金屬三維點陣結(jié)構(gòu)是一種由實心面板和低密度芯體組合而成的新型多功能輕量化結(jié)構(gòu), 其綜合力學(xué)性能優(yōu)越, 兼具吸能、 儲物和高效散熱等多種功能, 能夠良好契合合金零部件的結(jié)構(gòu)-功能一體化需求, 在小型化衛(wèi)星、 飛行器發(fā)動機尾噴管和殼體防護裝甲等眾多領(lǐng)域具有良好的應(yīng)用潛力 [1-3] 。 而以鈦合金為基礎(chǔ)制備的三維點陣結(jié)構(gòu)又能實現(xiàn)結(jié)構(gòu)耐蝕性、 耐熱性和輕質(zhì)高強等優(yōu)勢性能的進一步結(jié)合。 超塑成形/ 擴散連接 (Superplastic Forming/ Dif-fusion Bonding, SPF/ DB) 工藝是材料成形以及固相焊合工藝的有機結(jié)合, 可用于高質(zhì)高效地制造具有復(fù)雜構(gòu)型的鈦合金空心、 夾層結(jié)構(gòu)。 目前, SPF/ DB工藝已成為制備鈦合金兩層板、 多層板和三維點陣結(jié)構(gòu)的重要技術(shù)方法 [4] 。

韓數(shù) [5] 以 SPF/ DB 工藝制備了 TA15 鈦合金金字塔型點陣結(jié)構(gòu), 研究了芯板厚度、 筋條寬度、 單元尺寸等參數(shù)與點陣結(jié)構(gòu)平壓和彎曲力學(xué)性能間的關(guān)聯(lián)規(guī)律。 WuDP 等 [6] 利用 SPF/ DB 工藝制備了TC31 鈦合金四層板結(jié)構(gòu), 量化表征了四層板結(jié)構(gòu)邊緣側(cè)壁的損傷值, 并認為結(jié)構(gòu)的壓縮破壞模式主要為擴散連接區(qū)域的脫焊。 趙冰等 [7] 采用 SPF/ DB 工藝制備了 TC4 鈦合金 X 型、 金字塔型和四面體型點陣結(jié)構(gòu), 比對了不同結(jié)構(gòu)類型、 單元大小和點陣層數(shù)的點陣結(jié)構(gòu)的壓縮力學(xué)性能, 并認為四面體型和金字塔型點陣結(jié)構(gòu)分別具有最高抗壓強度和最高抗壓模量。 DuZH 等 [8] 通過有限元模擬方法確立了Ti 2 AlNb 合金蜂窩結(jié)構(gòu)的最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)為擴散連接區(qū)域?qū)挾葹?10mm, 并利用 SPF/ DB 工藝制備了Ti 2 AlNb 合金蜂窩結(jié)構(gòu)以檢驗仿真結(jié)果的準確性。

然而, 當前對于成形后的鈦合金點陣結(jié)構(gòu)的變形失效過程的準確模擬, 還未有深入研究。

近 α 型 TA32 鈦合金具備高比強度、 高比剛度、高耐蝕性和優(yōu)良抗高溫蠕變性能, 是一種新型金屬結(jié)構(gòu)材料 [9-10] 。 本文開展了 TA32 鈦合金點陣結(jié)構(gòu)的超塑成形、 平面壓縮和三點彎曲力學(xué)性能的實驗與仿真研究。 利用保留點陣結(jié)構(gòu)成形缺陷細節(jié)的模型進行了結(jié)構(gòu)承載變形仿真。 針對于邊緣部位點陣結(jié)構(gòu)存在的側(cè)壁蒙皮以及成形缺陷, 探討了邊緣蒙皮部位與傳統(tǒng)的中心部位單胞點陣結(jié)構(gòu)不同的變形特征與破壞模式。

1、實驗

1.1　點陣結(jié)構(gòu) SPF/ DB 實驗

本文研究的金字塔型點陣結(jié)構(gòu)由 40 個單元結(jié)構(gòu)組成。 圖 1 展示了點陣結(jié)構(gòu)中的單元/ 單胞結(jié)構(gòu)、 預(yù)期成形的點陣結(jié)構(gòu)樣件以及點陣結(jié)構(gòu)關(guān)鍵尺寸參數(shù)。利用電火花線切割方法制備點陣結(jié)構(gòu)的芯板和面板,并對板件進行酸洗, 使用絲網(wǎng)印刷方法在板件非擴散連接區(qū)域覆涂 Si3N4 止焊劑 [11] 。 采用500t 超塑成形/ 擴散連接專用機床以先擴散連接、 后超塑成形的順序進行 TA32 鈦合金點陣結(jié)構(gòu)的制備實驗。 首先,將上下面板和芯板疊層封焊為預(yù)制坯, 預(yù)制坯內(nèi)通過抽氣管道抽真空并封口, 然后在高溫高壓環(huán)境下保溫以實現(xiàn)預(yù)制坯內(nèi)擴散連接。 預(yù)制坯冷卻后外層覆涂止焊劑。 最后, 將預(yù)制坯重新焊接進氣管道并置入機床中升溫, 充入高壓氬氣以成形點陣結(jié)構(gòu)。

