工藝參數(shù)對(duì)熱塑性復(fù)合材料熱壓成型L形構(gòu)件褶皺缺陷的影響

王軒，胡湛松

摘要針對(duì)熱塑性復(fù)合材料構(gòu)件熱壓成型工藝產(chǎn)生褶皺缺陷問題，本文基于ABAQUS有限元軟件建立了熱塑性復(fù)合材料L形構(gòu)件熱壓成型數(shù)值仿真分析方法，通過層合板力學(xué)性能和熱物性能測(cè)試確定仿真分析所需材料參數(shù)，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了建立的仿真分析方法能夠用于褶皺缺陷研究，在此基礎(chǔ)上探究了層合板預(yù)熱溫度、模具初始溫度和支撐彈簧剛度3個(gè)工藝參數(shù)對(duì)L形構(gòu)件熱壓成型后褶皺缺陷的影響規(guī)律。結(jié)果表明：（1）層合板預(yù)熱溫度越高，模具初始溫度越低，L形構(gòu)件出現(xiàn)褶皺缺陷的區(qū)域越大，層合板預(yù)熱溫度為380 ℃時(shí)，模具初始溫度為180 ℃時(shí)，褶皺缺陷的區(qū)域最?。唬?）彈簧剛度過大或者過小，褶皺缺陷的區(qū)域都會(huì)增大，彈簧剛度為1.2 N/mm時(shí)，褶皺缺陷的范圍最小。

關(guān)鍵詞熱塑性復(fù)合材料；熱壓成型；數(shù)值仿真；褶皺缺陷

Effect of Process Parameters on Wrinkle Defects of L-shaped Components Formed by Hot Pressing of Thermoplastic Composites

WANG Xuan， HU Zhansong

（College of Aeronautical Engineering，CAUC，Tianjin 300300）

ABSTRACTAddressing the issue of wrinkle defects in the hot-press forming process of thermoplastic composite components， a numerical simulation analysis method for the hot-press forming of thermoplastic composite L-shaped components was introduced using the ABAQUS finite element software. Material parameters required for the simulation analysis are determined by testing the mechanical and thermophysical properties of the laminate. Experimental validation demonstrates that the established simulation analysis method can be effectively utilized for studying wrinkle defects. Based on this foundation， the article further explores the effect of three process parameters - the laminate preheating temperature， the initial mold temperature， and the stiffness of the support spring - on the wrinkle defects of the L-shaped components after hot-press forming. The results indicate that： （1） The higher the preheating temperature of the laminate and the lower the initial temperature of the mold， the larger the area of wrinkle defects that appear in the L-shaped component. When the preheating temperature of the laminate is 380 ℃ and the initial temperature of the mold is 180 ℃， the occurrence of wrinkle defects is minimized. （2） Both excessively high and excessively low spring stiffness will increase the occurrence of wrinkle defects. When the spring stiffness is 1.2 N/mm， the occurrence of wrinkle defects is minimized.

KEYWORDSthermoplastic composites；hot pressing；numerical simulation；wrinkle defects

