蒙皮材料

蒙皮材料（共7篇）

蒙皮材料 篇1

1引言

平流层飞艇主气囊又称蒙皮材料,一般非刚性飞艇的蒙皮材料主要由耐气候层、阻氦层、结构层、粘结层组成。现代外气囊膜多为层合式复合材料。粘结层是用于飞艇材料内承力结构的粘接、纤维基布各涂层以及面层之间的粘合剂胶合层,粘合剂胶合主要的合物有聚亚胺酯和聚碳酸酯,聚亚胺酯比较便宜,而聚碳酸酯抗紫外线能力强,适用于外膜涂覆粘接剂不仅用于层材间不同层之间的层合,同时用于膜片焊合缝,涂覆剂的粘着力强弱反映膜片的焊接强度[1]。

聚氨酯粘合剂是指在分 子链中含 有氨基甲酸 酯基团 (-NHCOO-) 或异氰酸 酯基 (-NCO) 的粘合剂[2,3]。聚氨酯粘合剂以其优异的抗冲击性、耐久性、耐低温性、耐疲劳性和良好的施工性能而广泛应用于食品包装、纸塑复合、土木建筑以及结构粘接、低温粘接等场合[4~8]。应用双组份聚氨酯粘合剂做蒙皮材料外囊各层之间的粘结层,可以有效体现蒙皮材料的柔韧性、蠕变性、拉伸撕裂强度和剥离力及高低温交变性能等物理性能,满足平流层飞艇飞行中大气密度较低、昼夜温差变化大、紫外线辐射强、臭氧辐射强等特点。

本文通过对粘合剂在蒙 皮材料中 的应用研究,研究粘合剂固含量、固化剂用量、初固化温度以及熟化条件对粘合剂应用的影响,分析蒙皮材料强度性能及剥离强度,得到该粘合剂在蒙皮材料中较佳的使用条件。

2 实验

2.1 实验仪器和药品

仪器:涂布台(RK自动涂布台);干燥箱(鼓风干燥箱);实验室用小型复合机。

原材料:聚酯纤维布;阻氦薄膜;耐候薄膜;双组份聚氨酯粘合剂(国产)。

2.2 蒙皮材料外囊的制备

2.2.1粘合剂的配制

配制一定固含量的粘合剂,主剂与固化剂按照一定的比例加入相应的固化剂,搅拌均匀,消泡后,备用。

2.2.2阻氦/耐候薄膜的制备

在阻氦薄膜表面涂布已配制的粘合剂,然后与耐候薄膜进行复合,即制得阻氦 / 耐候薄膜。

2.2.3蒙皮材料的制备

在阻氦/耐候薄膜表面涂布已配制的粘合剂,然后与承力层聚酯纤维布进行复合,即制得蒙皮材料。

3结果与讨论

3.1不同固含量的对粘合剂性能的影响

分别配制不同固含量70%,60%,50%的粘合剂,按照主剂与固化剂10:1.5的比例加入固化剂,然后与纤维布复合,在60℃,90h进行熟化,其拉伸强度和剥离强度如图1所示。从图1中可以看出,蒙皮材料的强度随着粘合剂固含量的增加而升高。这是由于随着粘合剂固含量升高,其分子链中含有的氨基甲酸酯基团(-NHCOO-)或异氰酸酯基团(-NCO)发生交联的程度越高,粘合剂粘结程度也提高,从而使纤维固定更彻底,提高了所制备蒙皮材料的强度性能。

3.2不同固化剂用量对粘合剂性能的影响

采用固含量70%的粘合剂,主剂与固化剂分别按照(10:1,10:1.5,10:3,10:4,10:5)的比例加入固化剂,然后与纤维布复合,在60℃,90h进行熟化,其剥离强度如图2所示。从图2中可以看出,按照10:1.5的比例加入固化剂时,剥离性能优于10:1,这是因为,适当提高固化剂的用量,有助于粘合剂发生固化、交联;初固化时间相同,固化剂的量提高至10:3甚至继续增加时,由于固化剂量的增加,粘合剂已部分交联,再进行复合因粘合剂交联程度降低,而影响粘合剂粘接性能,所以制备蒙皮材料时,优选主剂与固化剂比例为10:1.5。

3.3不同初固化温度对粘合剂性能的影响

采用固含量70%的粘合剂 (主剂与固化剂比例10:1.5),膜材表面涂布粘合剂后,初固化时间相同,分别在45℃,50℃,55℃,60℃,70℃,80℃条件下进行实验研究,然后与纤维布进行复合,60℃,90h进行熟化,图3中给出的是不同初固化温度对粘合剂剥离强度的影响,从图中可以看出,初固化温度较低时,如低于55℃,初固化不彻底,导致固化过程中交联、固化反应产生大量气泡,从而使膜材与纤维布之间的接触点减少,致使粘接强度降低,影响粘接效果。随着温度不断升高,粘结性能呈上升趋势。而初固化温度高于溶剂沸点(溶剂沸点为77℃)时,由于瞬间高温使粘合剂表面先干燥,阻碍内部粘合剂固化,使膜材与纤维布之间粘接性能降低。本文研究中优选55℃进行初固化。

3.4不同熟化条件对粘合剂性能的影响

采用固含量70%的粘合剂,固化剂用量10:1.5,与纤维布复合,分别在90℃,40min;70℃,60h;60℃,90h;55℃,90h进行熟化,性能测试结果如图4所示,从图4中可以看出,不同条件下熟化后,蒙皮材料的强度性能变化不大,因为粘合剂固化、交联完全,使膜材与纤维布充分粘接,即可使纤维强度达到最佳值;熟化温度较低时所需熟化时间较长,这样粘合剂可充分浸润到织物纤维束里,保证材料性能。所以本文优选60℃,90h进行蒙皮材料熟化。

3.5蒙皮材料高低温交变性能测试(表 1)

按照本文优选的条件制备蒙皮材料,表1中按照测试标准进行相应的测试,经高低温交变实验后,蒙皮材料的强度性能及层间粘接性能未出现明显变化,因此,按本文研究条件制备的蒙皮材料具有良好的耐高低温交变性能。

4结论

研究通过对比该粘合剂不同的固含量、固化剂用量、初固化温度以及熟化条件,分析其拉伸强度和剥离强度,采用粘合剂固含量为70%,主剂与固化剂用量10:1.5,初固化温度55℃,60℃熟化90h,制备的蒙皮材料强度性能较好的同时并具有良好的耐高低温交变性能。

摘要：平流层飞艇用蒙皮材料由多层功能层组合构成,其各层之间需要特定的粘合剂粘结才能实现整体效果。介绍了蒙皮材料复合用粘合剂的应用研究。研究通过对比该粘合剂不同的固含量、固化剂用量、初固化温度以及熟化条件,经过研究分析其拉伸强度和剥离强度性能发现采用粘合剂固含量为70%,主剂与固化剂用量10:1.5,初固化温度55℃,60℃熟化90h,制备的蒙皮材料拉伸强度和剥离强度性能较好,并具有良好的耐高低温交变性能。

关键词：蒙皮材料,粘合剂,拉伸强度,剥离强度

蒙皮材料 篇2

平流层飞艇空中服役环境非常复杂[4]。为保持飞艇在2万米设计高度长期驻空并可控飞行,飞艇囊体始终要保持超压状态,并承受较大的循环压差载荷[5]。如图1所示,平流层飞艇蒙皮材料细观结构由多种组分构成,承力层纤维束相互交织,防护层和阻氦层涂覆材料上下表面,基体充满整个结构空间。在变形过程中纤维束在交织点处发生挤压、摩擦,纤维束与基体和功能膜层之间相互作用,材料具有非线性特点[6]。研究蒙皮材料拉伸过程细观变形机制、建立材料力学模型,对优化材料设计、提高平流层飞艇的使用性能显得尤为重要[7]。

