发布日期：2026-4-22 8:32:30
大涵道比发动机因其具有高推重比、低油耗和低噪声等优势，已成为现代民用航空发动机的主流选择[1]。进气道唇口作为大涵道比发动机的关键零件，其气动结构对发动机的燃油效率和安全性具有重要影响[2]。为进一步提升发动机燃油效率与经济性，在钛合金进气道唇口的成形制造过程中，由于其中空结构几何形状复杂且对精度要求高，传统钛合金热冲压需同时加热板材与模具,零件成形周期长、成本高，无法满足高效率、低成本发展要求。近年发展的电辅助热冲压技术，通过通电自阻加热板料，成形时采用室温模具，从而实现板材短流程、低成本制造(图1)。然而，与传统钛合金热冲压不同，电辅助热冲压过程具有典型的非等温变形特征，
复杂的变温历程使得材料的流动行为难以预测，这对钛合金电辅助成形后零件的壁厚均匀性与回弹精度控制提出了全新挑战。
近年来，国内外相关学者针对板材电辅助冲压成形开展了大量研究。JordanA等[3]研究了电流对铜板三点弯曲工艺的影响，发现在电流作用下试样厚度方向的应变分布更加均匀，从而可以减小零件回弹。SalandroWA等[4]在其研究中指出，电流场的作用可使不锈钢板V型回弹减小77%。XieHY等[5]在脉冲电辅助镁合金V型弯曲研究中发现成形后回弹几乎消失。同样的结果在GreenCR等[6]开展的电辅助铝合金薄板弯曲回弹实验中也得到了验证。LiCZ等[7]研究了电流对不锈钢双极板微通道冲压成形性能并发现微通道凹槽回弹减小50%以上。周强等[8]对TC4钛合金板材进行了电辅助V形弯曲试验，发现电流能够显著降低成形力并抑制弯曲开裂。LiDC等[9]采用电流辅助冲压工艺对高温钛合金进行成形，结果表明，提高成形温度和降低升温速率可以促进β相转变，降低构件的流变应力和尺寸偏差，但位错密度较低导致加工硬化程度降低、厚度均匀性下降。最近，王克环等[10]系统阐述了钛合金薄壁构件电辅助冲压成形技术进展并对该技术未来的发展方向进行了展望。
总结上述研究发现，现有的钛合金电辅助冲压研究大部分是针对加热速率、成形温度和成形速度等对成形质量的影响。然而，目前针对关键工艺参数(如压边力、板料初始温度等)对电辅助冲压零件壁厚分布与回弹特性的直接影响规律尚缺乏系统性研究。在电辅助冲压过程中，压边力和板料温度的改变不仅直接决定了板料的流动应力状态，更通过改变模具与板料间的接触条件显著影响温度场分布。因此，探究这些关键工艺参数对成形质量的影响机制，对于实现工艺参数的精准控制及零件精度的提升具有重要意义。
本文以发动机进气道唇口为研究对象，首先通过试验获得不同温度与压边力下TC4钛合金热导率;其次，在ABAQUS有限元软件中建立钛合金进气道唇口电辅助冲压成形有限元仿真模型;最后，分析不同温度与压边力对进气道唇口成形后零件壁厚变化与回弹的影响规律。
1、钛合金板材力学性能与热导率试验
进气道唇口材料为TC4钛合金[11]，板材厚度为2.4mm。首先，开展电辅助单向拉伸试验，分别在25、400和750℃测得TC4钛合金板材的应力-应变曲线，如图2a所示。TC4钛合金板材在不同温度下的弹性模量和泊松比结果如图2b所示。
进气道唇口材料TC4钛合金板材的热导率与温度、压边力的关系如图3a所示。5MPa压边力下，TC4钛合金板材的热导率在25℃时为6.3W.(m.K)-1,400℃时为11.9W.(m.K)-1，750℃时为16.5W.(m.K)-1;50 MPa压边力下，TC4钛合金板材的热导率在25℃时为5.6W.(m.K)-1,400℃时为10.8W.(m.K)-1，750℃时为14.1 W.(m.K)-1;100 MPa压边力下，TC4钛合金板材的热导率在25℃时为5.0W.(m.K)-1,400℃时为9.5W.(m.K)-1，750℃时为11.5W.(m.K)-1。TC4钛合金板材的比热容在25℃时为560 J.(kg.K)-1，400℃时为625 J.(kg.K)-1，750℃时为670J.(kg.K)-1，如图3b所示。