1.2　點陣結(jié)構(gòu)壓縮/ 彎曲力學(xué)性能實驗

采用電火花線切割方法切割 SPF/ DB 工藝制備的點陣結(jié)構(gòu)的邊緣部位, 獲取具有側(cè)面蒙皮的邊緣蒙皮部位點陣結(jié)構(gòu)。 依據(jù)國家標準 GB/ T1453—2005 [12] 和 GB/ T1456—2005 [13] , 利用 EMSYS 電子萬能材料試驗機進行了邊緣蒙皮部位點陣結(jié)構(gòu)的室溫平面壓縮和室溫兩端簡支三點彎曲力學(xué)性能實驗。

壓縮實驗中上壓頭的下壓速率為 1mm.min-1。 彎曲實驗中加載頭的下壓速率為 2mm.min-1, 支座跨距為 240mm, 支座為固定鉸鏈支座。

2、有限元建模

2.1　點陣結(jié)構(gòu)超塑成形仿真模型

已在先前工作中進行了不同變形溫度 (920、 940和960℃) 和不同初始應(yīng)變速率 (0.001 和 0.003s-1)條件下的 TA32 鈦合金超塑性單軸拉伸實驗 [14] 。 實驗結(jié)果顯示, TA32 鈦合金在該變形條件范圍內(nèi)單軸拉伸時的真應(yīng)力最大值小于 50MPa, 單軸拉伸至斷裂時的真應(yīng)變最大值大于 2, 這契合了 SPF/ DB 工藝對合金的低變形抗力、 高延展性和穩(wěn)態(tài)蠕變的要求 [15-16] , 本文將其應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)據(jù)用于點陣結(jié)構(gòu)超塑成形仿真的材料模型中。

采用 Abaqus 軟件進行仿真研究。 圖 2 為點陣結(jié)構(gòu)超塑成形仿真模型。 上、 下模具為剛體, 面板和芯板分別為 C3D8R 單元和 C3D10M 單元, 采用 1/2 模型。 擴散連接區(qū)域為綁定聯(lián)結(jié), 其余區(qū)域采用面-面接觸算法。 通過幅值曲線控制載荷變化。 在前處理程序中約束材料變形應(yīng)變速率為0.001s-1。

2.2　點陣結(jié)構(gòu)壓縮仿真模型

為獲得點陣結(jié)構(gòu)壓縮、 彎曲過程仿真分析所需材料屬性, 在點陣結(jié)構(gòu)的預(yù)留飛邊位置切割得到單軸拉伸試樣, 標距段長度為 30mm, 截面積為6.0mm×2.3mm。 利用 LE5205 電子能材料試驗機開展拉伸實驗, 變形溫度為室溫, 拉伸速率依據(jù)國際標準 ISO6892-1:2009 [17] 。

圖 3 展示了點陣結(jié)構(gòu)的邊緣蒙皮部位和中心部位的壓縮仿真模型。 仿真所用原始模型由 2.1 節(jié)的超塑成形仿真所得的點陣結(jié)構(gòu)的孤立網(wǎng)格模型提取轉(zhuǎn)換而來。 其中, 邊緣蒙皮部位點陣結(jié)構(gòu) (形狀與尺寸等同 1.2 節(jié)壓縮實驗用試件) 的上面板、 芯體(變形后芯板) 和下面板均由孤立網(wǎng)格生成幾何實體而得到。 中心部位點陣結(jié)構(gòu)的面板和芯體均直接由孤立網(wǎng)格編輯得到, 并采用了 1/2 對稱模型。 邊緣蒙皮部位點陣結(jié)構(gòu)的面板和芯體分別為 C3D8R 單元和 C3D10M 單元, 中心部位點陣結(jié)構(gòu)的面板與芯體保留了超塑成形仿真模型的網(wǎng)格尺寸與單元類型。上方解析剛體平面 (上壓頭) 以1mm.min-1的速率下壓, 下方解析剛體平面 (下壓頭) 完全固定。

