热压罐工艺因其压力和温度均匀、零件适用范围广、成型工艺稳定可靠等优点广泛应用于复合材料零件的制造。特别是在航空航天领域，按重量计算80%以上的复合材料构件都采用热压罐工艺固化成型[1-2]。
20世纪80年代起，随着复合材料在各领域的广泛应用，复合材料结构件固化变形问题逐渐成为复合材料研究领域的一个热点。这类变形主要为复合材料结构在经历高温固化及冷却成型过程后，由于材料的热膨胀效应、基体树脂的化学反应收缩效应以及复合材料与成型模具所用材料在膨胀系数上的差异等原因，导致其在室温下的自由形状与预期的理想形状存在差异的现象[3-15]。但对于已固化零件在热压罐中由于压力差异导致的变形研究甚少。
由于帽型(或Ω型)截面长桁具有稳定性好、轴向载荷传递效率高等优点，帽型长桁加筋壁板作为最典型的加筋壁板结构在航空航天领域中应用广泛[16]。如图 1所示，帽型长桁截面包含4个转角。对于采用“干长桁+湿蒙皮”共胶接工艺成型的壁板，帽形转角结构除给长桁制造增加困难外，也给壁板胶接带来特定的偏差/缺陷。在采用上述共胶接成型工艺制造帽型加筋壁板零件时，发现帽型长桁在胶接后其截面形状发生了变形现象。此外还发现长桁与蒙皮胶接面沿截面的胶层厚度分布不均匀，也与长桁变形问题有着密切联系。
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| 图 1 帽型长桁截面 Fig. 1 Cross-section of hat stringer |
本文对采用“干长桁+湿蒙皮”共胶接工艺成型的复合材料帽型加筋壁板的长桁在胶接后的变形问题进行了实验验证、检测和分析。确定了变形的关键影响因素，为实现复合材料帽型加筋壁板的高精度成型提供重要的实践依据。
1 实验材料及方法采用一米级带曲率壁板进行实验，试验件结构及尺寸如图 2所示，壁板包含4根帽型长桁及等厚度蒙皮，长桁含9个整铺层，铺层顺序为[45/0/0/-45/90/-45/0/0/45]。
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| 图 2 试验件结构 Fig. 2 Structure of test panel |
蒙皮和长桁均采用T800级碳纤维/环氧树脂单向带预浸料，胶膜材料为航空级高温胶膜。
如图 3所示，试验件采用的制造工艺方法为：长桁在凸模上预先固化成型，对长桁胶接面进行表面处理后铺贴一层高温胶膜，帽型长桁空腔放入管状真空袋，近胶接面R区填充捻条。准备好的长桁定位放置于铺贴好的蒙皮，将帽型长桁空腔内的管状真空袋与外侧真空袋相连并密封。
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| 图 3 壁板胶接图 Fig. 3 Diagram of panel co-bonding |
主要固化参数为：热压罐内先加压至0.6 MPa，再升温至180 ℃，升温速率在0~3 ℃/min范围内，在180 ℃和0.6 MPa环境下固化2 h后降温，降温速率为0~3 ℃/min。
2 结果与讨论 2.1 胶接前后长桁尺寸及形状变化 2.1.1 胶接前长桁尺寸及形状对胶接前长桁的宽度尺寸和型面进行了测量。如图 4所示，用游标卡尺测量试验件每根长桁沿长度4处位置的宽度，并将宽度尺寸记录于表 1。
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| 图 4 长桁宽度测量位置 Fig. 4 Measurement locations of stringer width |
| Location | ω1/mm | ω2/mm | ω3/mm | ω4/mm |
| 1# stringer | 157.99 | 204.14 | 204.08 | 157.54 |
| 2# stringer | 111.32 | 204.16 | 204.21 | 111.13 |
| 3# stringer | 112.21 | 204.61 | 204.63 | 111.49 |
| 4# stringer | 157.74 | 203.76 | 203.27 | 157.41 |
取预先固化的帽型长桁，在不加外力状态下采用三坐标测量仪对其型面进行测量。测量方案为垂直于长桁轴线取如图 5所示若干截面，对各截面的内型面进行测量。
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| 图 5 胶接前长桁型面三坐标测量截面 Fig. 5 CMM locations of stringer profile before bonding |