1引言

相較于熱固性復(fù)合材料，熱塑性復(fù)合材料具有韌性好、疲勞強(qiáng)度高、沖擊損傷容限高、成型周期短、易儲(chǔ)存、可回收等優(yōu)勢(shì)，其在飛機(jī)上的應(yīng)用從內(nèi)飾、整流罩等非承力部件，到機(jī)翼前緣、舵面等小承力部件，正向蒙皮加筋壁板等主承力部件快速發(fā)展［1］。熱壓成型工藝因具有高效率、低成本等優(yōu)勢(shì)，是熱塑性復(fù)合材料構(gòu)件制造的主要工藝方法之一，但由于該工藝成型過程中材料大變形、非線性、多相變等多場(chǎng)耦合的特點(diǎn)，所制構(gòu)件易產(chǎn)生褶皺、纖維開裂等質(zhì)量缺陷［2］。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者在連續(xù)纖維增強(qiáng)熱塑性復(fù)合材料熱壓成型工藝方面的研究上已經(jīng)取得了一定進(jìn)展。Boisse等人［3-5］對(duì)織物和預(yù)浸料的剪切性能和彎曲性能的不同表征方法以及熱壓過程中產(chǎn)生的各種缺陷進(jìn)行了全面的綜述。Gong等人［6］最近提出了利用熱壓工藝對(duì)織物增強(qiáng)熱塑性復(fù)合材料進(jìn)行表征和仿真的方法。Drr等人［7］提出了一種用于連續(xù)纖維增強(qiáng)半結(jié)晶熱塑性復(fù)合材料宏觀有限元熱成型模擬的熱力耦合方法，并結(jié)合用戶子程序在商用有限元求解器Abaqus中實(shí)現(xiàn)。Lessard等人［8］采用田口法研究了層合板預(yù)熱溫度、模具溫度、層合板轉(zhuǎn)移到模具的時(shí)間和成型壓力4種工藝參數(shù)對(duì)構(gòu)件厚度、層間剪切強(qiáng)度和結(jié)晶度的影響。結(jié)果表明，模具溫度和成型壓力對(duì)構(gòu)件成型有顯著影響。Schug等人［9］研究了玻璃纖維增強(qiáng)聚丙烯的成型行為，并討論了支撐架中彈簧的數(shù)量和受力、模具溫度和成形壓力等工藝參數(shù)對(duì)最終構(gòu)件質(zhì)量的影響規(guī)律。結(jié)果表明，模具溫度和彈簧力對(duì)褶皺有明顯影響，而表面質(zhì)量對(duì)成型壓力最敏感。Guzman-Maldonado等人［10］提出了基于應(yīng)力合成織物殼單元的熱塑性多層織物成型過程數(shù)值模擬方法。結(jié)果表明，該方法能夠準(zhǔn)確地描述熱塑性多層織物的成型過程，特別是褶皺的發(fā)展過程。Jamin等人［11］研究了層合板的鋪層順序、平板厚度和模具半徑等設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)構(gòu)件質(zhì)量的影響。此外，還研究了成型壓力、保溫時(shí)間、模具溫度等工藝參數(shù)對(duì)構(gòu)件質(zhì)量的影響。Sachs［12］研究了熱塑性單向帶和織物鋪層的層合板褶皺缺陷的影響因素。結(jié)果表明，織物層合板具有更好的成型性能，在復(fù)雜零件成型過程中產(chǎn)生的褶皺比單向帶層合板少得多；鋪層順序也是影響起皺的重要因素。Haanappel ［13］以熱塑性復(fù)合材料機(jī)翼加筋肋為研究對(duì)象，結(jié)合面內(nèi)剪切和層間摩擦的特征行為建立了有限元成型數(shù)值仿真方法，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了仿真方法能夠準(zhǔn)確預(yù)測(cè)面內(nèi)剪切應(yīng)變場(chǎng)和大褶皺缺陷。然而，仿真方法依賴于未知的彎曲參數(shù)，為此需要更多的表征測(cè)試，并且小褶皺缺陷尚不能得到準(zhǔn)確預(yù)測(cè)。

綜上所述，關(guān)于連續(xù)纖維熱塑性復(fù)合材料熱壓成型構(gòu)件褶皺缺陷的研究還不充分，工藝參數(shù)的影響機(jī)制還不清晰。為進(jìn)一步探究熱壓工藝褶皺缺陷問題，本文首先進(jìn)行了連續(xù)纖維熱塑性復(fù)合材料層合板工藝條件下力學(xué)性能和熱物性能測(cè)試，在此基礎(chǔ)上建立了基于ABAQUS的熱塑性復(fù)合材料L形構(gòu)件熱壓成型工藝有限元數(shù)值仿真方法，研究了層合板預(yù)熱溫度（Tb）、模具溫度（Tm）和支撐彈簧剛度（Fs）3個(gè)工藝參數(shù)對(duì)L形構(gòu)件成型后褶皺缺陷的影響規(guī)律。

