【技术交流】风电叶片拉挤梁帽真空灌注成型工艺数值优化

表1. 实验材料

纤维织物预成型体的纤维体积分数、渗透率和树脂的黏度是真空灌注成型工艺数值仿真的基础参数。

为保证仿真的准确性，将纤维体积分数的实验测定分为两步。首先，将待测织物裁剪成113mm直径的圆片进行称重测定实际面密度，每种型号织物重复测试5次求取平均值；其次，根据式(1)求得织物预成型体的纤维体积分数v_f：

式中：n为织物层数；ε为织物面密度，kg/m²；ρ为纤维密度，kg/m³；h为预成型体厚度，m。 

织物的面内渗透率K采用单向法测试，即将织物裁剪成400mm×100mm的长方形试样，其中长边方向为渗透率测试方向。

将试样铺放在标有刻度线的模具上并使用真空袋密封，流体在注射压力的驱动下沿着织物的长边方向由注胶口向另一端的出口单向流动。实验过程中记录注胶口的压强、出胶口压强和流动前沿位置及其相应的到达时间t，则可采用线性拟合方法求得式(2)的比例系数k=2K/(1-v_f)∙μ。其中纤维体积分数、流体黏度均由实验确定，最终求得织物的渗透率。

式中：x_f为流动前沿位置，m；μ为流体黏度，Pa·s；p_i 为注胶口的压强，Pa；p_o为出胶口压强，Pa；t 为灌注时间，s。 

环氧树脂黏度采用流变仪（MCR102，Anton Paar GmbH）在35℃恒温条件下进行测试。

拉挤梁帽的铺层结构如图1所示，弦向由6块尺寸为120mm×4.9mm的拉挤板拼接而成。

拼接缝无增强材料填充，厚度方向共9层拉挤板，两层拉挤板之间铺放一层织物B作为粘接界面的增强材料，顶面和底面铺放一层幅宽为730mm的双轴织物A。

图1. 全尺寸实验灌注系统布置示意图

实验从右侧注胶，树脂向左侧沿梁帽的弦向流动直至完全浸渍所有铺层。导流网铺放在所有铺层的底面和靠近注胶管一侧的侧面以提高注胶效率（如图1中绿色线条所示）。

抽真空至模腔内绝对压强低于2500Pa，保压15min，压强增加不大于3000Pa即认为气密性符合灌注要求。

预留树脂流动前沿观察窗记录流动情况，验证仿真结果。待产品被树脂完全浸渍后停止注胶，60℃恒温固化，并在放热峰过后升温至75℃后固化。最后脱模、进行质量检查。

数值仿真在真空灌注工艺的设计中已有初步应用。将纤维预成型体视为均质多孔介质，其中的树脂流动现象可用达西定律和不可压缩牛顿流体连续性方程描述：

式中：u为达西速度，m/s；K为渗透率张量，m²；p为灌注压强，Pa。

真空灌注成型工艺中，模腔抽真空既可为树脂的灌注提供驱动力，又可避免空气的存在导致产品中形成孔隙或干斑等制造缺陷。然而，实际生产中由于设备限制，模腔内的空气并不能完全排除。

因此，针对特定的构件和灌注方案，找到临界残余空气压力，使得小于该压力时制品的孔隙率满足质量要求尤为重要。

将采用有限元法求解连续性方程和达西定律获得树脂流动速度，和[Patel等]、[Lebel等]提出的孔隙与流动前沿理论结合即可预测产品的孔隙率及其分布情况。该理论表明制件中宏观孔隙与树脂流动前沿的速度关系为：

式中：V_M和V_m为宏观孔隙率（纤维束之间）和微观孔隙率（纤维束内）；ν为树脂流动前沿的速度，m/s。 

后文提到的孔隙率为宏观孔隙率和微观孔隙率之和。

因此，在求解连续性方程和达西定律获得流体的速度场后，即可预测给定工艺条件下复合材料制品的孔隙率和孔隙分布。方程的求解在有限元仿真软件PAM-RTM中完成。

根据实验铺层结构建立图2所示的拉挤梁帽数值模型。每一层模型面代表一层拉挤板之间或上下表面的干纤维增强织物。

模型弦向长度为0.725m，注胶口在右侧，沿弦向（建模空间坐标的Y方向）注胶，与全尺寸试验件一致，模型宽度为0.5m。由于拉挤板不可渗透树脂，因此，仿真模型中并未将其建出。

图2. 树脂流动仿真的拉挤梁帽数值模型

织物A和织物B的实测面密度分别为836和203g/m²，5次测试的离散系数分别为1.54%和0.41%。真空压力下的纤维体积分数分别为56.51%和46.95%。

由于梁帽底面同时铺放导流网和织物A，因此，在测试时也将织物A/导流网混合铺层（1层双轴布+1层导流网）作为一种“织物”进行测试，其面密度和纤维体积分数分别为1009g/m²和30.42%。

3种织物面密度的离散系数都小于2%，显示出良好的质量一致性。

表2给出了织物A和织物B、织物A/导流网混合铺层的渗透率。因为真空压力下织物A的纤维体积分数远大于织物B（56.51%>46.95%），因此，其3个主方向上的渗透率都小于织物B。此外，由于导流网的存在，混合铺层的渗透率远大于前两者。