2.3　點陣結(jié)構(gòu)彎曲仿真模型

圖 4 展示了邊緣蒙皮部位和中心部位點陣結(jié)構(gòu)兩端簡支三點彎曲的仿真模型。 邊緣蒙皮部位點陣結(jié)構(gòu) (形狀與尺寸等同 1.2 節(jié)彎曲實驗用試件) 的上面板與芯體均由孤立網(wǎng)格編輯得到, 下面板由孤立網(wǎng)格生成幾何實體得到。 中心部位點陣結(jié)構(gòu)的上面板由孤立網(wǎng)格生成幾何實體得到, 芯體與下面板直接由孤立網(wǎng)格編輯得到, 并采用了 1/2 對稱模型。

支座與加載頭參照了實驗夾具而建模為半徑為15mm 的解析剛體圓柱殼。 邊緣蒙皮部位點陣結(jié)構(gòu)和中心部位點陣結(jié)構(gòu)的支座跨距分別為 240 和160mm。 非幾何實體的面板、 芯體保留了點陣結(jié)構(gòu)超塑性成形仿真模型的 C3D8R 單元和 C3D10M 單元, 其余幾何實體模型為 C3D8R 單元。 加載頭沿加載方向以 2mm.min-1的速率進行位移, 同時約束下面板沿寬度方向的位移。

3、結(jié)果與討論

3.1　點陣結(jié)構(gòu)成形特征及優(yōu)化

點陣結(jié)構(gòu)超塑成形過程的應(yīng)力分布云圖如圖 5所示。 可見, 上面板在均布載荷作用下向上模具脹形并逐漸貼合型腔內(nèi)壁, 下面板在均布載荷作用下始終與下模具貼合, 同時, 芯板依賴于與上、 下面板間 Tie 聯(lián)結(jié)的節(jié)點區(qū)域的持續(xù)運動而發(fā)生筋條拉伸變形, 最終呈金字塔型。 由圖 5a 和圖 5b 可知,點陣結(jié)構(gòu)在變形時間約 700s 內(nèi)即實現(xiàn)大變形, 并呈現(xiàn)出基本的點陣結(jié)構(gòu)形貌。 下面板的變形區(qū)域集中于受到筋條拉伸作用的節(jié)點區(qū)域; 芯板的主要變形區(qū)域為筋條以及筋條與節(jié)點的相交處; 上面板的變形最為復(fù)雜, 非節(jié)點區(qū)域為弧面且脹形顯著, 節(jié)點區(qū)域同時存在著深度達 2mm 左右的凹陷。 由圖5b 和圖 5c 可知, 上、 下面板節(jié)點區(qū)域受筋條拉伸成形的制約而難以快速貼合模具, 而上面板在上模具型腔邊角處的貼合過程同樣緩慢, 這也是點陣結(jié)構(gòu)力學(xué)性能較差的區(qū)域之一 [6] 。 此外, 筋條和上面板呈現(xiàn)良好的應(yīng)力均勻分布特征, 僅在筋條相交的直角處出現(xiàn)了應(yīng)力集中現(xiàn)象。

SPF/ DB 工藝制備的點陣結(jié)構(gòu)如圖 5e 所示。 可見芯體各筋條形狀趨于一致, 變形良好, 同時各節(jié)點區(qū)域無肉眼可見的脫焊現(xiàn)象, 節(jié)點區(qū)域擴散連接效果良好。 點陣結(jié)構(gòu)中心部位的單胞結(jié)構(gòu)對稱度良好, 與標準單胞結(jié)構(gòu)的形狀尺寸最為接近。 邊緣蒙皮部位單胞結(jié)構(gòu)則向點陣結(jié)構(gòu)邊框部位傾斜扭曲,與仿真結(jié)果一致。

點陣結(jié)構(gòu)超塑成形過程中的最大應(yīng)變速率、 氣壓加載曲線如圖 6 所示。 由圖 6a 可知, 點陣結(jié)構(gòu)最大應(yīng)變速率集中于 0.0006 ~ 0.0010s-1的范圍內(nèi)并持續(xù)震蕩, 基本接近于目標應(yīng)變速率 0.0010s-1。

圖 6b 中氣壓加載曲線則呈階梯狀逐級攀升, 攀升點對應(yīng)了最大應(yīng)變速率曲線的波峰與波谷, 可見持續(xù)地加壓阻止了成形應(yīng)變速率的降低, 并使得最大應(yīng)變速率不斷回升。 此外, 使得點陣結(jié)構(gòu)完全成形的氣壓峰值達 20MPa 以上, 成形設(shè)備可靠性與成形過程穩(wěn)定性難以保證。 因此, 基于已有氣壓加載曲線, 首先令氣壓以 0.03MPa.min-1的速率升至MPa, 再 以 0.38MPa.min-1的 速 率 升 至2.00MPa, 使得點陣結(jié)構(gòu)在成形前期 (大變形期間)滿足目標變形應(yīng)變速率需求, 保證點陣結(jié)構(gòu)在最佳超塑性變形條件下成形, 成形后期保壓于 2.00

