TA1鈦與2A12鋁異種復合板脹形失效行為及工藝參數優化，研究壓邊力模具間隙與層間結合對成形質量影響，揭示鈦層先破裂鋁層協調變形的失效機理提出最優放置方案

隨著現代工業的迅速發展，單種材料的性能已不能滿足特殊行業的使用需求[1]，而通過適當工藝將兩種或多種材料結合在一起的金屬復合板可以耦合不同材料的性能優勢，提升板材的綜合性能[2]。鈦作為航空、航天領域常見的金屬，有著耐腐蝕、耐高溫、抗氧化、抗沖擊韌性強等特點，但是鈦也有著價格高昂、成形能力弱等較為顯著的缺點，這些缺點限制著鈦的廣泛應用[3-4]。鋁作為日常生活常見的金屬，擁有價格低廉、資源豐富、密度小、成形能力較強等優點，但是鋁也具有不耐腐、不耐磨、易變形等缺點。鈦/鋁復合板擁有鈦合金的高強度、耐腐蝕和耐磨損等優點，又兼具鋁合金輕質、導熱性好和價格低廉等特點，在航空、航天和交通運輸等領域有廣闊的應用前景[5]。

沖壓作為常見的成形工藝，因其效率高、成本低等特點被廣泛應用于板材加工方面。普遍采用沖壓脹形試驗檢測板材的成形性能，測試時板材的極限脹形高度越大，板材的成形能力越強。但由于復合板組元材料的力學性能差異較大，這種差異導致其在沖壓過程中，各層的變形難以協調，影響了復合板的整體成形能力。因此，為了充分發揮復合板的優勢，推動其在各個領域的廣泛應用，對復合板的成形能力進行深入研究和分析顯得尤為迫切。目前，對復合板成形性能的研究主要集中在組元金屬的厚度比[6-7]、壓邊力、模具間隙等基本的工藝參數[8-11]方面。增加成形性能好的組元材料的厚度可以提高復合板極限脹形高度；選取合適的壓邊力可以減少褶皺和優化成形質量[12]；合適的摩擦條件可以促進板材成形，提升板材拉深效果[13]。但是這些研究側重于具體試驗本身，定性地分析某一因素的效果，并不能給出一個定量分析的方法。

隨著計算機技術的發展，有限元模擬仿真技術被廣泛應用于板材成形過程的研究[14-15]，通過有限元模擬可以定量分析材料成形過程中的應力和應變，為實際生產提供較為可靠的指導依據[16]。然而目前的研究主要集中于單種材料的成形模擬，而針對復合板，則是將其作為單一板材進行模擬。TsengHC等[17]將鋁/銅金屬復合板定義為各向同性的單層材料，對其拉深試驗結果進行模擬預測。但這種模擬未考慮復合板放置順序對板材成形性能的影響，且忽略了異種組元材料間的性能差異對板材成形性能的影響。AtrianA等[18]通過設置不同的接觸面與界面的摩擦因數，模擬不同放置順序對板材拉深試驗的影響，但這種模擬注重工藝參數的影響，忽略了組元材料的性能對成形性能的影響。LuRH等[19]將板材破裂位置的主、次應變擬合為散點圖，并通過有限元預測板材的成形性能，這種模擬方式是將復合板模擬為一種新材料，但這種方法不能預測不同厚度比的復合板，使用范圍比較受限。

上述研究雖然可以對復合板的成形性能進行模擬，但是對復合板組元材料的力學性能、放置順序、各層受力等情況缺乏分析。因此，本文使用Dynaform5.9.4有限元軟件對TA1/2A12復合板進行有限元建模，通過對復合板的組元材料分別設置并施加恰當的邊界條件，模擬了復合板不同放置順序下的脹形過程，分別對鈦層、鋁層的成形極限、應變和厚度分布進行分析，最后與脹形試驗結果進行比較，檢驗有限元模型的可靠性。

1、材料與性能

1.1試驗材料

本試驗采用爆炸焊接法制備的TA1/2A12復合板，板材總厚度為5.0mm，其中TA1鈦合金的厚度為2.0mm，2A12鋁合金的厚度為3.0mm。TA1鈦合金和2A12鋁合金的具體化學成分如表1所示。圖1為使用配有背散射電子系統的掃描電子顯微鏡觀察到的TA1/2A12復合板界面形貌，鈦/鋁復合板界面結合處無孔洞、裂縫或其他缺陷，界面分布彎曲，說明TA1/2A12復合板結合良好。

表1 TA1鈦合金和2A12鋁合金的化學成分(%，質量分數)

Table1 ChemicalcompositionsofTA1titaniumalloyand2A12aluminiumalloy(%,massfraction)

1.2力學性能試驗

為考慮板材各向異性、結合強度等性能，使用線切割將TA1鈦合金和2A12鋁合金分別沿板材軋向RD(0°)、與軋向呈45°方向(45°)和垂直于軋向方向TD(90°)切割出如圖2所示的拉伸試樣，在Instron5969電子萬能試驗機上以0.5mm·min的速率進行室溫拉伸試驗。為測試板材的結合強度，對復合板進行剪切試驗，使用線切割將復合板切割為如圖3所示的剪切試樣(圖3中ND方向為復合板的法向方向),并以0.1mm?min?1的速率進行室溫剪切試驗。為保證試驗結果的可靠性,以上每組試驗重復3次,結果取平均值。

