大涵道比發(fā)動機因其具有高推重比、低油耗和低噪聲等優(yōu)勢，已成為現(xiàn)代民用航空發(fā)動機的主流選擇[1]。進氣道唇口作為大涵道比發(fā)動機的關鍵零件，其氣動結構對發(fā)動機的燃油效率和安全性具有重要影響[2]。為進一步提升發(fā)動機燃油效率與經(jīng)濟性，在鈦合金進氣道唇口的成形制造過程中，由于其中空結構幾何形狀復雜且對精度要求高，傳統(tǒng)鈦合金熱沖壓需同時加熱板材與模具,零件成形周期長、成本高，無法滿足高效率、低成本發(fā)展要求。近年發(fā)展的電輔助熱沖壓技術，通過通電自阻加熱板料，成形時采用室溫模具，從而實現(xiàn)板材短流程、低成本制造(圖1)。然而，與傳統(tǒng)鈦合金熱沖壓不同，電輔助熱沖壓過程具有典型的非等溫變形特征，

復雜的變溫歷程使得材料的流動行為難以預測，這對鈦合金電輔助成形后零件的壁厚均勻性與回彈精度控制提出了全新挑戰(zhàn)。

近年來，國內(nèi)外相關學者針對板材電輔助沖壓成形開展了大量研究。JordanA等[3]研究了電流對銅板三點彎曲工藝的影響，發(fā)現(xiàn)在電流作用下試樣厚度方向的應變分布更加均勻，從而可以減小零件回彈。SalandroWA等[4]在其研究中指出，電流場的作用可使不銹鋼板V型回彈減小77%。XieHY等[5]在脈沖電輔助鎂合金V型彎曲研究中發(fā)現(xiàn)成形后回彈幾乎消失。同樣的結果在GreenCR等[6]開展的電輔助鋁合金薄板彎曲回彈實驗中也得到了驗證。LiCZ等[7]研究了電流對不銹鋼雙極板微通道沖壓成形性能并發(fā)現(xiàn)微通道凹槽回彈減小50%以上。周強等[8]對TC4鈦合金板材進行了電輔助V形彎曲試驗，發(fā)現(xiàn)電流能夠顯著降低成形力并抑制彎曲開裂。LiDC等[9]采用電流輔助沖壓工藝對高溫鈦合金進行成形，結果表明，提高成形溫度和降低升溫速率可以促進β相轉變，降低構件的流變應力和尺寸偏差，但位錯密度較低導致加工硬化程度降低、厚度均勻性下降。最近，王克環(huán)等[10]系統(tǒng)闡述了鈦合金薄壁構件電輔助沖壓成形技術進展并對該技術未來的發(fā)展方向進行了展望。

總結上述研究發(fā)現(xiàn)，現(xiàn)有的鈦合金電輔助沖壓研究大部分是針對加熱速率、成形溫度和成形速度等對成形質量的影響。然而，目前針對關鍵工藝參數(shù)(如壓邊力、板料初始溫度等)對電輔助沖壓零件壁厚分布與回彈特性的直接影響規(guī)律尚缺乏系統(tǒng)性研究。在電輔助沖壓過程中，壓邊力和板料溫度的改變不僅直接決定了板料的流動應力狀態(tài)，更通過改變模具與板料間的接觸條件顯著影響溫度場分布。因此，探究這些關鍵工藝參數(shù)對成形質量的影響機制，對于實現(xiàn)工藝參數(shù)的精準控制及零件精度的提升具有重要意義。

本文以發(fā)動機進氣道唇口為研究對象，首先通過試驗獲得不同溫度與壓邊力下TC4鈦合金熱導率;其次，在ABAQUS有限元軟件中建立鈦合金進氣道唇口電輔助沖壓成形有限元仿真模型;最后，分析不同溫度與壓邊力對進氣道唇口成形后零件壁厚變化與回彈的影響規(guī)律。

1、鈦合金板材力學性能與熱導率試驗

進氣道唇口材料為TC4鈦合金[11]，板材厚度為2.4mm。首先，開展電輔助單向拉伸試驗，分別在25、400和750℃測得TC4鈦合金板材的應力-應變曲線，如圖2a所示。TC4鈦合金板材在不同溫度下的彈性模量和泊松比結果如圖2b所示。

進氣道唇口材料TC4鈦合金板材的熱導率與溫度、壓邊力的關系如圖3a所示。5MPa壓邊力下，TC4鈦合金板材的熱導率在25℃時為6.3W.(m.K)^-1,400℃時為11.9W.(m.K)^-1，750℃時為16.5W.(m.K)^-1;50 MPa壓邊力下，TC4鈦合金板材的熱導率在25℃時為5.6W.(m.K)^-1,400℃時為10.8W.(m.K)^-1，750℃時為14.1 W.(m.K)^-1;100 MPa壓邊力下，TC4鈦合金板材的熱導率在25℃時為5.0W.(m.K)^-1,400℃時為9.5W.(m.K)^-1，750℃時為11.5W.(m.K)^-1。TC4鈦合金板材的比熱容在25℃時為560 J.(kg.K)-1，400℃時為625 J.(kg.K)-1，750℃時為670J.(kg.K)-1，如圖3b所示。

