管材内高压成形工艺时管材的膨胀率低甚至出现管材破裂现象, 若在管材胀形时利用有益褶皱, 可以适当增加管材的膨胀率、降低管材的减薄[2,5,6]。本桥壳预制坯所需的管材膨胀率较大, 但由于管材极限膨胀率以及成形工艺的限制, 管坯胀形时若采用一次胀形的方式, 在胀形过程中管材减薄严重甚至会出现管材破裂。即使在管材胀形过程中采用有益褶皱, 由于管材坯料的局部堆积同样会出现无法展平的死皱[7]。管材破裂与出现死皱都属管材失效行为, 在管材胀形过程中不允许出现上述失效现象。因此, 汽车桥壳胀—压复合成形工艺预制坯需要通过两次液压胀形与有益褶皱相结合的方式得到, 从而降低管材胀形过程中的减薄甚至破裂的可能性。
1.2 预制坯尺寸的确定
在汽车桥壳胀—压复合成形过程中, 桥壳附加盖的大小对桥壳的成形性有一定影响, 若附加盖过大, 桥壳成形件成形性好, 但浪费材料;相反, 若附加盖过小, 桥壳成形件省材料但桥包部分成形性差, 且在压制成形过程中的端部翘曲易造成管坯端头密封失效[1], 无法完成桥壳胀形过程。以某型号汽车桥壳为例, 如图2所示, 桥包最高点的高度H1=58mm, 附加盖最高点高度为H2, 定义L=H2/H1。当L取值为0.78~1时, 桥壳外形及基本成形的内压范围较理想[4]。为方便计算与模具设计, 本模拟试验中取L=1。
汽车桥壳预制坯形状同样对桥壳成形件成形质量有很大影响, 一般情况下, 轴对称胀形件的可成形性及成形质量较非轴对称胀形件好, 因此汽车桥壳预制坯的形状选取轴对称。如图3a所示, 忽略桥包部分小台阶对压制成形的影响, 设计预制坯形状为左右对称。在桥壳成形件右半部分取若干截面并计算截面上桥壳周长, 其中, 在桥壳截面周长变化剧烈的地方取多个截面, 定义截面周长为C1, 等效圆截面周长为C2, 取k=C2/C1。当k=0.96~0.98时汽车后桥壳成形性较好, 桥包及过渡圆角合适[8], 本模拟试验中取k=0.96。如图3b所示为汽车桥壳压制所需要的理想预制坯各截面处半径分布情况。
汽车桥壳最终成形件的最薄壁厚要求为3mm, 为保证成形件总体强度与使用要求, 设计预制坯的厚度为4mm, 因此, 根据塑性成形基本理论中材料成形前后等体积的原则, 如图1a所示, 初始管材选取20#无缝钢管, 外径为118mm, 壁厚4mm, 长度为476mm。经冷推压缩径处理后管材两端直径为66.5mm, 缩径长度为45mm, 如图1b所示。
2 有限元模型
运用ABAQUS有限元模拟软件对汽车桥壳成形过程进行模拟时, 无法对其成形过程进行完全真实的仿真, 因此, 在运用ABAQUS进行桥壳成形模拟时作如下简化: (1) 管坯内表面采用施加等效压强的方式模拟高压液体对管坯的作用; (2) 根据汽车桥壳成形件的结构特点, 模拟过程采用桥壳整体的二分之一作为有限元模型进行模拟以减少计算时间; (3) 胀形模拟过程中忽略载荷加载速度对材料应变速率的影响, 通过采用平滑分析步减少模拟过程中的惯性力。
管材流动应力变化符合Hollomon幂指函数公式, 即
式中:A———与材料有关的强度系数;
n———材料的硬化指数。
预制坯胀形过程是在管坯内部液力胀形与轴向受压缩的条件下进行的, 因此材料参数采用双向应力胀形条件下得到的参数更接近实际。与拉伸实验得到的参数 (A=746, n=0.223) 相比, 在双向应力胀形条件下得到的管材相应参数偏大[9]。
如表1所示为缩径管坯的材料参数。
汽车桥壳预制坯的胀形管坯为经去应力退火后的缩径管坯, 在ABAQUS中通过更新材料属性等效去应力退火过程。