1.3板材力學性能

圖4為TA1鈦合金和2A12鋁合金的室溫拉伸應力-應變曲線。從圖4可以看出,2A12鋁合金比TA1鈦合金的塑性變形階段長,成形性能好。二者沿不同方向的伸長率均不同,兩層板材存在一定的各向異性。同時根據式(1)得出板材不同方向的塑性應變比r。

式中:l0、b0分別為變形前標距的長度和寬度;l、b分別為變形后標距的長度和寬度。

測試出TA1鈦合金和2A12鋁合金的材料性能如表2所示。TA1鈦合金的彈性模量為105GPa,泊松比為0.33,0°、45°和90°方向的塑性應變比r0、r45、r90分別為0.70、1.35和1.47。2A12鋁合金的彈性模量為65GPa,泊松比為0.33,0°、45°

表2 TA1鈦合金和2A12鋁合金的材料性能

Table2 MaterialpropertiesofTA1titaniumalloyand2A12aluminumalloy

和90°方向的塑性應變比r0、r45、r90分別為0.74、0.63和0.65。

圖5為TA1/2A12復合板剪切試驗的應力-應變曲線。從圖5可以看出，應力隨應變的增加先增大后減小，當應變為0.095時，剪切強度達到最大，為99.4MPa。當應變為0.181時，復合板從界面處破裂。

2、有限元模擬

2.1有限元建模

首先，使用Solidworks軟件完成凸模、壓邊圈、兩個板材以及凹模的三維建模。其中，選用底部直徑為100.0mm的半球形凸模;壓邊圈內徑為Φ100.2mm、外徑為Φ180.0mm;板材形狀選擇直徑為180.0mm的圓形;凹模內徑為109.0mm，圓角半徑為5mm。

在Dynaform5.9.4有限元分析軟件中，以*Igs格式打開模型。將板材類型設置為殼單元，采用高斯積分法，積分點數目設置為5，截面單元公式選用“BELYTSCHKO-TSAY”，通過網格劃分功能將TA1鈦合金、2A12鋁合金兩層板材的網格均設置為1.0mm，兩層板材網格上下對齊。通過層壓板功能將復合板界面設定為同一Z值(Z為板材厚度方向坐標)，并通過材料選擇功能完成組元材料屬性和厚度的設定。通過焊縫功能設置復合板界面結合范圍，焊縫網格設置為1.0mm，并與復合板界面處的網格重合，將板材結合強度設置為99.4MPa。最后，通過板料自動定位的功能完成模型定位,如圖6所示。

2.2材料本構模型

本文選用363-PARAMETER-BARLAT材料模型，該模型采用Barlat屈服準則，適用于應變狀態下的各向異性彈塑性材料。該模型可以分析材料厚向異性對成形性能的影響，還可分析板材平面內的各向異性對成形性能的影響。將表2中的TA1鈦合金和2A12鋁合金的材料數據分別編輯至該模型，并將拉伸試驗中板材沿0°、45°和90°方向屈服階段的曲線輸入至模型，完成TA1鈦合金和2A12鋁合金的材料編輯。

2.3脹形參數的選定

本文采用雙動成形的方式模擬脹形試驗，主要是對TA1/2A12復合板的成形性能進行模擬分析，模擬的工藝參數按實際的工況進行選取。壓邊圈和凹模的間隙按照板材厚度的1.1倍進行軟件設置[15]。為了在不影響成形精度的前提下，盡可能地提高模擬的效率，通常將凸模脹形速度設置為實際工況的1000倍[20]，故設置為1000mm·s-。根據GB/T15825.3-2008[21]，壓邊力應壓緊試樣，保證試樣壓邊位置不發生變形流動，根據上述TA1鈦合金和2A12鋁合金的力學性能參數，選用600kN的壓邊力進行脹形試驗的模擬分析，以限制壓邊區域材料發生變形流動。

3、模擬結果及分析

3.1破裂過程分析

板材極限脹形高度是衡量板材成形能力強弱的標準之一，板材的極限脹形高度越大，板材的成形能力越強。圖7為不同放置順序下TA1/2A12復合板的成形極限圖。鈦層、鋁層分別靠近凸模時，板材的極限脹形高度分別為33.9和32.0mm，鈦層靠近凸模時復合板的極限脹形高度大于鋁層靠近凸模時復合板的極限脹形高度。在不同放置順序下,TA1鈦合金的性能是影響鈦/鋁復合板成形性能的關鍵,這是因為相較于2A12鋁合金,TA1鈦合金的成形極限小,更易發生破裂。由圖8可知,鈦層的半球底部附近的應力較高，破裂發生在半球底部附近，鋁層的應力較小，主要集中在半球底部和壓邊位置。對脹形試驗進行受力分析可知，靠近凸模的板材受到壓應力，靠近凹模的板材受到拉應力。由拉伸試驗可知,鋁層的塑性變形階段長,成形能力更強,所以鈦層靠近凸模時TA1/2A12鋁復合板的極限脹形高度大于鋁層靠近凸模時TA1/2A12復合板的極限脹形高度。將復合板成形能力弱的一側放于靠近凸模的位置時，復合板的成形能力好，即將鈦層靠近凸模可以提升復合板的成形能力，鈦層的放置位置是影響復合板破裂的重要因素，后續圍繞鈦、鋁兩層板料的應變和減薄率分布對板材成形性能進行分析。