国内外学者对平流层飞艇蒙皮材料的力学性能进行了大量研究。Roh等[8]在不同环境温度下对飞艇蒙皮材料进行了拉伸试验,研究了飞艇蒙皮材料拉伸行为,以及拉伸模量随温度的变化关系。Maekawa等[9]通过双轴拉伸试验以及在含裂纹的圆柱内进行充气,模拟了平流层飞艇蒙皮的受力状态,研究了飞艇蒙皮材料在双向受力和曲面受力状态下的裂纹扩展行为。刘龙斌等[10]利用数字散斑试验方法,测量了含预制裂纹的蒙皮材料试样撕裂过程的位移场和应变场分布;并对蒙皮材料的撕裂强度进行了定量分析。Liu等[11]提出平流层飞艇蒙皮材料在拉伸或者剪切作用下,纤维织物层作为主承力层,经纬向纤维变形伸长,且出现相互滑移、挤压的现象,纱线编织角发生改变,但对于具体的细观变形过程没有进行深入分析。目前对于飞艇蒙皮柔性编织型复合材料,主要是通过实验方法进行宏观力学性能的研究,对拉伸强度进行估算,应用细观力学研究拉伸变形过程中纤维纱束、基体、功能膜层相互作用和变形行为的较少。

本文以某平流层飞艇蒙皮材料为研究对象,构建材料细观模型,分析了拉伸过程中纤维纱束与基体和膜层的变形行为及相互作用关系,建立了蒙皮材料拉伸力学模型。通过准静态拉伸试验校验了模型的准确性并分析了模型参数的改变对材料力学性能的影响,期望能对平流层飞艇蒙皮材料结构优化设计提供帮助。

1 拉伸过程力学模型

蒙皮材料在拉伸过程中,纤维织物层是蒙皮材料的主要承力结构,研究其细观拉伸变形过程可以获得蒙皮材料的变形行为。研究中以经向纤维束方向为拉伸方向,在蒙皮材料拉伸过程中,经向纤维纱束由屈曲状态逐渐拉直,纬向纤维纱束受到挤压,曲率增大[12]。在拉伸的初始阶段,纬向纤维曲率增大使得蒙皮试样产生垂直于拉伸方向的收缩。随着拉伸载荷的增加,纬向纤维束的屈曲进一步增大并产生伸长变形。当经向纤维束基本拉直后,拉伸载荷的增大将引起经向纤维纱束的伸长变形,并在纤维交织点处产生摩擦作用。研究某平流层飞艇蒙皮材料单轴拉伸的力学模型,假设如下:

(1)忽略蒙皮材料在拉伸过程中由于纬向纤维束曲率增大而引起的横向收缩。

(2)认为纤维纱束横截面形状为椭圆形,并忽略在纤维纱束相互挤压过程中产生的压缩变形。

(3)忽略经向纤维纱束由弯曲状态逐渐拉直过程中的伸长变形。

1.1 纤维编织层受力分析

1.1.1 纤维束编织模型

图2为蒙皮材料承力层纤维纱束经纬编织结构示意图,纤维纱束横截面近似为长轴为wy,短轴为ty的椭圆。其基本几何参数如下:

纱束横截面面积

椭圆近似周长

纤维束编织角近似满足

式(3)中S0为相邻纤维束中心距。

1.1.2 细观变形模型

纤维编织层拉伸前后纤维束变形状态分别如图2、图3所示,拉力方向垂直于平面向外,拉伸变形过程可分为两个阶段。

阶段一:经向纤维纱束由弯曲状态逐渐拉直。

在这一阶段,纤维纱束在交织点相互挤压,经向纤维束曲率逐渐减小,纬向纤维束曲率不断增大并产生伸长变形。

假设拉伸前后相邻交织点间纬向纤维束长度由由L1变化到L2,则纬向纤维束应变

由于纬向纤维伸长量很小,可以认为其满足胡克定律

式(5)中,EB为纤维束弹性模量。

对于经纬交织的纤维纱束,由于变形过程进行的相对缓慢,可以认为在变形过程中蒙皮材料处于静平衡状态[13]。在拉伸变形过程中满足平衡条件,因此有

在拉伸过程中,纬向纤维束编织角θx增大,经向纤维束编织角θy减小,认为θy减小到δθ时,纤维束基本拉直,此时θx增大到θc。这也符合实际情况,因为垂直面需满足平衡条件,所以经向纤维束不可能处于完全拉直状态。

阶段二:经向纤维束伸长变形,纤维束交织点处产生摩擦作用。

这一阶段经向纤维束伸长变形,随拉伸载荷的增大,伸长量不断增大,直到纤维束断裂为止。这一过程中,由于经向纤维束的伸长变形,经纬向纤维束在交织点处将产生摩擦作用。此时,经向纤维束轴向载荷在交织点处受到摩擦力作用而减小,纬向纤维束受到摩擦力作用并将这部分载荷传递到基体和膜层上,同时,基体和膜层又对经向纤维束起到拉伸作用。认为纤维编织层每一交织点处受力一致,则相邻的交织点间载荷分布如图4所示。其中,FB为作用在经向纤维束上的拉伸载荷,f为交织点处摩擦力。

1.1.3 摩擦力计算模型

由于经向纤维束拉直引起纬向纤维束屈曲变形,在交织点处两向纤维束相互挤压产生正压力。假设纬向纤维束轴向载荷沿纤维束均匀分布,交织点处的正压力可以通过δx微段进行计算。

图5中y=f(x)为交织点处经向纤维束横截面函数。横截面方程为

由平衡条件可以得到δx微段对应的正压力为:

在椭圆上半部分积分可以得到交织点处摩擦力

式(9)中,μ为纤维束之间摩擦系数,w为纬向纤维束宽度。

1.2 基体和功能膜层的受力分析

对于蒙皮材料中的基体组分,可视为各向同性材料,其在拉伸载荷下的应力-应变关系满足:

式(10)中,σm、εm、Em分别为基体的应力、应变和模量。

蒙皮材料中各功能膜层通过高粘性胶黏剂粘接成型,各层具有和基体相似的特征,其应力-应变关系可用厚度叠加的多层各向同性薄膜进行计算。为简化计算,认为各功能膜层厚度相同,且模量一致,则功能膜层的应力-应变满足:

式(11)中,σM、εM、EM分别表示功能膜层的应力、应变和模量。

1.3 蒙皮材料拉伸力学模型的建立

蒙皮材料拉伸过程中,纤维编织层经历了两个阶段的变形。在阶段一,认为经向纤维束只存在曲率的变化,经纬向纤维束之间无摩擦作用。这一过程纤维编织层的拉伸应变为

结合式(5)、式(6)可以得到该阶段纤维编织层的应力-应变关系为

在阶段二,由于经向纤维束的伸长变形,在经纬交织点处产生摩擦作用。由细观变形分析可得,该阶段纤维编织层的拉伸应变为

式(14)中,α为基体和膜层与纤维束的相互作用因子。

由式(9)、式(14)可以得到该阶段纤维编织层的应力应变关系为:

对于飞艇用蒙皮材料,在拉伸过程中,基体层和功能膜层与纤维编织层同步伸长,可知这几种组分的拉伸应变是一致的,且应力之和与外载相等。根据复合材料体积分数原理,有

式(16)中,VB、Vm、VM分别为纤维编织层、基体层和功能膜层在蒙皮材料中的体积分数。

基于以上分析,将各组分的参数带入式(16)就可以获得蒙皮材料的应力-应变关系,这就完成了对蒙皮材料单轴拉伸过程力学模型的建立。

2 试验

试验用平流层飞艇蒙皮材料是一种高强轻质层压复合材料,其承力层为聚芳酯Vectran纤维平纹编织结构。试样尺寸为290 mm×40 mm,厚度为0.16 mm,试样两端均预留20 mm的固定装卡端,材料基本性能参数如表1所示。

根据GB/T 3354—2014,取相同规格试样在同等条件下进行3次拉伸试验,采用2 mm/min等速率加载模式。

试验设备使用WDW—100型小量程拉伸测试试验机,载荷控制精度为0.01 N、位移控制精度为0.001 mm。蒙皮材料试样两端分别与上下端卡头固定,下端为固定端,上端与高精度拉力、位移传感器连接,实时采集试样的拉伸载荷与位移数据。蒙皮材料拉伸测试环境参数为温度(25±3)℃,相对湿度50%。