2材料性能測(cè)試

2.1試驗(yàn)規(guī)劃

為了確定熱塑性復(fù)合材料L型構(gòu)件熱壓成型工藝仿真方法中的材料參數(shù)，首先需要對(duì)連續(xù)纖維增強(qiáng)熱塑性復(fù)合材料工藝條件下的力學(xué)性能和特?zé)嵛镄赃M(jìn)行深入的了解和研究。主要包括工藝溫度下的縱向彈性模量、橫向彈性模量、面內(nèi)剪切模量和層間剪切模量等力學(xué)性能參數(shù)，以及縱向熱膨脹系數(shù)、橫向熱膨脹系數(shù)、比熱容和導(dǎo)熱系數(shù)等熱物特性參數(shù)。工藝溫度下的力學(xué)性能通過測(cè)試室溫下力學(xué)性能后進(jìn)行修正得到。力學(xué)性能的試驗(yàn)矩陣如表1所示，熱物性能試驗(yàn)矩陣如表2所示。

2.2試驗(yàn)件

2.2.1層合板制備

采用熱壓工藝制備連續(xù)碳纖維增強(qiáng)聚醚醚酮（Continuous carbon fiber reinforced polyether ether ketone composites，CF/PEEK）復(fù)合材料層合板，設(shè)計(jì)厚度為2 mm，鋪層方式為［0］13，預(yù)浸料工藝曲線如圖1所示，整個(gè)制備工藝分7步完成：（1）用剪刀將預(yù)浸料按照材料性能測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)的鋪層要求方向剪成200 mm×100 mm的尺寸，將聚酰亞胺（PI）薄膜裁剪為900 mm×450 mm，涂抹脫模劑，晾干備用；（2）利用超聲波點(diǎn)焊機(jī)將堆疊好的預(yù)浸帶點(diǎn)焊接在一起，放入晾干的聚酰亞胺膜中，四周放置厚度為2 mm的P20模具鋼墊條；（3）用密封膠條對(duì)其進(jìn)行密封打包用真空泵抽取空氣，保持預(yù)浸帶疊層處于真空狀態(tài)如圖2所示，放至平板模具中，利用熱塑性復(fù)合材料試驗(yàn)臺(tái)壓制層合板，如圖3所示；（4）根據(jù)圖1的工藝曲線給模具升溫至380 ℃，預(yù)壓壓力0.5 MPa；（5）進(jìn)入保溫保壓階段，使溫度和壓力控制在380 ℃和5.0 MPa左右，保溫保壓30 min，保證PEEK樹脂能充分融化以達(dá)到良好的浸潤(rùn)狀態(tài)；（6）卸除壓力，自然冷卻至室溫，然后脫模。由此制備的CF/PEEK層合板表面平整，幾乎無殘余應(yīng)力出現(xiàn)。

2.2.2試件加工

利用水切割機(jī)床將制備好的CF/PEEK層合板按照表1和表2的尺寸參數(shù)進(jìn)行切割，對(duì)需要粘貼加強(qiáng)片的試件利用膠接工藝進(jìn)行粘接鋁制加強(qiáng)片，加強(qiáng)片尺寸如表1所示，制備加工完成的拉伸試件如圖4所示。

2.3試驗(yàn)裝置

本文分別參考ASTM D3039和ASTM D3518標(biāo)準(zhǔn)利用INSTRON 5982萬能試驗(yàn)機(jī)測(cè)定CF/PEEK層合板的0°拉伸、90°拉伸和±45°面內(nèi)剪切性能，試驗(yàn)裝夾如圖5所示。

差示掃描量熱儀、熱膨脹儀和激光導(dǎo)熱儀分別用來測(cè)定CF/PEEK層合板的比熱容、熱膨脹系數(shù)和導(dǎo)熱系數(shù)。

2.4試驗(yàn)結(jié)果

2.4.1力學(xué)性能

試驗(yàn)得到的CF/PEEK的縱向彈性模量E1如表3所示，橫向彈性模量E2如表4所示，面內(nèi)剪切模量G12如表5所示。最大變異系數(shù)在10? %左右，說明試驗(yàn)結(jié)果工程上可接受。

