史文祥，章文亮，陳明和，謝蘭生，王 寧

（1.南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院，南京 210016；2.中航西安飛機(jī)工業(yè)集團(tuán)股份有限公司，西安710089）

為達(dá)到減重目的，直升機(jī)、氣墊船等槳葉已由傳統(tǒng)金屬材料逐漸轉(zhuǎn)向以玻璃纖維、碳纖維和卡夫拉纖維為增強(qiáng)材料的復(fù)合材料[1]。然而在復(fù)雜的地理環(huán)境與惡劣的氣候條件下，復(fù)合材料槳葉由于抗沖擊性能差，極易在旋轉(zhuǎn)時(shí)被揚(yáng)起的沙塵、碎石及其它異物撞擊而產(chǎn)生損傷，一般在槳葉前緣布置一塊或若干塊金屬蒙皮進(jìn)行槳葉保護(hù)，防止槳葉在沖擊時(shí)出現(xiàn)脫層與損傷[2]。為防止蒙皮脫落，蒙皮外形精度要求極高，需要精確裝配于槳葉前緣，再通過膠接或鉚接等方式與槳葉連接。目前對(duì)槳葉蒙皮成形主要有沖壓成形和電鑄成形兩種形式。沖壓適用于主、尾槳葉蒙皮成形，通常采用多道次分步?jīng)_壓實(shí)現(xiàn)蒙皮的精準(zhǔn)成形；電鑄適用于復(fù)雜形狀蒙皮成形，但對(duì)電解液配比要求較高，且電鑄成形后續(xù)處理工藝繁瑣。

某型氣墊船螺旋槳槳葉前緣蒙皮為異形截面，前后端扭轉(zhuǎn)角度大，為實(shí)現(xiàn)減重而采用0.5mm厚度TB8鈦合金。由于零件外形復(fù)雜，且鈦合金室溫成形塑性低、回彈嚴(yán)重[3–5]，因此需要采用多步熱成形方法進(jìn)行目標(biāo)蒙皮零件精確成形。為保障槳葉的使用壽命與服役性能，針對(duì)復(fù)雜外形前緣蒙皮制造開展多步熱成形工藝研究?；赥B8鈦合金前緣蒙皮外形特征，設(shè)計(jì)高溫脊線預(yù)彎曲、尖端彎曲及尾端彎曲相結(jié)合的多步成形方案，通過高溫拉伸及應(yīng)力松弛試驗(yàn)研究TB8鈦合金高溫成形性能，并應(yīng)用試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行前緣蒙皮多步熱成形有限元仿真。對(duì)比分析零件變形及回彈分布，優(yōu)化模具設(shè)計(jì)及工藝參數(shù)。最終進(jìn)行前緣蒙皮多步熱成形試驗(yàn)以及外形測(cè)量與裝配驗(yàn)證，實(shí)現(xiàn)前緣蒙皮零件的精確成形。

1 TB8鈦合金高溫成形性能

采用高溫沖壓成形能夠提升材料的塑性變形能力，同時(shí)成形后在高溫應(yīng)力松弛效應(yīng)下，可以使得材料發(fā)生蠕變現(xiàn)象將彈性應(yīng)變轉(zhuǎn)換為塑性應(yīng)變，進(jìn)而釋放零件內(nèi)部應(yīng)力，大大減少鈦合金成形后的回彈[6]。因此針對(duì)TB8鈦合金展開高溫拉伸試驗(yàn)和短時(shí)應(yīng)力松弛試驗(yàn)，以期得到材料在不同溫度條件下的力學(xué)性能，對(duì)材料熱成形提供數(shù)據(jù)支撐。

1.1 試驗(yàn)材料

采用0.5mm厚度TB8鈦合金，其化學(xué)成分見表1。TB8鈦合金是新型亞穩(wěn)態(tài)β鈦合金，具有高比強(qiáng)度、高抗氧化和抗疲勞性等特點(diǎn)，常用于制造有溫度要求的飛機(jī)結(jié)構(gòu)件、蜂窩和緊固件等[7–9]。

