鈦合金型材多點三維熱拉彎成形工藝及其微觀組織演化

高 嵩 孫熒力 李奇涵 盈 亮 郝兆朋 張邦成

1.長春工業(yè)大學機電工程學院,長春,130012 2.大連理工大學汽車工程學院,大連,116024

0 引言

鈦合金型材彎曲結(jié)構(gòu)件以其密度小、強度高、抗腐蝕、耐高溫的特點,已成為航空航天領(lǐng)域重要的輕量化關(guān)鍵骨架零件,可應(yīng)用于如機身艙門加強框、承力框梁長桁、飛機發(fā)動機隔框等[1],能夠有效地提高航空器的安全性、操控性和燃油經(jīng)濟性,具有廣闊的應(yīng)用前景[2]。由于鈦合金在室溫下存在變形抗力大、塑性低、成形性差等特點,因此,通常采用高溫成形方法實現(xiàn)其加工,對此類高性能輕量化構(gòu)件的精確塑性成形成性一體化研究一直是金屬材料塑性加工領(lǐng)域的熱點問題。隨著我國大飛機和新型高鐵對幾何造型空氣動力學、結(jié)構(gòu)強度及空間需求的不斷提高,高性能空間三維復雜彎曲型材骨架結(jié)構(gòu)件越來越多地被應(yīng)用于高端裝備制造中[3-5]。然而,現(xiàn)有鈦合金型材彎曲成形工藝尚無法滿足此類復雜彎曲構(gòu)件的成形需求,開發(fā)能夠?qū)崿F(xiàn)鈦合金型材三維復雜彎曲精確成形的工藝及裝備對高速載運裝備制造具有重要意義。

目前,鈦合金型材的彎曲成形主要采用熱拉彎成形的工藝方法[6],由于它的成形過程涉及高溫條件下的多場耦合作用,存在邊界條件復雜,材料溫度分布不均勻,組織演變歷程復雜,變形對工藝參數(shù)十分敏感等問題,因此,近年來研究主要集中在成形工藝及參數(shù)優(yōu)化方面?；诙S張臂式拉彎工藝和電流自阻加熱方法,美國The Pilot Group公司最早研發(fā)了數(shù)控熱拉彎成形設(shè)備[7],實現(xiàn)了鈦合金型材的二維平面彎曲;Cyril Bath公司開發(fā)了一種低成本熱拉彎成形工藝,并應(yīng)用于大輪廓飛機框緣弦桿產(chǎn)品成形[8]。相比于國外航空產(chǎn)業(yè)化的應(yīng)用,我國在熱拉彎成形領(lǐng)域還處于起步階段。王玉庭[9]較早研究了鈦合金型材電阻加熱拉彎成形工藝,成形出了直徑為1260 mm的二維平面TA7鈦合金的半圓框形件。DENG等[10-11]在熱拉彎成形工藝基礎(chǔ)上,提出了熱拉彎蠕變復合成形工藝,提高了二維平面鈦合金型材熱拉彎成形的精度。王永軍等[12-13]結(jié)合鈦合金型材加熱以及轉(zhuǎn)臺式數(shù)控拉彎方法,開發(fā)了轉(zhuǎn)臺式電熱二維拉彎成形工藝及裝備,并研究了成形穩(wěn)定控制方法?，F(xiàn)有鈦合金型材熱拉彎成形工藝及裝備均采用了整體模具成形方法,成形過程由夾鉗帶動型材合模,能夠?qū)崿F(xiàn)平面內(nèi)的二維拉彎成形。然而,整體模具限制了成形件的復雜三維彎曲變形,目前尚無法實現(xiàn)型材的復雜彎曲成形。