汽车桥壳胀—压复合成形工艺预制坯有限元模型中, 管坯采用C3D8R网格类型, 其余胀形模具采用离散刚体, 网格类型为R3D4。定义管坯对称面, 管坯与模具之间采用库伦摩擦, 摩擦系数为0.05。采用ABAQUS显示动力进行胀形模拟分析。
如图4所示为汽车桥壳胀—压复合成形预制坯胀形有限元模型。
3 预制坯胀形
3.1 一次胀形工艺模拟
管材初次胀形最大直径约为管材最终直径与初始直径的均值且一次胀形件形状为圆柱体。保证胀形成形件成形质量的关键因素是胀形过程中加载曲线的设置[10,11], 即胀形过程中一次胀形左右半模具轴向进给量S与管材内部压强P的协调关系。在本胀形模拟试验中, 采用三种加载方式进行模拟对比, 如图5所示为三种不同方式的加载曲线。
根据管材胀形整形压强计算公式[2]:
式中:rc———工件截面最小圆角半径, mm;
t———过渡圆角半径处的平均厚度, mm;
σs———整形时材料流动应力, MPa。
三种加载方式的一次胀形整形压强取为50MPa。三种加载方式的模拟结果对比分析如表2所示。
预制坯一次胀形过程中采用有益褶皱, 如图6a所示在一次胀形左右半模具行程为85mm时产生3个波纹, 然后通过加压最终得到一次胀形件。加载曲线2的管材减薄最小、进给力适中且在成形过程中没有出现死皱, 成形件形状如图6b所示。加载曲线3虽未出现死皱, 但成形过程中进给力与减薄较大且管材贴模状况欠佳。加载曲线1与加载曲线3在胀形过程中都出现管材贴模状态欠佳现象, 但其出现的原因不同:加载曲线1是由于胀形压强不足造成, 且出现无法展平的死皱 (如图6c所示) ;而加载曲线3是由于初期胀形压强过大, 导致后期管材成形圆角半径过小 (如图6d所示) 。
3.2 二次胀形工艺
二次胀形工艺与一次胀形工艺类似, 即通过合理的加载曲线控制最终胀形件的质量。二次胀形相比一次胀形不同在于二次胀形中间形状为球面而非圆柱面, 各截面处的膨胀率不同, 最大膨胀率处于中心对称面。预制坯二次胀形模拟取三种不同的加载方式, 与一次胀形相比在管材胀形过程中没有保压阶段, 最终整形压强为50MPa, 如图7所示为三种加载曲线, 即二次胀形左右半模具轴向进给量S与管坯内部压强P的协调关系。
三种加载方式的模拟结果如表3所示。
加载曲线2较加载曲线1产生的管材减薄略小, 最大进给力小;且总体成形质量较好, 管材贴膜良好, 无飞边出现, 如图8a所示。加载曲线3管材的最大减薄与最大进给力较大且出现飞边现象 (如图8b所示) , 其主要原因在于加载曲线3在管材胀形过程中压强较大, 管材胀形过大。
汽车桥壳胀—压复合成形预制坯的壁厚分布情况与桥壳最终压制成形件壁厚分布有很大关系, 从而对桥壳整体强度产生影响, 因此, 有必要对预制坯胀形件的壁厚分布进行分析。如图9所示取胀形件截面并对此截面上胀形件壁厚减薄进行计算。由预制坯胀形件壁厚减薄分布可以看出, 预制坯壁厚分布情况呈对称分布;中间壁厚减薄最大, 最大减薄为20%, 满足预制坯的初始设计目标;胀形件两端壁厚分布较厚, 增厚较严重, 最大增厚在50%左右, 预制坯胀形件整体壁厚分布呈现不均匀性, 但不影响后续桥壳的压制成形。
4结论
(1) 通过对汽车桥壳胀—压复合成形工艺预制坯胀形件成形过程的模拟仿真发现:若预制坯胀形过程中胀形压强较低, 容易使胀形件贴模欠佳;若胀形过程中胀形压强过高, 胀形件容易出现飞边或局部褶皱失效且所需进给力较大。一次胀形时采用加载曲线2可产生良好的有益褶皱, 加压展平后得到理想状态一次胀形件;二次胀形时采用加载曲线2可产生贴模良好、减薄小且所需进给力小的预制坯。