1.2 試驗(yàn)方案

TB8鈦合金單向拉伸性能測(cè)試根據(jù)GB/T228–2010標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行，樣件標(biāo)距25.4mm，采用應(yīng)變速率0.1s–1、0.01s–1、0.001s–1，測(cè)試溫度點(diǎn)選取625℃、650℃、675℃、700℃。TB8短時(shí)應(yīng)力松弛性能測(cè)試采用給定初拉伸長度為初始條件的方法，分別測(cè)試初始拉伸長度為1mm、2mm、4mm條件下應(yīng)力松弛30min的材料性能。為保證樣件受熱均勻，在拉伸和應(yīng)力松弛程序運(yùn)行前在加熱爐內(nèi)保溫15min。

1.3 高溫流變性能

根據(jù)高溫拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以得到TB8鈦合金的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度以及延伸率等參數(shù)，如表2所示。隨著溫度升高，材料的力學(xué)性能參數(shù)都隨之下降，以應(yīng)變速率為0.01s–1時(shí)為例，625℃時(shí)，TB8的抗拉強(qiáng)度為89.8MPa，說明其在高溫環(huán)境下塑性較好；從不同溫度條件下的延伸率來看，625～650℃之間，升溫25℃材料的延伸率由90.16%提升到93.5%，650～675℃之間，升溫25℃延伸率由93.5%提升到108.55%，675～700℃之間，升溫25℃延伸率提升了0.46%，表明TB8鈦合金在700℃左右塑性較好（圖1）。

表1 TB8鈦合金成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）Table 1 TB8 titanium alloy composition (mass fraction) %

表2 應(yīng)變速率0.01s–1條件下材料力學(xué)性能參數(shù)Table 2 Material mechanical property parameters under condition of strain rate 0.01s–1

圖1 TB8高溫拉伸真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.1 TB8 high-temperature tensile stress-strain curves

1.4 本構(gòu)方程

材料在熱成形過程中，最大抗力決定了試驗(yàn)中參數(shù)的設(shè)定是保證成形試驗(yàn)的關(guān)鍵。因此通過建立最大變形抗力本構(gòu)方程，可以估算出不同熱變形條件下的最大變形抗力，得出實(shí)際加工所需的參數(shù)[10]。經(jīng)典的Arrhenius方程難以準(zhǔn)確地反映流變應(yīng)力的變化，為了更加準(zhǔn)確地描述材料的熱變形行為，通常將應(yīng)變引入到材料參數(shù)的函數(shù)中，通過建立修正的冪指函數(shù)、指數(shù)函數(shù)以及雙曲正弦Arrhenius本構(gòu)模型[11–13]，結(jié)合Zener–Holloman參數(shù)[14–15]來精確描述熱變形行為。表達(dá)式如下：

對(duì)式（1）和（2）兩邊同時(shí)取自然對(duì)數(shù)，將峰值應(yīng)力和對(duì)應(yīng)的應(yīng)變速率代入式中，利用Origin分別對(duì)各溫度條件下lnσ– ln，σ– ln曲線擬合出斜率值，得到n1=5.81，β=0.092，代入α=β/n1得到α=0.0159MPa–1。而后將得到的α值代入式（3）中，等式兩邊同時(shí)取自然對(duì)數(shù)，得到ln[sinh(ασ)] –ln的關(guān)系曲線，對(duì)求出的各曲線斜率取平均值，得到應(yīng)力指數(shù)n=4.37。應(yīng)變速率不改變的條件下，根據(jù)式（3）可擬合出ln[sinh(ασ) ]–1/T的曲線，從而得到變形激活能Q=247.51kJ/mol。根據(jù)式（4）可以擬合出lnZ–ln[sinh(ασ) ]曲線，線性回歸擬合后得到方程lnZ=4.26ln[sinh(ασ) ]+26.34，因此lnA=26.34，A=e26.34（圖2）。

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，將Q=247.51kJ/mol，n=4.37，A=e26.34，α=0.0159MPa–1代入式（5），得到TB8鈦合金的本構(gòu)方程：

