复合材料学报第３２卷　第３期　　６月　２０１５年Ａｃｔａ　Ｍａｔｅｒｉａｅ　Ｃｏｍｐｏｓｉｔａｅ　Ｓｉｎｉｃａ Ｖｏｌ．３２ Ｎｏ．３ Ｊｕｎｅ　２０１５ＤＯＩ：收稿日期：２０１４－０５－２３；录用日期：２０１４－０７－２０；网络出版时间：２０１５－０６－０９　１６：１９网络出版地址：ｗｗｗ．ｃｎｋｉ．ｎｅｔ／ｋｃｍｓ／ｄｅｔａｉｌ／１１．１８０１．ＴＢ．２０１５０６０９．１６１９．００３．ｈｔｍｌ基金项目：国家自然科学基金（５１３７５３９４）通讯作者：史耀耀，博士，教授，博士生导师，研究方向为专用数控工艺装备、高速高效数控加工。　　Ｅ－ｍａｉｌ：ｓｈｉｙｙ＠ｎｗｐｕ．ｅｄｕ．ｃｎ引用格式：史耀耀，俞涛，何晓东，等．复合材料带缠绕成型工艺参数耦合机制及优化［Ｊ］．复合材料学报，２０１５，３２（３）：８３１－８３９．Ｓｈｉ　Ｙ　Ｙ，Ｙｕ　Ｔ，Ｈｅ　Ｘ　Ｄ，ｅｔ　ａｌ．Ｍｅｃｈａｎｉｓｍ　ａｎｄ　ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｐｒｏｃｅｓｓ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｃｏｕｐｌｉｎｇ　ｆｏｒ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｔａｐｅ　ｗｉｎｄｉｎｇ［Ｊ］．Ａｃｔａ　ＭａｔｅｒｉａｅＣｏｍｐｏｓｉｔａｅ　Ｓｉｎｉｃａ，２０１５，３２（３）：８３１－８３９．复合材料带缠绕成型工艺参数耦合机制及优化史耀耀＊，俞涛，何晓东，康超，张晓扬，张军（西北工业大学现代设计与集成制造技术教育部重点实验室，西安７１００７２）摘　要：　基于复合材料缠绕成型工艺过程研究，分别对成型过程中紧密接触与自粘接过程进行理论分析，提出影响复合材料缠绕制品质量的关键工艺参数：缠绕温度、缠绕压力和缠绕张力；以层间剪切强度（ＩＬＳＳ）为优化目标，根据响应面法Ｂｏｘ－Ｂｅｈｎｋｅｎ　Ｄｅｓｉｇｎ（ＢＢＤ）原理设计实验，建立工艺参数耦合对剪切强度的回归模型，通过对残差、方差（ＡＮＶＯＡ）、预测值与实际值对比等检验分析，验证回归模型的可靠性及有效性，进而获得缠绕成型最优工艺参数。结果表明：在最优工艺参数作用下，层间剪切强度达到２２．９ＭＰａ，缠绕制品结合强度最高。关键词：　复合材料；缠绕成型；工艺参数；响应面法；参数优化中图分类号：　ＴＢ３３２；Ｖ２６１．９７　　　文献标志码：　Ａ　　　文章编号：　１０００－３８５１（２０１５）０３－０８３１－０９　　复合材料预浸胶带缠绕（碳／酚醛、高硅氧／酚醛）制品，由于其具有适中的耐烧蚀性能、隔热性能、生产周期较短及成本较低等良好的综合性能，被广泛应用于固体火箭发动机喷管、导弹鼻锥和发射筒等防热零部件中。随着这些复合材料缠绕成型结构件用量的增加，人们对其性能的关注度也日益提高。然而，复合材料结构件的性能不仅取决于材料自身性能，更重要的是取决于成型工艺方法和成型工艺过程中工艺参数的选取及控制精度。因此，控制复合材料结构件缠绕成型工艺过程及成型工艺过程中的工艺参数是保证制品性能的关键。目前，针对复合材料成型装备和成型过程的控制研究已比较成熟［１－４］，复合材料成型过程工艺参数对制品质量影响机制的研究也取得了一些成果，如Ｐｏｌｉｎｉ和Ｓｏｒｒｅｎｔｉｎｏ［５］研究了在制造全断面复合材料部件过程中主要缠绕参数对张力的影响，研究的重点是确定缠绕轨迹和缠绕速度等影响缠绕张力的关键几何参数，使得缠绕张力接近于标准值从而得到良好的复合材料部件。Ｊａｍｅｓ和Ｂｌａｃｋ［６］对纤维缠绕的工艺窗口进行了研究，通过热降解数据和扩散模型确定了工艺参数的上、下限。Ｐｉｔｃｈｕｍａｎｉ等［７］将热降解、孔隙率和尺寸变化作为衡量产品质量的标准，对复合材料预浸胶带铺放成型的工艺窗口进行了研究。Ｓｏｎｍｅｚ和Ｈａｈｎ［８］将层间结合强度、热降解中的重量损失和结晶度作为质量评价的标准以找到合适的工艺参数。Ｈｅｉｄｅｒ等［９］利用人工神经网络的在线优化算法计算出热塑性复合材料自动铺放系统的最佳工艺参数设置点。Ｓｏｎｍｅｚ和Ａｋｂｕｌｕｔ［１０］研究了一种带铺放工艺参数优化方法。针对复合材料层合板残余拉应力进行工艺参数的设置，使其峰值达到最小，再通过优化方法的设计从而实现可能的最高铺放速度。实验结果显示，经过工艺优化的复合材料层合板的质量得到显著的改善。Ｔｉｅｒｎｅｙ和Ｇｉｌｌｅｓｐｉｅ［１１］在界面层紧密接触理论的基础上提出了厚度方向的热传递模型和粘结强度发展模型，并通过改变工艺条件的方式进行大量的实验。数值计算和实验结果表明：基于模型的预测控制方法适用于工艺过程优化，工艺参数（如铺放头速度、温度和压力）对复合材料层合板粘结强度有显著的影响。从上述研究中可以看出，复合材料成型过程工艺参数对制品质量的影响已受到广泛关注，单个工艺参数的作用机制研究也取得了一些成果。然而，在实际的复合材料成型过程中，有多个工艺参数同时作用会对制品质量产生交互影响。因此，仅仅研究某单一工艺参数的影响机制是不够的。本文通过10.13801/j.cnki.fhclxb.20150609.003理论研究和实验相结合的方法，分析影响复合材料缠绕制品质量的关键工艺参数，并利用响应面法对多个关键工艺参数耦合对制品质量的影响进行研究，以得到最佳的复合材料缠绕成型过程工艺参数。１　缠绕成型过程理论分析在复合材料预浸胶带缠绕过程中，保持恒定张力的胶带经过热压辊进入熔合区与已缠绕在芯模上的层合板合并。胶带在经过热压辊时，热压辊内部的热源将树脂加热至熔融状态。进入熔合区后，热压辊对胶带施以法向的正压力，使得胶带与基层层合板紧密贴合，并将融合区内的气泡排出以降低制品的孔隙率。复合材料预浸胶带缠绕成型过程示意图如图１所示。图１　复合材料预浸胶带缠绕成型过程示意图Ｆｉｇ．１　Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｐｒｅｐｒｅｇ　ｔａｐｅ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｐｒｏｃｅｓｓ　从预浸胶带缠绕成型过程可以看出，缠绕成型实际上是预浸胶带与基层层合板不断熔合的过程。该熔合过程分为２个阶段：第１阶段是发生在两接触表面的紧密接触过程；第２阶段是发生在界面处的自粘结过程［１２］。１．１　紧密接触过程由于表面粗糙度的原因，预浸胶带和层合板表面的微观几何形貌为不规则体，在缠绕过程中，加热到一定温度时，当热压辊对胶带施加一定的缠绕压力后，预浸胶带和层合板表面的几何形貌将发生形变，示意图如图２所示。