2.4.2力學(xué)性能修正

表6中常溫下的G23引自羅峰等人［14］測(cè)試的碳纖維聚醚醚酮復(fù)合材料的基本力學(xué)性能。高溫下的力學(xué)性能參考Ha等人［15］提出的一種冪指數(shù)模型，公式（1）所示，考慮復(fù)合材料強(qiáng)度隨溫度升高而出現(xiàn)衰減，預(yù)報(bào)材料在不同溫度下的力學(xué)性能。計(jì)算所得結(jié)果如表6所示。

P=P0Tr－TTr－T0n（1）

其中，P0為材料在參考溫度T0時(shí)的力學(xué)性能（強(qiáng)度、模量等）； T0為初始參考溫度，一般為室溫（℃）；Tr為材料力學(xué)性能衰減至零時(shí)的溫度（℃）；n為0～1之間的常數(shù)。

2.4.3熱物性能

試驗(yàn)得到的CF/PEEK各溫度下的導(dǎo)熱系數(shù)如表7所示，熱膨脹系數(shù)如表8所示，比熱容如表9所示。除此之外，還測(cè)得了CF/PEEK復(fù)合材料的玻璃化轉(zhuǎn)變溫度Tg為146.4 ℃和熔融溫度Tm為341 ℃。

3.1幾何建模

CF/PEEK的L形構(gòu)件熱壓成型工藝裝置主要由陽模、層合板、彈簧夾、平板支撐框、支架和陰模6個(gè)部分組成。三維幾何模型如圖6所示，對(duì)應(yīng)的實(shí)物如圖7所示。

3.2有限元建模

3.2.1網(wǎng)格劃分

選擇C3D4T 單元（四結(jié)點(diǎn)熱耦合四面體實(shí)體單元）為模具網(wǎng)格單元，在模具成型面中較為平緩的區(qū)域粗化網(wǎng)格，而在曲率較大的區(qū)域?qū)⒕W(wǎng)格細(xì)化，滿足精度和計(jì)算效率兩方面的要求。模具網(wǎng)格單元?jiǎng)澐秩鐖D8所示。

圖6L形構(gòu)件熱壓成型仿真三維幾何模型圖7L形構(gòu)件熱壓成型裝置圖8模具網(wǎng)格劃分示意圖層合板幾何特征簡(jiǎn)單，直接在 ABAQUS中進(jìn)行建模，并對(duì)其進(jìn)行劃分網(wǎng)格，單元類型為 S 4RT 單元（四結(jié)點(diǎn)熱力耦合殼單元）。由于L型構(gòu)件熱壓成型過程中，應(yīng)力主要集中在拐角處，褶皺也會(huì)從此處開始向外擴(kuò)散，所以需要在中軸線上對(duì)網(wǎng)格細(xì)化處理，層合板網(wǎng)格如圖9中間完整的區(qū)域所示。彈簧夾由夾子和彈簧兩部分組成，夾子部分單元類型為S 4RT，如圖9中四個(gè)角所示。彈力由ABAQUS自帶的彈簧定義。

3.2.2相互作用

在L形構(gòu)件熱壓成型工藝仿真模擬分析中，模具與層合板之間的接觸關(guān)系包括上模成型面與層合板的上表面接觸對(duì)和下模成型面與層合板的下表面接觸對(duì)。在接觸分析設(shè)置時(shí)，接觸對(duì)由主面和從面構(gòu)成，將剛度大，網(wǎng)格稀疏，區(qū)域大設(shè)置為主面，即模具成型面為主面；剛度小，網(wǎng)格密集，區(qū)域小設(shè)置為從面，即層合板面為從面，該設(shè)置有利于計(jì)算收斂，避免接觸穿透現(xiàn)象。仿真模擬的重點(diǎn)研究對(duì)象為層合板的變形，為了減少計(jì)算量，提高計(jì)算效率，將模具全部約束為剛體。彈簧夾的夾子部分同樣設(shè)置為剛體，與層合板的接觸設(shè)置為Tie綁定約束，彈簧部分的彈簧剛度（Fs）工藝參數(shù)如表10所示。所有部件的表面均存在熱輻射和與空氣的換熱，與空氣換熱的相互作用類型設(shè)置為表面膜狀態(tài)（Surface film condition），其中環(huán)境溫度設(shè)置為20 ℃。熱輻射的相互作用類型設(shè)置為表面輻射（Surface radiation），環(huán)境溫度同樣為20 ℃。