试验应力-应变曲线如图6所示,蒙皮材料拉伸模量可以由曲线斜率求出。从图中可以看出,拉伸过程表现出比较明显的非线性行为。蒙皮材料初始拉伸模量较低,随着应变的增加,拉伸模量在逐渐增大,当应变达到某一值后,拉伸模量趋于稳定值,不再随应变的增大而改变,直至材料失效。试验得到蒙皮材料最大拉伸模量E、极限应力σb和断裂伸长率εe如表2所示。

3 结果与讨论

计算中所使用的模型参数[14]如表3所示。

从式(15)可以看出,相互作用因子α的改变影响纤维编织层,进而影响蒙皮材料的拉伸行为,选取适当的α值对蒙皮材料力学性能的预测非常重要。定义D为理论模型误差,表征蒙皮材料力学性能参数的计算值与试验值偏离程度。

式(17)中,Ec、σbc分别为最大拉伸模量和极限应力的理论计算结果,选取的α值应使D取得最小值。由式(16)、式(17)可计算出不同α值对应的模型误差D,图7表明随着α的增大,D值先减小后增大,在α取0.71时,D取得最小值。

图8表示α取0.71时,模型计算结果与试验平均应力-应变曲线的对比,可以看出模型计算结果与实验结果吻合较好。在试验曲线中,当应变值达到0.9%左右,拉伸模量达到最大值,试验测得的最大拉伸模量约9.18 GPa,模型计算的结果显示,在应变为0.66%时,材料拉伸模量增大到最大值8.93GPa,误差2.72%。模拟曲线中,初始阶段拉伸模量增大的较快,应力值很快高于试验测量值,最大拉伸模量低于试验测量值,在应变约2.7%之后,模拟曲线中的应力值低于试验测量结果。在应变3.6%时,试验值约292.89 MPa,理论计算结果为287.08MPa,误差1.98%。拉伸模量和极限应力的理论值与实验值误差均在合理范围内,本文提出的蒙皮材料非线性力学模型能够较好的预测材料的拉伸性能。

当飞艇蒙皮材料中树脂基体和功能膜层的选用材料或体积分数发生改变时,相互作用因子α将发生改变。图9表示相互作用因子α对飞艇蒙皮材料力学性能的影响,随着α的增大,蒙皮材料最大弹性模量由7.20 GPa增大到9.57 GPa,极限应力从236.78 MPa增加到305.51 MPa。可以看出,提高基体和膜层与纤维束之间的相互作用因子可以显著提高平流层飞艇蒙皮材料的力学性能。

当蒙皮材料因环境老化或结构发生改变时,将引起纤维束之间的摩擦系数的改变,针对不同的μ值进行理论计算,所得曲线如图10所示。可以看出,随着摩擦系数μ的减小,蒙皮材料拉伸模量降低,导致极限应力也随之降低。当μ从0.3降至0.1时,最大拉伸模量由8.93 GPa降低到8.07GPa,降低9.6%,极限应力减小到初始值的89.2%,在很大程度上降低了蒙皮材料的力学性能。

4 结论

(1)根据蒙皮材料细观结构特点,各组分材料拉伸变形具有一致性。研究纤维编织层在拉伸过程中的变形行为,并通过复合材料体积分数原理建立了飞艇蒙皮材料力学性能和细观结构变形的关系。

(2)建立了飞艇蒙皮材料单轴拉伸力学模型,并与试验结果进行对比,曲线吻合较好,最大拉伸模量的计算结果误差为2.72%,极限应力误差1.98%。该模型能够有效预测蒙皮材料的拉伸行为,为平流层飞艇蒙皮材料结构优化设计提供依据。

蒙皮材料 篇3

由于复合材料相对于传统的金属材料而言,有着比强度高、比刚度高、可设计性强、结构重量轻、疲劳性能好、耐腐蚀等优势。自20世纪90年代始,复合材料在飞机机体结构中的应用逐年攀升,从B777的复合材料在机体结构中占比10%,到A380的占比25%,B787的占比50%,A350的占比52%。复合材料在机体结构中的比例已然成为衡量商用飞机先进性的重要指标之一。

随着2007年我国大型飞机重大专项的立项,同时确立了自主创新的大型飞机材料和制造技术发展路线及加快关键材料实现国产化的目标。现阶段, 大型飞机复合材料结构件的制造大多由国内制造商完成,然而由于复合材料在制造过程中工艺控制难度大,且各制造商之间的水平参差不齐,相对国外制造商而言,国内制造的复合材料结构件产品合格率较低,出现超差是无法避免的。

本文主要针对飞机复合材料襟翼前缘蒙皮曲板稳定性试验件在制造过程中出现的常见的几类制造缺陷进行研究,分析不同缺陷对轴压试验件的应变产生的影响,给复合材料结构件的超差处理提供参考依据。

1试验件简介

在复合材料襟翼前缘蒙皮曲板稳定性试验件的生产制造过程中,出现了厚度分布不均与、翘曲等缺陷。选取襟翼前缘蒙皮曲板稳定性试验件中的某个类型的试验件,研究这2类缺陷对试验件的影响。

试验件是横截面为圆弧形的曲板(见图1),圆弧半径为150mm,圆弧弧度 为91.72° ,曲板长度 为710mm。

试验件铺层为[(±45)/(0/90)/(±45)/(0/90)/(±45)/(0/90)/(±45)],试验件厚度为1.512mm,单层织物的力学性能参数,如表1所示。

试验件采用四边简支夹具进行夹持,夹持示意图,如图2所示,上压盘接触的边为加载边。

2制造缺陷的影响分析

借助ABAQUS有限元软件件,,对对试试验验件件进进行行建建模分析。下文出现的所有应变均为沿加载方向(0°)的应变,应变输出点的位置,如图3所示。

2.1厚度不均匀的影响

根据上下厚度不均匀、左右厚度不均匀和局部厚度不均匀,分别进行分析计算。上下厚度不均匀情况:曲板加载端厚度为1.512mm,非加载端厚度为1.74mm(比加载端厚度超出15%)。左右厚度不均匀情况:曲板左端厚度为1.512mm,右端厚度为1.89mm(右端比左端厚度超出25%)。局部厚度不均匀情况: 参照某件试验件实际的厚度分布进性建模,图4所标出的区 域的厚度 为1.61mm,其余部分 厚度为1.512mm。

2.1.1有限元模型

设立柱坐标原点位于曲板底边圆弧的圆心,圆弧所在平面为rθ平面,曲板长度方向为z轴。单元类型为C3D8R,无缺陷曲板的有限元模型见图5,厚度不均匀曲板的有限元模型如图6所示。

无缺陷曲板的边界条件:约束曲板四个边的r向位移,约束加载边、底边两边中点的θ向的位移,约束底边的z向位移;载荷:在加载边沿z向施加合力为8000N的均布载荷,如图7所示。

厚度不均匀曲板的边界条件:约束两个侧边及底边r向位移,约束加载边、底边两边中点的θ向位移, 约束底边的z向位移;载荷:在加载边沿z向施加合力为8000N的均布载荷,如图8所示。

2.1.2计算结果

曲板上下厚度不均匀与无缺陷曲板的应变分布对比情况如图9所示,各应变输出点的应变及各行各列的误差如表2所示,应变最大误差达7.0%。

曲板左右厚度不均匀的曲板应变分布如图10所示,左右厚度不均匀对曲板的应变分布影响很小,云图中应变最大值为-403με,最小值为-410με,仅相差0.02%。

曲板局部厚度不均匀与无缺陷曲板的应变分布对比情况如图11所示,各应变输出点的应变及各行各列的误差如表3所示,应变最大误差为1.8% 。

2.2翘曲的影响

翘曲考虑了两种情况:向外翘曲(远离圆心),加载边的一个角向外偏10mm,俯视图如图12(a)所示; 向内翘曲(靠近圆心),曲板加载边的一个角向内偏10mm,俯视图如图12(b)所示。