测量值与长桁理论型面的偏差情况如图 6所示，图中数值表示测量点与理论型面的偏差距离，测量点处的线段长度与偏差距离成比例，线段指向为测量点到理论型面。从截面方向看，以长桁帽顶平面为基准的情况下，长桁两侧帽腰较理论面往内收，内收量沿帽顶向帽底方向呈近似线性增大；缘条面则较理论面向下偏移，偏移量沿缘条宽度近似相等，约为1 mm。长桁固化后实际型面与理论型面的差异与复合材料零件的回弹变形特征相符[17-20]。帽型长桁固化后回弹变形示意图如图 7所示，由于本试验中帽型长桁帽顶和帽底夹角相同，即图 7中α1=α2，且在截面上铺层保持一致，故阳角α1和阴角α2处的回弹角应大致相等，以致回弹变形后长桁零件的缘条面与理论缘条面仍保持平行。型面测量结果与该分析相符。
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| 图 6 胶接前长桁测量型面与理论型面对比 Fig. 6 Comparisons between measured and nominal stringer profiles before bonding |
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| 图 7 胶接前长桁固化回弹变形示意图 Fig. 7 Diagram of springback deformation of stringer before bonding |
长桁与蒙皮胶接后，在图 4相同的4处位置对长桁宽度再次进行测量，宽度尺寸记录于表 2。
| Location | ω′1/mm | ω′2/mm | ω′3/mm | ω′4/mm |
| 1# stringer | 159.45 | 205.48 | 205.37 | 158.85 |
| 2# stringer | 112.88 | 205.8 | 205.79 | 112.8 |
| 3# stringer | 113.37 | 205.78 | 205.99 | 113 |
| 4# stringer | 159.41 | 205.39 | 204.78 | 158.73 |
对比胶接前后长桁的宽度测量值，如图 8所示，发现胶接后长桁宽度普遍比胶接前大，宽度值增加1~1.7 mm，平均增加约1.45 mm。
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| 图 8 胶接前后长桁宽度对比 Fig. 8 Comparison of stringer widths before and after bonding |
长桁与蒙皮胶接后，对试验件4根长桁的型面再次进行检测。为消除壁板整体固化变形的影响，检测时将壁板重新放回固化成型模具，并加载一定力使蒙皮贴模面和成型模具完全贴合。偏差分析结果如图 9所示。结果显示：长桁帽顶较理论型面下凹，两侧帽腰则较理论型面外扩，外扩量由帽顶向帽底有逐渐增大的趋势。
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| 图 9 胶接后长桁测量型面与理论型面对比 Fig. 9 Comparisons between measured and nominal stringer profiles after bonding |
型面检测结果表明长桁胶接后发生了类似压塌变形的情况，变形示意图如图 10所示。该变形趋势和上述胶接后长桁宽度值普遍增大的现象也相吻合。
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| 图 10 长桁胶接后外形示意图 Fig. 10 Diagram of stringer profile after bonding |
综上所述，对长桁胶接前后的尺寸检测结果表明：长桁固化后存在回弹变形现象，导致两侧帽腰内收，帽高增加；在后续胶接过程中长桁发生了与回弹相反的变形，变形趋势为帽顶下陷，两侧帽腰外扩。
2.2 胶层厚度分布胶接面胶层厚度的均匀性是表征胶接质量的一项重要参数[21-22]，固化时压力的不均匀会导致胶接面胶层厚度差异。实验壁板采用的胶膜名义厚度为0.2 mm。长桁与蒙皮胶接固化后，取与长桁长度方向垂直截面，沿长桁帽底R角处往长桁边缘方向，每间隔2 mm对胶层厚度进行一次测量，图 11为截取的试样，图 12为胶层厚度观测取样示意图，图 13为胶层厚度金相照片示例，图 14为试样截面方向胶层厚度排布情况。
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| 图 11 胶层厚度测量试样 Fig. 11 Specimen for measuring adhesive layer thickness |