3.2.3邊界條件及分析步

首先對(duì)模具和層合板初始溫度場(chǎng)進(jìn)行預(yù)定義，作為模具的初始溫度（Tm）與層合板預(yù)熱溫度（Tb）。為研究模具溫度和層合板預(yù)熱溫度對(duì)褶皺缺陷的影響，如表10所示本文分7種工況進(jìn)行仿真研究。

陰模、平板支撐框和支架全程為完全固支約束。仿真過程分為2個(gè)分析步驟：

（1）熱壓成型，陽模沿垂直水平面的方向，向陰模方向施加65 mm的位移載荷。沖壓時(shí)間為1 s，這一步選擇動(dòng)力溫度位移顯式分析步。

（2）自然冷卻，層合板熱壓成型后在模具中完成自然冷卻，整個(gè)過程持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)，為了縮短模擬時(shí)間提高效率，仿真采用質(zhì)量縮放的方式，對(duì)與時(shí)間有關(guān)的參數(shù)和物理量進(jìn)行放大。

3.3試驗(yàn)驗(yàn)證

3.3.1L形構(gòu)件制備

L形構(gòu)件熱壓成型工藝流程如圖10所示，整個(gè)制備工藝分6步完成：（1）采用熱壓工藝制備CF/PEEK層合板，設(shè)計(jì)厚度為2 mm，鋪層方式為［0/90/0/90/0/90/0］ ，層合板尺寸為200 mm×100 mm，工藝曲線如圖1所示；（2）將制備好的CF/PEEK層合板兩端各用兩只彈簧夾夾持，彈簧夾另一端與平板支撐框連接，如圖11所示；（3）使用高溫手套人工轉(zhuǎn)移至預(yù)熱完成的烘箱中加熱5 min至設(shè)定溫度，如表11所示；（4）預(yù)熱完成后快速轉(zhuǎn)移至L形構(gòu)件熱壓模具中；（5）在熱塑性復(fù)合材料試驗(yàn)機(jī)上合模加壓至5 MPa；（6）冷卻至玻璃化轉(zhuǎn)變溫度Tg以下（Tg為146.4 ℃，在2.4.3小節(jié)中已測(cè)得），脫模。由此工藝制備的L形構(gòu)件如圖12（b）所示。

3.3.2仿真與試驗(yàn)對(duì)比

為驗(yàn)證數(shù)值仿真分析方法能夠用于研究L形構(gòu)件熱壓成型工藝參數(shù)對(duì)褶皺缺陷的影響，為此設(shè)計(jì)試驗(yàn)矩陣如表11所示。仿真得到的不同模具初始溫度下的L形構(gòu)件的厚度場(chǎng)云圖如圖11所示，不同模具初始溫度下試驗(yàn)制作的L型構(gòu)件實(shí)物圖如圖12所示。兩圖進(jìn)行對(duì)比，從中可以看出，L形構(gòu)件的厚度分布云圖中在靠近構(gòu)件拐角處出現(xiàn)明顯的厚度分布不均勻的現(xiàn)象，表明這個(gè)區(qū)域的構(gòu)件在厚度上出現(xiàn)了增厚或者減薄的情況，即褶皺缺陷，且根據(jù)模具預(yù)熱溫度的不同，厚度分布不均勻的區(qū)域從中軸線向兩邊擴(kuò)散的程度不同，基本與試驗(yàn)結(jié)果中褶皺缺陷的分布規(guī)律相匹配，可以有效說明已建立的數(shù)值仿真分析方法能夠?qū)崴苄詮?fù)合材料L形構(gòu)件熱壓成型后褶皺缺陷的影響規(guī)律進(jìn)行準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)。

