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點, 廣泛應用于航空航天、 生物醫學和石油化工等重要領域。 尤其是在航空航天領域, 鈦合金自 20 世紀 50 年代首次在飛機機身上應用以來, 鈦合金零件數量越來越多, 結構也愈來愈復雜, 鈦合金用量已成為衡量飛機選材先進程度和航空工業發展水平的重要指標。 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, 成形過程中容易發生過度減薄以及破裂等問題, 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、 高溫過程質量控制等也較大幅度地增加了零件的制造難度和生產成本。 然而, 對于材料塑性變形能力的提高, 除了采用加熱方式外, 還可以通過改變板材受力狀態、 優化加載路徑等方式, 同時也可以選擇新的成形工藝等方法 [5-8] 。

粘性介質壓力成形是近年來發展起來的一種軟模成形工藝, 選用半固態、 可流動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)。現有研究結果表明, 復雜形狀薄壁零件粘性介質壓力成形過程中, 多采用剛性模具作為凹模、 粘性介質作為凸模, 在正向粘性介質壓力條件下進行成形。如高鐵軍等 [9] 對復雜形狀 TA2 鈦合金半管件粘性介質壓力成形進行了分析, 并成形出滿足條件的零件;汪凱旋等 [10] 對底部中空方盒形件粘性介質壓力成形進行了有限元分析, 得到了坯料預制孔形狀和尺寸對其流動及變形方式的影響規律。 而關于粘性介質作為凹模方面的研究較少, 對于形狀復雜的錐形、半球形、 拋物線形等深腔類鈑金件, 采用反向壓力的成形質量及效果一般要優于正向壓力 [11-15] 。 因此, 本文對不同反向粘性介質壓力條件下的鈦合金板材脹形性能進行了系統研究。

1、實驗方案及材料

1.1　實驗原理及裝置

圖 1 為反向粘性介質壓力脹形原理, 成形過程中成形坯料置于粘性介質與凸模之間, 通過壓邊圈與介質倉之間的壓邊筋壓緊, 限制法蘭區材料流動,通過控制凸模向下運動及反向粘性介質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系,脹形過程選取凸模橢圓度 η 分別為 1.0、 0.9、0.8、 0.7 和 0.6, 凸模長軸固定不變, 為 100mm。

反向粘性介質壓力大小通過調整液壓回路節流閥進行控制。

1.2　實驗材料及力學性能

實驗用鈦合金牌號為 TA1, 該材料鈦的含量較高, 成形性能較為優異, 主要用于非承力結構件,如飛機的內蒙皮、 發動機波紋板等。 實驗用 TA1 鈦合金板材的厚度為 0.5mm, 通過單向拉伸實驗得到的真實應力-真實應變曲線如圖 3 所示, 材料的屈服強度為 350MPa、 極限強度為 500MPa、 伸長率為20%。 同時, 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壓力脹形過程進行仿真分析。 建模過程中考慮到脹形零件及模具結構的對稱性, 在不影響計算精度和質量的情況下, 為減少運算時間、 提升運算效率, 采用 1/4 模型輔以約束條件進行過程仿真。 所建立的有限元分析模型如圖 4 所示, 其中粘性介質采用 SOLID164 實體單元, 凸模、 壓邊圈等采用 SHELL163 殼單元, 為保證計算精度, 所劃分的網格尺寸均為 1.0mm。 同時分析過程中, 對柱塞分別施加 0、 2、 4、 6 和 8MPa 的 5 種反向粘性介質壓力。

3、有限元分析結果

圖 5 為反向粘性介質壓力脹形過程, 主要包括3 個階段: 階段Ⅰ, 脹形凸模與板材接觸并保持不動, 之后通過柱塞向上加載粘性介質使其達到指定壓力, 此時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壓力作用下凸模向下移動實現脹形, 直至預反脹形形狀消失; 階段Ⅲ, 凸模繼續向下移動進行完全脹形, 直至試件破裂。

3.1　橢圓度 η=1.0 凸模反向粘性介質壓力脹形

圖 6 為階段Ⅰ橢圓度 η=1.0 時、 不同反向粘性介質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壓力下試件預反脹形高度。 此時, 坯料在反向粘性介質壓力作用下,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, 隨著反向粘性介質壓力的增大而增大; 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, 隨著反向粘性介質壓力的增大而增大, 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渡區域。 這是由于板材受到凸模與粘性介質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 時預反脹形效果消除時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, 反向粘性介質壓力為 0、2、 4、 6 和 8MPa 對應的凸模移動距離 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。 反向粘性介質壓力越大, 消除預反脹形所需要的凸模移動距離越大, 對應的等效應力也越大。

圖 8 為階段Ⅲ橢圓度 η=1.0 時不同反向粘性介質壓力條件下凸模下行距離與脹形試件最小壁厚分布關系曲線, 相比剛模脹形, 施加反向粘性介質壓力能夠減緩脹形試件壁厚的減薄, 且隨著反向粘性介質壓力的增大, 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,無反向粘性介質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 的反向粘性介質壓力與無反向粘性介質壓力(0MPa) 脹形試件的最大等效應力對比。 反向粘性介質壓力為 0MPa, 橢圓度 η 分別為 1.0、 0.9、0.8、 0.7 和 0.6 時, 對應的最大等效應力分別為505.1、 511.0、 515.5、 519.1 和 520.5MPa。 反向粘性介質壓力為 6MPa 時, 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。 但與無反向粘性介質壓力相比, 6MPa 的反向粘性介質壓力下, 板材的最大等效應力均有所降低。 這說明反向粘性介質壓力的存在可以有效降低成形零件的應力集中, 抑制成形過程中板材的破裂。

4、實驗驗證及結果分析

在 0 和 6MPa 反向粘性介質壓力下, 進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, 在無反向粘性介質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 為通過應變網格法測量得到的不同反向粘性介質壓力下的成形極限曲線, 對比無反向粘性介質壓力脹形 (0MPa), 施加 6MPa 反向粘性介質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, 反向粘性介質壓力脹形過程除了應力狀態外, 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) 鈦合金板材脹形過程中, 通過對鈦合金施加一定大小的反向粘性介質壓力, 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壓力脹形研究結果表明: 隨著脹形凸模橢圓度 η 的減小, 脹形難度增大, 反向粘性介質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壓力。

(3) 通過不同反向粘性介質壓力極限脹形高度和成形極限圖對比可知, 相比較應力狀態的改變,反向粘性介質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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