MPa 并延長變形時間以滿足設(shè)備穩(wěn)定性需求和節(jié)點區(qū)域貼模要求。

圖 7 為應(yīng)用優(yōu)化氣壓加載曲線后的超塑成形仿真結(jié)果。 優(yōu)化加載曲線使得點陣結(jié)構(gòu)成形期間的應(yīng)力始終低于 20MPa。 點陣結(jié)構(gòu)完全成形的時間則由優(yōu)化前的 1543s 延長至 3575s, 以實現(xiàn)低壓強下的節(jié)點與邊角處貼模。 優(yōu)化的氣壓加載曲線可為點陣結(jié)構(gòu)超塑性成形過程中的工藝參數(shù)選取和工藝優(yōu)化提供理論依據(jù)。

由于超塑成形模具的上模型腔預(yù)先設(shè)計了拔模斜度, 邊緣蒙皮部位在上面板的帶動下呈現(xiàn)筋條成形不完全等缺陷, 只有點陣結(jié)構(gòu)幾何中心附近的單胞結(jié)構(gòu)保持了相對標準的幾何尺寸。 圖 8 反映了不同部位芯體變形情況及筋條、 節(jié)點的減薄率。 可見中心部位和邊緣蒙皮部位單胞結(jié)構(gòu)尺寸分別 為79.96 和 79.59mm, 與設(shè)計的單胞結(jié)構(gòu)標準尺寸80mm 基本一致。 由圖 8a 可知, 中心部位芯板變形良好、 結(jié)構(gòu)對稱度較高。 其中, 筋條的減薄率最高,o 點 (上節(jié)點中心處) 減薄率較高, 兩下節(jié)點中心處減薄率最低, 此外筋條與上、 下節(jié)點相交處的減薄率均一致。 這是由于上、 下節(jié)點受模具結(jié)構(gòu)和氣壓大小的影響而導(dǎo)致變形貼膜時間不一, 易產(chǎn)生變形不均勻等問題。 由圖 8b 可知, 邊緣蒙皮部位的 o 點顯著偏向于點陣結(jié)構(gòu)飛邊位置, 邊緣蒙皮部位單胞結(jié)構(gòu)形狀嚴重偏離標準單胞結(jié)構(gòu)形狀, 右側(cè)筋條變形量較小,左側(cè)的筋條減薄率過大, 且上模具型腔圓角區(qū)域未設(shè)計焊合節(jié)點區(qū)域, 邊緣蒙皮部位單胞結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了筋條過度伸長變形、 筋條變形不完全以及扭曲現(xiàn)象。

3.2　點陣結(jié)構(gòu)壓縮變形特征

圖 9a~圖 9f 為邊緣蒙皮部位點陣結(jié)構(gòu)壓縮變形結(jié)果。 仿真結(jié)果依據(jù)建模時的 OXYZ 坐標系給出了 OY 和 OX 方向視圖。 可知, 壓縮變形過程中的主要變形特征為筋條塑性屈曲和結(jié)構(gòu)剪切變形,且兩者交互作用。 其中, 結(jié)構(gòu)剪切變形的出現(xiàn)是因為上面板與上方剛體平面發(fā)生了沿 OX 軸的相對位移, 上面板帶動芯體發(fā)生剪切變形。 而剪切變形顯著影響了筋條屈曲過程, 使得筋條在沿其長度方向的彎曲變形過程中又發(fā)生沿寬度方向的卷曲變形。 此外, 較小的慣性矩又使得筋條極易失穩(wěn)以致呈現(xiàn)為 “S” 型。