3.2應變分析

圖9和圖10為TA1/2A12復合板鈦層、鋁層分別靠近凸模時破裂瞬間的應變分布圖。當板材處于不同的放置順序時,復合板破裂瞬間鈦、鋁兩層的應變分布相似。鈦層高應變區域主要在半球底部附近，沿TD方向延伸，反映了材料的各向異性;而鋁層在半球底部附近沿TD方向的應變較大，這主要是因為復合板鈦、鋁兩層相互結合，使得鋁層與鈦層應變保持一致,沿TD方向延伸。當復合板放置順序不同時,復合板的極限脹形高度存在差異,具體來說，當鈦層和鋁層分別靠近凸模時，TA1/2A12復合板的極限脹形高度分別為33.9和32.0mm，這是由于鈦層的成形能力對TA1/2A12復合板極限脹形高度起主要作用而導致。當鋁層靠近凸模時，鈦層更易達到應變極限，從而使復合板在脹形高度較低時發生破裂。

3.3厚度分布

圖11和圖12為復合板鈦層、鋁層分別靠近凸模時破裂瞬間鈦、鋁兩層的減薄率分布圖。當鈦層靠近凸模時，鈦層壓邊位置發生材料堆積，厚度增加，半球底部附近沿橫向出現破裂，沿材料軋向減薄率分布均勻，橫向分布不均勻，反映了材料的各向異性較大;鋁層減薄率分布較為均勻,成形能力強,半球底部附近的減薄率較大,這是復合板之間相互作用的結果。當鋁層靠近凸模時，鈦層半球底部的減薄率較大，其他位置的減薄率較低，半球底部附近沿橫向破裂。鈦層材料厚度變化小，成形困難，當鈦層靠近凸模時，材料厚度變化更均勻。沿板材中心的軋向每隔2mm分別測量鈦、鋁兩層板材減薄率，具體結果和測試方向如圖13所示。鋁層厚度分布較為均勻，無明顯突變，最大減薄率為19.9%;鈦層厚度存在突變,發生局部破裂。

4、脹形試驗驗證

基于上文的仿真分析結果，開展脹形試驗以驗證模擬的準確性。使用壓邊力為600kN、模具間隙為1.1倍板材厚度、沖壓速度為1mm·s?1的工藝參數進行TA1/2A12復合板在不同放置順序下的脹形試驗。圖14為TA1/2A12復合板極限脹形高度試驗結果，鈦層、鋁層分別靠近凸模時的實際極限脹形高度分別為35.7和33.6mm，該脹形件實際情況與模擬的結果較為相似，壓邊位置無褶皺，破裂發生在半球底部附近，沿橫向破裂，除破裂處外復合板無明顯開裂，成形效果良好。圖15為TA1/2A12復合板脹形力-位移曲線，當復合板處于不同放置順序時，板材受力情況不同。有限元模擬的極限脹形高度分別為33.9和32.0mm，模擬和實際試驗有著相似趨勢，且極限脹形高度與模擬出的極限脹形高度誤差分別為5.3%和5.0%，這說明本文基于Dynaform軟件的有限元脹形模擬方法可以較為準確地預測TA1/2A12復合板的成形性能，可為將來的鈦/鋁復合板以及其他復合板的成形性能模擬提供參考。

5、結論

(1)當鈦層、鋁層分別放置在靠近凸模的位置時，極限脹形高度分別為33.9和32.0mm，復合板的破壞形式均為鈦層位于半球底部附近的位置先達到應變破裂極限而發生破裂，在復合板的結合作用下，鋁層相應位置隨之發生破裂。鈦層半球底部附近的位置厚度減薄率易發生突變;鋁層厚度減薄率分布較為均勻，最大可達19.9%。

(2)鈦層的放置順序和材料性能是影響TA1/2A12復合板成形能力的關鍵，鈦層半球底部附近應力較高，應變沿TD方向擴散;鋁層應力較小，且應變分布較為均勻。所以破裂首先發生在鈦層半球底部附近，沿TD方向擴散。當鋁層靠近凸模時，鈦層應變先到達極限應變,極限脹形高度較低。

(3)將TA1/2A12復合板鈦層、鋁層分別靠近凸模進行脹形模擬和試驗驗證,模擬的極限脹形高度與真實結果的誤差分別為5.3%和5.0%，且模擬的破裂情況與實際破裂情況相似,驗證了有限元模型的可靠性，該有限元模型可對TA1/2A12復合板的成形工藝參數模擬提供一定參考價值。

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（注，原文標題：TA12A12復合板成形性能的模擬研究）