冲压模具材料为模具钢，模具钢密度为7.85g.cm-3，弹性模量为210 GPa，泊松比为0.275，屈服强度为990 MPa，比热容为450J.(kg.K)-1。模具钢的热导率在25℃时为26.0W.(m.K)-1,400℃时为 24.0 W.(m.K) −1, 750℃时为20.0 W.(m.K) −1。在 ABAQUS中设定板材与模具钢的力学及传热参数 [12]。
2、进气道唇口电辅助冲压有限元仿真
2.1进气道唇口热冲压有限元模型
进气道唇口为典型的中空构件，在SolidWorks三维软件中根据进气道唇口几何型面设计唇口冲压模具，唇口尺寸和模具CAD模型如图4所示。将冲压模具三维模型导入ABAQUS有限元软件，为约束板料流动从而抑制起皱，在板料上下两侧设置压边圈，最后建立进气道唇口电辅助热冲压有限元仿真模型[13]，如图5所示。在进气道唇口电辅助冲压成形的ABAQUS有限元仿真过程中，采用动力显式-温度位移耦合模块与动力隐式算法模块联合分析进气道唇口的热冲压成形过程及回弹过程，分析研究在不同板料温度与压边力条件下对于唇口成形后壁厚变化和回弹的影响规律。
在电辅助冲压仿真过程中，设定模具初始温度为25℃，板料与模具之间的摩擦因数为0.2。板料温度选取25、400和750℃，单位压边力选取5、50和100MPa，针对板料温度和单位压边力对进气道唇口成形后零件的壁厚变化和回弹的影响规律进行仿真研究。
2.2不同压边力对唇口厚度的影响
在板料初始温度为750℃条件下，选取3组不同单位压边力(5、50和100MPa)对进气道唇口进行电辅助冲压成形仿真研究[14]，结果如图6所示。5MPa单位压边力下:唇口最小厚度为2.058mm,减薄0.342mm，减薄率为14.25%;唇口最大厚度为2.728mm，增厚0.328mm，增厚率为13.67%。50MPa单位压边力下:唇口最小厚度为2.054mm,减薄0.346mm，减薄率为14.42%;唇口最大厚度为2.731mm，增厚0.331mm，增厚率为13.79%。100MPa单位压边力下:唇口最小厚度为2.042mm，减薄0.358mm，减薄率为14.92%;唇口最大厚度为2.745mm，增厚0.345mm，增厚率为14.38%。不同单位压边力对唇口成形后零件增厚率与减薄率的影响如图7所示。5MPa单位压边力下唇口板料冲压后的零件壁厚增厚与减薄变化较小且分布均匀。
2.3不同温度对唇口厚度的影响
在单位压边力为5MPa条件下，选取3组不同板料温度(25、400和750℃)对进气道唇口进行电辅助冲压成形仿真研究[15]，结果如图8所示。板料温度为25℃时:唇口最小厚度为2.055mm，减薄0.345mm，减薄率为14.38%;唇口最大厚度为2.737mm，增厚0.337mm，增厚率为14.04%。板料温度为400℃时:唇口最小厚度为2.056mm，减薄0.344mm,减薄率为14.33%;唇口最大厚度为2.733mm，增厚0.333mm，增厚率为13.88%。板料温度为750℃时:唇口最小厚度为2.056mm，减薄0.344mm，减薄率为14.33%;唇口最大厚度为2.683mm，增厚0.283mm，增厚率为11.79%。总体上，唇口厚度梯度接近原始板料厚度2.4mm，厚度分布较为均匀;而增厚主要集中在外缘区域。不同温度对唇口板料热冲压成形后增厚率与减薄率的影响如图9所示。25、400和750℃下板料热冲压后的唇口减薄变化相近，而在750℃下唇口增厚最小。
2.4不同压边力对唇口回弹的影响
采用动力隐式算法计算唇口成形后零件回弹，在ABAQUS中禁用模具以及压边板，只保留唇口板料。回弹计算前对唇口施加位移约束，在载荷模块中设置参考点将板料固定，以防止唇口在无冲压模具限制条件下发生翻转或者偏移，使得回弹过程可以稳定进行[16]。
在板料初始温度为750℃条件下，选取3组不同单位压边力(5、50和100MPa)对进气道唇口进行电辅助冲压回弹仿真研究 [16],结果如图 10所示。由径向位移云图分布可知，整体上看不同单位压边力(5、50和100MPa)下的唇口回弹径向位移并不随压边力的增长而呈线性增长，表现出显著的材料非线性特征。5MPa下的唇口最大径向回弹位移为31.58mm，50MPa下的唇口最大径向回弹位移为57.94mm，100MPa下的唇口最大径向回弹位移为67.88mm。与50和100MPa单位压边力下的唇口回弹仿真结果相比，在5MPa单位压边力下的唇口径向回弹位移较小。值得注意的是，在50和100MPa单位压边力情况下，尽管压边载荷翻倍，峰值位移仅增加了不到20%，且反向位移出现回落。这表明板料可能经历了显著的塑性硬化，从而限制了进一步的几何变形[17]。