為滿足航空航天、軌道客車領(lǐng)域?qū)︹伜辖鹦筒娜S彎曲結(jié)構(gòu)件的需求,本研究將電流輔助能場引入到柔性多點三維拉彎成形工藝中,提出了一種針對鈦合金等難加工材料型材的多點三維熱拉彎成形新方法,研制了成形裝備樣機,開展了成形試驗與仿真研究,實現(xiàn)了TC4鈦合金L形截面型材的三維彎曲成形。最后對成形件的微觀組織結(jié)構(gòu)進行表征,分析了TC4鈦合金三維熱拉彎成形件的變形機制。

1 多點三維熱拉彎成形工藝

1.1 成形基本原理

多點三維熱拉彎成形基本原理如圖1所示,基于電流輔助加熱和柔性多點三維拉彎成形技術(shù),型材首先在電流作用下加熱至目標溫度狀態(tài);利用調(diào)形好的多點模具包絡(luò)形狀構(gòu)建型材空間目標成形特征曲線;基于變形疊加原理,將加熱后的型材由夾鉗帶動先在水平方向合模,隨后多點模具隨型材同步垂直方向運動,并隨彎曲變形產(chǎn)生自由旋轉(zhuǎn),型材始終包裹在多點模具中,直至達到運動軌跡指定位置,從而實現(xiàn)型材三維熱拉彎變形。成形過程中電流作用產(chǎn)生的高溫提高了鈦合金等難加工材料的塑性、擴大了加工窗口、減小了變形抗力;離散多點模具的使用克服了整體模具無法實現(xiàn)復雜截面型材三維彎曲的問題。由此,基于電流輔助和多點成形實現(xiàn)了難加工金屬型材空間復雜彎曲成形加工。

圖1 多點三維熱拉彎成形原理示意圖Fig.1 Schematic figure of multi-point 3D hot stretch-bending forming principle

1.2 鈦合金型材多點三維熱拉彎成形裝備

基于多點三維熱拉彎成形原理,研制了多點三維熱拉彎成形裝備,如圖2a所示。該裝備主要包括多點模具系統(tǒng)、脈沖加熱電源、夾鉗、三維拉彎機械臂、控制臺和導線等部件。設(shè)備主要參數(shù)如下:①脈沖加熱電源,輸出電流0～3000 A、電壓0～24 V,占空比0～100%可調(diào);②三維拉彎機械臂,軸向最大拉力7.5 t,可加工800～3500 mm型材,水平擺臂旋轉(zhuǎn)角度0°～90°,垂直抬升最大行程700 mm;③溫度的監(jiān)測采用紅外測溫儀,測溫范圍253～1573 K。

(a)多點三維熱拉彎成形裝備

成形過程可概述為:基于目標零件形狀調(diào)整多點模具,先利用脈沖加熱電源將型材加熱至指定溫度;夾鉗帶動型材進行軸向拉伸(預拉伸),使型材進入相應(yīng)的屈服狀態(tài);隨后夾鉗帶動型材先后在水平和垂直方向上貼合模具,使得型材變?yōu)槿S彎曲結(jié)構(gòu);繼而在型材的軸向上施加拉力,完成型材的補拉伸過程;為保證成形效果,在保溫和保壓一定時間后卸載,完成整個成形過程,TC4鈦合金型材成形前后的對比如圖2b所示。此外,采用三維掃描儀對成形件形狀進行檢測,如圖2c所示。

2 鈦合金型材三維熱拉彎試驗研究

2.1 試驗方案

為探究TC4鈦合金型材的三維熱拉彎成形特性,對L形截面型材進行三維熱拉彎成形試驗,試驗方案如表1所示。在923 K、973 K和1023 K三個溫度下,分別采用不同的預拉伸參數(shù)(0%εs,20%εs,60%εs,100%εs)和補拉伸參數(shù)(0%εs,20%εs,60%εs)對型材進行成形加工,其中,εs為TC4鈦合金在相應(yīng)溫度下的屈服應(yīng)變參數(shù)。電流密度為3.5 A/mm2,達到指定溫度后斷電。L形截面型材的長度為1200 mm,截面尺寸為30 mm×30 mm,壁厚為2 mm。目標成形件的水平彎曲半徑為1050 mm,垂直彎曲半徑為2350 mm。