2.2.1有限元模型

对于翘曲曲板,先通过CATIA建立翘曲几何模型,再导入ABAQUS进行建模计算。

翘曲曲板的边界条件:约束非翘曲侧边及底边r向位移,约束加载边、底边两边中点的θ向位移,约束底边的z向位移,由于翘曲侧边发生了倾斜,建立局部坐标系r1θ1z1(坐标原点位于倾斜曲板底边圆弧的圆心,翘曲方向为z1轴),约束翘曲侧边在局部坐标系中的r1向位移;载荷:在加载边沿z1方向施加合力为8000N的均布载荷,如图8所示。翘曲曲板有限元模型如图13所示,图中黄色RP-1点所在角(左上角) 为翘曲角。

3.2.2计算结果

向外翘曲曲板与无缺陷曲板的应变分布在同一颜色标尺下的对比图如图14所示,各应变输出点的应变及各行各列的误差额如表4所示,最大误差为2.8%。

向内翘曲曲板与无缺陷曲板的应变分布在同一颜色标尺下的对比图如图15所示,各应变输出点的应变及各行各列的误差如表5所示,最大误差为3.3%。

4结论

蒙皮效应原理及研究概况 篇4

目前在我国, 压型钢板还仅仅被视为维护结构, 而不考虑其参与结构的整体作用, 这是一种极大的浪费且不符合结构实际受力情况。随着轻钢结构的普及以及市场竞争的日趋激烈, 蒙皮效应受到了越来越多的关注。

2 蒙皮效应的原理

压型钢板凭借重量轻、强度高、施工方便等诸多优点, 被广泛用作各类门式刚架围护结构的墙板和屋面板。传统设计中, 只考虑了主体刚架及各类支撑的作用, 没有注意到围护结构在平面内的承载能力。实际上, 薄钢屋面、墙面等围护结构对房屋结构的整体工作性能的贡献是客观存在的。它们不仅能承受法向作用于其表面的荷载, 而且还具有可观的传递面内剪力的能力。这一围护结构平面内的抗剪能力, 被称为“蒙皮效应”。

简而言之, 蒙皮效应是指围护结构 (如屋面和墙面) 对主体结构的整体加强作用。这种效应大大加强了结构的空间整体性, 如果建筑物围护选用的是脆性材料 (如砖墙、混凝土挂板、石棉瓦等) , 在往复变向水平荷载的作用下, 产生的主轴拉应力, 迅速使围护材料出现裂缝。因此, 围护材料的抗剪刚度下降或消失, 所以, 此类建筑物不具有蒙皮效应, 或这种效应具有明显的脆性特征。如果建筑物围护选用的是延性较好的材料 (如彩钢压型钢板、铝合金压型钢板等) , 在水平力作用下, 金属压型钢板是可以承担主轴拉应力的, 在横肋的帮助下 (如檩条、次梁) , 金属压型钢板可以承担更大的主轴压应力而不出现屈曲失稳。金属压型钢板相当于蒙在结构体系上的簿膜, 檩条、次梁相当于蒙皮的横肋, 两者共同作用, 提高了结构体系承担水平荷载的能力, 增加了结构的整体稳定性。

在门式刚架中, 屋面压型钢板蒙皮效应的工作原理是:围护板与檩条以及板与板之间通过不同的紧固件连接起来, 形成了以檩条作为其肋的一系列隔板, 这种板在平面内具有相当大的刚度, 类似于薄壁深梁中的腹板, 檩条类似于薄壁深梁中的加劲肋, 板的四周连接墙梁或檩条类似于薄壁深梁中的翼缘, 可以用来传递板平面内的剪力, 承受板平面内的各种荷载作用。在斜屋面的门式刚架结构中, 屋面板的蒙皮效应帮助承受作用于屋面上的垂直荷载。当结构受到垂直荷载作用, 屋脊有向下运动、屋檐有向外运动的趋势, 但由于屋面板具有抵抗平面内变形的能力, 因此减小了这种运动趋势。在平屋面的门式刚架结构中, 屋面板也可与框架结构共同作用承受作用于结构的侧向荷载, 减小结构的侧向位移。

目前在我国轻钢结构的设计中几乎不考虑围护体系的蒙皮效应, 因为无章可循, 设计者只能设计全部荷载由框架结构承担。此种设计一方面会造成结构建造的总成本增加, 结构自重增加, 在需考虑抗震时也不利于结构抗震, 同时更为严重的是由于围护体系蒙皮效应的实际存在, 在较大侧向荷载作用于结构时, 其会同框架共同参与受力, 而设计中将其忽略会导致结构在某些情况下出现设计时未曾预料到的结构破坏。如在沿海地区常会出现在大风作用下轻钢建筑屋面板整体被掀开破坏, 破坏原因可能由于屋面板所采用的连接方式, 如暗扣咬合式的屋面板就容易在风吸力作用下脱离支托而导致破坏, 而另一个可能原因就是由于轻钢结构的设计中忽略了屋面板的蒙皮效应, 而屋面板的蒙皮效应是实际存在的, 当结构受到侧向荷载作用时, 屋面板与框架体系共同承担荷载, 由于设计中没有考虑应力蒙皮效应而进行连接件的选用及布置, 一旦结构承受侧向荷载足够大时, 则屋面板与檩条连接处或板板连接处的连接件就会因所承受荷载超过其承载能力, 而出现板撕裂、连接件拔出等破坏, 最终导致屋面板整体破坏。综上所述, 有效应用轻钢建筑中围护体系的蒙皮效应不仅可在经济上带来效益, 同时使得结构设计更为合理, 更符合结构实际受力状态, 更能保证结构使用安全, 因此在我国对于围护体系蒙皮效应问题的研究迫在眉睫。

3 蒙皮效应产生的条件

研究结果表明, 要使蒙皮能够真正地发挥作用, 构造上必须满足以下条件。

(1) 必须设置足够的结构构件和连接件, 以保证应力蒙皮作用能够传递到框架结构上, 最后传递给基础, 明确并保证传力途经;

(2) 相邻面板之间的接缝应采用焊接、铆接或自攻螺栓等紧固件固定, 要求使用期间紧固件不得松动、拔出, 在板材撕裂前不得出现剪切破坏。这也是影响蒙皮作用的重要因素;

(3) 每块面板的两端均应直接固定在支撑构件上, 其固定方法可以采用焊接或者通过自攻螺栓、射钉、螺栓等紧固件, 要求使用期间紧固件不得松动、拔出, 在板材撕裂前不得出现剪切破坏;

(4) 沿着蒙皮板的跨度方向, 所有的蒙皮板均应设置边缘构件, 这些构件及其连接的节点应该具有足够的强度, 能承担蒙皮作用产生的翼缘内力。同时在实际应用中还要特别注意:①仅考虑蒙皮作为梁腹板的抗剪作用, 其弯曲变形忽略不计;②规定的设计构造要求应与试验条件相同。在设计中一旦考虑蒙皮效应, 就要保证其作用环境, 视同整体结构作用构件, 不得随意拆除。

4 国内研究概况

我国在这方面的研究开展得比较晚。近十余年来, 随着我国钢产量的增长, 压型钢板及其相关技术的发展, 以压型钢板作为围护体系的钢结构建筑逐渐得到了推广, 这为我国对于压型钢板应力蒙皮效应的研究提供了基础。从上世纪八十年代中期开始, 国内许多学者在这方面开展了大量的研究工作, 并取得了较大的科研成果。

1985年, 哈尔滨建筑工程学院张耀春教授对V-115压型钢板进行了蒙皮基本性能试验研究。1987年, 在冷弯薄壁型钢结构规范管理组的支持下, 成立了冷弯型钢蒙皮结构研究课题组, 分别在哈尔滨建筑工程学院、南京建筑工程学院、重庆建筑工程学院和冶金部建筑研究总院积极开展试验研究工作。

