周賢軍，武 永，陳明和，謝蘭生，秦中環(huán)

(1.南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院，南京 210016；2.北京航星機(jī)器制造有限公司，北京 100013)

0 引 言

鈦合金蜂窩夾層結(jié)構(gòu)由上下2塊薄壁面板與中部鈦合金蜂窩芯組成，具有密度小、剛性大、強(qiáng)度高、隔熱隔音性好的優(yōu)點(diǎn)，在航空航天領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用[1-3]。鈦合金蜂窩芯的制備方法主要包括成形法、增材制造法等。成形法工藝流程為先將薄板預(yù)成形成瓦楞板，再焊接成蜂窩芯[4-5]。虞文軍等[6]采用輥壓/校形法制備了蜂窩芯瓦楞板，分析了輥壓齒輪間隙和校形參數(shù)對(duì)瓦楞板尺寸精度的影響。蘇小麗[7]和山口近吾等[8]分別采用點(diǎn)焊和釬焊方法研究了瓦楞板的拼接工藝，并成功制備了蜂窩芯樣件。王琦等[9]研究了點(diǎn)焊TC1鈦合金蜂窩芯的面抗壓性能，發(fā)現(xiàn)焊點(diǎn)強(qiáng)度對(duì)蜂窩芯平壓極限載荷的影響較大，平壓時(shí)的失效形式為焊點(diǎn)剪切失效和蜂窩芯屈曲變形。BARANOWSKI等[10]研究了激光增材制造Ti-6Al-4V鈦合金蜂窩芯在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮下的變形行為，發(fā)現(xiàn)隨著蜂窩芯壓縮過程的進(jìn)行，壓縮力發(fā)生不穩(wěn)定變化，蜂窩芯胞體尺寸影響其力學(xué)性能。雖然針對(duì)成形法制備鈦合金蜂窩芯的研究已較為深入，但瓦楞板之間的連接強(qiáng)度普遍較低[11]；而增材制造蜂窩芯尚未得到大規(guī)模應(yīng)用，在嚴(yán)苛的工作條件下應(yīng)用時(shí)具有一定的局限性。因此，迫切需要研發(fā)一種高效、穩(wěn)定的鈦合金蜂窩芯制造工藝。

在制備復(fù)合材料和鋁合金蜂窩芯時(shí)，拉伸法[12]是一種常用的高效制備方法，即采用膠接、焊接等方法制備層疊板，再經(jīng)拉伸變形后得到蜂窩芯[13-14]，可批量制備大尺寸蜂窩芯。這為鈦合金蜂窩芯的制備提供了一種新思路。TC4鈦合金在高溫下具有良好的塑性與擴(kuò)散連接性能[15]，可采用擴(kuò)散連接制備TC4鈦合金層疊板，然后經(jīng)過高溫拉伸得到胞體形狀較一致的鈦合金蜂窩芯[16]。作者采用有限元仿真方法模擬了TC4鈦合金蜂窩芯的擴(kuò)散連接/拉伸成形過程，基于仿真結(jié)果獲得最佳的拉伸長(zhǎng)度，通過擴(kuò)散連接/拉伸成形試驗(yàn)，研究了蜂窩芯胞體輪廓、壁厚分布以及擴(kuò)散連接界面形貌，為鈦合金蜂窩芯的擴(kuò)散連接/拉伸成形制造工藝的應(yīng)用提供參考。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為寶鈦集團(tuán)有限公司生產(chǎn)的厚度為0.2 mm的TC4軋制薄板，其化學(xué)成分符合GB/T 3620.1—2016標(biāo)準(zhǔn)。TC4鈦合金的室溫抗拉強(qiáng)度為1 012 MPa，在高溫下具有良好的塑性和擴(kuò)散連接性能[17]。經(jīng)過擴(kuò)散連接工藝處理后TC4鈦合金在800 ℃和不同應(yīng)變速率下拉伸的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線如圖1所示。

圖1 TC4鈦合金在800 ℃和不同應(yīng)變速率下拉伸時(shí)的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線Fig.1 True stress-true strain curve of TC4 titanium alloy during tension at 800 ℃ and different strain rates