胶带和层合板表面的突起相互挤压，传入的胶带在接触区域和基层的层合板紧密接触。紧密接触程度可以表示为［１３］Ｄｉｃ ＝ ｂｗ０＋ｂ０（１）由于树脂基体内外压力平衡，利用流体力学原理可推导出：Ｄｉｃ＝ １１＋ｗ０ｂ０１＋５（ａ０－ｃ０）２（ｗ０＋ｂ０）ｂ３０∫ｔｃ０Ｐａμｍ［ ｄｔ］１／５（２）式中：Ｐａ为接触区域的热压辊法向压力；ｗ０、ａ０、ｂ０和ｃ０均为预浸胶带的表面几何特征，可以通过一些随机的预紧胶带横截面的显微照片来计算［１４］；μｍ为基于温度的基质黏度；ｔｃ为加压时间。μｍ和ｔｃ计算公式为μｍ ＝ＡｅｘｐＢＴ（３）ｔｃ ＝ｌｃＶ（４）式中：Ａ 和Ｂ 为经验常数，可根据实验数据绘制的树脂黏温特性曲线得到；Ｔ 为加热温度；ｌｃ为热压辊加压处的接触距离；Ｖ 为缠绕时的线速度。复合材料预浸胶带紧密接触示意图如图３所示。图２　复合材料预浸胶带表面微观形变示意图Ｆｉｇ．２　Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ　ｏｆ　ｍｉｃｒｏｃｏｓｍｉｃ　ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ　ｏｎ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｐｒｅｐｒｅｇ　ｔａｐｅ　ｓｕｒｆａｃｅ　图３　复合材料预浸胶带紧密接触示意图Ｆｉｇ．３　Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｐｒｅｐｒｅｇ　ｔａｐｅ　ｉｎｔｉｍａｔｅ　ｃｏｎｔａｃｔ　·８３２· 复合材料学报１．２　自粘结过程层合板与胶带表面紧密接触之后，便开始了自粘结过程。当温度达到一定程度时，由于随机的热运动，聚合物基体的分子链通过紧密贴合的布带表面进行扩散。在界面处，胶带与层合板表面的聚合物链脱离它们的原始形态并穿过界面渗透到对方的表面，两表面的分子链相互渗透并缠结在一起。经过一段时间后，聚合物链完全渗透并与毗邻的界面缠结，以至于界面上的基体重新形成本体聚合物，两表面完全结合在一起。此时，层合板与胶带之间的结合强度可由对时间ｔ的卷积积分表示［１２］：Ｄｂ（ｔ）＝Ｄｉｃ（０）Ｄａｕ（ｔ）＋∫ｔ０Ｄａｕ（ｔ－ｔ′）ｄＤｉｃ（ｔ′）ｄｔ ｄｔ′（５）式中：Ｄａｕ为自粘结强度，在等温条件下，可以表示为Ｄａｕ ＝ ｔｔｒｅ （ ） ｐ１／４（６）ｔｒｅｐ ＝ＢｒｅｐｅｘｐＡｒｅｐＴ（７）式中：ｔｒｅｐ为聚合物链摆脱原始位置的爬行时间；Ａｒｅｐ和Ｂｒｅｐ为经验常数，可根据由实验数据绘制的爬行时间ｔｒｅｐ的对数与温度Ｔ 的倒数之间的关系图得到［１５］。在非等温条件下，将整个自粘结过程划分为ｎ个小时间段Δｔ，此时［１６］Ｄａｕ ＝ １ｔｒｅ （ ） ｐ１／４Σ ｎｊ＝１（ｔｊ）１／４－（ｔｊ－１）１／４［ ａ（Ｔｊ）１／４ ］ （８）ａ（Ｔ）＝ｅｘｐＥａＲ１Ｔ－ １［ （ Ｔ ）］ ｒｅｆ（９）ｎ＝ｔａｕ／Δｔ （１０）式中：ｔａｕ为自粘结过程时间，即胶带从加热完成进入熔合区开始到温度下降为室温的这段时间；ａ 为位移系数；Ｅａ为聚合物扩散时的动能；Ｒ 为通用气体常数；Ｔｒｅｆ为参考温度。复合材料预浸胶带自粘结过程显微照片如图４所示。根据上述理论研究，结合紧密接触程度经验公式（２）和结合强度公式（５）可知，在复合材料预浸胶带本身质量确定的前提下，其缠绕制品的结合强度Ｄｂ主要取决于缠绕温度Ｔ、缠绕压力Ｐａ和时间ｔ（即缠绕速度Ｖ）。此外，在缠绕成型过程中需要将预浸胶带保持恒定的张力，张力的大小直接关系到缠绕制品的强度与疲劳性能［１７］。实验证明，若胶带张力值不适宜，会使缠绕制品图４　复合材料预浸胶带自粘结过程显微照片Ｆｉｇ．４　Ｍｉｃｒｏｇｒａｐｈｓ　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｐｒｅｐｒｅｇ　ｔａｐｅ　ａｕｔｏｈｅｓｉｏｎ　ｐｒｏｃｅｓｓ　强度损失２０％～３０％［１８］。因此，在考虑到不影响生产效率（即缠绕速度Ｖ 不变）的前提下，对缠绕温度、缠绕压力和缠绕张力３个工艺参数对缠绕制品质量的影响规律进行实验研究，揭示工艺参数对制品性能影响的耦合作用机制，并实现工艺参数的优化。２　实验条件与方法选用的预浸胶带材料为玻璃纤维／酚醛树脂，胶带宽度为８０ｍｍ，单层平均厚度为０．２５ｍｍ，纤维体积分数为（５４±３）％。胶带采用二维编织，编织方向为０°／９０°。实验成型设备为西工大自研ＸＰ－１０００数控布带缠绕机，如图５所示。层间剪切强度检测设备采用长春机械院生产的ＤＤＬ１００电子万能试验机。实验环境温度为（２５±２）℃，湿度为（２８±３）％。图５　ＸＰ－１０００数控布带缠绕机Ｆｉｇ．５　ＸＰ－１０００ｎｕｍｅｒｉｃａｌ　ｃｏｎｔｒｏｌ　ｔａｐｅ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｍａｃｈｉｎｅ　缠绕试件均采用平行层叠缠绕而成的复合材料环形试样（缠绕所用芯模直径为１５０ｍｍ，试件直径为２２０ｍｍ），如图６所示。对于复合材料缠绕制品来说，层间剪切强度（即任意两铺层融合后所能达到的铺层间强度）是考史耀耀，等：复合材料带缠绕成型工艺参数耦合机制及优化·８３３·图６　复合材料环形试样Ｆｉｇ．６　Ｒｉｎｇ　ｓｐｅｃｉｍｅｎ　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ　查其层合板间结合强度的量化指标，也是检验其质量好坏的重要标准之一［１９］。根据美国军用手册ＭＩＬ－ＨＤＢＫ－１７《复合材料手册》对于层合板力学性能试验的规定［２０］，层间剪切强度的实验方法因遵循先进复合材料的ＡＳＴＭ 标准，采用Ｄ３８４６增强塑料复合材料平面剪切强度试验方法［２１］：将缠绕固化后的复合材料环形试样进行机加，沿层压方向切下如图７所示的测试件，并将其夹持在如图８所示的夹具中，拧紧夹具螺母并保证每个螺母的拧紧力为０．０８５～０．１１３Ｎ·Ｍ，采用长春机械科学研究院有限公司生产的ＤＤＬ１００型电子万能实验机以１．３ｍｍ／ｍｉｎ的速度对夹持好的测试件施加压缩载荷直至测试件破坏，记录破坏过程中的最大载荷，并将其除以测试件宽度与破坏区域长度的乘积以得到层间剪切强度。针对多工艺参数共同作用影响缠绕制品质量这一问题，利用响应面法（ＲｅｓｐｏｎｓｅＳｕｒｆａｃｅＭｅｔｈｏｄ－图７　复合材料带缠绕制品层间剪切强度测试件［２１］Ｆｉｇ．