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| 图 12 胶层厚度测量方向 Fig. 12 Measuring direction of adhesive layer thickness |
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| 图 13 胶层厚度测量金相照片 Fig. 13 Metallographic photograph for adhesive layer thickness measurement |
从图 14可以发现，沿长桁缘条宽度方向胶层厚度分布不均匀，整体呈两边薄、中间厚的“山峰”状分布趋势。在长桁帽底R角处胶膜厚度为118.7 μm，较胶膜名义厚度200 μm明显偏薄；随后胶层厚度不断上升，约在缘条宽度的中间段(即胶接线的中间段)达到最大厚度280 μm；再往后胶层厚度下降，直至长桁边缘胶层厚度减为100.6 μm。
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| 图 14 胶层厚度分布曲线 Fig. 14 Distribution curve of adhesive layer thickness |
对帽型长桁胶接固化时的受力状态进行分析。胶接固化时帽型长桁腔体内放置管状真空袋，腔体内、外均受到热压罐中气压P的作用，如图 15所示，受到的压强是相同的。但由于帽顶R区的内外弧长不一致，腔体外弧长较腔体内的弧长更长，根据压力F=PS，其中S为承压长度，理论上在帽顶R区帽型长桁腔体外表面承受的压力比腔体内压力要大。
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| 图 15 帽型长桁胶接固化时腔体内外压力分布 Fig. 15 Diagram of pressure distribution inside and outside stringer cavity during bonding |
截取帽型长桁帽顶进行分析，如图 16所示，腔体外R弧长为(r+t)α，腔体内弧长为rα，r为帽顶内R角半径，t为长桁帽顶R区厚度，α为帽顶夹角。腔外压力FOC与腔内压力FIC与弧长成反比，即
| $ \frac{{{\mathit{\boldsymbol{F}}_{{\rm{OC}}}}}}{{{\mathit{\boldsymbol{F}}_{{\rm{IC}}}}}} = 1 + \frac{t}{r} $ | （1） |
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| 图 16 胶接固化时长桁帽顶受力分析 Fig. 16 Free-body force analysis of stringer hat top during bonding |
在R区形成由外向内的压力差ΔF，该压力差按传力路径可分解成沿长桁帽顶和帽腰的分力ΔF1和ΔF2。ΔF2由帽腰向下传递到帽底R区和缘条，如图 17所示，在帽底R区又可分解为ΔF21和ΔF22。在ΔF21作用下长桁缘条往外滑移，进而长桁发生压塌式变形。在ΔF22作用下胶接面的胶层在帽底R区附近减薄。但如图 17所示，若长桁缘条向外滑移会受到胶接面滑移阻力f和长桁缘条侧边压力FP的反作用。
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| 图 17 胶接固化时帽型长桁帽腰及缘条受力分析 Fig. 17 Free-body force analysis of stringer waist and flange during bonding |
为验证上述分析中长桁帽顶R区的压力差是否是使长桁发生变形的主要原因，采用有限元分析软件对长桁固化时的受力及变形情况进行了模拟计算。以下为有限元分析的输入条件。
单元和材料定义：①长桁为实体单元，赋该复合材料层合板性能；②蒙皮近似为刚体(不考虑蒙皮变形)。
位移边界条件，如图 18所示：①蒙皮底面固定；②长桁帽顶限制水平方向的移动(避免模型整体移动)；③长桁胶接面与蒙皮接触面简化为摩擦接触。
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| 图 18 有限元分析边界条件示意图 Fig. 18 Diagram of FEA boundary conditions |
加载情况：①帽型长桁内外腔受0.6 MPa匀压作用；②长桁缘条侧边受0~0.6 MPa匀压作用。
有限元计算结果如图 19所示。长桁变形趋势和变形量与实际观测情况非常吻合：长桁发生了压塌式外扩变形，最大变形量在1.2 mm以内；长桁缘条在胶接面发生了微量变形，如图 20所示，与蒙皮形成的间隙呈现为中间大两侧小，这与试验件胶层厚度分布趋势一致。