(2) 通过对理想预制坯胀形件的壁厚分布情况进行分析, 成形件壁厚最大减薄20%, 但两端壁厚增厚较严重, 最大增厚50%, 预制坯胀形件整体依然存在壁厚分布不均匀的现象。预制坯胀形件达到预制坯设计目标, 基本满足汽车桥壳胀—压复合成形工艺压制的需要。
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复合成形论文 篇6
芦苇作为我国分布最广、产量最大的禾本科植物之一,被广泛用于人造板材的制造。然而,研究表明[1],天然芦苇在不同的环境温度下会挥发出种类较多、含量较高的有害成分,其中的2-辛胺、N-n-丁基丙酰胺、2-(对甲苯基)乙胺、磷酸三苯酯等物质极易造成环境污染。普通芦苇人造板因添加了脲醛树脂胶等,用于室内装修时不断有甲醛成分释放,也会对人体健康产生较大的危害。
为了消除甲醛及各种污染源,笔者基于粉末冶金温压成形与人造板干法无胶成形原理,对芦苇粉末实施无胶热模压制(160℃、70 MPa、保温保压30 min),使木材中的三大主要成分(纤维素、半纤维素、木质素)在压制过程中相互作用塑化结合成各向同性的致密体,将各向异性的天然芦苇演化成高密度、功能化的复合材料。本文运用TD-GC/MS技术研究芦苇粉基复合材料在不同环境温度下的挥发物释放行为,探索人居环境与材料应用的环境友好性,为清洁木质粉末基复合材料的制备、推广与应用提供科学依据。
1 试验
1.1 原材料
芦苇秆,1年生芦苇1捆,采集于湖南省洞庭湖区域。将芦苇秆锯成小段,劈成火柴梗大小,在55℃、0.01 MPa真空度下将含水率调整到12%～15%,用F160型粉碎机加工成粉末,过20目筛备用。芦苇粉在不同环境温度下的挥发物见表1。
1.2 试样制备
将上述小于20目的芦苇粉末在HX100型压模机上按高压无胶模塑成形工艺模压塑化成小板块:成形压力65 MPa,成形温度160℃,保温时间30 min。将小板块分别粉碎至成形粉末,过60目筛备用。
1.3 GC/MS条件
用美国Agilent公司生产的6890N+5975C型气相色谱/质谱仪进行GC/MS分析,色谱柱为DB-5MS石英毛细管。在进样口以25℃、1.3 ml/min的条件吹入He气,柱温箱在初始2min内升温至50℃,然后以8℃/min的速率升温至250℃,再以5℃/min的速率升温至300℃后恒温5 min。
1.4 试验方法
在热脱附仪上吹扫装有样粉的脱附管,并在低温条件下用冷阱吸附挥发的有机物,最后高温加热解析冷阱吸附管。热解析条件:在40、60、90和160℃环境温度下分别吹扫20 min,冷阱吸附温度为0℃,在300℃高温下解析10 min。
2 结果与分析
2.1 试验结果
在前述的试验条件下,测定芦苇粉末基复合材料不同环境温度下的热释放行为,得到色谱总离子流图和质谱数据。依据总离子流图(见图1～图4),应用数据处理系统中的自动调谐、数据采集、数据检索和谱库检索功能,根据保留时间锁定谱库中标准保留时间和质谱信息,对试样中可能存在的目标化合物进行自动搜寻并显示结果。搜寻结果包含每种化合物的实测保留时间与谱库中对应的标准保留时间偏差,定量并确认离子间的标准丰度比与实测丰度比等,以对芦苇粉末基复合材料在不同环境温度下释放出的化学成分进行准确定性[1,2,3,4,5,6]。
2.2 挥发物成分及时间
