引言

隨著全球制造業(yè)向高效、節(jié)能、低碳方向發(fā)展，材料成形技術正面臨降低能耗、提高加工精度等多重挑戰(zhàn)。尤其在航空航天等領域，高性能輕合金材料的需求日益增長，如鈦合金因其優(yōu)異的比強度、耐腐蝕性，被廣泛應用于航空發(fā)動機、飛機結構件和高性能承力部件 [1-6]。然而，鈦合金在成形過程中存在室溫塑性差、變形抗力高等問題，嚴重限制了其工程應用 [7-13]。

脈沖電流輔助熱處理及成形技術是近些年發(fā)展起來的一種電 - 熱 - 力多能場耦合的先進技術 [14-20]。與傳統(tǒng)加熱方式不同，脈沖電流可通過焦耳熱效應快速加熱材料，同時其電致遷移和電致塑性等效應能顯著加速原子擴散、降低流動應力，從而能有效加速材料的熱處理進程，并改善成形性能 [17,21-27]。相比于傳統(tǒng)的電阻爐加熱成形，脈沖電流輔助成形具有高效、節(jié)能等優(yōu)點，被廣泛應用于金屬零件的熱成形中，如沖壓、拉拔、軋制和氣脹成形等工藝中。

王少楠 [28] 利用電流輔助拉深裝置成功制備了深度為 15 mm 的盒形 AZ31 鎂合金試樣，指出脈沖電流的熱效應和非熱效應耦合機制會促進變形過程中的動態(tài)再結晶，進而提高鎂合金的塑性變形能力。ZHAO Y X 等 [29] 采用類似的裝置對超薄 (0.2 mm 厚) TC4 鈦合金進行了電流輔助 U 形彎曲成形，結果表明，成形過程中引入脈沖電流可有效降低 TC4 板材的回彈，把回彈降低的原因歸結為脈沖電流的熱效應和非熱效應對位錯運動以及 α→β 相變的促進而引起的材料軟化。XIE H 等 [30] 對 AZ31B 鎂合金進行了脈沖電流輔助 V 型彎曲，使用強制空氣冷卻來保持試樣溫度為 100 ℃以研究脈沖頻率和電流密度對回彈的影響。結果表明，回彈隨脈沖頻率和電流密度的增加而減少，這表明脈沖電流存在非熱效應從而降低回彈。通過微觀組織觀察，發(fā)現(xiàn)脈沖電流降低回彈的原因可能是脈沖電流誘導晶粒尺寸的減小及孿晶數(shù)量的減少，因為這些組織變化有利于殘余應力的釋放。脈沖電流在不同的材料中，如 316L 不銹鋼 [31] 和 6063 鋁合金 [32]，都能有效降低彎曲成形力及回彈。

通過上述文獻可知，目前電輔助成形的研究主要集中在通過模具設計實現(xiàn)局部加熱成形，但是否需要根據材料的導電導熱性能差異調整模具設計尚未有明確研究。對此，本文研究了 3 種不同電流路徑及結構的電輔助彎曲模具對TA15鈦合金 V 型彎曲成形的影響，通過對比溫度分布、電流密度、成形極限和精度等因素，確定適合TA15鈦合金成形的電輔助彎曲模具。

1 實驗材料與成形工藝

1.1 實驗材料

本文所用的TA15鈦合金為寶鈦集團有限公司提供的 2 mm 厚熱軋退火板，彎曲試樣為尺寸為 35 mm×10 mm×2 mm 的板條狀試樣。用金相法測得所用材料的 β 相轉變溫度為 980 ℃。原始板材的微觀組織如圖 1 所示，由圖 1a（α 相反極圖 IPF）和圖 1b（β 相 IPF）可知，原始材料的微觀組織為典型的等軸結構，由體積分數(shù)為 95.1% 的等軸 α 相以及分布在晶界的體積分數(shù)fβ為 4.9% 的 β 相組成。α 相和 β 相的平均尺寸d分別約為 3.0 μm 和 0.5 μm（圖 1d 和圖 1e）。圖 1c 為原始材料的局部取向差圖（Kernel Average Misorientation，KAM），KAM 被定義為 0°~5° 的平均局部取向差，可以用來直觀地反映幾何必須位錯（Geometrically Necessary Dislocations，GNDs）的密度。由圖 1c 可知，原始試樣 KAM 圖主要由 KAM 值較低的藍色晶粒組成，其 α 相 KAM 平均值θ僅有 0.4°（圖 1f），這表明試樣內的 GNDs 較低，原始板材退火相對完全。

