史文祥，章文亮，陳明和，謝蘭生，王 寧

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

為達(dá)到減重目的，直升機、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)時被揚起的沙塵、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，防止槳葉在沖擊時出現(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)力松弛試驗研究TB8鈦合金高溫成形性能，并應(yīng)用試驗結(jié)果進(jìn)行前緣蒙皮多步熱成形有限元仿真。對比分析零件變形及回彈分布，優(yōu)化模具設(shè)計及工藝參數(shù)。最終進(jìn)行前緣蒙皮多步熱成形試驗以及外形測量與裝配驗證，實現(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TB8鈦合金展開高溫拉伸試驗和短時應(yīng)力松弛試驗，以期得到材料在不同溫度條件下的力學(xué)性能，對材料熱成形提供數(shù)據(jù)支撐。

1.1 試驗材料

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，具有高比強度、高抗氧化和抗疲勞性等特點，常用于制造有溫度要求的飛機結(jié)構(gòu)件、蜂窩和緊固件等[7–9]。

1.2 試驗方案

TB8鈦合金單向拉伸性能測試根據(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，測試溫度點選取625℃、650℃、675℃、700℃。TB8短時應(yīng)力松弛性能測試采用給定初拉伸長度為初始條件的方法，分別測試初始拉伸長度為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)高溫拉伸試驗數(shù)據(jù)可以得到TB8鈦合金的抗拉強度、屈服強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時為例，625℃時，TB8的抗拉強度為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中參數(shù)的設(shè)定是保證成形試驗的關(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：

對式（1）和（2）兩邊同時取自然對數(shù)，將峰值應(yīng)力和對應(yīng)的應(yīng)變速率代入式中，利用Origin分別對各溫度條件下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，等式兩邊同時取自然對數(shù)，得到ln[sinh(ασ)] –ln的關(guān)系曲線，對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，由于材料內(nèi)部蠕變流動導(dǎo)致應(yīng)力隨時間自發(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，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，對應(yīng)的殘余應(yīng)力為11.9MPa、10.5MPa、8.8MPa。應(yīng)力松弛試驗充分表明，在一定溫度范圍內(nèi)，溫度越高，材料軟化作用越強，更適宜于材料成形。

2 成形工藝設(shè)計及有限元仿真

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)測算最大扭轉(zhuǎn)角度達(dá)88.7°（圖4）。進(jìn)一步對蒙皮零件進(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，蒙皮零件無法實現(xiàn)單步成形，需通過多步成形以獲取目標(biāo)零件（圖5）；對該型槳葉蒙皮利用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)計了成形模具，如圖7所示。

采用三維設(shè)計軟件 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)系由高溫拉伸試驗結(jié)果得出。對凹模施加固定約束，對凸模施加位移約束，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，將零件熱成形試驗溫度確定在675℃。

圖8 有限元模型Fig.8 Finite element model

試驗溫度確定后，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)計要求。根據(jù)高溫拉伸、應(yīng)力松弛試驗，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)值模擬與拉伸試驗結(jié)果，可以看出在675℃時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。考慮到溫度過高會增加零件表面氧化風(fēng)險，綜合材料性能和經(jīng)濟效益，采取675℃為試驗溫度。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)成形試驗中模具溫度與試驗溫度設(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中試驗溫度設(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

3.1 試驗過程

考慮到預(yù)成形試驗成形變化量大，綜合零件材料的高溫拉伸試驗和主要工藝流程的有限元仿真結(jié)果，將預(yù)彎曲試驗的溫度設(shè)置為675℃，保溫時間設(shè)置為15min。試驗過程中，壓力通過控制上平臺持續(xù)向下施壓實現(xiàn)，待上模與下模完全接觸后，控制臺輸出信號讓上模向下移動，直至上模與下模之間的零件毛坯受到2MPa的壓力。在試驗溫度達(dá)到675℃，零件毛坯受壓2MPa的條件下保溫15min，保溫時間結(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，對蒙皮零件兩側(cè)難成形部位開展成形試驗。將試驗溫度升至675℃，在上下模之間保證4MPa的壓力，保溫10min，保溫時間結(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，對其尾端部位的難成形特征開展成形試驗。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，在上下模之間保證4MPa的壓力，保溫10min，保溫時間結(jié)束后取出成形好的零件毛坯，空冷至室溫，測量零件回彈，最終成形零件如圖13所示。

3.2 試驗結(jié)果

用塞尺對不同截面的回彈測量發(fā)現(xiàn)，蒙皮零件最大回彈僅為0.5mm，符合設(shè)計要求。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)計要求。

4 結(jié)論

針對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。