沖壓模具材料為模具鋼，模具鋼密度為7.85g.cm-3，彈性模量為210 GPa，泊松比為0.275，屈服強度為990 MPa，比熱容為450J.(kg.K)-1。模具鋼的熱導率在25℃時為26.0W.(m.K)^-1,400℃時為 24.0 W.(m.K) −1, 750℃時為20.0 W.(m.K) −1。在 ABAQUS中設定板材與模具鋼的力學及傳熱參數(shù) [12]。

2、進氣道唇口電輔助沖壓有限元仿真

2.1進氣道唇口熱沖壓有限元模型

進氣道唇口為典型的中空構件，在SolidWorks三維軟件中根據(jù)進氣道唇口幾何型面設計唇口沖壓模具，唇口尺寸和模具CAD模型如圖4所示。將沖壓模具三維模型導入ABAQUS有限元軟件，為約束板料流動從而抑制起皺，在板料上下兩側設置壓邊圈，最后建立進氣道唇口電輔助熱沖壓有限元仿真模型[13]，如圖5所示。在進氣道唇口電輔助沖壓成形的ABAQUS有限元仿真過程中，采用動力顯式-溫度位移耦合模塊與動力隱式算法模塊聯(lián)合分析進氣道唇口的熱沖壓成形過程及回彈過程，分析研究在不同板料溫度與壓邊力條件下對于唇口成形后壁厚變化和回彈的影響規(guī)律。

在電輔助沖壓仿真過程中，設定模具初始溫度為25℃，板料與模具之間的摩擦因數(shù)為0.2。板料溫度選取25、400和750℃，單位壓邊力選取5、50和100MPa，針對板料溫度和單位壓邊力對進氣道唇口成形后零件的壁厚變化和回彈的影響規(guī)律進行仿真研究。

2.2不同壓邊力對唇口厚度的影響

在板料初始溫度為750℃條件下，選取3組不同單位壓邊力(5、50和100MPa)對進氣道唇口進行電輔助沖壓成形仿真研究[14]，結果如圖6所示。5MPa單位壓邊力下:唇口最小厚度為2.058mm,減薄0.342mm，減薄率為14.25%;唇口最大厚度為2.728mm，增厚0.328mm，增厚率為13.67%。50MPa單位壓邊力下:唇口最小厚度為2.054mm,減薄0.346mm，減薄率為14.42%;唇口最大厚度為2.731mm，增厚0.331mm，增厚率為13.79%。100MPa單位壓邊力下:唇口最小厚度為2.042mm，減薄0.358mm，減薄率為14.92%;唇口最大厚度為2.745mm，增厚0.345mm，增厚率為14.38%。不同單位壓邊力對唇口成形后零件增厚率與減薄率的影響如圖7所示。5MPa單位壓邊力下唇口板料沖壓后的零件壁厚增厚與減薄變化較小且分布均勻。

2.3不同溫度對唇口厚度的影響

在單位壓邊力為5MPa條件下，選取3組不同板料溫度(25、400和750℃)對進氣道唇口進行電輔助沖壓成形仿真研究[15]，結果如圖8所示。板料溫度為25℃時:唇口最小厚度為2.055mm，減薄0.345mm，減薄率為14.38%;唇口最大厚度為2.737mm，增厚0.337mm，增厚率為14.04%。板料溫度為400℃時:唇口最小厚度為2.056mm，減薄0.344mm,減薄率為14.33%;唇口最大厚度為2.733mm，增厚0.333mm，增厚率為13.88%。板料溫度為750℃時:唇口最小厚度為2.056mm，減薄0.344mm，減薄率為14.33%;唇口最大厚度為2.683mm，增厚0.283mm，增厚率為11.79%�？傮w上，唇口厚度梯度接近原始板料厚度2.4mm，厚度分布較為均勻;而增厚主要集中在外緣區(qū)域。不同溫度對唇口板料熱沖壓成形后增厚率與減薄率的影響如圖9所示。25、400和750℃下板料熱沖壓后的唇口減薄變化相近，而在750℃下唇口增厚最小。

2.4不同壓邊力對唇口回彈的影響

采用動力隱式算法計算唇口成形后零件回彈，在ABAQUS中禁用模具以及壓邊板，只保留唇口板料。回彈計算前對唇口施加位移約束，在載荷模塊中設置參考點將板料固定，以防止唇口在無沖壓模具限制條件下發(fā)生翻轉或者偏移，使得回彈過程可以穩(wěn)定進行[16]。