彎曲前施加 50 N 的預緊力使試樣與模具接觸良好，防止出現(xiàn)打火現(xiàn)象，彎曲實驗的速度為50mm.min-1。TA15 鈦合金的電流輔助彎曲的溫度選擇為 700 ℃。當溫度達到后保溫 30 s 再開始進行彎曲成形實驗。具體的實驗參數(shù)見表 1。

 

表 1 電流輔助TA15鈦合金 V 型彎曲實驗參數(shù)

Tab.1 Experimental parameters of current-assisted V-bending ofTA15titanium alloy

參數(shù)（Parameters）	溫度（Temperature）/℃	保溫時間（Holding time）/s	速度（Velocity）/（mm・min⁻¹）	最大載荷（The maximum load）/N	脈沖頻率（Pulse frequency）/Hz	占空比（Duty cycle）/%
數(shù)值（Value）	700	30	50	3000	100	20

1.2 電流輔助彎曲模具結構

本實驗所用的TA15鈦合金的電阻較大，導熱較差。為了找到合適于TA15鈦合金的電輔助彎曲成形裝置，本實驗探究了 3 種不同結構及電流路徑的模具結構。模具的實物圖及原理圖如圖 2 所示，為方便區(qū)分，將圖 2a~ 圖 2c 所示的 3 種彎曲模具分別定義為 A、B 和 C 模具。

A 和 B 模具結構主要包含絕緣裝置、金屬凸模、金屬凹模以及電極。在電流路徑方面，A 模具電源的正負極分別裝于兩個凹模上，電流從試樣的一端流入，從試樣的另一端流出，試樣處于兩個凹模間的部位會被加熱，如圖 2a 所示；B 模具電流路徑是沿金屬凸模流入到試樣的中部，然后從試樣兩端經金屬凹模流出，如圖 2b 所示。C 模具是本文提出的一種新型電流輔助彎曲模具，其電流路徑與 B 模具相同，但在凸模的結構上采用了 “金屬主體 + 石墨圓角” 的復合設計方式，同時金屬主體的側壁涂覆有絕緣用的高溫漆（圖 2c）。A、B 和 C 這 3 種模具所用凸模的彎曲角度均為 31°，凸模圓角直徑均為 Φ4 mm。彎曲實驗過程中，試樣的溫度由紅外測溫儀測量并記錄。

2、TA15鈦合金電流輔助彎曲

2.1 彎曲過程中的加載曲線及溫度變化

TA15 鈦合金經不同彎曲模具進行 V 型彎曲時的載荷 - 位移曲線如圖 3 所示，可以看出與室溫彎曲相比，在脈沖電流及高溫的作用下，電流輔助試樣的彎曲載荷明顯下降，所需的彎曲載荷只有 2000 N。不同彎曲模具的彎曲載荷 - 位移曲線相似，均由彎曲過程中載荷平穩(wěn)變化以及零件與模具貼合后載荷陡增兩部分組成。值得注意的是，室溫彎曲及 A 模具彎曲的載荷 - 位移曲線均在載荷平穩(wěn)變化區(qū)出現(xiàn)了明顯的陡降，這是試樣出現(xiàn)裂紋以及發(fā)生斷裂的現(xiàn)象，相關證明將在后續(xù)的彎曲實物圖中給出。