鈦合金蜂窩芯的擴(kuò)散連接/拉伸成形工藝的原理如圖2(a)所示：先用擴(kuò)散連接方法將噴涂氮化硼隔離劑的TC4鈦合金薄板制備成層疊板，再沿層疊板法向高溫拉伸成蜂窩芯。TC4鈦合金薄板長(zhǎng)度為130 mm，氮化硼噴涂長(zhǎng)度為20 mm，噴涂區(qū)間隔長(zhǎng)度為20 mm。蜂窩芯胞體目標(biāo)形狀為正六邊形，胞體邊長(zhǎng)L為10 mm，蜂窩芯厚度t為10 mm，由10層鈦合金薄板組成，共5層蜂窩胞體。TC4鈦合金擴(kuò)散連接溫度為920 ℃，擴(kuò)散連接壓力為3 MPa，保壓時(shí)間為60 min。采用UTM5504X型高溫拉伸試驗(yàn)機(jī)以及圖2(b)所示的拉伸夾具進(jìn)行拉伸成形，夾具部件可在導(dǎo)軌上自由移動(dòng)。拉伸時(shí)溫度為800 ℃，拉伸速度為1 mm·s-1，拉伸前保溫20 min，拉伸長(zhǎng)度根據(jù)有限元仿真優(yōu)化得到。拉伸完成后，迅速取出蜂窩芯并水冷以保存高溫組織。在拉伸過程中，由于胞體輪廓在不斷發(fā)生變化，采用蜂窩芯斜邊與水平方向的傾角θ、蜂窩芯胞體寬度W和蜂窩芯胞體高度H描述蜂窩芯胞體尺寸。

圖2 擴(kuò)散連接/拉伸成形法制備鈦合金蜂窩芯的原理以及拉伸夾具Fig.2 Schematic of diffusion bonding/stretch forming principle for titanium alloy honeycomb core (a) and stretching fixture (b)

采用游標(biāo)卡尺測(cè)量蜂窩芯中部胞體的高度與寬度，獲取蜂窩芯的整體輪廓。采用熱鑲嵌法制備擴(kuò)散連接層疊板和蜂窩芯金相試樣，利用砂紙打磨和機(jī)械拋光，再用Kroll試劑(體積分?jǐn)?shù)2% HF和體積分?jǐn)?shù)4% HNO3組成的溶液)腐蝕后，采用MR5000型光學(xué)顯微鏡觀察顯微組織。為了獲取蜂窩芯拉伸變形后的板料減薄量，采用顯微測(cè)量軟件對(duì)胞體斜邊，即圖2(a)中主要變形區(qū)的厚度進(jìn)行測(cè)量，測(cè)試間隔為1 mm。

2 有限元仿真模型

5層正六邊形蜂窩芯的理論總高度為88.4 mm，而拉伸過程中胞體變形存在圓角過渡而無法形成正六邊形[18]，因此不能直接采用理論高度作為其拉伸試驗(yàn)參數(shù)。為了獲得合適的拉伸長(zhǎng)度，采用ABAQUS軟件中的Dynamic Explicit模塊對(duì)蜂窩芯的拉伸成形工藝進(jìn)行仿真。圖3為蜂窩芯拉伸成形的有限元模型，采用C3D8R單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用結(jié)點(diǎn)綁定的方式模擬擴(kuò)散連接，方框內(nèi)為施加拉伸載荷的區(qū)域，拉伸方向垂直于板料表面，拉伸速度為1 mm·s-1，拉伸長(zhǎng)度分別為55, 65, 75, 85，95 mm。仿真過程中TC4鈦合金的材料塑性參數(shù)由高溫拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線獲得。

圖3 蜂窩芯拉伸成形有限元模型Fig.3 Honeycomb core stretching forming finite element model

3 結(jié)果與討論

3.1 有限元仿真結(jié)果

由圖4可以看出,當(dāng)拉伸長(zhǎng)度為55 mm時(shí)，蜂窩芯最外側(cè)胞體的拉伸應(yīng)變較大；隨著拉伸過程的進(jìn)行，胞體形狀逐漸規(guī)整，在拉伸至75 mm時(shí)，蜂窩芯胞體接近正六邊形結(jié)構(gòu)；隨著拉伸長(zhǎng)度的繼續(xù)增加，蜂窩芯縱向繼續(xù)伸長(zhǎng)，橫向繼續(xù)收縮，胞體形狀向長(zhǎng)方形轉(zhuǎn)變；當(dāng)拉伸長(zhǎng)度為95 mm時(shí)，蜂窩芯胞體呈長(zhǎng)方形。拉伸開始時(shí)，由于拉伸載荷直接作用在外層的板料上，外層的層疊板先變?yōu)楸馄搅呅危w變形不均勻，造成外層板料應(yīng)變集中；隨著拉伸過程的進(jìn)行，所有板料被均勻拉開，此時(shí)邊緣板料發(fā)生彎曲變形而造成應(yīng)變集中；當(dāng)胞體形狀變?yōu)殚L(zhǎng)方形后，部分板料直接受到拉伸力作用而發(fā)生變形。由此可知，在擴(kuò)散層疊板拉伸變形至六邊形的過程中，蜂窩芯擴(kuò)散連接區(qū)域主要承受彎曲力，其邊緣發(fā)生連接界面撕裂和板料彎曲斷裂的可能性較大。

