王軒，胡湛松

摘要針對熱塑性復合材料構(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，通過層合板力學性能和熱物性能測試確定仿真分析所需材料參數(shù)，并通過試驗驗證了建立的仿真分析方法能夠用于褶皺缺陷研究，在此基礎上探究了層合板預熱溫度、模具初始溫度和支撐彈簧剛度3個工藝參數(shù)對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，層合板預熱溫度為380 ℃時，模具初始溫度為180 ℃時，褶皺缺陷的區(qū)域最??；（2）彈簧剛度過大或者過小，褶皺缺陷的區(qū)域都會增大，彈簧剛度為1.2 N/mm時，褶皺缺陷的范圍最小。

關鍵詞熱塑性復合材料；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

相較于熱固性復合材料，熱塑性復合材料具有韌性好、疲勞強度高、沖擊損傷容限高、成型周期短、易儲存、可回收等優(yōu)勢，其在飛機上的應用從內(nèi)飾、整流罩等非承力部件，到機翼前緣、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，是熱塑性復合材料構(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、多相變等多場耦合的特點，所制構(gòu)件易產(chǎn)生褶皺、纖維開裂等質(zhì)量缺陷［2］。

國內(nèi)外學者在連續(xù)纖維增強熱塑性復合材料熱壓成型工藝方面的研究上已經(jīng)取得了一定進展。Boisse等人［3-5］對織物和預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)生的各種缺陷進行了全面的綜述。Gong等人［6］最近提出了利用熱壓工藝對織物增強熱塑性復合材料進行表征和仿真的方法。Drr等人［7］提出了一種用于連續(xù)纖維增強半結(jié)晶熱塑性復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中實現(xiàn)。Lessard等人［8］采用田口法研究了層合板預熱溫度、模具溫度、層合板轉(zhuǎn)移到模具的時間和成型壓力4種工藝參數(shù)對構(gòu)件厚度、層間剪切強度和結(jié)晶度的影響。結(jié)果表明，模具溫度和成型壓力對構(gòu)件成型有顯著影響。Schug等人［9］研究了玻璃纖維增強聚丙烯的成型行為，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褶皺有明顯影響，而表面質(zhì)量對成型壓力最敏感。Guzman-Maldonado等人［10］提出了基于應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計參數(shù)對構(gòu)件質(zhì)量的影響。此外，還研究了成型壓力、保溫時間、模具溫度等工藝參數(shù)對構(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］以熱塑性復合材料機翼加筋肋為研究對象，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，并通過試驗驗證了仿真方法能夠準確預測面內(nèi)剪切應變場和大褶皺缺陷。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試，并且小褶皺缺陷尚不能得到準確預測。

綜上所述，關于連續(xù)纖維熱塑性復合材料熱壓成型構(gòu)件褶皺缺陷的研究還不充分，工藝參數(shù)的影響機制還不清晰。為進一步探究熱壓工藝褶皺缺陷問題，本文首先進行了連續(xù)纖維熱塑性復合材料層合板工藝條件下力學性能和熱物性能測試，在此基礎上建立了基于ABAQUS的熱塑性復合材料L形構(gòu)件熱壓成型工藝有限元數(shù)值仿真方法，研究了層合板預熱溫度（Tb）、模具溫度（Tm）和支撐彈簧剛度（Fs）3個工藝參數(shù)對L形構(gòu)件成型后褶皺缺陷的影響規(guī)律。

2材料性能測試

2.1試驗規(guī)劃

為了確定熱塑性復合材料L型構(gòu)件熱壓成型工藝仿真方法中的材料參數(shù)，首先需要對連續(xù)纖維增強熱塑性復合材料工藝條件下的力學性能和特熱物性進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)、比熱容和導熱系數(shù)等熱物特性參數(shù)。工藝溫度下的力學性能通過測試室溫下力學性能后進行修正得到。力學性能的試驗矩陣如表1所示，熱物性能試驗矩陣如表2所示。