表2. 织物主方向渗透率

环氧树脂2511-1AL/BV在35℃恒温环境下的黏度随灌注时间的变化曲线可用式(7)表示：

随着交联反应的进行，树脂的黏度随时间的增加而逐步提高。35℃恒温时树脂可在低黏度（0.125~0.260Pa·s）下维持约90min，满足梁帽的灌注要求，因此生产中模具的温度控制在35℃左右，数值仿真中也使用该温度下测得的黏度数据。

图3分别给出了全尺寸拉挤梁帽灌注实验的灌注过程（图3a）和试制产品内部切面质量检查（图3b）的照片。脱模后的产品切面显示拉挤板层间双轴布均被充分浸渍，无肉眼可见的干斑或孔隙。表明工艺方案切实可行。全尺寸实验完全灌注用时为912s。

图3. 树脂灌注实验

为保证数值分析结果独立于数值模型，并节省计算资源，采用边长为3.5、4.0、4.5、5.0和5.5mm的三角形非结构网格对数值模型进行离散，分析充模时间受网格影响的敏感性。

结果显示，以上网格尺寸对求解的充模时间的影响约为1.2%，可忽略，大网格却可显著提高计算效率。

因为拉挤板层间双轴布的间距约为5.5mm（拉挤板厚度+层间布自身厚度），为降低网格的偏斜率和纵横比，提高数值稳定性，后续仿真的网格尺寸均为5.5mm而未进一步增大。

仿真中完全充模所需时间为968s，比实验充模时间长56s，相对误差小于7%，数值仿真具有较高的精度。实验充模较快可能是由于拉挤板在模具面上架空形成流道所致。

图4分别给出了灌注时间t=70.5、188和968s的压强云图。

图4. 树脂流动形式及压强分布云图

由图4a和图4b可知，由于梁帽顶面并未全部铺放导流网（见图1），且织物A和织物B的渗透率远小于织物A/导流网混合铺层和拉挤板拼接缝的等效渗透率，树脂首先会沿着底面和侧面铺放导流网的位置快速分散开来，然后从底面沿着拉挤板拼接缝反包至顶面。因此树脂流动前沿最终在每个拼接缝靠近注胶口一侧位置交汇。

图4c给出了模腔刚被树脂充满时的压强云图，显示最终底面和顶面的流动前沿在最左端的拉挤板顶部中间位置交汇，此处即为生产中需要设置抽气口的位置。

图5给出了灌注时间随间隙宽度的变化和当间隙为0.3与2mm时的流动前沿在不同时刻的位置的云图。

图5. 拉挤板横向间距对灌注时间的影响

拉挤板横向排列间距小于或大于0.3mm时，整体灌注时间都会增加，生产效率降低。

0.3mm的拉挤板横向排列间距可实现充模效率和树脂用量之间的最佳平衡，这是由于当拉挤板排列间距小于0.3mm时，间隙允许流体通过的能力降低。

当间距大于0.3mm时，则需要更长时间才能将拉挤板的拼接缝充满，树脂用量也会更高。

本文也对拉挤板拼接缝非垂直对齐的工况进行了研究。然而，结果显示层与层之间的拼接缝相互对齐和相互错开一定距离（<5mm）对灌注时间影响并不显著。这可能是由于拉挤板边缘加工有倒角导致的。因为灌注时，倒角处形成流道，使得拉挤板拼接缝错开较小的距离也不会对垂直方向的流动形成阻碍。

图6a给出了制品孔隙率随模腔内的残余空气压强pres的变化曲线和当pres=2000Pa与pres=8000Pa时的树脂填充因子云图。填充因子为1时代表纤维被树脂完全填充，小于1代表部分填充。

图6a. 残余气体压强对制品孔隙率的影响

由图6a可知，制品孔隙率随模腔内的残余空气压强的增加而增大。

pres<4000Pa时，产品孔隙率小于2%。

pres>4000Pa时，孔隙率急剧增加。

因此，针对本文研究的构件，抽真空时应保证模腔残余空气的压强小于4000Pa。

由于注射压强恒为100kPa，因此随着模腔内残余空气压强的增加，驱动树脂流动的压力差和压力梯度均减小。

由图6b可知，pres<5000Pa时，充模时间随残余空气压强的升高而延长，与达西定律的理论描述相符。然而，当pres>5000Pa时，充模时间迅速下降。这是由于大量孔隙和干斑的产生导致织物预成型体有效浸渍的面积大幅降低，因此充模时间也随之骤减。

图6b. 残余空气压强对充模时间的影响

图7绘制了不同残余空气压强时预测的孔隙/干斑的弦向位置分布（图2的Y坐标轴方向，Y=0m为注胶口位置）和孔隙体积。

散点的数量代表指定压强下形成的缺陷的多少。其中，红色垂线代表拉挤板弦向拼接缝出现的位置。

图7. 梁帽沿弦向孔隙/干斑的分布

正如3.2节中对树脂流动特点的分析所描述，从拼接缝反包至顶面的流动前沿总是与顶面的树脂流动前沿在拼接缝靠近注胶口的一侧交汇。因此，即使模腔模腔内的残余空气的压强不同，孔隙/干斑也总是出现在拼接缝靠近注胶口的一侧，即流动前沿交汇处。而且，随着残余压强的增大，缺陷的数量和体积也随之增大。

本节的研究结果说明在工艺设计时需要注意两点：

（1）为保证产品的孔隙率小于2%，模腔内残余空气的压强应小于4000Pa；

（2）虽然3.2节提到主抽气口应设置在最后一块拉挤板的顶部中间位置，然而，当模腔残余空气压强较大时，其他交汇位置也可能出现气泡等缺陷。因此，也需要按需设置抽气口。

结语