７　Ｓｐｅｃｉｍｅｎ　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｔａｐｅ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｐｒｏｄｕｃｔ　ｆｏｒｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ　ｓｈｅａｒ　ｓｔｒｅｎｇｔｈ　ｔｅｓｔ［２１］　图８　复合材料带缠绕制品测试件夹具Ｆｉｇ．８　Ｌｏａｄｉｎｇ　ｊｉｇ　ｆｏｒ　ｓｐｅｃｉｍｅｎ　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｔａｐｅｗｉｎｄｉｎｇ　ｐｒｏｄｕｃｔ　ｏｌｏｇｙ）对试验进行设计和分析。响应面法是利用合理的试验设计，采用多元二次回归方程拟合因素与响应值之间的函数关系，通过对回归方程的分析来寻求最优工艺参数，解决多变量问题的一种统计方法。３　实验设计与结果验证实验以缠绕过程中的温度、压力和张力为自变量，以层间剪切强度为因变量，根据响应面法中的ＢＢＤ（Ｂｏｘ－Ｂｅｈｎｋｅｎ　Ｄｅｓｉｇｎ）原理对实验进行设计。依据实际生产经验，温度考察范围为５０～１５０℃，胶带温度低于５０ ℃时树脂基体难以达到熔融状态，而高于１５０℃时容易导致树脂提前固化。压力考察范围为１００～５００Ｎ，当压力小于１００Ｎ时，胶带与基层层合板的接触不够，而大于１　５００Ｎ时会使缠绕制品变形。张力考察范围为５０～１　５００Ｎ，张力低于５０Ｎ 会使得层间夹杂的气泡增多，而过大的张力则会导致断带。表１为复合材料带缠绕制品层间剪切强度测试因素水平表，表２为缠绕温度、压力和张力的ＢＢＤ设计及结果。表１　复合材料带缠绕制品层间剪切强度测试因素水平表Ｔａｂｌｅ　１　Ｆａｃｔｏｒ　ｌｅｖｅｌｓ　ｃｈａｒｔ　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｔａｐｅ　ｗｉｎｄｉｎｇｐｒｏｄｕｃｔ　ｆｏｒ　ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ　ｓｈｅａｒ　ｓｔｒｅｎｇｔｈ　ｔｅｓｔＬｅｖｅｌＴｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ／℃Ｆａｃｔｏｒｐｒｅｓｓｕｒｅ／ＮＴｅｎｓｉｏｎ／Ｎ－１　５０　１００　５００　１００　８００　２７５１　１５０　１　５００　５００·８３４· 复合材料学报表２　复合材料预浸胶带缠绕温度、压力和张力的ＢＢＤ设计及结果Ｔａｂｌｅ　２　ＢＢＤ　ｄｅｓｉｇｎ　ａｎｄ　ｒｅｓｕｌｔｓ　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｐｒｅｐｒｅｇ　ｔａｐｅｗｉｎｄｉｎｇ　ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ，ｐｒｅｓｓｕｒｅ　ａｎｄ　ｔｅｎｓｉｏｎＴｅｓｔＮｏ．Ｆａｃｔｏｒ１　Ａ：Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ／℃Ｆａｃｔｏｒ　２Ｂ：Ｐｒｅｓｓｕｒｅ／ＮＦａｃｔｏｒ　３Ｃ：Ｔｅｎｓｉｏｎ／ＮＲｅｓｐｏｎｓｅｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ　ｓｈｅａｒｓｔｒｅｎｇｔｈ／ＭＰａ１　０ －１ －１　１０．２２ －１ －１　０　７．２３　１　１　０　１７．１４　０　０　０　２１．８５ －１　１　０　１４．８６　０　０　０　２０．５７　０ －１　１　１６．３８　１　０　１　１６．５９　０　０　０　２２．４１０　１ －１　０　１５．３１１ －１　０　１　１４．４１２ －１　０ －１　９．５１３　０　０　０　２１．０１４　０　１ －１　１７．８１５　０　１　１　１７．５１６　０　０　０　２０．７１７　１　０ －１　１６．２　　根据ＢＢＤ设计的１７组实验所得的层间剪切强度结果，利用Ｄｅｓｉｇｎ－Ｅｘｐｅｒｔ软件对实验数据进行分析处理，各工艺参数对层间剪切强度的影响可由二次回归函数表示：Ｓ ＝２１．２８＋２．４Ａ＋２．２８Ｂ＋１．３８Ｃ－１．４５Ａ×Ｂ－１．１５Ａ×Ｃ－１．６０Ｂ×Ｃ－４．４９Ａ２－３．１９Ｂ２－２．６４Ｃ２ （１１）式中：Ｓ 为层间剪切强度；Ａ、Ｂ、Ｃ 分别为缠绕温度、缠绕压力和缠绕张力的编码值。为了验证试验数据的可靠性和回归模型的显著性，需要对其进行一系列的分析检验，包括残差分析、方差分析、预测值与实际值对比等。图９为复合材料带缠绕制品层间剪切强度测试结果的残差正态概率分布图。可以看出，各点基本上处于一条直线上，且残差运行图（见图１０）所示各点分散，并无特定分布规律，说明实验数据服从常态分布，并无异常数据的出现。表３为复合材料带缠绕制品层间剪切强度测试结果的响应面二次模型方差分析。表中失拟项Ｐ值为０．８８１　７，大于０．０５，表明所得方程与实际拟合中非正常误差所占比例小，回归拟合的模型成立。另外，从表３中可以看出，各工艺参数对层间表３　复合材料带缠绕制品层间剪切强度测试结果的响应面二次模型方差分析Ｔａｂｌｅ　３　Ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　ｖａｒｉａｎｃｅ　ｆｏｒ　ｒｅｓｐｏｎｓｅ　ｓｕｒｆａｃｅ　ｑｕａｄｒａｔｉｃｍｏｄｅｌ　ｏｆ　ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ　ｓｈｅａｒ　ｓｔｒｅｎｇｔｈ　ｔｅｓｔ　ｒｅｓｕｌｔｓ　ｆｏｒｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｔａｐｅ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｐｒｏｄｕｃｔＳｏｕｒｃｅ Ｓｕｍ　ｏｆｓｑｕａｒｅｓ ｄｆＭｅａｎｓｑｕｒｅＦｖａｌｕｅｐ－ｖａｌｕｅｐｒｏｂ＞ＦＭｏｄｅｌ　３００．８３　９　３３．４３　７９．１０ ＜０．０００　１Ａ：Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ４６．０８　１　４６．０８　１０９．０５ ＜０．０００　１Ｂ：Ｐｒｅｓｓｕｒｅ ４１．４０　１　４１．４０　９７．９８ ＜０．０００　１Ｃ：Ｔｅｎｓｉｏｎ １５．１３　１　１５．１３　３５．７９　０．０００　６ＡＢ　８．４１　１　８．４１　１９．９０　０．００２　９ＡＣ　５．２９　１　５．２９　１２．５２　０．００９　５ＢＣ　１０．２４　１　１０．２４　２４．