圖4 模擬得到拉伸不同長(zhǎng)度后蜂窩芯的等效塑性應(yīng)變?cè)茍DFig.4 Simulated equivalent plastic strain cloud of honeycomb core by stretching for different lengths

理論正六邊形的高度為17.3 mm，寬度為20 mm，傾角為60°。由圖5可以看出：模擬得到隨著拉伸長(zhǎng)度的增加，胞體高度和側(cè)邊傾角增加，寬度減小，當(dāng)拉伸長(zhǎng)度為75 mm時(shí)，胞體寬度和高度、側(cè)邊傾角分別為21.7 mm, 14.9 mm, 70°，胞體形狀最接近正六邊形。因此，根據(jù)仿真結(jié)果選擇75 mm作為拉伸長(zhǎng)度進(jìn)行蜂窩芯拉伸試驗(yàn)。

圖5 模擬得到拉伸不同長(zhǎng)度后蜂窩芯胞體的尺寸Fig.5 Simulated size of cell of honeycomb core by stretching for different lengths

3.2 試驗(yàn)結(jié)果

3.2.1 成形質(zhì)量

由圖6可以看出：拉伸75 mm后蜂窩芯胞體基本為規(guī)則的六邊形，未出現(xiàn)粘連、撕裂、彎曲斷裂現(xiàn)象，蜂窩芯中部質(zhì)量較好，但部分胞體出現(xiàn)了邊長(zhǎng)不一致的情況，且外側(cè)胞體發(fā)生一定程度的畸變；在拉伸初期，需要將板料從平面狀態(tài)拉起至彎曲變形狀態(tài)，其拉伸力增加得較快，而在進(jìn)入彎曲變形階段后，拉伸力緩慢上升，在拉伸長(zhǎng)度超過55 mm后，拉伸力迅速上升，并出現(xiàn)較大波動(dòng)。

圖6 拉伸75 mm后蜂窩芯的外觀及拉伸力-位移曲線Fig.6 Appearance of honeycomb core by stretching 75 mm (a) and tension force-displacement curve (b)

對(duì)圖6中蜂窩芯中部7個(gè)胞體的尺寸進(jìn)行測(cè)量，結(jié)果如圖7所示。由圖7可以看出，蜂窩芯中部胞體的尺寸差距較小。計(jì)算得到胞體的平均高度為16.2 mm，平均寬度為21.5 mm，與理想正六邊形尺寸間的相對(duì)偏差僅為6.59%與7.55%，說明最外側(cè)的胞體畸變對(duì)中部胞體尺寸的影響較小。

圖7 拉伸75 mm后蜂窩芯中部胞體的高度與寬度Fig.7 Height (a) and width (b) of cell of honeycomb core by stretching for 75 mm

取圖6(a)中方框所示蜂窩芯中部胞體的試驗(yàn)和仿真輪廓，與理想正六邊形輪廓進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖8所示。由圖8可以看出：試驗(yàn)得到胞體的寬度和高度、斜邊傾角別為21.0 mm, 8.2 mm和65°，與正六邊形尺寸間的相對(duì)偏差分別為4.90%, 5.09%，8.33%；測(cè)得試驗(yàn)和仿真得到胞體的圓角半徑分別為2.5，3.3 mm。

圖8 試驗(yàn)得到拉伸75 mm后蜂窩芯中部胞體輪廓與仿真結(jié)果以及理想正六邊形輪廓的對(duì)比Fig.8 Comparison of tested cell outline of honeycomb core middle part by stretching for 75 mm with simulation and ideal regular hexagon outline