圖 9h 為壓縮變形過程載荷-位移曲線, 其中b~f 對應(yīng)圖 9b~圖 9f 所示的不同變形時刻, I~ V 表示不同變形階段。 可知, Ⅰ階段內(nèi)點陣結(jié)構(gòu)首先發(fā)生筋條彈性變形, 同時上面板沿 OX 方向的位移達到臨界點, 繼而帶動 3 根筋條發(fā)生拉伸變形而非屈曲變形, 上面板的持續(xù)運動受到限制, b 點時刻載荷曲線攀升到極值 8.12kN。 b 點之后 4 根筋條繼續(xù)受壓彎曲而先后發(fā)生塑性屈曲變形, Ⅱ階段內(nèi)載荷隨之下降, 同時此階段內(nèi)已能觀察到剪力作用下筋條的卷曲變形。

c 點時刻中心位置的 1 根筋條率先與下面板形成相對穩(wěn)定的支撐結(jié)構(gòu), 使得載荷曲線重新開始上升。 Ⅲ階段內(nèi) 4 根筋條先后與面板間形成支撐結(jié)構(gòu),而壓力與剪力令筋條與面板的接觸位置不斷改變,筋條與面板間發(fā)生劇烈摩擦, 這均使得Ⅲ階段的載荷逐漸增大。 同時上面板也出現(xiàn)了大幅凹陷, 對筋條產(chǎn)生擠壓作用。d 點時刻筋條已經(jīng)出現(xiàn)明顯的二次屈曲變形。Ⅳ階段內(nèi)筋條卷曲程度開始加劇, 其中二次屈曲的筋條部分率先開始卷曲變形, 扭矩作用下筋條與面板間接觸應(yīng)力提高, 支撐點沿 OX 方向滑動受阻,這又反向遏制了筋條進一步卷曲。 而上面板凹陷部分對筋條的擠壓加劇, Ⅳ階段內(nèi)載荷進一步增大至峰值載荷 11.91kN (e 點時刻), 同時支撐點處的筋條開始部分脫離面板。e 點時刻支撐點處筋條在進一步的扭轉(zhuǎn)作用下開始大幅地脫離面板, 筋條整體上遠離面板并為筋條卷曲變形與二次屈曲變形提供了空間, Ⅴ階段內(nèi)載荷開始減小, 直至預(yù)定壓縮變形位移 12mm。 f 點時刻可觀察到支撐點處筋條顯著卷曲, 筋條與面板間的接觸面積已經(jīng)極小。

圖 9g 為邊緣蒙皮部位點陣結(jié)構(gòu)壓縮實驗結(jié)果?？芍? 實驗中最明顯特征為側(cè)面蒙皮在結(jié)構(gòu)的剪切變形與壓頭載荷的雙重作用下發(fā)生了折彎斷裂, 減緩了結(jié)構(gòu)剪切變形的劇烈程度。 中心位置筋條在二次塑性屈曲過程中斷裂, 未能呈現(xiàn)出 “S” 型屈曲形狀。 部分筋條因拉伸變形而呈直線形狀, 說明點陣結(jié)構(gòu)變形前期的結(jié)構(gòu)剪切變形較為顯著, 變形后期則以筋條屈曲為主。 圖 9h 還展示了點陣結(jié)構(gòu)壓縮實驗所得載荷-位移曲線。 曲線形貌和載荷數(shù)值與仿真結(jié)果基本一致。 筋條屈曲變形與結(jié)構(gòu)剪切變形共同作用下的載荷-位移曲線能夠維持大體上的水平態(tài)勢, 而二次支撐結(jié)構(gòu)的形成和剪切力作用下的筋條劇烈卷曲導(dǎo)致載荷迅速攀升至峰值, 隨后載荷急劇下降直至加載結(jié)束。 值得注意的是, 相較于仿真分析結(jié)果, 實驗中載荷提前達到峰值且峰值高達14.66kN, 這是由于實驗所用結(jié)構(gòu)中心位置 1 根筋條發(fā)生了折彎斷裂而非大變形為 “S” 型, 致使了載荷的激增與突降。

圖 10 表示了中心部位點陣結(jié)構(gòu)壓縮變形仿真結(jié)果。 可知, 筋條反復(fù)的塑性屈曲以及其與面板間形成的支撐主導(dǎo)了中心部位點陣結(jié)構(gòu)的全部變形過程,變形過程可劃分為 4 個階段。 Ⅰ階段內(nèi), 筋條在壓力作用下發(fā)生彈性屈曲變形, 壓頭載荷迅速攀升,直至 b 點時刻筋條開始發(fā)生塑性屈曲變形, 載荷達到極值 3.51kN。 Ⅱ階段內(nèi), 不斷彎曲變形的筋條致使載荷下降。 c 點時刻彎曲狀筋條與面板間形成支撐結(jié)構(gòu), 遏止了載荷下降趨勢, 且壓力作用下支撐點位置不斷外移, 筋條多個部位均發(fā)生了劇烈彎曲變形, Ⅲ階段內(nèi)的載荷持續(xù)升至峰值 6.78kN (d點時刻)。 d 點時刻筋條與面板間形成相對穩(wěn)定的支撐結(jié)構(gòu)且支撐點不再移動, 而貼近面板的筋條繼續(xù)發(fā)生二次塑性屈曲變形, 使得點陣結(jié)構(gòu)持續(xù)致密化,壓縮載荷不斷降低直至 e 點時刻。 與邊緣蒙皮部位點陣結(jié)構(gòu)相比, 中心部位點陣結(jié)構(gòu)抗壓縮能力較差,但側(cè)面蒙皮的缺失和相對良好的對稱程度使得中心部位點陣結(jié)構(gòu)的變形過程更加簡明, 其變形特征實質(zhì)為筋條的反復(fù)彈性、 塑性屈曲以及劇烈彎曲變形。