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| 图 19 有限元分析长桁变形结果 Fig. 19 Diagram of stringer deformation predicted by FEA |
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| 图 20 有限元分析缘条变形结果 Fig. 20 Diagram of flange deformation predicted by FEA |
进一步分析发现长桁变形量大小与两个因素密切相关：
1) 固化时胶膜对缘条滑移的阻碍作用。长桁与蒙皮胶接面的胶膜在高温固化初期为流淌状态，其对变形的阻力很难量化，模拟计算时将其简化为摩擦接触。图 21为胶接面摩擦系数设定值与长桁最大变形量间的关系(此时未在长桁缘条侧边施加载荷)。与当摩擦系数设置为0.03~0.05时，有限元计算的长桁变形结果与零件实际测量结果吻合度较好，最大变形量为0.6~0.8 mm。当摩擦系数超过0.1时，长桁变形量可忽略不计。
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| 图 21 长桁最大变形量与胶接面摩擦系数的关系 Fig. 21 Relationship between maximum deformation of stringer and friction coefficient applied on adhesive surface |
2) 长桁缘条侧边的加压程度。由于真空袋在直角处无法避免出现架桥问题，固化压力无法完全施加到长桁缘条侧边，如图 22所示。而长桁变形情况和缘条侧边的加压情况直接相关，长桁缘条侧边加压情况(此时胶接面摩擦系数设定为0)与长桁最大变形量间的关系如图 23所示。当长桁侧边完全无压力时，长桁最大变形为1.2 mm，当侧边达到固化压力0.6 MPa时长桁基本不会产生变形。
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| 图 22 真空袋在长桁缘条侧边的架桥问题 Fig. 22 Bridging of vacuum bag at flange edge |
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| 图 23 长桁最大变形量与缘条侧边加压程度的关系 Fig. 23 Relationship between maximum deformation of stringer and pressure applied at flange edge |
为改善长桁缘条侧边的加压情况，可采取的一种方案是将缘条侧边倒成斜角，如图 24所示。当长桁缘条侧边倒成斜角后真空袋在缘条侧边的架桥问题可明显改善。若此时长桁缘条侧边加压足够充分，即达到0.6 MPa的满压力，如图 25所示，根据有限元模拟的结果，长桁变形量可忽略不计。
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| 图 24 长桁缘条侧边倒斜角后真空袋状态 Fig. 24 Diagram of vacuum bag after chamfering flange edge |
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| 图 25 缘条侧边倒斜角后有限元分析长桁变形图 Fig. 25 Diagram of stringer deformation predicted by FEA after chamfering flange edge |
1) 采用共胶接工艺制造帽型长桁加筋壁板试验件，并对固化前后零件状态进行测量，发现帽型长桁不仅在固化后发生了回弹变型，而且在胶接固化过程中发生了压塌变形。压塌变形的特点是帽高减小、缘条宽度增大、胶膜厚度沿缘条宽度方向呈两端薄中间厚的“山峰”状变化。
2) 通过对试验件固化过程的受力及有限元分析，得出帽型长桁在胶接固化过程中发生上述压塌变形的根本原因是其结构形式导致固化加压过程中长桁型腔外表面承受的压力大于内表面压力；同时变形大小与胶接面对变形阻碍作用及长桁缘条侧边加压是否充分有关。通过改善长桁缘条侧边的加压情况可减小帽型长桁胶接变形。一种可能有效的解决方法是对长桁缘条侧边进行倒角处理，改善零件固化时真空袋在缘条侧边的架桥问题，进而改善长桁缘条侧边的加压充分度，减小压塌变形。
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