张耀春教授的科研梯队陆续对蒙皮效应问题进行了一系列的研究, 研究了自攻螺钉连接的受力蒙皮组合体的平面抗剪性能, 进行了大小尺寸试件的对比试验, 提出了非对称受力模型概念, 并给出了强度和刚度的简化公式。武振宇等采用悬臂梁试验对多跨檩条的蒙皮体性能进行了试验研究, 研究檩条数量对蒙皮体抗剪强度的影响, 提出了分析边部板件应建立非对称受力模型的建议。

与此同时南京建筑工程学院进行了一系列轻钢结构蒙皮效应的理论和试验研究。柏树新等采用将压型钢板等价为正交各向异性板的有限元方法, 分析了国产压型钢板组成的受力蒙皮, 分析结果与试验结果较为吻合, 验证了该思路的正确性, 同时研究了受力蒙皮连接件的内力分布规律。乐延方等对受力蒙皮结构中的自攻螺钉、拉铆钉连接进行了大量试验, 分析了连接构件的抗剪强度、抗剪刚度、工作特点、破坏模式以及连接件布置方式、压型钢板跨度对受力蒙皮体性能的影响, 并对承受平面内荷载的蒙皮体进行了试验研究。

重庆大学也开展了蒙皮方面的系列研究, 对国内常用的屋面、墙面板进行了电弧点焊接及自攻螺丝连接受力蒙皮体抗剪性能的试验与分析研究, 并对压型钢板采用电弧点焊连接的受力蒙皮抗剪强度和抗剪刚度进行计算和可靠性分析。李文等进行了屋面高波压型钢板蒙皮作用的试验研究, 指出高波压型板屋面具有明显的整体蒙皮效应, 板侧连接件和高波板下的承托支架对蒙皮的横向刚度起有利的影响。汤征等采用美国标准试验方法ASTM-455E-7规定的试验方法对四种不同的板型组成的蒙皮体进行了抗剪性能试验研究, 描述了压型钢板的变形特点, 介绍了应力蒙皮变形的计算方法, 并提出了轻钢结构房屋蒙皮设计的一些构造措施。高层钢结构设计时侧移起控制作用, 利用压型钢板的蒙皮效应减小高层钢结构的侧移是一个很有经济意义的课题。完海鹰等用有限元方法对高层钢结构的蒙皮效应进行了研究, 在计算分析中将压型钢板等效成为正交各向异性平板, 并对其引入壳体概念。

以上研究均为荷载作用下对蒙皮体整体抗剪性能的研究, 而蒙皮体中连接件性能对其抗剪强度、抗剪刚度的影响相当重要, 故一些学者对连接件的抗剪性能进行了分析。

但是, 目前我国实际设计中采用的规范对蒙皮效应并没有定量的计算规则。如《门式刚架轻型房屋钢结构技术规程》 (CECS 102:2002) 第5.1.2条提到:变截面门式刚架宜按平面结构分析内力, 一般不考虑应力蒙皮效应。但有必要且有条件时, 可考虑屋面板的应力蒙皮效应。

相应的条文说明解释。考虑应力蒙皮效应只适用于面板为钢板的情况, 此时屋面压型钢板可视为起应力蒙皮作用的膈板。膈板的作用是, 通过其刚度和抗剪承载力来提高刚架结构的整体刚度和承载力。屋面板可按沿房屋全长伸展的深梁处理, 用来承受平面内荷载并将其传至端部山墙或中间刚架。面板可视为承受平面内横向剪力的腹板, 其边缘构件可视为翼缘, 承担轴向拉力和压力。当符合下列条件时, 方可将面板视为结构的一部分进行应力蒙皮设计。

(1) 面板除承担主要功能外, 只能用作为抗剪隔板抵抗其平面内的位移;

(2) 这种隔板必须有纵向边缘构件, 以承担由于隔板作用引起的翼缘力;

(3) 屋面板平面内的力, 应通过支撑系统、其他蒙皮隔板或抗侧移方法传至基础;

(4) 应采用适当的连接将隔板中的力传至主刚架, 隔板应与起翼缘作用的边缘构件相连;

(5) 面板作为受力构件处理时, 不得将其随意拆除;

(6) 对房屋的各项技术要求, 均应考虑到该建筑物的设计利用了应力蒙皮作用。

应力蒙皮膈板应主要用于抵抗风荷载、雪荷载和其他通过面板传递的荷载。它也可用来抵抗较小的瞬时荷载 (如来自轻轨道式吊车的荷载) , 但不能用于承担永久性外荷载。

《冷弯薄壁型钢结构技术规范》 (GB50018-2002) 第4.1.10条提到:当采用不能滑动的紧固件连接压型钢板及其支撑构件形成屋面和墙面等维护体系时, 可在单层房屋的设计中考虑受力蒙皮作用, 但应同时满足下列要求:

(1) 应由实验或可靠的分析方法获得蒙皮组合体的强度和刚度参数, 对结构进行整体分析和设计。

(2) 屋脊、檐口和山墙等关键部位的檩条、墙梁、立柱及其连接等, 除了考虑直接作用的荷载产生的内力外, 还必须考虑整体分析算得的附加内力进行承载力验算;

(3) 必须在建成的建筑物的显眼位置设立永久性标牌, 标明在使用和维护过程中, 不得随意拆卸压型钢板, 只有设置了临时支撑后方可拆换压型钢板, 并在设计文件中加以规定。

如上所述, 是国内规范对蒙皮效应相关概念、内容的主要界定。由于规范不同, 定义的侧重点是有所不同的。《门式刚架轻型房屋钢结构技术规程》重点规定了蒙皮效应的构造要求, 限定了蒙皮效应只适用于屋面压型钢板。《冷弯簿壁型钢结构技术规范》重点阐述蒙皮效应受力模型。各类规范都强调了可靠的、有效的、不能滑动的紧固件连接压型钢板, 是应用蒙皮效应的必要条件。

5 结束语

对于建筑结构来讲, 蒙皮效应是指围护结构 (主要是屋面和墙面) 对主体结构的整体加强作用, 这种效应大大加强了结构的空间整体性。蒙皮效应受很多条件影响, 很难明确地进行量化, 不同的工程情况下, 蒙皮效应的作用也不同, 工程中只将其作为一种结构上的储备。经过理论分析和工程实践验证, 蒙皮效应己经广泛地被人们所接受。

摘要：轻钢结构中, 压型钢板在其自身平面内具有很大的抗剪能力。其参与结构整体受力, 对主体结构有加强作用, 大大提高了结构的空间整体性, 这被称为压型钢板的蒙皮效应。本文主要介绍了蒙皮效应的原理、蒙皮效应产生的条件及国内研究概况。

关键词：蒙皮效应,轻钢结构,原理

参考文献

[1]张新中, 殷晓三, 祁术洪.蒙皮效应在轻钢建筑中的应用分析[J].深圳土木与建筑, 2009, (3) .

骨骼蒙皮动画设计与实现 篇5

骨骼蒙皮动画技术是到目前为止使用最为广泛的实时角色动画技术。骨骼蒙皮动画技术的核心思想是用一系列的骨骼带动一张皮肤来产生动画, 实现的方法是用一个已定义的角色模型的骨骼序列驱动这个角色模型的网格以产生动画, 骨架层由人体关节以及关节之间的骨骼段构成, 它表示人体的基本结构, 一般使用树状关节链表示;皮肤层是用平面片或曲面片组成的三维表面网格, 即皮肤网格, 最常见的是由三角形面片组成的皮肤网格。