3.3　點陣結(jié)構(gòu)彎曲變形特征

圖 11a~圖 11d 為邊緣蒙皮部位點陣結(jié)構(gòu)彎曲變形結(jié)果, 依據(jù)建模時的 OXYZ 坐標系給出了 OX 方向視圖以及 OXZ 面的截面圖, 主要展示加載頭作用下的截面變形情況。 可知, 筋條屈曲與上面板皺曲、凹陷是變形過程中的主要特征, 較大的尺寸也使得筋條塑性屈曲僅集中于 1 個單胞結(jié)構(gòu)內(nèi), 其余單胞結(jié)構(gòu)筋條處于拉伸變形或彈性屈曲變形狀態(tài)。 相較于壓縮變形, 彎曲變形過程中由于結(jié)構(gòu)受力變形區(qū)域集中于加載頭附近 (彎矩最大處), 長度方向陣列的數(shù)個單胞結(jié)構(gòu)變形量小, 遏制了點陣結(jié)構(gòu)沿 OX方向的剪切變形。

圖 11f 為彎曲變形過程中的載荷-位移曲線。 可見, Ⅰ階段內(nèi)載荷近似于均勻增大, 材料整體處于彈性變形狀態(tài), 唯有側(cè)面上面板區(qū)域因彎曲模量較大而首先進入塑性變形狀態(tài)并承受較高載荷, 直至210s 左右 (b 點時刻), 加載頭下方單胞結(jié)構(gòu)內(nèi)的2根筋條出現(xiàn)了塑性屈曲變形, 此時載荷達到峰值3.81kN 并開始下降。 Ⅱ階段內(nèi)載荷數(shù)值波動較小,呈現(xiàn)出平穩(wěn)的減小趨勢, 直至預(yù)定變形時間 720s。其中, c 點時刻塑性屈曲的 2 根筋條與下面板接觸并形成穩(wěn)定支撐, 然而載荷未有明顯變化, 這是由于屈曲筋條下方的下面板同時受多個節(jié)點區(qū)域的載荷作用, 近似處于四點彎曲狀態(tài), 屈曲筋條與下面板同時沿 OX 負方向移動但筋條速率略快, 屈曲筋條幾近于平穩(wěn)地貼合于下面板, 二者間接觸面積較大而接觸應(yīng)力較小, 避免了支撐結(jié)構(gòu)突然形成所致的載荷激增現(xiàn)象。 此外, d 點時刻前夕中心位置單胞結(jié)構(gòu)的 1 根筋條與下面板形成了新的穩(wěn)定支撐。

圖 11e 為邊緣蒙皮部位點陣結(jié)構(gòu)三點彎曲變形實驗結(jié)果。 變形過程中存在筋條塑性屈曲與支撐結(jié)構(gòu)形成等變形特征, 然而卸去載荷后, 結(jié)構(gòu)迅速發(fā)生回彈變形, 加載頭下方筋條與下面板形成的支撐消失, 經(jīng)歷了復(fù)雜彎曲變形過程 (三點彎曲、 四點彎曲等交互作用) 的下面板也近似恢復(fù)為平面, 點陣結(jié)構(gòu)中除上面板、 中心位置筋條以外的結(jié)構(gòu)均恢復(fù)良好, 表明所研究的點陣結(jié)構(gòu)具有較小的彈性模量與良好的彎曲韌性。 此外, 加載頭下方的側(cè)面上面板出現(xiàn)了明顯的破裂痕跡, 這降低了加載頭位移過程中遇到的阻力。 圖 11f 還表示了點陣結(jié)構(gòu)彎曲實驗的載荷-位移曲線, 曲線整體走勢與仿真分析結(jié)果趨近。 相較于仿真分析結(jié)果, 實驗過程中上面板發(fā)生皺曲與多次破裂, 裂隙交叉, 這使加載頭嵌入了面板破裂所形成的空腔中, 載荷-位移曲線劇烈波折且載荷大幅降低 [18] 。 此外, 實驗中支撐結(jié)構(gòu)形成時, 筋條并非緩慢地、 大面積地貼合在下面板上, 而是筋條彎曲中心角區(qū)域以較快的速度與下面板發(fā)生小面積接觸, 這導(dǎo)致了更大的接觸應(yīng)力, 繼而對載荷-位移曲線產(chǎn)生影響。