圖2 Arrhenius方程求解關(guān)系曲線Fig.2 Solving relation curves of Arrhenius equation

其中Z值由式（4）得到。

1.5 高溫應(yīng)力松弛性能

應(yīng)力松弛是在試樣保持總應(yīng)變恒定時(shí)，由于材料內(nèi)部蠕變流動(dòng)導(dǎo)致應(yīng)力隨時(shí)間自發(fā)下降現(xiàn)象[16]。利用材料的應(yīng)力松弛性能，可預(yù)防和減小高溫零件熱成形后的回彈，提高零件精度。圖3所示為625℃、650℃、675℃、700℃溫度時(shí)不同初始條件下的應(yīng)力松弛曲線，在同一溫度下，給定不同的初始拉伸位移，隨著時(shí)間的延長，不同的曲線越來越接近，溫度越高其殘余應(yīng)力越相近，在10min左右即趨于穩(wěn)定。625℃時(shí)，拉伸位移4mm、2mm、1mm的初始條件下應(yīng)力松弛30min后，殘余應(yīng)力分別為41.96MPa、40.5MPa、38.8MPa；而到了700℃時(shí)，對(duì)應(yīng)的殘余應(yīng)力為11.9MPa、10.5MPa、8.8MPa。應(yīng)力松弛試驗(yàn)充分表明，在一定溫度范圍內(nèi)，溫度越高，材料軟化作用越強(qiáng)，更適宜于材料成形。

2 成形工藝設(shè)計(jì)及有限元仿真

2.1 零件外形特征分析

目標(biāo)蒙皮為異形截面，沿脊線方向由尖端向尾端扭轉(zhuǎn)，經(jīng)測(cè)算最大扭轉(zhuǎn)角度達(dá)88.7°（圖4）。進(jìn)一步對(duì)蒙皮零件進(jìn)行拔模分析，其兩側(cè)及脊部出現(xiàn)沖壓負(fù)角，且負(fù)角成形占比較大，蒙皮零件無法實(shí)現(xiàn)單步成形，需通過多步成形以獲取目標(biāo)零件（圖5）；對(duì)該型槳葉蒙皮利用Dynaform進(jìn)行毛料展開，毛坯形狀見圖6。

2.2 模具設(shè)計(jì)及數(shù)值模擬

根據(jù)零件外形特征及TB8鈦合金高溫材料性能數(shù)據(jù)，設(shè)計(jì)了脊線預(yù)彎曲、尖端彎曲及尾端彎曲結(jié)合的多步成形方案，并初步設(shè)計(jì)了成形模具，如圖7所示。

采用三維設(shè)計(jì)軟件 CATIA 建立凸模、凹模和板料模型，然后將模型導(dǎo)入 ABAQUS軟件，假定模具為剛體，板料為可變形殼體，并對(duì)凸凹模及板料進(jìn)行網(wǎng)格劃分，凸凹模單元類型設(shè)置為R3D4（離散剛體），板料單元類型采用S4R（四節(jié)點(diǎn)四邊形減縮積分殼單元）。材料密度為4.51g/mm3，泊松比為0.33，材料本構(gòu)關(guān)系由高溫拉伸試驗(yàn)結(jié)果得出。對(duì)凹模施加固定約束，對(duì)凸模施加位移約束，設(shè)定板料為接觸變形體，板料與模具之間摩擦系數(shù)為0.1，裝配模型如圖8所示。

圖3 材料在不同溫度條件下應(yīng)力松弛曲線Fig.3 Stress relaxation curves of materials under different temperature conditions