2.2試驗件

2.2.1層合板制備

采用熱壓工藝制備連續(xù)碳纖維增強聚醚醚酮（Continuous carbon fiber reinforced polyether ether ketone composites，CF/PEEK）復合材料層合板，設計厚度為2 mm，鋪層方式為［0］13，預浸料工藝曲線如圖1所示，整個制備工藝分7步完成：（1）用剪刀將預浸料按照材料性能測試標準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）利用超聲波點焊機將堆疊好的預浸帶點焊接在一起，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）用密封膠條對其進行密封打包用真空泵抽取空氣，保持預浸帶疊層處于真空狀態(tài)如圖2所示，放至平板模具中，利用熱塑性復合材料試驗臺壓制層合板，如圖3所示；（4）根據(jù)圖1的工藝曲線給模具升溫至380 ℃，預壓壓力0.5 MPa；（5）進入保溫保壓階段，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到良好的浸潤狀態(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，幾乎無殘余應力出現(xiàn)。

2.2.2試件加工

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

2.3試驗裝置

本文分別參考ASTM D3039和ASTM D3518標準利用INSTRON 5982萬能試驗機測定CF/PEEK層合板的0°拉伸、90°拉伸和±45°面內(nèi)剪切性能，試驗裝夾如圖5所示。

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

2.4試驗結(jié)果

2.4.1力學性能

試驗得到的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，說明試驗結(jié)果工程上可接受。

2.4.2力學性能修正

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

P=P0Tr－TTr－T0n（1）

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

2.4.3熱物性能

試驗得到的CF/PEEK各溫度下的導熱系數(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，還測得了CF/PEEK復合材料的玻璃化轉(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個部分組成。三維幾何模型如圖6所示，對應的實物如圖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)點熱耦合四面體實體單元）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)格細化，滿足精度和計算效率兩方面的要求。模具網(wǎng)格單元劃分如圖8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單，直接在 ABAQUS中進行建模，并對其進行劃分網(wǎng)格，單元類型為 S 4RT 單元（四結(jié)點熱力耦合殼單元）。由于L型構(gòu)件熱壓成型過程中，應力主要集中在拐角處，褶皺也會從此處開始向外擴散，所以需要在中軸線上對網(wǎng)格細化處理，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系包括上模成型面與層合板的上表面接觸對和下模成型面與層合板的下表面接觸對。在接觸分析設置時，接觸對由主面和從面構(gòu)成，將剛度大，網(wǎng)格稀疏，區(qū)域大設置為主面，即模具成型面為主面；剛度小，網(wǎng)格密集，區(qū)域小設置為從面，即層合板面為從面，該設置有利于計算收斂，避免接觸穿透現(xiàn)象。仿真模擬的重點研究對象為層合板的變形，為了減少計算量，提高計算效率，將模具全部約束為剛體。彈簧夾的夾子部分同樣設置為剛體，與層合板的接觸設置為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置為表面膜狀態(tài)（Surface film condition），其中環(huán)境溫度設置為20 ℃。熱輻射的相互作用類型設置為表面輻射（Surface radiation），環(huán)境溫度同樣為20 ℃。

3.2.3邊界條件及分析步

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

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。沖壓時間為1 s，這一步選擇動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，整個過程持續(xù)時間較長，為了縮短模擬時間提高效率，仿真采用質(zhì)量縮放的方式，對與時間有關的參數(shù)和物理量進行放大。

3.3試驗驗證

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，整個制備工藝分6步完成：（1）采用熱壓工藝制備CF/PEEK層合板，設計厚度為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)移至預熱完成的烘箱中加熱5 min至設定溫度，如表11所示；（4）預熱完成后快速轉(zhuǎn)移至L形構(gòu)件熱壓模具中；（5）在熱塑性復合材料試驗機上合模加壓至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仿真與試驗對比

為驗證數(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)對褶皺缺陷的影響，為此設計試驗矩陣如表11所示。仿真得到的不同模具初始溫度下的L形構(gòu)件的厚度場云圖如圖11所示，不同模具初始溫度下試驗制作的L型構(gòu)件實物圖如圖12所示。兩圖進行對比，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散的程度不同，基本與試驗結(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)崴苄詮秃喜牧螸形構(gòu)件熱壓成型后褶皺缺陷的影響規(guī)律進行準確的預測。