表1 試驗方案Tab.1 Experimental scheme

2.2 試驗結(jié)果

TC4鈦合金L形截面型材三維熱拉彎成形件如圖3所示。其中,成形工藝參數(shù)分別為:①923 K、預拉伸0%εs、補拉伸0%εs;②973 K、預拉伸100%εs、補拉伸0%εs;③1023 K、預拉伸100%εs、補拉伸20%εs。

圖3 TC4鈦合金三維熱拉彎成形件Fig.3 TC4 titanium alloy 3D hot stretch-bending formed parts

對于型材拉彎成形件,回彈是影響成形精度的最主要問題,成形過程中工藝參數(shù)對回彈的變化有顯著影響[14]。以型材的中點為對稱中心點測量其回彈值,考慮到夾鉗與電源連接線對型材端部的影響,在測量回彈時僅計算對稱中心點左右各400 mm距離。圖4所示為在不同預拉伸與補拉伸工藝參數(shù)下回彈變形測量結(jié)果,其中,紅色線、黑色線和藍色線分別為總回彈、水平方向和垂直方向的回彈變形結(jié)果。由于水平方向彎曲變形量大于垂直方向彎曲變形量,因此,與垂直方向相比,水平方向上的回彈變形在各工藝參數(shù)下均更大。總回彈值的計算如下:

(1)

式中,VTS為總回彈值;Vhor為水平方向回彈值;Vver為垂直方向回彈值。

圖5a、圖5b所示分別為預拉伸100%εs、補拉伸0%εs以及預拉伸100%εs、補拉伸20%εs在不同溫度T下的回彈變形測量結(jié)果。圖5c和圖5d所示分別為不同的預拉伸量和補拉伸量在不同溫度下的最大總回彈值。其中,在每個工藝參數(shù)下按照式(1)對其總回彈值進行計算,然后取總回彈值的最大值。

2.3 預拉伸對回彈的影響

如圖4a、圖4c和圖4e所示,在不施加補拉伸的情況下,隨著預拉伸量的增大,在923～1023 K不同溫度下,鈦合金型材在水平和垂直方向上的回彈變形均呈現(xiàn)減小的趨勢,其影響規(guī)律如圖6所示。在預拉伸量由0%εs增大到100%εs的條件下,當溫度為923 K時,水平方向上的最大回彈值減小了36.73%,垂直方向上的最大回彈值減小了46.90%;當溫度為973 K時,水平方向上的最大回彈值減小了36.98%,垂直方向上的最大回彈值減小了45.05%;當溫度為1023 K時,水平方向上的最大回彈值減小了39.12%,垂直方向上的最大回彈值減小了42.69%。綜上可以看出預拉伸對垂直方向上的回彈降低作用更為明顯,這是由于預拉伸提前使材料進入塑性狀態(tài),尤其在水平彎曲變形后,使垂直方向上更多的塑性變形保留下來,從而降低了回彈。

圖6 預拉伸對水平和垂直方向回彈的影響Fig.6 The effect of pre-stretching on horizontal and vertical springback

由圖5c可以看出,隨著預拉伸量成比例地增大,鈦合金型材的最大總回彈值呈線性減小趨勢。在溫度分別為923 K、973 K和1023 K條件下,預拉伸量由0%εs增大到100%εs時,總回彈分別降低了38.93%、38.75%和40.18%。

通過試驗數(shù)據(jù)對比分析,可以看出預拉伸量對鈦合金型材三維熱拉彎成形件回彈變形的影響較大。隨著預拉伸量的增大,型材在水平和垂直方向上的回彈均有所降低,尤其在垂直方向上回彈下降更為明顯,總回彈量呈線性下降趨勢,因此,鈦合金型材三維熱拉彎成形應(yīng)使型材完全進入屈服狀態(tài)(預拉伸為100%εs)后再進行彎曲成形,可有效降低回彈變形對成形精度的影響。

