鈦合金具有密度低、 強度高、 屈強比大、 耐高溫以及耐腐蝕等優(yōu)點(diǎn), 廣泛應用于航空航天、 生物醫學(xué)和石油化工等重要領(lǐng)域。 尤其是在航空航天領(lǐng)域, 鈦合金自 20 世紀 50 年代首次在飛機機身上應用以來(lái), 鈦合金零件數量越來(lái)越多, 結構也愈來(lái)愈復雜, 鈦合金用量已成為衡量飛機選材先進(jìn)程度和航空工業(yè)發(fā)展水平的重要指標。 然而, 與傳統金屬材料相比較, 由于鈦合金自身的伸長(cháng)率低、 變形抗力大, 室溫下鈦合金板材的塑性變形能力較差, 成形過(guò)程中容易發(fā)生過(guò)度減薄以及破裂等問(wèn)題, 很難成形出復雜形狀的鈑金零件 [1-4] 。

為了提高鈦合金的塑性變形能力, 一般多采用一定溫度條件下的熱成形方法, 并借助材料的高溫軟化效應, 降低變形抗力、 提高塑性變形能力。 現有資料顯示, 在航空制造領(lǐng)域中 80%以上的鈦合金鈑金零件是采用熱成形制造的, 但高溫加熱、 高溫模具、 高溫過(guò)程質(zhì)量控制等也較大幅度地增加了零件的制造難度和生產(chǎn)成本。 然而, 對于材料塑性變形能力的提高, 除了采用加熱方式外, 還可以通過(guò)改變板材受力狀態(tài)、 優(yōu)化加載路徑等方式, 同時(shí)也可以選擇新的成形工藝等方法 [5-8] 。

粘性介質(zhì)壓力成形是近年來(lái)發(fā)展起來(lái)的一種軟模成形工藝, 選用半固態(tài)、 可流動(dòng)及具有一定速率敏感性的高粘度聚合物作為成形用凸模 (或凹模)?，F有研究結果表明, 復雜形狀薄壁零件粘性介質(zhì)壓力成形過(guò)程中, 多采用剛性模具作為凹模、 粘性介質(zhì)作為凸模, 在正向粘性介質(zhì)壓力條件下進(jìn)行成形。如高鐵軍等 [9] 對復雜形狀 TA2 鈦合金半管件粘性介質(zhì)壓力成形進(jìn)行了分析, 并成形出滿(mǎn)足條件的零件;汪凱旋等 [10] 對底部中空方盒形件粘性介質(zhì)壓力成形進(jìn)行了有限元分析, 得到了坯料預制孔形狀和尺寸對其流動(dòng)及變形方式的影響規律。 而關(guān)于粘性介質(zhì)作為凹模方面的研究較少, 對于形狀復雜的錐形、半球形、 拋物線(xiàn)形等深腔類(lèi)鈑金件, 采用反向壓力的成形質(zhì)量及效果一般要優(yōu)于正向壓力 [11-15] 。 因此, 本文對不同反向粘性介質(zhì)壓力條件下的鈦合金板材脹形性能進(jìn)行了系統研究。

1、實(shí)驗方案及材料

1.1　實(shí)驗原理及裝置

圖 1 為反向粘性介質(zhì)壓力脹形原理, 成形過(guò)程中成形坯料置于粘性介質(zhì)與凸模之間, 通過(guò)壓邊圈與介質(zhì)倉之間的壓邊筋壓緊, 限制法蘭區材料流動(dòng),通過(guò)控制凸模向下運動(dòng)及反向粘性介質(zhì)壓力之間的耦合作用和變形路徑, 提高板材的脹形性能。 圖 1中, P 為柱塞壓力, S 為凸模下行距離。

圖 2 為鈦合金板材反向粘性介質(zhì)壓力脹形裝置及模具, 主要由脹形模具與液壓控制系統兩大部分組成。 脹形模具由脹形凸模、 壓邊圈及凹模等組成, 考慮到零件復雜程度與脹形性能的關(guān)系,脹形過(guò)程選取凸模橢圓度 η 分別為 1.0、 0.9、0.8、 0.7 和 0.6, 凸模長(cháng)軸固定不變, 為 100mm。