4結(jié)果分析與討論

仿真計算共分三組進行對比分析，如表10所示，（1）第1、2和3組為探究層合板預熱溫度對褶皺分布的影響，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，將層合板預熱溫度設置為高于熔融溫度的420 ℃、400 ℃和380 ℃，探究褶皺缺陷最小對應的層合板的最優(yōu)預熱溫度；（2）第2、4和5組為探究模具溫度對褶皺分布的影響，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，減少制備時長，并且確保熱壓過程中層合板溫度不會低于玻璃化轉(zhuǎn)變溫度，故將模具初始溫度設置為180 ℃、160 ℃和140 ℃，探究L形構(gòu)件褶皺缺陷最小對應的模具最優(yōu)初始溫度；（3）第4、6和7組為探究彈簧剛度對褶皺分布的影響，在層合板達到預熱溫度之后，因高于熔融溫度會發(fā)生軟化，此時需要彈簧夾提供一定的預張力，彈簧剛度設置為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)生最小時對應的彈簧夾預張力。

4.1層合板預熱溫度對褶皺分布的影響

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。即在相同的冷卻時間下，層合板預熱溫度在420 ℃時，冷卻后的L形構(gòu)件溫度最高，層合板預熱溫度在380 ℃時，冷卻后的L形構(gòu)件溫度最低。如圖13（b）所示，層合板預熱溫度為420 ℃時，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；層合板預熱溫度在400 ℃時，L形構(gòu)件厚度分布不均勻范圍明顯縮?。粚雍习孱A熱溫度為380 ℃時，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，層合板預熱溫度過高會導致褶皺范圍明顯擴大，其原因可能是層合板預熱之后過軟，彈簧夾提供的預張力不足以支撐層合板保持繃緊的狀態(tài)，預熱溫度為380 ℃時褶皺缺陷區(qū)域最小。如圖13（c）所示，應力集中在L形構(gòu)件的拐角處最嚴重，向兩邊逐漸減小，與厚度不均勻范圍的分布特點相一致。不同層合板預熱溫度下，L形構(gòu)件成型壓力一致，故應力水平相差較小。可見，層合板預熱溫度對褶皺缺陷影響大，對應力分布影響小。

4.2模具溫度對褶皺分布的影響

如圖14（a）所示，在相同的冷卻時間內(nèi)，模具初始溫度越高，其冷卻后的L形構(gòu)件溫度也相應越高，呈現(xiàn)向兩側(cè)逐漸降低的趨勢。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，厚度分布不均勻的范圍最小。模具初始溫度為160 ℃時，厚度分布不均勻范圍由拐角處向兩邊擴散，褶皺區(qū)域逐漸增大。模具初始溫度為140 ℃時，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，應力集中在L形構(gòu)件的拐角處最嚴重；模具初始溫度為140 ℃時，L形構(gòu)件的最大應力遠超其它工況，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，模具初始溫度的設置不應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彈簧剛度對褶皺分布的影響

如圖15（a）所示，因其層合板預熱溫度和模具初始溫度一致，在相同的冷卻時間下，改變彈簧剛度下對L形構(gòu)件的溫度場影響很小。如圖15（b）所示，彈簧剛度為0.24 N/mm時，L形構(gòu)件的厚度分布不均勻范圍由拐角處向兩邊擴散。彈簧剛度為3.80 N/mm時，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，說明此時褶皺最顯著。彈簧剛度為1.20 N/mm時，L形構(gòu)件的厚度分布最均勻，此時彈簧給層合板提供的預張力最合適，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，故應力集中范圍變化較小。應力集中在L形構(gòu)件的拐角處最嚴重，此處也是褶皺缺陷最嚴重區(qū)域。L形構(gòu)件的最大應力會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。

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)件熱壓成型試驗得到了驗證；

（2）層合板預熱溫度越高，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，向兩邊擴散。層合板預熱溫度為380 ℃時，褶皺缺陷的區(qū)域最?。?/p>