采用唇口曲率半径变化表征唇口成形后回弹量，以750℃-100MPa条件下的唇口回弹为例，在ABAQUS软件中进行零件特征截面处理，并取0°、90°、180°和270°这4组特征截面。在每组特征截面上选取3个特征参考点，分别获得特征参考点在回弹前后的三维坐标值，如图11所示。
在MATLAB中使用最小二乘法三点拟合圆曲率与曲率半径，计算唇口特征截面回弹前后的曲率与曲率半径，根据式(1)计算唇口截面曲率半径变化率 [18],即唇口成形后的回弹量:
ΔR = (R s − R 0 ) /R 0 × 100% (1)
式中: ΔR为唇口回弹量; R 0 为回弹前的零件曲率半径; R s 为零件回弹后的曲率半径。
由此可得到在 750℃下不同单位压边力(5、50和 100MPa)对唇口成形后回弹量的影响规律,如图 12所示。在 0 ∘特征截面, 5MPa下回弹量最小为 2.17%,其次为 100 MPa下回弹量为 6.57%,50 MPa下回弹量最大为 7.61%。在 90 ∘特征截面,100 MPa下回弹量最小为 6.19%,其次为 50 MPa下回弹量为 6.35%, 5 MPa条件下回弹量最大为6.36%。在 180 ∘特征截面, 5MPa下回弹量最小为4.06%,其次为 100 MPa下回弹量为 4.79%, 50MPa下回弹量最大为 4.83%。在 270 ∘特征截面,50 MPa下回弹量最小为 1.82%,其次为 5 MPa下回弹量为 1.84%, 100MPa下回弹量最大为 2.57%。
2.5不同板料温度对唇口回弹的影响
在单位压边力为5MPa条件下，选取3组不同板料温度(25、400和750℃)对进气道唇口进行电辅助冲压回弹仿真研究,结果如图 13所示。由回弹径向位移云图整体分布可知, 25℃下的唇口最大弹径向位移云图整体分布可知, 25℃下的唇口最大径向回弹位移为 53.99mm, 400℃下的唇口最大径向回弹位移为 62.25 mm, 750℃下的唇口最大径向回弹位移为71.28mm。图14为5MPa单位压边力下不同初始板料温度(25、400和750℃)对唇口成形后回弹量的影响规律。在0°特征截面,400℃下回弹量最小为1.94%，其次为25℃下回弹量为3.62%，750℃条件下回弹量最大为7.87%。在90°特征截面，750℃下回弹量最小为4.58%，其次为25℃下回弹量为4.93%，400℃条件下回弹量最大为6.81%。在180°特征截面，750℃下回弹量最小为3.53%，其次为25℃下回弹量为4.2%，400℃下回弹量最大为4.74%。在270°特征截面，400℃下回弹量最小为1.91%，其次为25℃下回弹量为2.69%，750℃下回弹量最大为3.26%。
3、结论
(1)在钛合金进气道唇口电辅助热冲压过程中，随着单位压边力由5MPa增加到100MPa，唇口壁厚减薄率由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弹量由3.61%增加至5.03%。
(2)在钛合金进气道唇口电辅助热冲压过程中，随着初始温度由25℃增加至750℃，唇口壁厚减薄率基本不变(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弹量由3.86%增加至4.81%。
(3)在单位压边力为5MPa、板料温度为750℃下电辅助冲压后唇口壁厚分布最为均匀，壁厚变化小于14.33%。在单位压边力为5MPa、板料温度为400℃下电辅助冲压后唇口回弹量最小为3.73%。
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（注，原文标题：钛合金进气道唇口电辅助冲压成形壁厚变化及回弹仿真研究_杨岩峰）
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