２３　０．００１　７Ａ２　８４．８８　１　８４．８８　２００．８８ ＜０．０００　１Ｂ２　４２．８５　１　４２．８５　１０１．４０ ＜０．０００　１Ｃ２　２９．３５　１　２９．３５　６９．４５ ＜０．０００　１Ｒｅｓｉｄｕａｌ　２．９６　７　０．４２Ｌａｃｋ　ｏｆ　Ｆｉｔ　０．４１　３　０．１４　０．２１　０．８８１　７Ｐｕｒｅ　ｅｒｒｏｒ　２．５５　４　０．６４Ｃｏｒ　Ｔｏｔａｌ　３０３．７９　１６　Ｎｏｔｅ：ｄｆ—Ｄｅｇｒｅｅ　ｏｆ　ｆｒｅｅｄｏｍ．图９　复合材料带缠绕制品层间剪切强度测试结果的残差正态概率分布图Ｆｉｇ．９　Ｒｅｓｉｄｕａｌｓ　ｎｏｒｍａｌ　ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ　ｐｌｏｔ　ｏｆ　ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ　ｓｈｅａｒｓｔｒｅｎｇｔｈ　ｔｅｓｔ　ｒｅｓｕｌｔｓ　ｆｏｒ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｔａｐｅ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｐｒｏｄｕｃｔ　剪切强度均有显著影响，缠绕温度与缠绕压力耦合、缠绕温度与缠绕张力耦合、缠绕压力与缠绕张力耦合对层间剪切强度有显著的交互影响。图１１为复合材料带缠绕制品层间剪切强度测试的预测值与实际值对比。模型的预测值与实际实验结果基本吻合，进一步验证了该二次回归模型预测响应的准确性。史耀耀，等：复合材料带缠绕成型工艺参数耦合机制及优化·８３５·图１０　复合材料带缠绕制品层间剪切强度测试结果的残差运行图Ｆｉｇ．１０　Ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｒｕｎ　ｐｌｏｔ　ｏｆ　ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ　ｓｈｅａｒ　ｓｔｒｅｎｇｔｈ　ｔｅｓｔｒｅｓｕｌｔｓ　ｆｏｒ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｔａｐｅ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｐｒｏｄｕｃｔ　图１１　复合材料带缠绕制品层间剪切强度测试的预测值与实际值对比Ｆｉｇ．１１　Ｐｒｅｄｉｃｔｅｄ　ｖｅｒｓｕｓ　ａｃｔｕａｌ　ｐｌｏｔ　ｏｆ　ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ　ｓｈｅａｒ　ｓｔｒｅｎｇｔｈｔｅｓｔ　ｆｏｒ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｔａｐｅ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｐｒｏｄｕｃｔ　４　工艺参数耦合机制及优化４．１　缠绕温度与缠绕压力耦合对结合强度的影响在缠绕成型过程中，对传入的预浸胶带加热的目的是使胶带上的树脂基体达到熔融状态，在压力的作用下与层合板紧密结合，使得两界面上的聚合物融为一体。图１２为缠绕温度与缠绕压力耦合对复合材料带缠绕制品层间剪切强度的影响。在温度较低的情况下，聚合物基体未达到熔融状态，分子链扩散程度较低，即使施加较大的压力也很难提高其结合强度。随着温度的升高，试件的层间剪切强度有着明显的加强，但过高的温度会使聚合物基体产生固化反应从而导致结合质量恶化。在温度适宜的情况下，压力不够会使得胶带与层合板达不到紧密贴合状态，影响其聚合物链的相互渗透，而压力过高会将熔融状态下的基体从层合板中挤出，产生贫胶现象。从图１２ 中可以看出，温度在１００～１２５℃，压力在８００～１　１５０Ｎ时，其层间剪切强度最佳。图１２　缠绕温度与缠绕压力耦合对复合材料带缠绕制品层间剪切强度的影响Ｆｉｇ．１２　Ｃｏｕｐｌｉｎｇ　ｅｆｆｅｃｔｓ　ｏｆ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ　ａｎｄ　ｗｉｎｄｉｎｇｐｒｅｓｓｕｒｅ　ｏｎ　ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ　ｓｈｅａｒ　ｓｔｒｅｎｇｔｈ　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｔａｐｅｗｉｎｄｉｎｇ　ｐｒｏｄｕｃｔ　４．２　缠绕温度与缠绕张力耦合对结合强度的影响预浸胶带缠绕制品的强度与缠绕张力有密切的关系，适宜的张力可以消除胶带层之间的间隙，使界面层之间贴合得更为紧密。图１３为缠绕温度与缠绕张力耦合对复合材料带缠绕制品层间剪切强度图１３　缠绕温度与缠绕张力耦合对复合材料带缠绕制品层间剪切强度的影响Ｆｉｇ．１３　Ｃｏｕｐｌｉｎｇ　ｅｆｆｅｃｔｓ　ｏｆ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ　ａｎｄ　ｗｉｎｄｉｎｇｔｅｎｓｉｏｎ　ｏｎ　ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ　ｓｈｅａｒ　ｓｔｒｅｎｇｔｈ　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｔａｐｅ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｐｒｏｄｕｃｔ　·８３６· 复合材料学报的影响。张力过小，胶带在进过热压辊时不能和热压辊充分接触，影响胶带表面树脂基体的融化，且过小的张力会使内衬充压时变形较大，从而降低了制品的性能。而过大的张力使得应力超出预浸胶带所允许的弹性范围，导致应力分布不均匀，且在加热的条件下，会损坏胶带原有的性能，从而降低制品整体的剪切强度。结合图１３可知，温度为１００～１２５℃，张力为２３０～３２０Ｎ 时，其层间剪切强度较好。４．３　缠绕压力与缠绕张力耦合对结合强度的影响缠绕压力与张力在成型过程中相互影响，在胶带经过热压辊缠绕上芯模后，一部分张力会转化成法向上的压力。图１４为缠绕压力与缠绕张力耦合对复合材料带缠绕制品层间剪切强度的影响。在张力较小的情况下，胶带传入时和基层层合板之间会产生大量的缝隙，这时若压力不够，则很难将这些缝隙所产生的气泡从结合处赶出，制品孔隙率上升，导致层间结合强度明显下降。