TD-GC/MS分析结果显示,40℃时,芦苇秆粉末基复合材料的挥发物中,烃、醇(含酚醇)、醛酮、酸、酯和其它化合物的相对含量分别为5.82%、4.07%、3.87%、75.25%、4.01%和6.98%;60℃时,前述各物质相对含量分别为9.33%、3.61%、4.44%、72.98%、2.88%和6.76%;90℃时,前述各物质相对含量分别为2.42%、1.60%、4.36%、89.12%、0.46%和2.04%;160℃时,前述各物质相对含量分别为2.44%、4.29%、13.18%、70.03%、0.66%和9.40%。这一结果表明,环境温度在60℃及以下时,芦苇秆粉末基复合材料挥发物种类中除酸类以外,烃类化合物相对含量较多;而在60℃以上时,挥发物种类中醛酮类化合物相对含量较多,酯类化合物相对含量非常少。
芦苇秆粉末基复合材料的挥发物在居里点气化后,在色谱柱分离时各组分保留时间的规律性明显(见图5)。在40～60℃环境温度区间,挥发物的释放主要集中在10 min以内,释放量均在70%以上;而保留时间在10 min以上的挥发物释放量只占4%～9%。在90～160℃环境温度区间,挥发物的释放更加集中于10 min以内,释放量均在90%以上;特别是在90℃环境温度下,保留时间在10 min以内的挥发物释放量高达95.2%。另外,在90℃环境温度下能保留30 min以上和在160℃环境温度下能保留20 min以上的挥发物释放量均在1%以下。
3 环境友好性评价
分析结果表明,芦苇秆粉末基复合材料在不同环境温度下的挥发物所含有益成分与有害成分差异较大。
40℃环境温度下的主要有益挥发物成分包括:醋酸、1-羟基-2-丙酮、β-蒎烯、樟脑、丁香烯、雪松醇、角鲨烯等,占挥发物总量的80.56%;主要有害挥发物成分包括:乙基肼、6-溴-1,1a,6,6a-四氢-环丙并[a]茚、三苯基磷酸盐、2,5-二苯基-2,5-环己二烯-1,4-二酮、1,2-二乙腈苯、十溴-6,9-二烯-2,8-二酮-7,9-二叔丁基-1-氧杂螺、反式-(2,3-二苯基丙基)甲基苯基砜、(1,1-二甲基乙基)-2,4-双苯酚、2,5-二甲-4-(甲砜)苯丙胺等,占挥发物总量的3.99%。
60℃环境温度下的主要有益挥发物成分包括:1-羟基-2-丙酮、α-蒎烯、β-蒎烯、醋酸、丁香烯、角鲨烯、雪松醇、十甲基环戊硅氧烷等,占挥发物总量的79.52%。主要有害挥发物成分包括:(1R)-1,7,7-三甲基-双环[2.2.1]庚-2-酮、1,1,1,7,7,7-六甲基-3-异丙氧基-3,5,5-三(三甲基硅氧烷)四硅氧烷、八氢-7-甲基-3-亚甲基-4-(1-甲基乙基)-1H-环戊烯并[1,3]环丙并[1,2]苯、2,4-双(1,1-二甲基乙基)苯酚、亚硫酸七溴丁基癸酯、七溴癸烷、十溴-6,9-二烯-2,8-二酮-7,-9-二叔丁基-1-氧杂螺、(E)-3-苯基-2-丙烯腈、10H-1,1,4a-三甲基-6-亚甲基-5-(3-甲基l-2,4-戊二烯基)-萘、[1,1':3',1''-三联苯]-2'-醇等,占挥发物总量的6.47%。
90℃环境温度下的主要有益挥发物成分包括:1R-α-蒎烯、1-羟基-2-丙酮、醋酸、雪松醇、乙醇、樟脑等,占挥发物总量的89.59%。主要有害挥发物成分包括:(1S)-6,6-二甲基-2-亚甲基-双环[3.1.1]庚烷、[1,1':3',1''-三联苯]-2'-醇、[3aS-(3a.α,3bβ,4β.,7α,7aS*)]-八氢-7-甲基-3-亚甲基-4-(1-甲基乙基)-1H-环戊烯并[1,3]环丙并[1,2]苯、[4aS-(4aα,5α,8aβ)]-十氢-1,1,4a-三甲基-6-亚甲基-5-(3-甲基l-2,4-戊二烯基)-萘、1,1,1,7,7,7-六甲基-3-异丙氧基-3,5,5-三(三甲基硅氧烷)四硅氧烷、甲酸、十溴-6,9-二烯-2,8-二酮-7,-9-二叔丁基-1-氧杂螺等,占挥发物总量的3.45%。