2. 骨骼蒙皮动画技术简介

在骨骼蒙皮动画中, 一个角色由作为皮肤的单一网格模型和按照一定层次组织起来的骨骼组成。骨骼层次描述了角色的结构, 就像关节动画中的不同部分一样, 骨骼蒙皮动画中的骨骼按照角色的特点组成一个层次结构。相邻的骨骼通过关节相连, 可以作相对运动。通过改变相邻骨骼间的夹角、位移, 角色就可以做出不同的动作, 实现不同的动画效果。皮肤则作为一个网格蒙在骨骼之上, 规定角色的外观。皮肤上每个顶点受到一块或多块骨骼的影响, 不同的骨骼按照与顶点的几何、物理关系确定对该顶点的影响权重, 这一权重可以通过建模软件计算, 也可以手工设置。通过计算影响该顶点的不同骨骼对它影响的加权, 就可以得到该顶点在世界坐标系中的正确位置。动画文件中的关键帧一般保存着骨骼的位置、朝向等信息。通过在动画序列中相邻关键帧之间进行插值可以确定某一时刻每根骨骼的方位, 然后按照皮肤网格各个顶点中保存的影响它的骨骼索引和相应权重信息求加权和, 便可以计算出该顶点的新位置。为了运转起来, 每个骨骼都有两个相关的变换, 其一是本地变换, 也就是在自己空间内的位置和角度, 在简单的模型里一般都是个单位矩阵。其二是积累变换, 它表示每个骨骼在整个骨架空间的摆放情况, 可能是旋转和位移的组合矩阵。有时为了节省空间, 这些矩阵通常用四元数向量存储 (四元数对关键帧的插值方便, 能产生更圆滑的动画效果) , 这样就实现了在骨骼驱动下的单一皮肤网格变形动画, 即骨骼蒙皮动画。

3. 骨骼蒙皮动画的设计

3.1 设计步骤

骨骼蒙皮动画包含三个主要的步骤:第一步是建模, 建立角色模型, 为参数化控制做准备。使用3D Max软件制作骨骼和皮肤网格, 使用MilkShape 3D导出MD5格式的数据文档;第二步是骨骼皮肤绑定, 创建骨骼节点的包围盒, 负责完成骨骼节点数据和皮肤数据的绑定;第三步是骨骼蒙皮动画的运动生成, 需要运用正向运动学、矩阵运算、四元数球面差值等基础理论。

3.2 设计思想

骨骼蒙皮动画的基本设计思想就是首先控制各个骨骼和关节, 再使附在上面的皮肤与其匹配。在一个典型的骨骼蒙皮动画模型文件中, 会保存如下信息:网格信息, 骨骼信息和动画信息。网格信息是角色的多边形模型, 该多边形模型一般由三角形面片组成, 每一三角形面片有三个指向模型的顶点表的索引。通过该索引, 可以确定该三角形的三个顶点。顶点表中的每一顶点除了带有位置、法向量、材质、纹理等基本信息外, 还会指出有哪些骨骼影响了该顶点, 影响权重又是多少。影响一个顶点的最大骨骼数一般取决于模型的设计和目标硬件平台的限制。在一个典型的骨骼蒙皮动画中, 一个动画文件里可能存储了多个动作动画集合, 这些动作动画集合对应由模型的骨骼采取各种变换而得, 在读取动作动画集合时需要给出动作动画集合的名字, 或者这个动作动画集合在动画文件中的存储序号, 才可以读取到这个动作动画集合。这些动作动画集合在动画存储文件中又被分为多个动作动画, 每个动作动画对应由模型的一块骨骼采取各种变换而得, 一个动作动画集合包含的动作动画的数目, 由骨架包含的骨骼的数目而定, 实际上, 一个动作动画集合包含的动作动画的数目和骨架包含的骨骼的数目是相等的。一个动作动画在动画存储文件中又被分为多个关键帧, 每个关键帧存储了具体的动作数据, 实际上这些数据是这个骨骼节点位置数据。每个骨骼节点都要判断是否有父节点, 需要乘上父骨骼节点的位置和旋转状态。网格顶点中保存了受到那些骨骼的影响和影响的权重值, 通过公式即可算出新顶点的位置和朝向。图1为实现的流程:

在播放动画序列中的任一时刻:

1) 首先确定该时刻之前和之后的两个关键帧, 然后按照该时刻与前后两个关键帧时刻的时间值插值计算出该时刻该骨骼相对于父骨骼的新位置、新朝向、新变换矩阵等等。

2) 然后从根骨骼开始遍历骨架, 计算每一个骨骼相对于世界坐标的变换矩阵。计算该矩阵是一个递归过程。

3) 对于皮肤网格中的每一个顶点, 计算它在世界坐标中新的位置和朝向。首先找到影响该顶点的所有骨骼节点, 然后计算每一骨骼对该顶点的影响 (也就是说, 计算在该骨骼独立作用下顶点的新位置) 。计算按照顶点计算公式顶点的新位置=骨骼的世界变换矩阵*最初状态骨骼世界变换矩阵的逆矩阵*最初状态顶点的位置

然后将所有这些新位置按照每一骨骼节点的影响权重加权求和。所有权重的和应该恰好为1。皮肤网格里所有的顶点是相对于一个原点存储的, 这个原点是网格皮肤的原点, 而不是骨骼的自身坐标系原点, 如果要得到骨骼对皮肤的影响, 应该把顶点转换到骨骼的局部坐标系统空间, 然后再用新的转换把它们转换回皮肤坐标空间。在公式中, 最初状态顶点的位置首先要与最初状态骨骼世界变矩阵的逆矩阵相乘, 就是把绑定姿势的皮肤空间的顶点转换到相应得的骨骼空间中, 然后利用骨骼的积聚变换矩阵把顶点从骨骼空间重新转换到皮肤空间。顶点朝向按照相同方式计算。

4) 根据网格模型顶点的新位置和朝向绘制角色皮肤网格。

4. 结论

设置骨骼的运动信息, 带动影响范围内的顶点运动, 从而形成动画。关键帧之间使用插值计算各个骨骼位置。动画信息文件都是用MD5 Anim格式文件保存的, MD5 Anim文件含有该动作所涉及到的骨骼关节的动画信息。

考虑到系统模型的复杂度高, 运算量大等问题, 如果将周期运动分解成多个必达的状态, 势必增大插值的运算量, 进而整个系统的运算复杂度都会增大。所以, 本文行走设计的关键帧为六帧, 第一帧是双脚支撑状态, 第二帧是右脚支撑, 左脚即将抬起状态, 第三帧是右脚支撑状态, 第四帧是双脚支撑状态, 第五帧左脚支撑, 右脚即将抬起状态, 第六帧是左脚支撑状态, 其余是过渡帧, 关键帧的示意图如图2所示:

经过处理的骨骼蒙皮动画运用于具体场景实现虚拟人的行走, 效果如图3所示:

参考文献

[1]Andre LaMothe.Tricks of the3D Game Programming Gurus[M].北京:人民邮电出版社, 2005.282-354.

[2]王海强.虚拟人运动状态下皮肤逼真变形方法的研究与实现[D].北京:华北电力大学, 2005.

[3]沈军行.运动编辑与合成技术研究[D].浙江大学计算机应用技术, 2004.

[4]秦可.数字娱乐若干关键技术研究[D].杭州:浙江大学, 2005.

[5]房晓溪.游戏引擎教程[M].北京:中国水利水电出版社, 2008.117-134.

车身蒙皮修复中应注意的关键问题 篇6

在车身修复企业中, 由于电阻焊 (点焊、凸焊、缝焊和对焊) 工艺与设备的应用起步较晚, 与堆焊和二氧化碳保护焊相比, 焊工朋友的经验相对不足, 操作起来可能有一些困难, 尤其是近几年的新型轿车, 其车身大量使用镀锌钢板, 其工艺难度更大。镀锌钢板与低碳钢板相比, 其可焊性存在如下特点:

(1) 接触电阻小。由于镀锌层的存在, 在点焊开始时, 焊件之间实质上是锌与锌接触, 由于锌的硬度低, 电阻率较低, 故在点焊开始时焊件与焊件接触面上的接触电阻很小, 不利于熔核的形成, 如图1 a) 所示。

(2) 焊接电流密度小。由于镀锌层熔点较低, 在焊接过程中, 焊件间的镀锌层熔化后挤出塑性环, 增大了焊件与焊件的接触面, 使焊接电流密度减小, 电流场分布不稳定, 影响熔核的形成及大小, 如图1 b) 所示。

(3) 易出现裂纹、气孔或软化组织。在镀锌钢板点焊过程中, 如果焊接参数不合理, 会使接头中残留部分锌及锌铁合金, 在熔核结晶过程中可能形成细小的裂纹或气孔, 残留锌较多时还会形成软化组织。