圖 12 為中心部位點陣結(jié)構(gòu)彎曲變形仿真結(jié)果。Ⅰ階段內(nèi)結(jié)構(gòu)發(fā)生彈性變形而載荷攀升。 當載荷上升至 1.67kN 時 (b 點時刻), 中心位置單胞結(jié)構(gòu)內(nèi)的 6 根筋條幾乎同時發(fā)生了塑性屈曲變形, 由此Ⅱ階段內(nèi)載荷迅速下降。 c 點時刻中心單胞結(jié)構(gòu)內(nèi)的 6根彎曲變形的筋條同時與面板間形成較為穩(wěn)定的支撐結(jié)構(gòu), 使得Ⅲ階段的載荷開始逐漸上升, 直至變形結(jié)束。 與邊緣蒙皮部位點陣結(jié)構(gòu)相比, 中心部位點陣結(jié)構(gòu)擁有較小的跨距, 但側(cè)面蒙皮的缺失使得其抗彎曲能力更差, 此外, 可以預(yù)測到載荷卸載后其必將發(fā)生大幅回彈變形。 中心部位點陣結(jié)構(gòu)的變形過程主要依賴于筋條的塑性屈曲以及筋條-面板間支撐結(jié)構(gòu)的形成, 面板僅呈現(xiàn)出微小的皺曲變形現(xiàn)象。

4、結(jié)論

(1) 實現(xiàn)了 TA32 鈦合金點陣結(jié)構(gòu)超塑成形仿真過程的變形應(yīng)變速率約束。 針對目標變形應(yīng)變速率和點陣結(jié)構(gòu)優(yōu)良成形優(yōu)化了氣壓加載曲線以為SPF/ DB 工藝制備點陣結(jié)構(gòu)提供指導(dǎo)。 探討了點陣結(jié)構(gòu)的中心部位與邊緣蒙皮部位的形狀尺寸特征及差異, 邊緣蒙皮部位單胞結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)筋條過度伸長變形、 筋條變形不完全以及扭曲變形等特點。 采用超塑成形后的孤立網(wǎng)格建立了保留超塑變形缺陷的點陣結(jié)構(gòu)力學(xué)性能仿真模型。

(2) 邊緣蒙皮部位點陣結(jié)構(gòu)壓縮變形主要特征為筋條塑性屈曲和結(jié)構(gòu)的剪切變形同時發(fā)生, 各筋條支撐結(jié)構(gòu)形成順序不一, 筋條發(fā)生卷曲, 支撐點顯著偏移, 且多個變形特征同時或交錯出現(xiàn)。 中心部位點陣結(jié)構(gòu)壓縮變形主要特征為筋條的多次塑性屈曲變形以及筋條-面板間支撐結(jié)構(gòu)的形成。

(3) 邊緣蒙皮部位點陣結(jié)構(gòu)彎曲變形主要特征為上面板皺曲和筋條塑性屈曲, 變形區(qū)域集中于加載頭附近, 剪切變形受到遏制, 同時實驗結(jié)果還表明, 點陣結(jié)構(gòu)具有較小彈性模量與良好彎曲韌性。中心部位點陣結(jié)構(gòu)彎曲變形主要特征為中心單胞結(jié)構(gòu)的筋條塑性屈曲變形和筋條-面板間支撐結(jié)構(gòu)的形成。

參考文獻:

[1] Queheillalt D T, Wadley H N G. Titanium alloy lattice truss struc- tures [J]. Materials & Design, 2009, 30 (6): 1966-1975.

[2]Queheillalt D T, Wadley H N G. Cellular metal lattices with hol- low trusses [J]. Acta Materialia, 2005, 53 (2): 303-313.

[3] 郭銳, 南博華, 周昊, 等. 點陣金屬夾層結(jié)構(gòu)抗侵徹實驗研究 [J]. 振動與沖擊, 2016, 35 (24): 45-50.

Guo R, Nan B H, Zhou H, et al. Experiment assessment of the ballistic response of a hybrid-cored sandwich structure [J]. Jour- nal of Vibration and Shock, 2016, 35 (24): 45-50.

[4] 武永, 吳迪鵬, 陳明和. 鈦合金 Kagome 點陣 SPF/ DB 成形工 藝及結(jié)構(gòu)優(yōu)化 [J]. 鍛壓技術(shù), 2023, 48 (5): 162-167.