160℃环境温度下的主要有益挥发物成分包括:α-蒎烯、β-蒎烯、醋酸、十甲基环戊硅氧烷、香兰素、雪松醇等,占挥发物总量的64.04%。主要有害挥发物成分包括:1-(1H-吡咯-2-基)乙酮、羟甲基呋喃酮、2-甲氧基酚、1-乙酰基-4-哌啶酮、2,3-二氢-3,5-二羟基-6-甲基-4H-吡喃-4-酮、四氢-1,3-恶嗪-2-硫酮、十溴-7,9-二叔丁基-1-氧杂螺(4,5)-6,9-二烯-2,8-二酮、5-(苯甲基)-2-硫代-4-咪唑啉酮等,占挥发物总量的3.07%。
芦苇粉末基复合材料在不同温度下的主要挥发物种类及含量测试结果见表2。
由表2可见,在不同温度下,芦苇秆粉末基复合材料挥发物中的有益成分明显多于有害成分。在40℃及160℃时,有益成分含量达到有害成分含量的20倍以上;90℃时,有益成分为有害成分的26倍,环境友好性良好。芦苇秆粉末基复合材料总挥发物种类及有益成分种类、有害成分种类与芦苇秆原粉相应种类大致相当,但有益成分明显增多,有害成分减少,增减幅度较大。
4 结语
(1)芦苇秆粉末基复合材料在40℃(相当于夏天室内外加工与贮存环境温度)、60及90℃(相当于干燥温度)、160℃(相当于粉末压制成板材温度)环境温度的挥发物中,有益成分明显多于有害成分,在40℃和160℃时,有益成分含量为有害成分的20倍,90℃时有益成分为有害成分的26倍。表明芦苇秆粉末基复合材料无论在制品加工过程中,还是制品在室内外使用期间,都具有良好的环境友好性,在生产操作中应注意生产工人的劳保防护与周边环境的检测与保护。
(2)芦苇秆粉末基复合材料的总挥发物种类及有益成分种类、有害成分种类与芦苇秆原粉相应种类相当,但有益成分明显增多,有害成分减少,增减幅度较大。表明芦苇秆粉末基复合材料的高压无胶热模成形工艺本身具有环境友好性。
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复合成形论文 篇7
实现汽车轻量化设计最有效的技术方案之一, 是采用高性能的汽车轻量化新材料, 而采用先进塑料、复合材料制作汽车零部件, 被业界公认为是实现汽车轻量化的最重要和最有效手段之一。汽车复合材料可分为热固性复合材料 (SMC、BMC、RTM) 和热塑性复合材料 (SFT、LFT、CFRP) 。其中, 热塑性复合材料属于环保、节能、可循环使用的新材料, 近年来得到快速发展与广泛应用。
LFT复合材料的特点与发展
纤维增强热塑性复合材料 (FRT) 是纤维增强树脂基复合材料 (FRP) 中数量最大的品种之一, 并可分为短纤维增强热塑性塑料 (Short Fiber Reinforced Thermoplastics SFT) 、长纤维增强热塑性复合材料 (Long Fiber Reinforced Thermoplastics, LFT) 和连续纤维增强热塑性复合材料 (Continuous Fiber Reinforced Thermoplastics, CFT) 。SFT塑料最早实现工业化, 20世纪80年代末, LFT和CFT开始工业化生产, 并逐渐获得广泛认识与应用。
长玻纤增强热塑性复合材料 (Long Glass Fiber Reinforced Thermoplastics, LGFRT) 属于高性能的玻纤增强工程塑料复合材料, 也是LFT复合材料中的数量最大和最重要的品种, 占有90%以上市场份额。具有质量轻、性能高、价格低、易回收、可循环重复使用的突出特点, 属于高性能化、工程化、环保化的新材料, 可替代部分价格贵的工程塑料和金属材料, 同时比强度高、比模量高、抗冲击性好、模收缩率低、耐热性好等优势, 并且可以根据不同使用性能要求进行材料的设计与制造。LFT复合材料制品具有强度高、刚度大、耐冲击、尺寸稳定、翘曲度低、抗疲劳性好、耐蠕变等显著优点, 故在汽车内外饰的半结构、结构件和集成模块零部件上获得越来越广泛的设计与实际应用。