(4) 焊件与电极易玷污或形成合金, 电极寿命短。焊接时, 电极和焊件接触面上的锌层熔化后, 与电极工作面粘结, 锌原子向电极扩散, 电极表面形成锌铜合金, 使其导电、导热性能变差, 表面硬度下降, 同时也易使焊件表面镀层遭到破坏。在连续点焊时, 电极头将迅速过热而变形, 焊点强度逐渐降低, 直至未焊透, 电极使用寿命缩短。

由于镀锌钢板点焊可焊性的上述特点, 其点焊参数 (如表1所示) 的选择也有一定的特殊性。

1. 焊接电流

点焊时, 如果电流过小, 则热量不够, 焊核内的金属就不能熔化或者熔化很少, 形成的焊核很小, 焊点不能形成紧密的冶金结合;如果电流过大, 则会产生很大热量, 使金属很快熔化外溢, 发生飞溅, 焊点出现过深凹坑。在上述两种情况下, 焊点强度都明显降低。

在保持通电时间 (t=10CYC) 和焊接压力 (F=2.0kN) 不变的条件下, 我们用4种薄钢板 (见表2) 进行了一组点焊工艺及力学性能试验, 得出了每种薄钢板焊点强度最高又不产生飞溅的最佳电流范围 (如表3所示) , 并估算出三种镀锌钢板B、C、D焊接时需采用的最佳电流应比低碳钢板A分别增加约26%、39%及47%。

试验表明, 为了获得与低碳钢板同样大小的焊核, 镀锌钢板点焊所需的焊接电流比低碳钢板焊接电流高25%～50%, 且镀锌层越厚, 所需的焊接电流越大。

2. 焊接时间

焊核的大小随着通电时间而变化, 通电时间越长, 温度越高, 焊核就越大。热镀锌钢板D在焊接电流I=10.2kA、焊接压力F=2.0kN的条件下试验时, 变化焊接时间后得出两种点焊焊核结晶形态:焊接时间为t=10CYC时, 由于焊件结合面上的锌或锌铁合金不能完全挤出, 焊核也得不到充分搅拌, 焊件下表面与中间的温度梯度又大, 故焊核的结晶形态为方向性很强的粗大柱状晶粒, 并且结合面上有明显的分界线;焊接时间延长到t=15CYC时, 点焊焊核以较细小的等轴晶粒方式结晶, 且结合面上无明显的分界线, 说明焊接时间增加后, 能将焊接结合面上的锌基本上挤出, 焊核搅拌较充分, 温度梯度减小, 结晶形态得到改善。

所以, 与低碳钢板相比, 镀锌钢板点焊的焊接时间也需增加25%～50%。但是, 焊接时间也不宜过长, 否则将使焊件与电极接触面上温度升高, 降低电极使用寿命。

3. 电极压力

这是点焊时较重要的一个参数。如果电极压力选得过大, 则工件接触电阻和电流密度大为减小, 工件加热缓慢, 焊核和熔化深度相应减小, 此时如果再进一步增加电极压力, 还会使焊点完全不能形成焊接核心;如果电极压力选得过小, 工件接触电阻就会过大, 则会产生过多的热量而把焊件烧穿, 或将电极工作表面烧坏。

为了试验热镀锌钢板的电极压力, 在焊接电流I=10.2kA、焊接时间t=10CYC的条件下, 将焊接压力从2.0kN提高到3.0kN时, 焊核基本上是以较粗大的柱状晶粒形态结晶的, 但由于在较高的压力作用下接触面上熔化的镀层能较完全地被挤出, 故结合面上的分界线不明显。

所以, 镀锌钢板点焊时电极压力需比低碳钢板增加约10%～25%, 其目的是能尽快地将熔化的锌层挤出焊接区, 降低残留在焊核内部的含锌量, 减少发生裂纹等缺陷的可能性。其次, 由于镀锌钢板点焊焊接电流较大, 为避免产生飞溅, 也需增大焊接压力。

此外, 焊接镀锌钢板时, 在通电结束后, 电极压力应有足够的保持时间, 使电极充分冷却, 以免焊核及邻近钢板的部分余热使与电极接触的焊件表面熔化, 保证在撤除电极压力前使与电极接触的焊件表面熔化的锌重新凝固。

二、预防漆膜缩孔缺陷的措施

在车身喷涂中, 由于受异物的影响, 使漆膜产生收缩而露出 (或未露出) 涂层面, 形成缩孔、抽缩、凹洼 (也称陷穴、凹坑、麻坑) 、鱼眼等一系列漆膜缺陷, 我们把这一系列漆膜缺陷统称为缩孔或缩孔系列。

缩孔在国外文献中按现场检查记录的方便性将其分为水缩孔、油缩孔、涂料缩孔和电泳缩孔, 分别用代号D1、D2、D3、D4来表示。缩孔在国内文献中按它们的形状、成因及分布密度分为三种:

(1) 缩孔:即露出涂层面且呈圆形的漆膜缺陷, 其直径约为0.1～0.2mm (电泳缩孔的直径通常为0.5～3.0mm) , 严重的周边呈火山口状凸起。直径小于0.1mm的一般归属于直孔漆膜缺陷。

(2) 抽缩 (俗称发笑) :即露出涂层面且形状不规则 (或若干缩孔连在一起, 呈不规则形状) 的漆膜缺陷。

(3) 鱼眼:即在缩孔、凹洼的圆形中心有颗粒的漆膜缺陷。

缩孔有时在刚喷完的湿漆膜上就能看见, 有时则在烤干后的漆膜上才能发现。产生缩孔后, 不仅影响了漆膜的外观质量 (见图2) , 而且用一般的打磨、抛光方法无法消除, 修补后漆膜还可能出现色差, 鲜映度也难以保证。

1. 产生漆膜缩孔的原因

(1) 材料方面:烘干型涂料比自干 (快干) 型涂料易产生缩孔;漆基、颜料、熔剂、助剂等选择配比不当, 易产生缩孔;表面张力大、流平性差和释放气泡差的涂料易产生缩孔;水性涂料, 以丙烯酸、环氧、氨基醇酸、聚酯、聚氨酯等树脂为基的材料易产生缩孔。

(2) 工艺方面:被涂物表面的洁净度差, 尤其是长期放置的、被异物污染的、打磨后的表面, 在涂装前未充分清洁, 则易产生缩孔;涂装中压缩空气中的油、水未除净, 易导致缩孔;作业中喷涂表面被擦布、手套等二次污染, 易产生缩孔;湿打磨和水冲洗后被涂物表面未烘干即进行喷涂, 易产生缩孔;在过度光滑的油漆层或含有硅油添加剂的面漆层上再进行修补喷漆, 易产生缩孔;烘干室排气不充分或循环热风被污染, 易产生缩孔。

(3) 涂装环境:厂房的屋顶有含硅铜胶的窗子及硅铜垫, 空气洁净度差, 有尘埃喷溅物、其它涂料喷雾或有机硅化合物污染源的环境均易产生缩孔。

2. 漆膜缩孔缺陷的预防措施

综上所述, 缩孔主要是由有机碳化合物、油类、水及颗粒杂物引起的, 因此对缩孔缺陷首先应该立足于预防。

(1) 杜绝含有机硅化合物的材料、零部件在涂装车间建筑上使用。此外, 一些二类维修企业在铁皮房顶上打玻璃密封胶的做法也应改进, 以防含有机硅化合物的玻璃密封胶颗粒掉落在被涂物表面, 而且常常找不到缩孔原因。

(2) 从防尘的角度考虑涂装车间的结构和平面布置。现代化车身涂装车间的典型设计为三层结构, 主要设备在二层, 一层是辅助设施, 如输漆间、污水处理、加料工位等, 三层为排气系统。空调机组一般都设置在三层。平面布置分高温区、产尘区和高洁净区, 这些区都要互相隔开。