Wu Y, Wu D P, Chen M H. SPF/ DB forming process and struc- tural optimization on titanium alloy Kagome lattice [J]. Forging & Stamping Technology, 2023, 48 (5): 162-167.

[5] 韓數(shù). TA15 金字塔點陣超塑成形/ 擴散連接制備工藝及力學(xué) 性能研究 [D]. 濟南: 山東大學(xué), 2019.

Han S. Study on Mechanical Properties and Manufacturing Process of SPF/ DB for Pyramid Lattice Structure of TA15 [D]. Jinan: Shandong University, 2019.

[6] Wu D P, Wu Y, Fan R L, et al. A constitutive model based on in- ternal variable method and its application to the superplastic forming of four-layer structure [J]. The International Journal of Advanced Man- ufacturing Technology, 2023, 130 (1-2): 915-931.

[7] 趙冰, 李志強, 侯紅亮, 等. 鈦合金三維點陣結(jié)構(gòu)制備工藝與 壓縮性能研究 [J]. 稀有金屬, 2017, 41 (3): 258-266.

Zhao B, Li Z Q, Hou H L, et al. Fabrication and compression test of titanium alloy with three dimensional lattice structure [J]. Chi- nese Journal of Rare Metals, 2017, 41 (3): 258-266.

[8] Du Z H, Ma S B, Han G Q, et al. The parameter optimization and mechanical property of the honeycomb structure for Ti 2 AlNb based alloy [J]. Journal of Manufacturing Processes, 2021, 65: 206- 213.

[9] 王志錄, 施文鵬, 車安達. TA33 鈦合金舵機支架鍛造成形工 藝 [J]. 鍛壓技術(shù), 2023, 48 (7): 57-63.

Wang Z L, Shi W P, Che A D. Forging technology of steering en- gine bracket for TA33 titanium alloy [J]. Forging & Stamping Technology, 2023, 48 (7): 57-63.

[10] Fan R L, Wu Y, Chen M H, et al. Prediction of anisotropic de- formation behavior of TA32 titanium alloy sheet during hot tension by crystal plasticity finite element model [J]. Materials Science and Engineering: A, 2022, 843: 143137.

[11] 趙冰, 楊毅, 李志強, 等. 鈦合金空心點陣超塑成形/ 擴散連 接成形工藝和性能研究 [J]. 航空制造技術(shù), 2023, 66 (9): 24-35. Zhao B, Yang Y, Li Z Q, et al. Research on SPF/ DB process and properties of titanium alloy hollow lattice [J]. Aeronautical Manu- facturing Technology, 2023, 66 (9): 24-35.

[12] GB/ T 1453—2005, 夾層結(jié)構(gòu)或芯子平壓性能試驗方法 [S]. GB/ T 1453—2005, Test method for flatwise compression proper- ties of sandwich constructions or cores [S].

[13] GB/ T 1456—2005, 夾層結(jié)構(gòu)彎曲性能試驗方法 [S]. GB/ T 1456—2005, Test method for flexural properties of sandwich constructions [S]. [14] Liu Y, Li Z Q, Zhao B, et al. Microstructure evolution character- istics of near-α TA32 titanium alloy during superplastic tensile de- formation [ J]. Materials Science and Engineering: A, 2023, 879: 145264.

[15] Wu Y, Wu D P, Ma J, et al. A physically based constitutive mod- el of Ti-6Al-4V and application in the SPF/ DB process for a pyra- mid lattice sandwich panel [J]. Archives of Civil and Mechanical Engineering, 2021, 21: 161.

[16] 劉楊, 李志強, 趙冰, 等. TA32 鈦合金超塑性變形行為及本 構(gòu)模型 [J]. 稀有金屬材料與工程, 2022, 51 (10): 3752- 3761.

Liu Y, Li Z Q, Zhao B, et al. Superplastic deformation behavior and constitutive model of TA32 titanium alloy [J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2022, 51 (10): 3752-3761.

[17] ISO 6892-1: 2009, Metallic materials-Tensile testing-Part 1: Method of test at room temperature [S].

[18] 唐玉玲, 韓露, 張峻霞, 等. 曲面碳纖維增強樹脂復(fù)合材料點 陣夾芯結(jié)構(gòu)的彎曲和振動特性 [J]. 復(fù)合材料學(xué)報, 2023, 40(6): 3651-3661.

Tang Y L, Han L, Zhang J X, et al. Bending and vibration per- formance of curved carbon fiber reinforced polymer pyramidal sand- wich structure [J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2023, 40 (6): 3651-3661.