目前, LFT复合材料发展迅速, 国内外新工艺、新技术、新设备不断涌现出来, 如直接在线混配长玻纤增强热塑性复合材料 (Direct Long Fiber Reinforced T h e r m o p l a s t i c s, 简称L F T-D) 设备与制品 (包括:L F T-D-i n j u c t i n g注塑成型工艺技术和L F T-D-moulding模压成型工艺技术) 得到快速发展与应用, 增长速度达到30%。
20世纪80年代中期, 国际复合材料市场上首次出现LFT复合材料粒料 (LFT-G) , 如美国GE公司 (LNP公司) 工业化生产的Verton复合材料粒料和美国泰科纳 (Ticona) 公司生产的Celstran复合材料粒料 (LFT-G) , 主要用于注塑或模压制作汽车塑料零部件。
20世纪90年代初期, 德国又研究与开发成功了直接在线混配LFT复合材料制作的汽车集成部件成形加工新技术 (LFT-D) , 从而减少了使用半成品成形时需要再次加热的工艺环节, 简化了生产制造工艺技术, 降低了生产能耗和制造成本。特别是在欧洲, LFT复合材料 (LFT-G和LFT-D) 制备技术与应用发展已超过玻璃纤维毡增强聚丙烯 (PP) 片材 (GMT) 。LFT复合材料可以结构与性能一体化设计与制备, 具有更加广泛的优异力学性能, 可以替代SFT塑料、SMC和GMT, 也可以部分替代铝合金。
进入21世纪后, LFT复合材料的快速发展已经引起全球复合材料界与汽车制造工业的高度关注和普遍看好, 被誉为汽车轻量化高性能材料的未来之星。
LFT复合材料直接在线混配模压成形技术
L F T复合材料主要有两种生产制备方法:L F T复合材料粒料 (LFT-G) 制备和直接在线混配制备LFT复合材料与制品 (LFT-D) 如图1所示。
前者是先制成半成品——粒料, 再将粒料进行注射或模压成形为制品;后者则是一步工艺法, 即直接在生产线上配混玻璃纤维、塑料及添加剂后, 通过加热传输带送到模腔内, 然后同时一步热模压或注射成形为所需要的制品, 省去制作粒料的中间环节, 减少生产工艺步骤、降低能耗、节约生产成本, 从而实现汽车复合材料零部件生产与集成的高度自动化、大规模化, 提高了生产效率。
L F T-D生产工艺技术己有10年以上发展历史, 并且在欧洲地区许多汽车复合材料零部件生产企业获得了广泛应用, 代表了未来先进的重要技术发展方向, 主要形式有以下两种。
1.直接在线混配模压成形工艺技术
德国WP公司采用双螺杆挤出机和压塑机在线模压制备LFT复合材料及制品 (LFT-D-moulding) 。生产线上游设置一台连续供给混配料的双螺杆挤出机。再根据设计与生产需要, 可以配置添加剂、颜料等辅料的重力加料机等相关辅助设备。玻纤无捻粗纱从纱筒拉出, 直接进入双螺杆挤出机。双螺杆挤出机中具有特殊设计的螺杆构型, 可以完成以下特殊功能:首先熔融基体混合塑料和助剂, 然后强机械力搅拌和均匀塑化熔体, 并达到无应力影响状态, 最后再利用双螺杆的高速旋转, 自动拉入玻璃纤维, 打断成一定的保留长度纤维后使其被树脂熔体充分浸渍。配混坯料随后再经传输、切割、分离等工序步骤, 最后由机械手送入压塑机进行热压模塑成形, 最终形成汽车复合材料零部件, 如图2所示。