4結(jié)果分析與討論

仿真計(jì)算共分三組進(jìn)行對(duì)比分析，如表10所示，（1）第1、2和3組為探究層合板預(yù)熱溫度對(duì)褶皺分布的影響，由于CF/PEEK的熔融溫度為341 ℃，為確保熱壓過程中層合板充分軟化，消除轉(zhuǎn)移過程中熱損耗的影響，將層合板預(yù)熱溫度設(shè)置為高于熔融溫度的420 ℃、400 ℃和380 ℃，探究褶皺缺陷最小對(duì)應(yīng)的層合板的最優(yōu)預(yù)熱溫度；（2）第2、4和5組為探究模具溫度對(duì)褶皺分布的影響，由于CF/PEEK的玻璃化轉(zhuǎn)變溫度為141.6 ℃，為了讓層合板在熱壓過程中快速冷卻，減少制備時(shí)長(zhǎng)，并且確保熱壓過程中層合板溫度不會(huì)低于玻璃化轉(zhuǎn)變溫度，故將模具初始溫度設(shè)置為180 ℃、160 ℃和140 ℃，探究L形構(gòu)件褶皺缺陷最小對(duì)應(yīng)的模具最優(yōu)初始溫度；（3）第4、6和7組為探究彈簧剛度對(duì)褶皺分布的影響，在層合板達(dá)到預(yù)熱溫度之后，因高于熔融溫度會(huì)發(fā)生軟化，此時(shí)需要彈簧夾提供一定的預(yù)張力，彈簧剛度設(shè)置為0.24 N/mm、1.2 N/mm和3.80 N/mm，探究L構(gòu)件在褶皺缺陷產(chǎn)生最小時(shí)對(duì)應(yīng)的彈簧夾預(yù)張力。

4.1層合板預(yù)熱溫度對(duì)褶皺分布的影響

如圖13（a）所示， L形構(gòu)件中心區(qū)域溫度最高，呈現(xiàn)向兩側(cè)逐漸降低的趨勢(shì)。即在相同的冷卻時(shí)間下，層合板預(yù)熱溫度在420 ℃時(shí)，冷卻后的L形構(gòu)件溫度最高，層合板預(yù)熱溫度在380 ℃時(shí)，冷卻后的L形構(gòu)件溫度最低。如圖13（b）所示，層合板預(yù)熱溫度為420 ℃時(shí)，冷卻后L形構(gòu)件厚度分布不均勻的范圍最大，即褶皺缺陷區(qū)域最大；層合板預(yù)熱溫度在400 ℃時(shí)，L形構(gòu)件厚度分布不均勻范圍明顯縮?。粚雍习孱A(yù)熱溫度為380 ℃時(shí)，L形構(gòu)件厚度分布不均勻的范圍最小，其表觀質(zhì)量最好。分析表明，層合板預(yù)熱溫度過高會(huì)導(dǎo)致褶皺范圍明顯擴(kuò)大，其原因可能是層合板預(yù)熱之后過軟，彈簧夾提供的預(yù)張力不足以支撐層合板保持繃緊的狀態(tài)，預(yù)熱溫度為380 ℃時(shí)褶皺缺陷區(qū)域最小。如圖13（c）所示，應(yīng)力集中在L形構(gòu)件的拐角處最嚴(yán)重，向兩邊逐漸減小，與厚度不均勻范圍的分布特點(diǎn)相一致。不同層合板預(yù)熱溫度下，L形構(gòu)件成型壓力一致，故應(yīng)力水平相差較小?？梢?，層合板預(yù)熱溫度對(duì)褶皺缺陷影響大，對(duì)應(yīng)力分布影響小。