圖4 目標(biāo)槳葉蒙皮零件及各截面形狀Fig.4 Target blade skin parts and cross-sectional shapes

圖5 蒙皮零件拔模分析Fig.5 Draft analysis of skin parts

圖6 板料毛坯示意圖Fig.6 Schematic diagram of sheet blank

圖7 模具設(shè)計(jì)Fig.7 Die design

2.3 有限元仿真結(jié)果

零件熱成形過程中，溫度對(duì)材料變形影響很大，以零件成形后減薄及回彈為目標(biāo)參數(shù)，分析蒙皮零件在625℃、650℃以及675℃溫度條件下的成形精度。根據(jù)不同溫度條件下零件熱成形回彈效果圖可以得出，在一定溫度范圍內(nèi)，隨著成形溫度的提高，零件的局部殘余應(yīng)力越小，所需應(yīng)力松弛時(shí)間越短，最終回彈越小。由圖9可知，在675℃左右零件的回彈最小，因此，根據(jù)材料高溫拉伸和有限元模擬仿真結(jié)果，將零件熱成形試驗(yàn)溫度確定在675℃。

圖8 有限元模型Fig.8 Finite element model

試驗(yàn)溫度確定后，以零件減薄量和應(yīng)力分布為主要目標(biāo)參數(shù)，分析在675℃條件下板料的受力情況，觀察是否出現(xiàn)破裂、起皺等現(xiàn)象。從應(yīng)力與壁厚分布圖可以看出，預(yù)彎曲成形應(yīng)力主要集中在脊線處，并未出現(xiàn)破裂等失效情況，成形后零件壁厚均勻，減薄量很小，最大減薄量僅為原始板厚的0.92%，符合設(shè)計(jì)要求（圖10）。

在675℃條件下預(yù)成形應(yīng)力分布情況如圖11所示，可以看出，應(yīng)力主要集中在脊線變形部位，其他位置的應(yīng)力較小。

零件毛坯經(jīng)尖端彎曲成形后，僅剩端部的特殊角度尚未達(dá)到設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，分析其在675℃條件下成形情況，得到如圖12所示的有限元仿真結(jié)果，可以看出，應(yīng)力主要集中在端部，其他位置的應(yīng)力較小。

圖10 預(yù)彎曲成形應(yīng)力分布與壁厚分布Fig.10 Stress distribution and wall thickness distribution of pre-bending forming

圖11 尖端彎曲成形應(yīng)力分布Fig.11 Stress distribution of tip bending forming

圖12 尾端彎曲成形應(yīng)力分布Fig.12 Stress distribution of tail end bending forming

通過對(duì)成形工藝中每一步的有限元仿真，可以得出在所模擬的試驗(yàn)條件下，零件很好地達(dá)到預(yù)期的成形效果，回彈較小，無破裂、起皺等現(xiàn)象出現(xiàn)，最大減薄量僅為原始板厚的0.92%，符合設(shè)計(jì)要求。根據(jù)高溫拉伸、應(yīng)力松弛試驗(yàn)，可以得到TB8材料在700℃的塑性略優(yōu)于675℃，材料內(nèi)部殘余應(yīng)力在10min左右已經(jīng)達(dá)到最小值。根據(jù)675℃的數(shù)值模擬與拉伸試驗(yàn)結(jié)果，可以看出在675℃時(shí)的材料塑性以及成形性能已經(jīng)很好，幾乎與700℃相同，在該條件下的成形仿真回彈最小?？紤]到溫度過高會(huì)增加零件表面氧化風(fēng)險(xiǎn)，綜合材料性能和經(jīng)濟(jì)效益，采取675℃為試驗(yàn)溫度。因此確定的優(yōu)化后工藝方案為：采用多步熱成形工藝，在脊線預(yù)成形試驗(yàn)中模具溫度與試驗(yàn)溫度設(shè)為675℃，在2MPa壓力條件下保溫15min取出，在尖端彎曲與尾端彎曲試驗(yàn)中試驗(yàn)溫度設(shè)為675℃，在4MPa壓力條件下保溫10min取出，取出后采取空冷的處理方式。