当张力和压力都过大时，会导致胶带严重变形，有些情况下甚至会出现断带，不仅影响工作效率，续上的胶带更会影响其结合质量。从图１４中可以看出，张力和压力有明显的互补关系，且在压力为８００～１　１５０Ｎ，张力为２３０～３２０Ｎ时，其层间剪切强度较高。图１４　缠绕压力与缠绕张力耦合对复合材料带缠绕制品层间剪切强度的影响Ｆｉｇ．１４　Ｃｏｕｐｌｉｎｇ　ｅｆｆｅｃｔｓ　ｏｆ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｐｒｅｓｓｕｒｅ　ａｎｄ　ｗｉｎｄｉｎｇｔｅｎｓｉｏｎ　ｏｎ　ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ　ｓｈｅａｒ　ｓｔｒｅｎｇｔｈｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｔａｐｅ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｐｒｏｄｕｃｔ　４．４　工艺参数优化通过对参数耦合的分析，考虑缠绕温度、缠绕压力和缠绕张力３个工艺参数的综合作用，结合二次回归函数模型，对工艺参数进行优化，得到层间剪切强度最佳时工艺条件为：缠绕温度１１０．２℃，缠绕压力９９３．７Ｎ，缠绕张力３０４．８Ｎ，此时模型预测的层间剪切强度理论最大值为２１．９ＭＰａ。采用最优工艺参数进行缠绕实验，所用预浸胶带材料为玻璃纤维／酚醛树脂，胶带宽度为８０ｍｍ，单层平均厚度为０．２５ｍｍ，纤维体积分数为（５４±３）％。缠绕环形试样外径为２２０ｍｍ，内径为１５０ｍｍ，数量为３个。表４为影响复合材料带缠绕制品层间剪切强度的工艺参数优化结果。将环形试样进行机加并测试其层间剪切强度，得到试样的平均层间剪切强度为２２．９ＭＰａ（见表４）。理论预测值与实际值非常接近，平均相对偏差为４．６％。说明得到的二次回归模型适合本试验，工艺参数优化准确可靠，具有实际参考价值。表４　影响复合材料带缠绕制品层间剪切强度的工艺参数优化结果Ｔａｂｌｅ　４　Ｒｅｓｕｌｔｓ　ｏｆ　ｏｐｔｉｍｕｍ　ｖａｌｕｅｓ　ｏｆ　ｐｒｏｃｅｓｓ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓｆｏｒ　ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ　ｓｈｅａｒ　ｓｔｒｅｎｇｔｈ　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｔａｐｅｗｉｎｄｉｎｇ　ｐｒｏｄｕｃｔＮｏ．Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ／℃Ｐｒｅｓｓｕｒｅ／ＮＴｅｎｓｉｏｎ／ＮＩｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ　ｓｈｅａｒｓｔｒｅｎｇｔｈ／ＭＰａＰｒｅｄｉｃｔｅｄ　ＡｃｔｕａｌＲｅｌａｔｉｖｅｅｒｒｏｒ／％１　１１０．２　９９３．７　３０４．８　２１．９　２２．６　３．１２　１１０．２　９９３．７　３０４．８　２１．９　２３．１　５．５３　１１０．２　９９３．７　３０４．８　２１．９　２２．９　４．５５　结　论（１）复合材料预浸胶带缠绕成型过程中关键工艺参数缠绕温度、缠绕压力和缠绕张力对复合材料缠绕制品的结合强度影响较大，缠绕温度与缠绕压力耦合、缠绕温度与缠绕张力耦合、缠绕压力与缠绕张力耦合对层间剪切强度有着显著的交互影响。（２）采用玻璃纤维／酚醛树脂预浸胶带进行缠绕实验，利用响应面法进行实验设计并对实验结果进行回归分析，得到各工艺参数对复合材料预浸胶带层间剪切强度影响的二次回归模型，在验证了回归模型准确性的基础上实现了工艺参数的优化。实验结果显示：缠绕温度为１１０．２ ℃，缠绕压力为９９３．７Ｎ，缠绕张力为３０４．８Ｎ时缠绕制品的结合强度最好，其平均层间剪切强度为２２．９ＭＰａ。参考文献：［１］　Ｓｈｉｒｉｎｚａｄｅｈ　Ｂ，Ｃａｓｓｉｄｙ　Ｇ，Ｏｅｔｏｍｏ　Ｄ，ｅｔ　ａｌ．Ｔｒａｊｅｃｔｏｒｙ　ｇｅｎ－史耀耀，等：复合材料带缠绕成型工艺参数耦合机制及优化·８３７·ｅｒａｔｉｏｎ　ｆｏｒ　ｏｐｅｎ－ｃｏｎｔｏｕｒｅｄ　ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ　ｉｎ　ｒｏｂｏｔｉｃ　ｆｉｂｅｒ　ｐｌａｃｅｍｅｎｔ［Ｊ］．Ｒｏｂｏｔｉｃｓ　ａｎｄ　Ｃｏｍｐｕｔｅｒ－Ｉｎｔｅｇｒａｔｅｄ　Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ，２００７，２３（４）：３８０－３９４．［２］　Ａｉｚｅｄ　Ｔ，Ｓｈｉｒｉｎｚａｄｅｈ　Ｂ．Ｒｏｂｏｔｉｃ　ｆｉｂｅｒ　ｐｌａｃｅｍｅｎｔ　ｐｒｏｃｅｓｓａｎａｌｙｓｉｓ　ａｎｄ　ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ　ｕｓｉｎｇ　ｒｅｓｐｏｎｓｅ　ｓｕｒｆａｃｅ　ｍｅｔｈｏｄ［Ｊ］．Ｔｈｅ　Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ａｄｖａｎｃｅｄ　Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１１，５５（１－４）：３９３－４０４．［３］　Ｙａｍａｍｏｔｏ　Ｎ，ｄｅ　Ｖｉｌｌｏｒｉａ　Ｒ　Ｇ，Ｗａｒｄｌｅ　Ｂ　Ｌ．Ｅｌｅｃｔｒｉｃａｌ　ａｎｄｔｈｅｒｍａｌ　ｐｒｏｐｅｒｔｙ　ｅｎｈａｎｃｅｍｅｎｔ　ｏｆ　ｆｉｂｅｒ－ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ　ｐｏｌｙｍｅｒｌａｍｉｎａｔｅ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ　ｔｈｒｏｕｇｈ　ｃｏｎｔｒｏｌｌｅｄ　ｉｍｐｌｅｍｅｎｔａｔｉｏｎ　ｏｆｍｕｌｔｉ－ｗａｌｌｅｄ　ｃａｒｂｏｎ　ｎａｎｏｔｕｂｅｓ［Ｊ］．Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ　Ｓｃｉｅｎｃｅ　ａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１２，７２（１６）：２００９－２０１５．［４］　Ｒａｈｍａｎ　Ｈ，Ｊａｍｓｈｅｄ　Ｒ，Ｋｈａｎ　Ａ，ｅｔ　ａｌ．