反向粘性介質(zhì)壓力大小通過(guò)調整液壓回路節流閥進(jìn)行控制。

1.2　實(shí)驗材料及力學(xué)性能

實(shí)驗用鈦合金牌號為 TA1, 該材料鈦的含量較高, 成形性能較為優(yōu)異, 主要用于非承力結構件,如飛機的內蒙皮、 發(fā)動(dòng)機波紋板等。 實(shí)驗用 TA1 鈦合金板材的厚度為 0.5mm, 通過(guò)單向拉伸實(shí)驗得到的真實(shí)應力-真實(shí)應變曲線(xiàn)如圖 3 所示, 材料的屈服強度為 350MPa、 極限強度為 500MPa、 伸長(cháng)率為20%。 同時(shí), 為了便于脹形試件的應變分析, 脹形前采用光纖激光標刻機在坯料表面印制直徑為Φ2.5mm的圓形網(wǎng)格。

2、有限元分析模型

采用有限元軟件 Ansys/ Ls-Dyna 對鈦合金板材反向粘性介質(zhì)壓力脹形過(guò)程進(jìn)行仿真分析。 建模過(guò)程中考慮到脹形零件及模具結構的對稱(chēng)性, 在不影響計算精度和質(zhì)量的情況下, 為減少運算時(shí)間、 提升運算效率, 采用 1/4 模型輔以約束條件進(jìn)行過(guò)程仿真。 所建立的有限元分析模型如圖 4 所示, 其中粘性介質(zhì)采用 SOLID164 實(shí)體單元, 凸模、 壓邊圈等采用 SHELL163 殼單元, 為保證計算精度, 所劃分的網(wǎng)格尺寸均為 1.0mm。 同時(shí)分析過(guò)程中, 對柱塞分別施加 0、 2、 4、 6 和 8MPa 的 5 種反向粘性介質(zhì)壓力。

3、有限元分析結果

圖 5 為反向粘性介質(zhì)壓力脹形過(guò)程, 主要包括3 個(gè)階段: 階段Ⅰ, 脹形凸模與板材接觸并保持不動(dòng), 之后通過(guò)柱塞向上加載粘性介質(zhì)使其達到指定壓力, 此時(shí)脹形試件形狀與傳統剛性凸模脹形不同,表現出一定的預反脹形效果; 階段Ⅱ, 在指定反向粘性介質(zhì)壓力作用下凸模向下移動(dòng)實(shí)現脹形, 直至預反脹形形狀消失; 階段Ⅲ, 凸模繼續向下移動(dòng)進(jìn)行完全脹形, 直至試件破裂。

3.1　橢圓度 η=1.0 凸模反向粘性介質(zhì)壓力脹形

圖 6 為階段Ⅰ橢圓度 η=1.0 時(shí)、 不同反向粘性介質(zhì)壓力下脹形試件的截面及等效應力分布情況,其中, h 1 ~h 5 為不同反向粘性介質(zhì)壓力下試件預反脹形高度。 此時(shí), 坯料在反向粘性介質(zhì)壓力作用下,變形主要集中在凸模中心與壓邊圈凹?？谥g, 并形成了一定的預反脹形效果。 不同反向粘性介質(zhì)壓力條件下預反脹形試件高度分別為 0.0、 6.3、 7.6、9.1 和 10.4mm, 隨著(zhù)反向粘性介質(zhì)壓力的增大而增大; 預反脹形試件的最大等效應力分別為 0.0、369.9、 381.8、 391.2 和 398.3MPa, 隨著(zhù)反向粘性介質(zhì)壓力的增大而增大, 最大等效應力主要位于脹形凸模中心與預反脹形最高處之間的過(guò)渡區域。 這是由于板材受到凸模與粘性介質(zhì)的摩擦力以及預反脹形等因素的影響, 從而使最大等效應力由脹形試件中心向外側偏移。

圖 7 為階段Ⅱ橢圓度 η=1.0 時(shí)預反脹形效果消除時(shí)的脹形試件截面形狀及等效應力分布情況。 當板材完全消除預反脹形后, 反向粘性介質(zhì)壓力為 0、2、 4、 6 和 8MPa 對應的凸模移動(dòng)距離 S 1 ~S 5 分別為 15.08、 16.85、 19.51、 21.29 和 24.31mm, 對應的等效應力分別為 365.8、 373.7、 386.4、 406.0和 429.3MPa。 反向粘性介質(zhì)壓力越大, 消除預反脹形所需要的凸模移動(dòng)距離越大, 對應的等效應力也越大。