圖 4 為TA15鈦合金分別經 3 種模具彎曲時的熱點（最高溫度）隨時間變化曲線，相應的電流密度也統(tǒng)計于圖內。由圖可知，在不同模具結構及電流路徑下，脈沖電流都可在 15 s 左右將TA15鈦合金試樣加熱至 700 ℃，但所需的電流密度有所不同：A 模具所需的電流密度最大，為\(30\ \text{A·mm}^{-2}\)；C 模具由于在凸模中引入石墨，大大降低了電流密度，僅需\(18.8\ \text{A·mm}^{-2}\)的電流密度即可將試樣加熱至 700 ℃。在隨后的 30 s 溫度穩(wěn)定期內，3 種模具的試樣溫度都穩(wěn)定在 700 ℃。彎曲開始后，試樣的溫度逐漸降低。造成該現(xiàn)象的主要原因是試樣與模具的接觸面積會隨彎曲進程逐漸增大，這使得試樣的熱傳導散熱增強，從而導致試樣溫度下降。另一方面，需要注意的是，彎曲結束后試樣與模具緊密接觸，電流會直接通過彎曲試樣的側壁而繞過彎曲變形處形成回路，這將導致即使增大電流也無法提高彎曲變形處的溫度。

考慮不同的電流路徑及模具結構可能會導致試樣內的溫度分布不同，而溫度分布會直接影響彎曲成形結果。為此，對 3 種模具下不同彎曲階段試樣內的溫度分布進行統(tǒng)計并匯總于圖 5。由圖可知，電流路徑及模具結構對試樣的溫度分布有很大影響。在保溫階段：A 模具試樣中部（凸模圓角底部）的溫度為 650 ℃左右，試樣內的 700 ℃高溫區(qū)分布于凸模圓角兩側，其總長度為 11.6 mm 左右；B 模具試樣的 700 ℃高溫區(qū)位于試樣中部呈兩側對稱分布，其長度較 A 模具試樣的短，為 9.2 mm；C 模具試樣的 700 ℃高溫區(qū)也位于試樣中部，但其長度最短，僅為 4.4 mm。在彎曲成形階段，3 種模具下試樣的最高溫度都位于試樣中部呈兩側對稱分布，且隨彎曲程度增加，試樣溫度都逐漸減小，但 B 和 C 模具試樣的溫度要高于 A 模具試樣。彎曲結束時，A、B 和 C 模具試樣的最高溫度分別為 242 ℃、377 ℃和 363 ℃。TA15 鈦合金板材在 3 種彎曲模具下呈現(xiàn)出的溫度分布差異必然會對彎曲成形結果產生影響。因此，接下來將對比 3 種彎曲模具成形件的差異。

2.2 成形極限及精度

圖 6 為TA15鈦合金分別經室溫彎曲以及 3 種不同模具彎曲后的實物圖。從圖 6a 可以看出，由于TA15鈦合金的室溫塑性較差，在室溫彎曲至 146° 時，試樣的彎角外側已產生了裂紋，繼續(xù)彎曲至 31° 時，試樣斷裂，該現(xiàn)象也驗證了圖 3 中室溫彎曲加載曲線陡降的原因是試樣出現(xiàn)裂紋并發(fā)生斷裂。

對TA15鈦合金進行電流輔助彎曲，如圖 6b 所示，當采用 A 模具彎曲時，試樣雖未斷裂，但在彎角外側有明顯的裂紋，這與圖 3 中 A 模具彎曲加載曲線存在陡降的現(xiàn)象相對應。采用 B 模具彎曲時，如圖 6c 所示，試樣未產生裂紋，其彎曲內角半徑為 1.8 mm，與模具尺寸相當，但試樣回彈嚴重，其回彈角可達近 6°，這對零件的尺寸精度影響巨大。采用 C 模具彎曲時，如圖 6d 所示，試樣未產生裂紋，但回彈相較 B 模具彎曲試樣的更大，其回彈角可達近 13°，且試樣彎曲內角半徑僅為 0.8 mm，與模具尺寸相差 60%，其尺寸精度更差。