2.4 補拉伸對回彈的影響

在預拉伸為100%εs條件下,由圖4b、圖4d和圖4f可以看出,溫度一定時,隨著補拉伸量的增大,水平方向上的回彈值和垂直方向上的回彈值均有所減小,其影響規(guī)律如圖7所示。在補拉伸量由0%εs增大到20%εs條件下,當溫度為923 K時,其水平方向和垂直方向上的最大回彈值分別減小了14.85%和23.76%;當溫度為973 K時,其水平方向和垂直方向上的最大回彈值分別減小了16.10%和31.14%;當溫度為1023 K時,其水平方向和垂直方向上的最大回彈值分別減小了17.05%和38.42%。在補拉伸量由20%εs增大到60%εs條件下,當溫度為923 K時,其水平方向和垂直方向上的最大回彈值分別減小了8.32%和16.15%;當溫度為973 K時,其水平方向和垂直方向上的最大回彈值分別減小了7.70%和18.02%;當溫度為1023 K時,其水平方向和垂直方向上的最大回彈值分別減小了7.52%和18.57%。綜上可以看出,補拉伸同樣對垂直方向上的回彈降低作用明顯。其中,相對于補拉伸量由0%εs增大到20%εs,當補拉伸量由20%εs增大到60%εs時,其回彈值的變化較小。

圖7 補拉伸對水平和垂直方向回彈的影響Fig.7 The effect of post-stretching on horizontal and vertical springback

由圖5d可以看出,隨著補拉伸量成比例的增大,鈦合金型材的最大總回彈值也呈線性減小趨勢。在溫度分別為923 K、973 K和1023 K條件下,補拉伸量由0%εs增大到60%εs時,總回彈分別降低了23.69%、24.88%和26.24%。

通過試驗數(shù)據(jù)對比分析可以看出,隨著補拉伸量的增大,型材在水平和垂直方向上的回彈均有所降低,尤其在垂直方向上的回彈下降更為明顯,總回彈呈線性下降趨勢。但是在實際成形過程中,當補拉伸量為60%εs時,型材易出現(xiàn)破裂等缺陷。而且,在以上的分析中也可以看出,與補拉伸為20%εs時相比,補拉伸為60%εs時的回彈值下降幅度較小。所以在實際成形中,當補拉伸為20%εs時能達到最佳的成形效果。

2.5 溫度對回彈的影響

TC4鈦合金材料在不同成形溫度下會表現(xiàn)出不同的屈服強度和流動特性。如圖5所示,在預拉伸100%εs、補拉伸0%εs條件下,隨著溫度的線性升高,型材水平方向和垂直方向上的回彈值均有所減小;當溫度從923 K升高到973 K時,水平方向上的回彈值減小了8.35%,垂直方向上的回彈值減小了11.23%,最大總回彈值減小了9.08%;當溫度從973 K升高到1023 K時,水平方向上的回彈值減小了16.74%,垂直方向上的回彈值減小了17.03%。此外,最大總回彈值減小了16.75%。

施加20%εs補拉伸后,當溫度從923 K升高到973 K時,水平方向上的回彈值減小了9.69%,垂直方向上的回彈值減小了19.83%,最大總回彈值減小了11.01%。當溫度從973 K升高到1023 K時,水平方向上的回彈值減小了17.68%,垂直方向上的回彈值減小了25.80%,最大總回彈值減小了18.55%。綜上可以看出施加補拉伸后,溫度對型材回彈的影響會進一步擴大,使回彈值下降幅度更為明顯。

當溫度由973 K升高到1023 K時,其水平方向回彈值、垂直方向回彈值和最大總回彈值的下降幅度均有所增大(相比于溫度由923 K升高到973 K)。由此可見,隨著溫度的升高,TC4鈦合金材料的屈服強度逐步降低,其流動特性得到改善,型材可以在較小的變形下就進入到塑性狀態(tài)。溫度越高,成形后型材內(nèi)部需釋放的彈性變形量越小,從而導致其回彈變形越小。通過試驗數(shù)據(jù)的比較分析可以認為,采用溫度為1023 K以及工藝參數(shù)為預拉伸100%εs、補拉伸20%εs時能夠使型材成形效果最佳。