圖 8 為階段Ⅲ橢圓度 η=1.0 時(shí)不同反向粘性介質(zhì)壓力條件下凸模下行距離與脹形試件最小壁厚分布關(guān)系曲線(xiàn), 相比剛模脹形, 施加反向粘性介質(zhì)壓力能夠減緩脹形試件壁厚的減薄, 且隨著(zhù)反向粘性介質(zhì)壓力的增大, 減緩效果有一定的提升。

3.2　不同橢圓度凸模反向粘性介質(zhì)壓力脹形

假設脹形破裂試件的最小壁厚為 0.365mm, 那么凸模橢圓度 η 為 1.0、 0.9、 0.8、 0.7 和 0.6 時(shí),無(wú)反向粘性介質(zhì)壓力條件下對應的板材脹形高度分別為 28.0、 26.6、 25.2、 23.5 和 21.7mm, 隨著(zhù)凸模橢圓度的降低, 相同最小壁厚條件下的脹形高度不斷下降。 因此, 成形零件的復雜程度對板材脹形性能具有極大的影響。

圖 9 為上述不同橢圓度脹形高度條件下施加6MPa 的反向粘性介質(zhì)壓力與無(wú)反向粘性介質(zhì)壓力(0MPa) 脹形試件的最大等效應力對比。 反向粘性介質(zhì)壓力為 0MPa, 橢圓度 η 分別為 1.0、 0.9、0.8、 0.7 和 0.6 時(shí), 對應的最大等效應力分別為505.1、 511.0、 515.5、 519.1 和 520.5MPa。 反向粘性介質(zhì)壓力為 6MPa 時(shí), 對應的最大等效應力分別為 476.2、 486.6、 490.9、 494.6 和 497.5MPa,隨著(zhù)橢圓度 η 的減小, 板材所受最大等效應力不斷提高, 成形難度增大。 但與無(wú)反向粘性介質(zhì)壓力相比, 6MPa 的反向粘性介質(zhì)壓力下, 板材的最大等效應力均有所降低。 這說(shuō)明反向粘性介質(zhì)壓力的存在可以有效降低成形零件的應力集中, 抑制成形過(guò)程中板材的破裂。

4、實(shí)驗驗證及結果分析

在 0 和 6MPa 反向粘性介質(zhì)壓力下, 進(jìn)行不同橢圓度凸模脹形并得到成形試件的極限脹形高度對比如圖 10 所示。 當橢圓度 η 分別為 1.0、 0.9、0.8、 0.7 和 0.6 時(shí), 在無(wú)反向粘性介質(zhì)壓力條件下的極限脹形高度分別為 29.1、 27.5、 26.4、 25.4 和24.5mm; 施加 6MPa 的反向粘性介質(zhì)壓力后, 對應的極限脹形高度分別為 31.2、 29.5、 27.9、 26.7 和25.7mm。 對比可知, 施加 6MPa 的反向粘性介質(zhì)壓力后, TA1鈦合金板材不同橢圓度凸模極限脹形高度 分 別 提 高 了 7.5%、 7.3%、 5.7%、 5.1% 和4.9%, 隨著(zhù)橢圓度 η 的減小, 成形難度的增大, 提高幅度有所減小。

圖 11 為通過(guò)應變網(wǎng)格法測量得到的不同反向粘性介質(zhì)壓力下的成形極限曲線(xiàn), 對比無(wú)反向粘性介質(zhì)壓力脹形 (0MPa), 施加 6MPa 反向粘性介質(zhì)壓力后的成形極限略有提升, 但幅度小于極限脹形高度的提升幅度。 對比圖 10 和圖 11 可知, 反向粘性介質(zhì)壓力脹形過(guò)程除了應力狀態(tài)外, 變形路徑的改變對提高極限脹形高度的影響最大。

5、結論

(1) 鈦合金板材脹形過(guò)程中, 通過(guò)對鈦合金施加一定大小的反向粘性介質(zhì)壓力, 改變板材的變形路徑和變形規律, 使板材的變形更加均勻, 從而有效提高了鈦合金板材的脹形性能。

(2) 不同橢圓度凸模反向粘性介質(zhì)壓力脹形研究結果表明: 隨著(zhù)脹形凸模橢圓度 η 的減小, 脹形難度增大, 反向粘性介質(zhì)壓力對鈦合金板材脹形性能的提高幅度有所減小, 需要增大反向粘性介質(zhì)壓力。

(3) 通過(guò)不同反向粘性介質(zhì)壓力極限脹形高度和成形極限圖對比可知, 相比較應力狀態(tài)的改變,反向粘性介質(zhì)壓力大小及對應的變形路徑的改變對極限脹形高度提高的影響較大。

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