车身的装饰性要求越来越高, 强调镜面成像清晰的效果, 要求漆面不允许有任何尘埃点。这样, 就要求喷漆室内干净, 空调、喷漆室外也要保持洁净。

(3) 最适合喷涂轿车车身的是上送风下抽风湿式喷漆室, 其中首推水旋式喷漆室, 它的优点是洁净度高, 比干式喷漆室容易清扫。喷漆室的关键部位是排风洗净装置和顶棚上的过滤器, 要经常对风速、压差、温度、湿度等进行检测控制, 顶棚滤网四框要压紧密封, 风速要保持在0.25～0.5m/s。静电喷漆机的电缆通风要合理布置。喷漆室内壁应涂黏性油脂, 再用铝泊纸贴好, 高度应与窗玻璃齐平, 以便于清除漆和灰。

(4) 大型维修企业要十分重视静电喷漆机的应用。轿车用面漆的颜色分为本色、金属闪光色和珠光色。本色面漆的喷涂工艺与涂中漆相仿, 不同之处是色彩品种多, 需采用带自动换色装置的静电喷漆机。

轿车车身普遍采用的是高转速旋杯式自动静电喷漆机, 或与机械手相结合的方式。这种喷漆机一般由两台侧喷机和一台顶喷机组成, 侧喷机有仿形往复式和固定式两种, 顶喷机有单喷枪往复式和多喷枪固定式两种。这种喷漆机采用计算机控制, 且有识别车身类型, 记忆喷涂颜色, 自动清洗和换色, 自动控制喷涂行程、喷涂幅度和出漆量, 自动报警, 自动跟踪和仿形等功能。

采用这种喷漆机喷涂后, 车身外表几乎无需补漆, 仅车身内表面、门框及门立柱表面需用手工补漆或用机械手自动补漆。因此, 采用这种喷漆机不仅可以节省劳动力, 更主要的是能获得可靠的涂装质量, 消除由人带入尘埃的可能性, 另外还可提高油漆材料的利用率并节省能源。

(5) 对涂装车间用于生产、维修、安装等所需的零件或材料进行检查, 防止硅铜、润滑脂、油污、表面活性剂、蜡等混入涂装材料, 特别是硅酮, 即使被稀释到10-10时也会使漆膜产生缩孔。因此, 对“O”形密封圈、薄膜、密封件、快速接头、输漆及输气软管、输送链上润滑脂、传动皮带、停止器及各种非金属材料均要格外注意。在采用黏性擦布擦拭车身的场合, 要注意制作黏性擦布所用的树脂和溶剂与所采用的喷涂材料是否匹配, 避免影响漆膜质量。

(6) 尽量采用优质的涂料, 以提高喷涂质量。

蒙皮材料 篇7

1 飞机蒙皮数字化制造工艺

1.1 飞机蒙皮数字化制造设计步骤

数字化制造技术的核心是数字量传递,即应用专门的拉形机以及多点模具,在CAE有限元分析工艺设计,结合蒙皮设计要求,计算出蒙皮拉形工艺系数,最终完成蒙皮的数字化制造。飞机蒙皮数字化制造步骤为:第一步,建立用料模型,用料模型包括板料以及工装的模型两大类;第二步,制订蒙皮拉形计划,界定在蒙皮拉形过程中的控制系数;第三步,对蒙皮拉开进行仿真生产,分析和总结仿真生产结果,如果结果不符合设计方案,则调整模型控制系数,直到仿真生产达到设计要求。

1.2 飞机蒙皮数字化制造工艺流程

飞机蒙皮数字化制造工艺流程经历以下几个过程:(1)对蒙皮板材进行三维数字建模;(2)对蒙皮模具拉形进行工艺仿真分析,以及应用CAD/CAM计算机辅助设计与制造进行拉伸工装;(3)拉伸成形工艺分析与模拟;(4)数控操作,送料进行工装;(5)在数字数控机的操控下,进行数字化立体切割;(6)蒙皮制造出来后交付使用。

2 飞机蒙皮数字化拉形技术以及工艺过程

飞机蒙皮制造工艺过程中,对蒙皮进行拉形是其关键环节,为此,本文重点介绍飞机蒙皮数字化拉形技术以及工艺方法。

2.1 多点拉形技术

多点拉形技术是将板料拉形成三维曲面的一种新技术,它是传统板料拉形方法的创新。多点拉形技术的思路是把刚性模具进行规则排列调整,生成三维曲面,代替传统刚性面,从而完成板材的柔性化。多点拉形技术应用计算机辅助技术进行分段成形,实现快速化、自动化、数字化三维成形曲面板料。

2.2 多点拉形模具的调形

在进行多点拉形模具调形中,可以应用CAD/CAM计算机辅助设计与制造软件实现多点拉形模具的调形。调形的关键是对基本体高度的调整,从而生成模具型面。调形依据工作流程的不同,可以划分为串行调形与并行调形两种方法。其中,串行调形指的是按顺序调整一个或者多个基本体而完成调形过程,这种调形方法低效又成本高。并行调形法是以控制单元的方式同时进行高度调整,调整所需要的时间由最大调整行程决定,与并行调整的单元数量没有关系。和串行调形方法进行比较,并行调形法的效率更高,时间能够成倍减小。在实际运用中,还可以将两种调形方法结合起来,形成混合调形方法,美国RTFF蒙皮拉形设备就是应用混合调形方法的一种设备,八个基本体构成一个单元,每个单元内基本体采用串行调形方法,而不同单元采用并行调形方法。

2.3 多点拉形步骤

多点拉形包括四个步骤:(1)多点模调整高度。利用加工板材的CAD模型分析,求出各个基本体的调整高度,打造加工板材的多点模。这个步骤受计算机控制实施;(2)板材弯曲。使用夹钳与拉形机的共同作用下,将板料弯曲,并且贴模;(3)板材两端拉长。贴完模之后,利用拉形机继续对板材两端拉长,减小板材回弹性,提高精度性;(4)卸下多点模。这个过程是恢复到起始阶段的时候,卸下拉形机,卸下夹钳,卸下多点模。

3 关键工艺技术

3.1 数控拉形机

蒙皮拉形机是其中拉形最重要的装备之一。近几年来,蒙皮拉形机逐步应用数控蒙皮拉形设备,代替传统点控式拉形机。例如我国北航就制造的数控蒙皮拉形机就很具有代表性,对于提高板材成拉形的质量效果比较好。由于现代飞机对精度和性能的要求越来越高,降低蒙皮板材的回弹性,进一步对拉形轨迹改良,这对于提高数控蒙皮拉形机技术具有重要意义,这也是数控蒙皮拉形机的未来发展趋势。

3.2 可重构柔性多点模具

应用此技术设备,能够用一套多点模具调节后应用于不同模样蒙皮的生产制作,这样能够减小生产模具的费用,加快蒙皮的生产速度,为蒙皮数字化生产开辟新路径。而掌握重构柔性多点模具的设计原理是进一步研发更先进可重构柔性多点模具技术设备的基础。2004年北航与沈飞公司共同合作研究柔性多点模具,我国可重构柔性多点模具已经进入工程应用时期。

3.3 外形数字化检测技术

应用了可重构柔性多点模具后,原先需要使用实体模具并不需要了,传统蒙皮检测技术已经不能适应新情况下的检测需要了,因此,有必要对检测技术升级,而蒙皮外形数字化检测技术能够较好地解决这个问题。在实践生产应用中,开始采用光学非接触方法来检测蒙皮外形,当前立体视觉法的数字化检测技术在工程应用最广,而为了支撑此类光学非接触测量,还需要柔性化支撑装置,可以采用离散钉柱类柔性化支撑装置,从而提高蒙皮外形检测的精度。

3.4 数控切边技术

数控切边技术与传统样板划线切边技术相比较,实现了数字化控制零件刻线和数字化切边,提高了刻线与切边的精度,有效避免蒙皮工装进程中需要二次修边。

参考文献

[1]李东升,罗红宇,等,飞机蒙皮的数字化成形制造技术[J]塑形工程学报.2009,(01):82-86.

[2]曾元松.先进航空板材成形技术研究应用进展[J].军民两用技术与产品.2012,(07):11.