（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)件拐角處最為嚴重，模具初始溫度為180 ℃時，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張力，不論彈簧剛度過大或者過小，褶皺缺陷的范圍都會增大，彈簧剛度為1.2 N/mm時，褶皺缺陷的范圍最小。

參 考 文 獻

［1］CHEN HONGDA， LI SHUXIN， WANG JIHUI， et al. A focused review on the thermo-stamping process and simulation progresses of continuous fibre reinforced thermoplastic composites［J］. Composites Part B： Engineering， 2021， 224： 109196. https：//doi.org/10.1016/j.compositesb.2021.109196.

［2］陳宏達， 曹東風， 胡海曉，等. 連續(xù)纖維增強熱塑性復合材料熱壓成型工藝研究進展［J］. 航空制造技術(shù)， 2023， 66（15）： 24-37.

［3］BOISSE P， HAMILA N， GUZMAN-MALDONADO E， et al. The bias-extension test for the analysis of in-plane shear properties of textile composite reinforcements and prepregs： a review［J］. International Journal of Material Forming， 2017， 10： 473-492.

［4］BOISSE P， COLMARS， et al. Bending and wrinkling of composite fiber preforms and prepregs. A review and new developments in the draping simulations［J］. Composites Part B： Engineering， 2018， 141： 234-249.

［5］BOISSE P， HAMILA N et al. Modelling the development of defects during composite reinforcements and prepreg forming［J］. Philosophical Transactions of the Royal Society A： Mathematical， Physical and Engineering Sciences， 2016， 374（2071）： 20150269. https：//doi.org/10.1098/rsta.2015.0269.

［6］GONG YOUKUN， SONG ZENGRUI， NING HUIMING， et al. A comprehensive review of characterization and simulation methods for thermo-stamping of 2D woven fabric reinforced thermoplastics［J］. Composites Part B： Engineering， 2020， 203： 108462. https：//doi.org/10.1016/j.compositesb.2020.108462.

［7］DORR D， JOPPICH T， KUGELE D， et al. A coupled thermomechanical approach for finite element forming simulation of continuously fiber-reinforced semi-crystalline thermoplastics［J］. Composites Part A： Applied Science and Manufacturing， 2019， 125（2）： 1055508. https：//doi.org/10.1016/j.compositesa.2019.105508.

［8］LESSARD H， LEBRUN G， BENKADDOUR A， et al. Influence of process parameters on the thermostamping of a ［0/90］12 carbon/polyether ether ketone laminate［J］.Composites Part A： Applied Science and Manufacturing， 2015， 70：59-68.

［9］SCHUG A， WINKELBAUER J， et al. Thermoforming of glass fibre reinforced polypropylene： A study on the influence of different process parameters［C］// The 20th International Esaform Conference On Materal Forming ， AIP Publishing， 2017， 1896（1）： 030010. https：//doi.org/10.1063/1.5007997.

［10］GUZMAN-MALDONADO E， WANG P， HAMILA N， et al. Experimental and numerical analysis of wrinkling during forming of multi-layered textile composites［J］. Composite Structures， 2019， 208：213-223.

［11］JAMIN T， DUBE M， LEBEL L. Stamp forming of thermoplastic composites： effect of radius and thickness on part quality ［J］. Journal of Composite Materials， 2016， 50（9）： 1213-1225.

［12］SACHS U. Friction and bending in thermoplastic composites forming processes［D］. University of Twente， 2014.

［13］HAANAPPEL S. Forming of UD fibre reinforced thermoplastics［D］. University of Twente， 2013.

［14］羅峰，陳秀華，張磊，等.碳纖維/聚醚醚酮單搭接焊接結(jié)構(gòu)的破壞試驗及強度預測［J］.復合材料科學與工程， 2022， （10）：99-106.

［15］HA S， SPRINGER G. Nonlinear mechanical properties of a thermoset matrix composite at elevated temperatures. Journal of Composite Materials， 1989， 23（11）：1130-1158.