Ｄｅｓｉｇｎ　ｏｆ　ｔａｐｅｗｏｕｎｄ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｃｙｌｉｎｄｒｉｃａｌ　ｓｈｅｌｌｓ　ｉｎｃｏｒｐｏｒａｔｉｎｇ　ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ　ｆａｉｌｕｒｅ　ｃｒｉｔｅｒｉａ　ａｎｄ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｋｉｎｅｍａｔｉｃｓ［Ｊ］．Ａｄｖａｎｃｅｄ　ＭａｔｅｒｉａｌｓＲｅｓｅａｒｃｈ，２０１２，５７０（９）：５３－６２．［５］　Ｐｏｌｉｎｉ　Ｗ，Ｓｏｒｒｅｎｔｉｎｏ　Ｌ．Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ　ｏｆ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｓｐｅｅｄ　ａｎｄ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｔｒａｊｅｃｔｏｒｙ　ｏｎ　ｔｅｎｓｉｏｎ　ｉｎ　ｒｏｂｏｔｉｚｅｄ　ｆｉｌａｍｅｎｔ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｏｆ　ｆｕｌｌｓｅｃｔｉｏｎ　ｐａｒｔｓ［Ｊ］．Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ　Ｓｃｉｅｎｃｅ　ａｎｄ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２００５，６５（１０）：１５７４－１５８１．［６］　Ｊａｍｅｓ　Ｄ　Ｌ，Ｂｌａｃｋ　Ｗ　Ｚ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ａｎｄ　ｐｒｏｃｅｓｓｗｉｎｄｏｗ　ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ　ｆｏｒ　ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓ　ｆｉｌａｍｅｎｔ－ｗｏｕｎｄ　ＡＰＣ－２［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ　Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　Ｍａｔｅｒｉａｌｓ，１９９７，１０（３）：２５４－２７６．［７］　Ｐｉｔｃｈｕｍａｎｉ　Ｒ，Ｇｉｌｌｅｓｐｉｅ　Ｊ　Ｗ，Ｌａｍｏｎｔｉａ　Ｍ　Ａ．Ｄｅｓｉｇｎ　ａｎｄ　ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ　ｏｆ　ａ　ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ　ｔｏｗ－ｐｌａｃｅｍｅｎｔ　ｐｒｏｃｅｓｓ　ｗｉｔｈ　ｉｎｓｉｔｕ　ｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　Ｍａｔｅｒｉａｌｓ，１９９７，３１（３）：２４４－２７５．［８］　Ｓｏｎｍｅｚ　Ｆ　Ｏ，Ｈａｈｎ　Ｈ　Ｔ．Ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｏｎ－ｌｉｎｅ　ｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎ　ｐｒｏｃｅｓｓ　ｉｎ　ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｔａｐｅ　ｐｌａｃｅｍｅｎｔ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ　Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　Ｍａｔｅｒｉａｌｓ，１９９７，１０（６）：５４３－５７２．［９］　Ｈｅｉｄｅｒ　Ｄ，Ｐｉｏｖｏｓｏ　Ｍ　Ｊ，Ｊｒ　Ｇｉｌｌｅｓｐｉｅ　Ｊ　Ｗ．Ａ　ｎｅｕｒａｌ　ｎｅｔｗｏｒｋｍｏｄｅｌ－ｂａｓｅｄ　ｏｐｅｎ－ｌｏｏｐ　ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ　ｆｏｒ　ｔｈｅ　ａｕｔｏｍａｔｅｄ　ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｔｏｗ－ｐｌａｃｅｍｅｎｔ　ｓｙｓｔｅｍ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓＰａｒｔ　Ａ：Ａｐｐｌｉｅｄ　Ｓｃｉｅｎｃｅ　ａｎｄ　Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ，２００３，３４（８）：７９１－７９９．［１０］　Ｓｏｎｍｅｚ　Ｆ　Ｏ，Ａｋｂｕｌｕｔ　Ｍ．Ｐｒｏｃｅｓｓ　ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｔａｐｅ　ｐｌａｃｅｍｅｎｔ　ｆｏｒ　ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ［Ｊ］．Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ　Ｐａｒｔ　Ａ：Ａｐｐｌｉｅｄ　Ｓｃｉｅｎｃｅ　ａｎｄ　Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ，２００７，３８（９）：２０１３－２０２３．［１１］　Ｔｉｅｒｎｅｙ　Ｊ，Ｇｉｌｌｅｓｐｉｅ　Ｊ　Ｗ．Ｍｏｄｅｌｉｎｇ　ｏｆ　ｉｎ　ｓｉｔｕ　ｓｔｒｅｎｇｔｈ　ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ　ｆｏｒ　ｔｈｅ　ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｔｏｗ　ｐｌａｃｅｍｅｎｔｐｒｏｃｅｓｓ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　Ｍａｔｅｒｉａｌｓ，２００６，４０（１６）：１４８７－１５０６．［１２］　Ｓｃｈｅｌｌ　Ｊ　Ｓ　Ｕ，Ｇｕｉｌｌｅｍｉｎｏｔ　Ｊ，Ｂｉｎｅｔｒｕｙ　Ｃ，ｅｔ　ａｌ．Ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌ　ａｎｄ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　ｆｕｓｉｏｎ　ｂｏｎｄｉｎｇ　ｉｎ　ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ：Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ　ｏｆ　ｐｒｏｃｅｓｓ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌｏｆ　Ｍａｔｅｒｉａｌｓ　Ｐｒｏｃｅｓｓｉｎｇ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２００９，２０９（１１）：５２１１－５２１９．［１３］　Ｍａｎｔｅｌｌ　Ｓ　Ｃ，Ｓｐｒｉｎｇｅｒ　Ｇ　Ｓ．Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ　ｐｒｏｃｅｓｓ　ｍｏｄｅｌｓｆｏｒ　ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　Ｍａｔｅｒｉａｌｓ，１９９２，２６（１６）：２３４８－２３７７．［１４］　Ｄａｉ　Ｓ　Ｃ，Ｙｅ　Ｌ．Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ　ｏｆ　ＣＦ／ＰＥＩ　ｔａｐｅ　ｗｉｎｄｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓ　ｗｉｔｈ　ｏｎ－ｌｉｎｅ　ｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎ［Ｊ］．Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ　Ｐａｒｔ　Ａ：Ａｐｐｌｉｅｄ　Ｓｃｉｅｎｃｅ　ａｎｄ　Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ，２００２，３３（９）：１２２７－１２３８．［１５］　Ａｇｅｏｒｇｅｓ　Ｃ，Ｙｅ　Ｌ，Ｈｏｕ　Ｍ．Ａｄｖａｎｃｅｓ　ｉｎ　ｆｕｓｉｏｎ　ｂｏｎｄｉｎｇｔｅｃｈｎｉｑｕｅｓ　ｆｏｒ　ｊｏｉｎｉｎｇ　ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ　ｍａｔｒｉｘ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ：Ａ　ｒｅｖｉｅｗ［Ｊ］．Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ　Ｐａｒｔ　Ａ：Ａｐｐｌｉｅｄ　Ｓｃｉｅｎｃｅ　ａｎｄ　Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ，２００１，３２（６）：８３９－８５７．［１６］　Ｐｉｔｃｈｕｍａｎｉ　Ｒ，Ｒａｎｇａｎａｔｈａｎ　Ｓ，Ｄｏｎ　Ｒ　Ｃ，ｅｔ　ａｌ．Ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆｔｒａｎｓｐｏｒｔ　ｐｈｅｎｏｍｅｎａ　ｇｏｖｅｒｎｉｎｇ　ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ　ｂｏｎｄｉｎｇ　ａｎｄ　ｖｏｉｄｄｙｎａｍｉｃｓ　ｄｕｒｉｎｇ　ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ　ｔｏｗ－ｐｌａｃｅｍｅｎｔ［Ｊ］．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｈｅａｔ　ａｎｄ　Ｍａｓｓ　Ｔｒａｎｓｆｅｒ，１９９６，３９（９）：１８８３－１８９７．［１７］　Ｓｈｉ　Ｙ　Ｙ，Ｔａｎｇ　Ｈ，Ｙｕ　Ｑ．Ｋｅｙ　ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ　ｏｆ　ｔｈｅ　ＮＣ　ｔａｐｅｗｉｎｄｉｎｇ　ｍａｃｈｉｎｅ［Ｊ］．Ａｃｔａ　Ａｅｒｏｎａｕｔｉｃａ　ｅｔ　Ａｓｔｒｏｎａｕｔｉｃａ　Ｓｉｎｉｃａ，２００８，２９（１）：２３３－２３９（ｉｎ　Ｃｈｉｎｅｓｅ）．史耀耀，唐虹，余强．数控布带缠绕机关键技术［Ｊ］．航空学报．２００８，２９（１）：２３３－２３９．［１８］　Ｒｅｎ　Ｓ，Ｌｕ　Ｈ，Ｗａｎｇ　Ｙ，ｅｔ　ａｌ．Ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ　ｏｆ　ＰＬＣ－ｂａｓｅｄｔｅｎｓｉｏｎ　ｃｏｎｔｒｏｌ　ｓｙｓｔｅｍ［Ｊ］．Ｃｈｉｎｅｓｅ　Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ａｅｒｏｎａｕｔｉｃｓ，２００７，２０（３）：２６６－２７１．［１９］　Ｌｉ　Ｘ　Ｗ，Ｚｈｏｕ　Ｘ　Ｄ，Ｇｕｏ　Ｂ　Ｂ，ｅｔ　ａｌ．Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ　ｏｆ　ｐｒｏｃｅｓｓｉｎｇｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｏｆ　ｔｗｏ－ｓｔｅｐ　ｆｉｌａｍｅｎｔ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｏｎ　ＩＬＳＳ　ａｎｄ　ｒｅｓｉｎｃｏｎｔｅｎｔ　ｏｆ　ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓ　ｇｌａｓｓ　ｆｉｂｅｒ　ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ　ｐｏｌｙｐｒｏｐｙｌｅｎｅｔｕｂｅｓ［Ｊ］．Ｆｉｂｅｒ　Ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ　Ｐｌａｓｔｉｃｓ／Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ，２０１１（６）：６４－６７（ｉｎ　Ｃｈｉｎｅｓｅ）．李旭武，周晓东，郭兵兵，等．工艺条件对两步法缠绕成型连续玻璃纤维增强聚丙烯管材层间剪切强度及树脂含量的影响［Ｊ］．玻璃钢／复合材料，２０１１（６）：６４－６７．［２０］　Ｄｅｐａｒｔｍｅｎｔ　ｏｆ　Ｄｅｆｅｎｓｅ．