考慮試樣的溫度分布會對彎曲過程產生重要影響，結合上述彎曲過程中試樣的溫度分布結果（圖 5），可以推測經 A 模具彎曲的試樣產生裂紋的原因應是試樣主要變形區(qū)（試樣中部）的溫度較低，隨著彎曲的進行，試樣彎角處的溫度會進一步下降，而鈦合金的低溫塑性較差，從而導致試樣產生裂紋。而經 C 模具彎曲試樣的彎曲內角直徑較小、回彈較大的原因是試樣中部的 700 ℃高溫區(qū)長度較短，導致試樣彎曲時應變只集中在這個較短的區(qū)域，從而使試樣發(fā)生了對折變形而并非貼合凸模彎角進行變形。此外，經 3 種模具彎曲后，試件的回彈角都較大是由于成形過程中試樣溫度逐漸降低所致的。綜上所述，TA15 鈦合金在進行電流輔助彎曲時，高溫成形區(qū)分布的位置以及長度會對成形結果產生重要影響，通過合理的模具結構及電流路徑設計保證高溫區(qū)位于試樣變形區(qū)中部且有合適的長度是提高成形極限和精度的關鍵。通過綜合考慮彎曲試樣的回彈大小及彎角精度，B 模具更適合TA15鈦合金的彎曲成形。

2.3 彎曲成形后的組織形貌

圖 7 為TA15鈦合金經 B 模具彎曲后試樣不同位置的 EBSD 結果。由圖 7 中 IPF 可知，彎角外側由于受拉應力，原始等軸晶粒沿拉應力方向（水平方向）被拉長；彎角內側由于受壓應力，原始等軸晶粒沿垂直于壓應力方向（豎直方向）被拉長。彎曲后，在高溫及脈沖電流作用下，試樣彎角部位發(fā)生了明顯的 α→β 相變，其內外側的 β 相含量分別為 9.4% 和 8.9%（圖 7 中相分布圖），高于試樣側壁未發(fā)生變形區(qū)的 4.8%，這證明了脈沖電流輔助成形可實現(xiàn)對局部變形區(qū)域的組織調控。

由圖 7 中彎曲試樣不同區(qū)域內 α 相和 β 相的 KAM 分布圖可知，彎角內外側區(qū)域內 α 相和 β 相的 KAM 平均值都遠高于側壁未變形區(qū)域內的 KAM 值，這意味著電流輔助彎曲成形時，試樣內未發(fā)生完全動態(tài)回復，使試樣的彎角變形處累積了大量塑性變形后產生的位錯，這意味著彎角處有較高的殘余應力，會促使試樣在卸載后發(fā)生回彈。

3、結論

(1)TA15鈦合金室溫塑性較差，室溫下板材彎曲至 146° 時，試樣就會產生裂紋。而采用電流輔助彎曲工藝，可實現(xiàn)試樣成形區(qū)的局部加熱（模具置于室溫環(huán)境），在高溫及脈沖電流作用下，可將試樣彎曲成形至 31°，顯著提高試樣的成形極限。

(2) 電流輔助彎曲時，在彎曲前的保溫階段，保證試樣內高溫區(qū)有合適的長度以及使其均勻分布于試樣成形區(qū)是提高成形極限的關鍵。而模具結構、電流路徑以及試樣的本征性能（熱導率和電導率）會顯著影響試樣內高溫區(qū)分布的位置及長度。對于鈦合金這種電阻大但導熱差的金屬而言，選用電流從凸模引入的 B 彎曲模具可有較好的高溫區(qū)分布及成形結果。

(3) 本文所設計的電流輔助模具是在電輔助彎曲模具上增加了改進電極，克服了電輔助彎曲時的電流繞流問題，可將試樣的彎曲變形處加熱至熱處理溫度，有效消除了試樣回彈，實現(xiàn)了高精度成形。

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（注，原文標題：TA15鈦合金電流輔助V型彎曲成形工藝研究）

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