4.2模具溫度對(duì)褶皺分布的影響

如圖14（a）所示，在相同的冷卻時(shí)間內(nèi)，模具初始溫度越高，其冷卻后的L形構(gòu)件溫度也相應(yīng)越高，呈現(xiàn)向兩側(cè)逐漸降低的趨勢(shì)。如圖14（b）所示，厚度分布不均勻的范圍靠近L形構(gòu)件的拐角處，表示L形構(gòu)件在拐角處發(fā)生了起皺現(xiàn)象，模具初始溫度為180 ℃時(shí)，厚度分布不均勻的范圍最小。模具初始溫度為160 ℃時(shí)，厚度分布不均勻范圍由拐角處向兩邊擴(kuò)散，褶皺區(qū)域逐漸增大。模具初始溫度為140 ℃時(shí)，厚度分布不均勻的范圍最大，即褶皺區(qū)域最大。如圖14（c）所示，應(yīng)力集中在L形構(gòu)件的拐角處最嚴(yán)重；模具初始溫度為140 ℃時(shí)，L形構(gòu)件的最大應(yīng)力遠(yuǎn)超其它工況，分析判斷其原因可能是層合板在熱壓過程中降溫速率過快，且低于CF/PEEK的玻璃化轉(zhuǎn)變溫度。可見，模具初始溫度的設(shè)置不應(yīng)低于其材料的玻璃化轉(zhuǎn)變溫度，防止其在熱壓成型過程中發(fā)生破壞。

4.3彈簧剛度對(duì)褶皺分布的影響

如圖15（a）所示，因其層合板預(yù)熱溫度和模具初始溫度一致，在相同的冷卻時(shí)間下，改變彈簧剛度下對(duì)L形構(gòu)件的溫度場(chǎng)影響很小。如圖15（b）所示，彈簧剛度為0.24 N/mm時(shí)，L形構(gòu)件的厚度分布不均勻范圍由拐角處向兩邊擴(kuò)散。彈簧剛度為3.80 N/mm時(shí)，L形構(gòu)件的厚度分布不均勻范圍最大，且厚度變化梯度最大，說明此時(shí)褶皺最顯著。彈簧剛度為1.20 N/mm時(shí)，L形構(gòu)件的厚度分布最均勻，此時(shí)彈簧給層合板提供的預(yù)張力最合適，得到的L形構(gòu)件表觀質(zhì)量最優(yōu)。如圖15（c）所示，不同彈簧剛度的工況成型壓力一致，故應(yīng)力集中范圍變化較小。應(yīng)力集中在L形構(gòu)件的拐角處最嚴(yán)重，此處也是褶皺缺陷最嚴(yán)重區(qū)域。L形構(gòu)件的最大應(yīng)力會(huì)隨著彈簧剛度的增大而成倍增大，褶皺缺陷程度也隨之顯著增長(zhǎng)。

5結(jié)語

（1）建立的數(shù)值仿真方法能夠用于研究工藝參數(shù)與褶皺缺陷的影響，并通過不同模具初始溫度的L形構(gòu)件熱壓成型試驗(yàn)得到了驗(yàn)證；

（2）層合板預(yù)熱溫度越高，L形構(gòu)件出現(xiàn)褶皺缺陷的區(qū)域越大，且都從L形構(gòu)件拐角處開始發(fā)生，隨著溫度的升高，向兩邊擴(kuò)散。層合板預(yù)熱溫度為380 ℃時(shí)，褶皺缺陷的區(qū)域最小；

（3）模具初始溫度越低，L形構(gòu)件出現(xiàn)褶皺缺陷的范圍越大，靠近L形構(gòu)件拐角處最為嚴(yán)重，模具初始溫度為180 ℃時(shí)，褶皺缺陷的范圍最小；

（4）彈簧剛度越大，L形構(gòu)件的最大應(yīng)力越大。彈簧剛度過小，則不足以提供層合板軟化后所需的預(yù)張力，不論彈簧剛度過大或者過小，褶皺缺陷的范圍都會(huì)增大，彈簧剛度為1.2 N/mm時(shí)，褶皺缺陷的范圍最小。

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