ＭＩＬ－ＨＤＢＫ－１７－ＩＦ　Ｐｏｌｙｍｅｒ　ｍａｔｒｉｘｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ　ｇｕｉｄｅ　ｌｉｎｅｓ　ｆｏｒ　ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ　ｍａｔｅｒｉａｌｓ［Ｍ］．ＵＳＡ：Ｄｅｐａｒｔｍｅｎｔ　ｏｆ　Ｄｅｆｅｎｓｅ，２００２：２８２．［２１］　Ａｍｅｒｉｃａｎ　Ｓｏｃｉｅｔｙ　ｆｏｒ　Ｔｅｓｔｉｎｇ　ａｎｄ　Ｍａｔｅｒｉａｌｓ　Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ．ＡＳＴＭ　Ｄ３８４６／Ｄ３８４６－０２ Ｔｅｓｔ　ｍｅｔｈｏｄ　ｆｏｒ　ｉｎ－ｐｌａｎｅ　ｓｈｅａｒｓｔｒｅｎｇｔｈ　ｏｆ　ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ　ｐｌａｓｔｉｃｓ［Ｓ］．Ｗｅｓｔ　Ｃｏｎｓｈｏｈｏｃｋｅｎ，ＰＡ：ＡＳＴＭ　Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ，２００８．·８３８· 复合材料学报Ｍｅｃｈａｎｉｓｍ　ａｎｄ　ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｐｒｏｃｅｓｓ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｃｏｕｐｌｉｎｇ　ｆｏｒ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｔａｐｅ　ｗｉｎｄｉｎｇＳＨＩ　Ｙａｏｙａｏ＊，ＹＵ　Ｔａｏ，ＨＥ　Ｘｉａｏｄｏｎｇ，ＫＡＮＧ　Ｃｈａｏ，ＺＨＡＮＧ　Ｘｉａｏｙａｎｇ，ＺＨＡＮＧ　Ｊｕｎ（Ｋｅｙ　Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ　ｏｆ　Ｃｏｎｔｅｍｐｏｒａｒｙ　Ｄｅｓｉｇｎ　ａｎｄ　Ｉｎｔｅｇｒａｔｅｄ　Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｍｉｎｉｓｔｒｙ　ｏｆ　Ｅｄｕｃａｔｉｏｎ，Ｎｏｒｔｈｗｅｓｔｅｒ　Ｐｏｌｙｔｅｃｈｎｉｃａｌ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｘｉ’ａｎ　７１００７２，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：　Ｔｈｅ　ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　ｉｎｔｉｍａｔｅ　ｃｏｎｔａｃｔ　ａｎｄ　ａｕｔｏｈｅｓｉｏｎ　ｉｎ　ｍｏｌｄｉｎｇ　ｐｒｏｃｅｓｓ　ｗａｓ　ｃａｒｒｉｅｄ　ｏｕｔ　ｂａｓｅｄ　ｏｎｔｈｅ　ｒｅｓｅａｒｃｈ　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｐｒｏｃｅｓｓ．Ｔｈｅ　ｋｅｙ　ｐｒｏｃｅｓｓ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ａｆｆｅｃｔｉｎｇ　ｔｈｅ　ｑｕａｌｉｔｙ　ｏｆ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｐｒｏｄｕｃｔ，ｓｕｃｈ　ａｓ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ，ｐｒｅｓｓｕｒｅ　ａｎｄ　ｔｅｎｓｉｏｎ，ｗｅｒｅ　ｐｒｏｐｏｓｅｄ．Ｂａｓｅｄ　ｏｎ　Ｂｏｘ－Ｂｅｈｎｋｅｎ　Ｄｅｓｉｇｎ（ＢＢＤ）ｔｈｅｏｒｙ　ｏｆｒｅｓｐｏｎｓｅ　ｓｕｒｆａｃｅ　ｍｅｔｈｏｄｏｌｏｇｙ，ｔｈｅ　ｒｅｇｒｅｓｓｉｏｎ　ｍｏｄｅｌ　ｏｆ　ｐｒｏｃｅｓｓ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｃｏｕｐｌｉｎｇ　ｏｎ　ｓｈｅａｒ　ｓｔｒｅｎｇｔｈ　ｗａｓ　ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ　ｔｏ　ｏｐｔｉｍｉｚｅ　ｔｈｅ　ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ　ｓｈｅａｒ　ｓｔｒｅｎｇｔｈ（ＩＬＳＳ）．Ｔｈｅ　ｒｅｌｉａｂｉｌｉｔｙ　ａｎｄ　ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｎｅｓｓ　ｏｆ　ｒｅｇｒｅｓｓｉｏｎ　ｍｏｄｅｌ　ｗｅｒｅｖｅｒｉｆｉｅｄ　ｔｈｒｏｕｇｈ　ｔｈｅ　ｔｅｓｔ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ｓｕｃｈ　ａｓ　ｒｅｓｉｄｕａｌ，ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　ｖａｒｉａｎｃｅ（ＡＮＶＯＡ）ａｎｄ　ｐｒｅｄｉｃｔｅｄ　ｖｅｒｓｕｓ　ａｃｔｕａｌ．Ｆｕｒｔｈｅｒｍｏｒｅ，ｔｈｅ　ｏｐｔｉｍａｌ　ｐｒｏｃｅｓｓ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｏｆ　ｗｉｎｄｉｎｇ　ｐｒｏｃｅｓｓ　ｗｅｒｅ　ｏｂｔａｉｎｅｄ．Ｒｅｓｕｌｔｓ　ｉｌｌｕｓｔｒａｔｅ　ｔｈａｔ　ｔｈｅ　ｗｉｎｄｉｎｇｐｒｏｄｕｃｔｓ　ｅｍｐｌｏｙｉｎｇ　ｔｈｅ　ｏｐｔｉｍｕｍ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ｂｏｎｄ　ｉｎ　ｔｈｅ　ｈｉｇｈｅｓｔ　ｓｔｒｅｎｇｔｈ　ｗｉｔｈ　ｔｈｅ　ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ　ｓｈｅａｒ　ｓｔｒｅｎｇｔｈ　ｏｆ２２．９ＭＰａ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ；ｗｉｎｄｉｎｇ　ｐｒｏｃｅｓｓ；ｐｒｏｃｅｓｓ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ；ｒｅｓｐｏｎｓｅ　ｓｕｒｆａｃｅ　ｍｅｔｈｏｄｏｌｏｇｙ；ｐａｒａｍｅｔｅｒ　ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ史耀耀，等：复合材料带缠绕成型工艺参数耦合机制及优化·８３９·