由圖9可以看出：仿真得到蜂窩芯板料的最小厚度為0.190 mm，最大厚度為0.204 mm，最大減薄率為6.86%，且板料最薄處位于圓角附近；試驗(yàn)得到蜂窩芯板料的最小厚度為0.194 mm，最大厚度為0.205 mm，最大減薄率為5.37%，最薄處也位于圓角附近。在板料拉伸變形過程中，圓角處承受了較大的彎曲力以及沿板料的拉伸力，因此圓角附近的板料厚度最小。

圖9 試驗(yàn)得到拉伸75 mm后蜂窩芯板料厚度分布曲線與仿真結(jié)果的對(duì)比Fig.9 Comparison of tested plate thickness distribution of honeycomb core by stretching for 75 mm with simulation

試驗(yàn)得到拉伸75 mm后蜂窩芯質(zhì)量較好，但由于層疊板在噴涂隔離劑和疊放過程中會(huì)產(chǎn)生尺寸誤差，部分胞體邊長(zhǎng)不一致；夾具部件安裝在層疊板上時(shí)存在一定的安裝誤差，夾具部件與導(dǎo)軌的配合精度不足，這些都會(huì)導(dǎo)致拉伸力無法垂直作用在胞體的拉伸區(qū)域上，從而影響部分胞體的形狀；夾具部件在導(dǎo)軌上移動(dòng)時(shí)存在摩擦力，阻礙了外側(cè)胞體在寬度方向上的收縮，導(dǎo)致外側(cè)胞體變形不充分而發(fā)生畸變[18]。通過提高TC4鈦合金薄板疊放精度以及改進(jìn)夾具設(shè)計(jì)可以減小此類工藝缺陷。

3.2.2 擴(kuò)散連接界面形貌

由圖10可以看出：層疊板擴(kuò)散連接區(qū)域未見明顯孔洞缺陷，擴(kuò)散連接質(zhì)量良好，擴(kuò)散連接區(qū)域與母材區(qū)域的組織相同，擴(kuò)散連接區(qū)與隔離劑區(qū)域界面處存在部分虛焊過渡段，其長(zhǎng)度為150 μm左右，這是噴涂隔離劑所引起的正?，F(xiàn)象；拉伸75 mm后蜂窩芯擴(kuò)散連接質(zhì)量良好，未擴(kuò)散連接區(qū)域的薄板在拉伸力作用下發(fā)生彎曲變形，彎曲圓角區(qū)域未出現(xiàn)裂紋，部分虛焊過渡段因連接強(qiáng)度較差而裂開，其長(zhǎng)度減小到70 μm左右。經(jīng)檢查發(fā)現(xiàn)，擴(kuò)散連接區(qū)域的焊合率均超過了95%。由此可見，擴(kuò)散連接/拉伸成形工藝可以實(shí)現(xiàn)蜂窩芯板料間的冶金結(jié)合，且拉伸成形過程不會(huì)對(duì)擴(kuò)散連接質(zhì)量造成影響。

圖10 擴(kuò)散連接層疊板以及拉伸75 mm后蜂窩芯擴(kuò)散連接界面處的微觀形貌Fig.10 Micromorphology diffusion bonding interface area of diffusion bonding laminate (a-b) and honeycomb core by stretching for 75 mm (c-d): (a, c) overall morphology and (b, d) amplification of bonding interface area

4 結(jié) 論

(1) 在920 ℃/3 MPa/60 min參數(shù)下對(duì)表面間隔噴涂氧化硼隔離劑的10層TC4鈦合金薄板進(jìn)行擴(kuò)散連接得到層疊板，并在溫度800 ℃、拉伸速度1 mm·s-1下拉伸75 mm制備蜂窩芯，該蜂窩芯形成了規(guī)則的正六邊形胞體，驗(yàn)證了擴(kuò)散連接/拉伸成形制備TC4鈦合金蜂窩芯的可行性。

(2) 蜂窩芯中部胞體平均高度為16.2 mm,與正六邊形高度的相對(duì)偏差為6.59%，平均寬度為21.5 mm,與正六邊形寬度的相對(duì)偏差為7.55%，彎曲變形圓角為2.5 mm，板料的最大減薄率為5.37%。

(3) 擴(kuò)散連接得到的層疊板結(jié)合緊密，擴(kuò)散連接區(qū)域未見明顯缺陷，焊合率均超過了95%，擴(kuò)散焊接區(qū)域和隔離劑區(qū)域過渡處存在一段虛焊區(qū)域，經(jīng)拉伸變形后焊縫未被撕裂。