3 三維熱拉彎成形-回彈全過程數(shù)值仿真

在鈦合金型材三維熱拉彎成形試驗的基礎(chǔ)上,為有效地預測三維拉彎成形過程中應(yīng)力應(yīng)變的分布以及成形后回彈變形的大小,基于數(shù)值仿真的方法建立了TC4鈦合金型材多點三維熱拉彎成形與回彈變形全過程數(shù)值仿真模型。

3.1 材料本構(gòu)模型

為精確描述材料力學性能,開展了TC4鈦合金單軸熱拉伸試驗,通過熱成像儀和數(shù)字圖像相關(guān)方法測量溫度場和應(yīng)變場,如圖8所示?；谠嚇釉?23 K、973 K和1023 K的應(yīng)力應(yīng)變曲線,假設(shè)材料在彈性變形階段滿足胡克定律,考慮熱軟化和應(yīng)變硬化的影響,建立了修正Johnson-Cook(m-JC)高溫本構(gòu)關(guān)系模型,可表示為

圖8 單軸熱拉伸試驗Fig.8 Uniaxial hot tensile testing

(2)

表2 本構(gòu)模型參數(shù)Tab..2 Constitutive model parameters

如圖9所示,對比試驗所得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線與本構(gòu)模型預測的應(yīng)力-應(yīng)變曲線可以看出,所構(gòu)建出的本構(gòu)模型能夠很好地描述材料的變形行為。

圖9 應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.9 Stress-strain curve

3.2 數(shù)值仿真模型

以成形試驗件為目標成形件建立的三維熱拉彎數(shù)值仿真模型如圖10所示。由于成形件是對稱結(jié)構(gòu),故采用整體模型的一半進行模擬。在模型中多點模具按照實際成形試驗的曲率進行排列并賦予相對應(yīng)的自由度;根據(jù)型材截面的形狀構(gòu)建夾鉗,在成形時利用夾鉗帶動型材完成整個過程。此外,多點模具和夾鉗均設(shè)置為剛體,型材采用S4RT單元進行網(wǎng)格劃分。在對成形過程進行模擬時,邊界條件和成形步驟與實際試驗嚴格對應(yīng),溫度場的設(shè)置與實際成形試驗的溫度相對應(yīng)。其中,環(huán)境溫度為293 K,摩擦因數(shù)為0.35,并將控制散熱的膜系數(shù)設(shè)置為0.3。此外,當型材與多點模具完全接觸時,熱導率設(shè)置為40 W/(m·K)。在成形結(jié)束后,去除成形時與型材相關(guān)的邊界條件,使得型材發(fā)生回彈變形,并獲取其變形結(jié)果。

圖10 多點三維熱拉彎成形仿真模型Fig.10 Multi-point 3D hot stretch-bending simulation model

3.3 成形與回彈預測結(jié)果

依據(jù)實際的成形試驗步驟進行有限元仿真,采用的成形條件為溫度973 K,預拉伸100%εs,補拉伸0%εs,成形件應(yīng)力分布結(jié)果和回彈后應(yīng)力分布結(jié)果分別如圖11a和圖11b所示。成形后,L形截面型材的最大應(yīng)力為560.1 MPa,應(yīng)力主要集中于型材與夾鉗和模具接觸的位置。發(fā)生回彈變形后,L形截面型材的最大應(yīng)力為256.2 MPa。由于夾鉗對型材端部的影響,回彈后最大應(yīng)力處于靠近夾鉗的位置。圖11c和圖11d所示分別為型材成形前后的溫度分布結(jié)果,可以看出,由于熱傳導等原因,型材整體的溫度有所下降,尤其與模具接觸部分下降幅度更為明顯。