(LFT-D-moulding) 1.导料装置2.保温槽3.机械手4.双螺杆挤出机5.加料机6.模具
2.直接在线混配注塑成形工艺技术
德国KRAUSS MAFFEI公司采用一台双螺杆挤出机和一台注塑机在线复合生产LFT复合材料及制品 (LFT-D-i n j u c t i n g) 。将玻纤无捻粗纱喂入一台双螺杆挤出机, 使连续纤维在其中断裂与分散, 并与熔融PP充分混合, 配成60%PP树脂与40%玻纤混合的混配物坯料。混配坯料进入储料器, 再同时输送进入一台注塑机, 就可以直接在线注射成形热塑性复合材料制品, 如图3所示。
LFT复合材料在汽车零部件上的应用
高性能的LFT复合材料主要应用于汽车半结构与结构零部件制造, 取代轻质金属和昂贵工程塑料, 特别适应当前汽车“减重、节能、环保”的迫切要求, 提高了汽车制造工业的节能减排, 符合国际能源短缺和供应紧张下对汽车“轻量化、安全化、低能耗化”的未来发展规划和可回收循环再利用的绿色环保标准, 因此在汽车制造工业中获得了广泛应用, 如表1所示其在欧洲汽车复合材料零部件的应用。
当前, 欧洲汽车复合材料部件生产企业较多的使用LFT-D技术, 而在美国较多使用LFT-G粒料生产技术。造成应用技术在不同区域发展不同的主要原因有两条:一是欧洲的劳动力成本、环保标准要求比美国和亚洲等其他地区更高, 同时汽车复合材料零部件制造企业又相对集中, 单一制件产量大, 因此更适合用LFT-D技术制造汽车复合材料零部件。美国、日本汽车零部件是全球采购体制, 生产制造商遍布全球, 单一制件产量少, 且相对分散, 因此更适合用LFT-G生产技术制造汽车复合材料零部件。
当前, 汽车工业领域是LFT复合材料最大和最重要的设计与应用领域, 大约80% (包括LFT-G、GMT和L F T-D) 应用在汽车行业制造大型汽车组合塑料零部件上。LFT热塑性复合材料在国外汽车塑料零部件制造工业上的下列部件中得到设计与应用:前端组件、保险杠支架、仪表板支架、座椅框架、车底防护板、内饰件支架、电池托架、门内嵌板、结构框架等, 根据欧洲复合材料联盟 (EATC) 统计, LFT复合材料已经成功应用在Audi、BMW、Citroen、Fiat、Ford及Mercedes等著名汽车车型上。
由于采用了高性能轻量化的先进LFT复合材料, 汽车零部件在成本和减重方面效果明显, 图4~图6列出了分别使用LFT-D技术制备汽车复合材料部件的相对成本及减重幅度等重要技术数据对比。
国内LFT-D技术的发展状况
LFT复合材料在国内的研究与开发始于20世纪80年代未和90年代初, 从时间上说与国外相比并不是相差很多, 但是国内产业化进程和应用开发进程缓慢。虽然国内已经生产具有自主知识产权研发的GMT、LFT-G和L F T-D复合材料与产品, 并且形成了一定生产能力, 但是在产品质量和品种上与世界先进LFT复合材料制造与应用水平还有相当大的距离。
在国内合资汽车生产制造过程中, LFT复合材料90%以上都是从欧洲、美国、日本、韩国等进口, 这对于中国汽车复合材料行业来说无疑存在巨大的发展空间和挑战。国内汽车复合材料制造与应用的水平还很低, 尤其是LFT-D技术的设备制造与应用还处于刚刚起步阶段, 没有相应的国家标准, 缺乏成熟的汽车部件产品设计与制件制备和应用经验。因此, 需要行业内组织与国内相关技术力量协同攻关, 积极吸取国外成功的经验, 加快国内LFT-D技术开发与专用设备的制造, 提高应用水平。国内第一条引自德国的LFT-D-Molding全自动化生产线如图7所示。