3 TB8蒙皮零件多步熱成形試驗(yàn)

3.1 試驗(yàn)過程

考慮到預(yù)成形試驗(yàn)成形變化量大，綜合零件材料的高溫拉伸試驗(yàn)和主要工藝流程的有限元仿真結(jié)果，將預(yù)彎曲試驗(yàn)的溫度設(shè)置為675℃，保溫時(shí)間設(shè)置為15min。試驗(yàn)過程中，壓力通過控制上平臺(tái)持續(xù)向下施壓實(shí)現(xiàn)，待上模與下模完全接觸后，控制臺(tái)輸出信號(hào)讓上模向下移動(dòng)，直至上模與下模之間的零件毛坯受到2MPa的壓力。在試驗(yàn)溫度達(dá)到675℃，零件毛坯受壓2MPa的條件下保溫15min，保溫時(shí)間結(jié)束后取出零件，空冷至室溫，觀察零件表面有無明顯裂紋。

經(jīng)過預(yù)彎曲成形的零件毛坯在完成部分扭轉(zhuǎn)角度的成形后，在同樣的試驗(yàn)條件下，利用在模具端部設(shè)定的限位擋板，確定預(yù)成形后的零件在尖端彎曲模具型面上準(zhǔn)確位置，對(duì)蒙皮零件兩側(cè)難成形部位開展成形試驗(yàn)。將試驗(yàn)溫度升至675℃，在上下模之間保證4MPa的壓力，保溫10min，保溫時(shí)間結(jié)束后將成形好的零件毛坯轉(zhuǎn)移至尾端成形模具型面。利用擋板將零件毛坯準(zhǔn)確定位，對(duì)其尾端部位的難成形特征開展成形試驗(yàn)。將模具溫度與爐內(nèi)溫度升至675℃，上模以0.5mm/s的速度向下移動(dòng)，在上下模之間保證4MPa的壓力，保溫10min，保溫時(shí)間結(jié)束后取出成形好的零件毛坯，空冷至室溫，測(cè)量零件回彈，最終成形零件如圖13所示。

3.2 試驗(yàn)結(jié)果

用塞尺對(duì)不同截面的回彈測(cè)量發(fā)現(xiàn)，蒙皮零件最大回彈僅為0.5mm，符合設(shè)計(jì)要求。進(jìn)行零件表面防氧化劑去除及酸洗除去表面氧化層后，零件與槳葉通過膠裝實(shí)現(xiàn)了精準(zhǔn)裝配（見圖14），結(jié)果表明采用多步熱成形方法制造的前緣蒙皮零件可以達(dá)到設(shè)計(jì)要求。

4 結(jié)論

針對(duì)TB8鈦合金高溫流變特性開展高溫拉伸和應(yīng)力松弛研究，對(duì)TB8鈦合金復(fù)雜外形槳葉前緣蒙皮多步熱成形進(jìn)行了脊線預(yù)成形、尖端彎曲成形和尾端彎曲成形的有限元仿真和成形試驗(yàn)等工作。研究結(jié)果如下。

圖13 成形零件Fig.13 Formed parts

圖14 零件回彈與裝配驗(yàn)證Fig.14 Part spring-back and assembly verification

（1）TB8鈦合金在高溫條件下塑性得到顯著提升，700℃最大延伸率可達(dá)109.01%，應(yīng)力松弛效應(yīng)明顯，700℃時(shí)在1mm、2mm、4mm初始條件下經(jīng)應(yīng)力松弛后材料內(nèi)部殘余應(yīng)力分別為11.9MPa、10.5MPa、8.8MPa，材料在高溫條件下的軟化作用明顯，采用熱成形是實(shí)現(xiàn)該類型鈦合金蒙皮類零件的有效方法。

（2）得到TB8鈦合金的本構(gòu)方程為：

（3）TB8在成形過程中有一定的減薄量和回彈，可以通過控制溫度和壓力有效抑制回彈，經(jīng)過測(cè)算，零件在成形過程中的最大減薄量為原始板料厚度的0.92%，無破裂及起皺等現(xiàn)象出現(xiàn)；最終成形的零件最大回彈僅為0.5mm，零件經(jīng)實(shí)際裝配精度高，表明利用多步熱成形工藝可以精確成形同類型高曲率變截面復(fù)雜外形零件。