(a)L形截面型材成形結(jié)果

圖12所示為實際試驗的回彈結(jié)果與仿真的回彈結(jié)果。相對于實際的試驗,仿真模型對相關(guān)部件與邊界條件進行了簡化,所以仿真結(jié)果與試驗結(jié)果存在一定誤差。在仿真模型中,L形截面型材在水平方向的最大回彈值為9.90 mm,垂直方向的最大回彈值為4.69 mm。相對于實際試驗的回彈結(jié)果,L形截面型材在水平方向和垂直方向的最大誤差分別為7.07%、12.37%。數(shù)值仿真模型成功預測了回彈變形的趨勢,且誤差均在15%以內(nèi),能夠滿足預測要求,為實現(xiàn)回彈控制精確成形奠定了基礎(chǔ)。

圖12 試驗與仿真回彈結(jié)果比較Fig.12 Comparison of experimental and simulated springback results

4 三維熱拉彎成形件微觀組織演化分析

TC4鈦合金型材在三維熱拉彎成形過程中,其微觀組織結(jié)構(gòu)發(fā)生了相應(yīng)變化進而影響了相關(guān)性質(zhì)。為闡明TC4鈦合金在三維熱拉彎成形過程中的實際變形物理機制,采用電子背散射衍射(EBSD)分別對初始未變形材料和三維熱拉彎成形件進行微觀組織表征,進而揭示其內(nèi)在變形機理。

溫度為973 K條件下,采用預拉伸100%εs、補拉伸20%εs的三維熱拉彎成形件,在對稱中心點處取出長8 mm、寬6 mm、厚2 mm的試驗樣件。采用配備Oxford/Nordlys EBSD探測器的TESCAN掃描電子顯微鏡表征成形前后的微觀組織。試驗件均使用氬離子拋光來去除樣品表面上的殘余應(yīng)力或變形,所有微觀結(jié)構(gòu)表征數(shù)據(jù)均采用MTEX處理[16]。

圖13為TC4鈦合金初始未變形樣件和三維熱拉彎成形后的反極圖(IPF),其中,黑色線為晶界,白色線為相界。圖14所示為基于EBSD試驗獲得的相分布和晶粒尺寸結(jié)果,可以看出三維拉彎成形后兩相的晶粒尺寸均有不同幅度的減小。相比于初始未變形樣件,α相和β相晶粒尺寸分別減小了26.06%和29.80%。這表明三維熱拉彎成形工藝能夠使晶粒細化,提高TC4鈦合金成形件的塑性變形能力。此外,β相含量略有提高,表明三維熱拉彎變形行為促進了相變的產(chǎn)生。

(a)初始IPF圖

(a)初始

(a)初始

圖17為初始未變形樣件和三維熱拉彎成形件的核平均取向差(KAM)圖。KAM是一個點與所有相鄰點之間的平均取向差,KAM圖中的取值越大表明幾何必需位錯密度越大[17]。初始未變形樣件的KAM值為1.02。三維熱拉彎成形件的KAM值為1.45,高于初始未變形樣件的KAM值,即幾何必需位錯密度均有所增大。

(a)初始KAM圖

5 結(jié)論

(1)針對鈦合金等難加工材料,提出了多點三維熱拉彎成形工藝并研制了成形裝備。通過TC4鈦合金L形截面型材成形試驗發(fā)現(xiàn),溫度的升高和型材軸向拉伸量的增大均可有效降低回彈變形,其中,軸向拉伸對垂直方向回彈變形降低更為明顯。當溫度一定,預拉伸量為100%εs、補拉伸量為20%εs時(εs為屈服應(yīng)變參數(shù))型材達到最佳的成形狀態(tài)。

(2)基于TC4鈦合金材料性能測試試驗建立了三維熱拉彎成形-回彈全過程數(shù)值仿真模型,成功預測了回彈變形的趨勢,且預測誤差均在15%以內(nèi)。