在板料初始溫度為750℃條件下，選取3組不同單位壓邊力(5、50和100MPa)對進氣道唇口進行電輔助沖壓回彈仿真研究 [16],結果如圖 10所示。由徑向位移云圖分布可知，整體上看不同單位壓邊力(5、50和100MPa)下的唇口回彈徑向位移并不隨壓邊力的增長而呈線性增長，表現(xiàn)出顯著的材料非線性特征。5MPa下的唇口最大徑向回彈位移為31.58mm，50MPa下的唇口最大徑向回彈位移為57.94mm，100MPa下的唇口最大徑向回彈位移為67.88mm。與50和100MPa單位壓邊力下的唇口回彈仿真結果相比，在5MPa單位壓邊力下的唇口徑向回彈位移較小。值得注意的是，在50和100MPa單位壓邊力情況下，盡管壓邊載荷翻倍，峰值位移僅增加了不到20%，且反向位移出現(xiàn)回落。這表明板料可能經(jīng)歷了顯著的塑性硬化，從而限制了進一步的幾何變形[17]。

采用唇口曲率半徑變化表征唇口成形后回彈量，以750℃-100MPa條件下的唇口回彈為例，在ABAQUS軟件中進行零件特征截面處理，并取0°、90°、180°和270°這4組特征截面。在每組特征截面上選取3個特征參考點，分別獲得特征參考點在回彈前后的三維坐標值，如圖11所示。

在MATLAB中使用最小二乘法三點擬合圓曲率與曲率半徑，計算唇口特征截面回彈前后的曲率與曲率半徑，根據(jù)式(1)計算唇口截面曲率半徑變化率 [18],即唇口成形后的回彈量:

 ΔR =  (R s​  − R 0​ ) /R 0​  ×  100% (1)

式中: ΔR為唇口回彈量; R 0​ 為回彈前的零件曲率半徑; R s​ 為零件回彈后的曲率半徑。

由此可得到在 750℃下不同單位壓邊力(5、50和 100MPa)對唇口成形后回彈量的影響規(guī)律,如圖 12所示。在 0 ∘特征截面, 5MPa下回彈量最小為 2.17%,其次為 100 MPa下回彈量為 6.57%,50 MPa下回彈量最大為 7.61%。在 90 ∘特征截面,100 MPa下回彈量最小為 6.19%,其次為 50 MPa下回彈量為 6.35%, 5 MPa條件下回彈量最大為6.36%。在 180 ∘特征截面, 5MPa下回彈量最小為4.06%,其次為 100 MPa下回彈量為 4.79%, 50MPa下回彈量最大為 4.83%。在 270 ∘特征截面,50 MPa下回彈量最小為 1.82%,其次為 5 MPa下回彈量為 1.84%, 100MPa下回彈量最大為 2.57%。

2.5不同板料溫度對唇口回彈的影響

在單位壓邊力為5MPa條件下，選取3組不同板料溫度(25、400和750℃)對進氣道唇口進行電輔助沖壓回彈仿真研究,結果如圖 13所示。由回彈徑向位移云圖整體分布可知, 25℃下的唇口最大彈徑向位移云圖整體分布可知, 25℃下的唇口最大徑向回彈位移為 53.99mm, 400℃下的唇口最大徑向回彈位移為 62.25 mm, 750℃下的唇口最大徑向回彈位移為71.28mm。圖14為5MPa單位壓邊力下不同初始板料溫度(25、400和750℃)對唇口成形后回彈量的影響規(guī)律。在0°特征截面,400℃下回彈量最小為1.94%，其次為25℃下回彈量為3.62%，750℃條件下回彈量最大為7.87%。在90°特征截面，750℃下回彈量最小為4.58%，其次為25℃下回彈量為4.93%，400℃條件下回彈量最大為6.81%。在180°特征截面，750℃下回彈量最小為3.53%，其次為25℃下回彈量為4.2%，400℃下回彈量最大為4.74%。在270°特征截面，400℃下回彈量最小為1.91%，其次為25℃下回彈量為2.69%，750℃下回彈量最大為3.26%。

3、結論

(1)在鈦合金進氣道唇口電輔助熱沖壓過程中，隨著單位壓邊力由5MPa增加到100MPa，唇口壁厚減薄率由14.25%增加至14.92%，增厚率由13.67%增加至14.38%，唇口特征截面平均回彈量由3.61%增加至5.03%。

(2)在鈦合金進氣道唇口電輔助熱沖壓過程中，隨著初始溫度由25℃增加至750℃，唇口壁厚減薄率基本不變(14%左右)，增厚率由14.04%降低至11.79%，唇口不同特征截面平均回彈量由3.86%增加至4.81%。

(3)在單位壓邊力為5MPa、板料溫度為750℃下電輔助沖壓后唇口壁厚分布最為均勻，壁厚變化小于14.33%。在單位壓邊力為5MPa、板料溫度為400℃下電輔助沖壓后唇口回彈量最小為3.73%。

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（注，原文標題：鈦合金進氣道唇口電輔助沖壓成形壁厚變化及回彈仿真研究_楊巖峰）

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