钛合金件激光弯曲成形精度控制与数值模拟研究

2022-03-26 来源：步旅网

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学号 M200970711 密级

10487

硕士学位论文

钛合金件激光弯曲成形精度控制

与数值模拟研究

学位申请人：刘畅学科专业：材料加工工程指导教师：刘顺洪教授答辩日期： 2012年1月10日

A Thesis Submitted in Partial Fulfillment of the Requirements

for the Degree of Master of Engineering

Precision control and Numerical simulation research on

Laser bending of Titanium Alloy

Candidate : Liu Chang Major

: Material Processing Engineering

Supervisor : Prof. Liu Shunhong

Huazhong University of Science and Technology

Wuhan 430074, P. R. China

Jan 2012

独创性声明

本人声明所呈交的学位论文是我在导师指导下进行的研究工作及取得的研究成果。文中除已经标明引用的内容外，不包含任何其他个人或集体已经发表或撰写过的研究成果。对本文的研究做出贡献的个人和集体，均已在文中以明确方式标明。本声明的法律责任由本人承担。

学位论文作者签名：日期：年月日

学位论文版权使用授权书

本学位论文作者完全了解学校有关保留、使用学位论文的规定，即：学校有权保留并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和电子版，允许论文被查阅和借阅。本人授权华中科技大学可以将本学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可以采用影印、缩印或扫描等复制手段保存和汇编本学位论文。

保密 □ ，在年解密后适用本授权书。

本论文属于不保密 □ 。 (请在以上方框内打 “ √ ” )

学位论文作者签名：指导教师签名：日期: 年月日日期: 年月日

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摘要

激光弯曲成形技术是一种通过激光加热诱发材料内应力，从而产生形变的新型加工工艺，具有生产周期短、柔性大、无污染等特性。该技术采用非接触热态累积成形方式，非常适合加工钛合金这种常温下回弹能力强、冷成形困难的材料。

利用激光弯曲技术生产钛合金航空器蒙皮，首先通过设计不同激光扫描速度和激光功率参数试验，摸索出TC4钛合金材料激光弯曲角度随工艺参数的变化规律。在表面不熔化前提下，找出单位时间内弯曲角度最大的工艺参数。试验结果表明钛板激光弯曲角度与扫描次数基本呈线性增加关系，与激光扫描功率成正比变化关系，与激光扫描速度成反比关系，与线能量密度成正比关系。

由于钛合金在高温下极易氧化，且板料受热自由弯曲时会产生 “边缘效应”，故制作专用夹具提供气体保护、保持扫描线约束力一致和增大扫描线刚度作用。在最优工艺参数条件下研究激光扫描策略对钛合金板料成形过程的影响，通过设计不同激光扫描路径和激光扫描线间隔距离，探索钛合金件成形尺寸和形状的变化规律。以固定激光扫描策略批量生产航空器蒙皮，产品尺寸一致且均符合精度要求。金相组织显示热影响区内相变析出针状马氏体，对材料的抗拉强度、延伸率以及硬度都有一定影响。

利用Ansys模拟仿真软件建立物理计算模型，定义相关边界条件并模拟激光热源循环加载，得出钛合金板料在激光弯曲过程中的温度场、应力场和应变场分布云图，以及板料各节点温度、应力和应变随时间的变化曲线。对比模拟计算和试验结果，验证工艺参数对弯曲角度的影响规律。通过改变约束条件模拟板料在有无使用夹具时不同的弯曲情况，证明激光弯曲中利用夹具增大扫描线刚度确实可以避免板料产生“边缘效应”。

关键字：激光弯曲；钛合金；工艺参数；扫描策略；尺寸精度；数值模拟

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Abstract

Laser bending is a new processing technology which induces the internal stress of material by laser heating to produce the deformation, with the characteristics of short production cycle, large flexible and non pollution. Laser bending is a non-contact thermal cumulative forming technology which is suitable for process titanium alloys with characteristics of strong resilience and difficult to forming under room temperature.

At first, the experiment of different parameters including laser scanning speed and laser power is designed to explore the variation of TC4 sheet’s laser bending angle. The processing parameters of the maximum bending angle in the unit time under the condition of sheet’s not melt have been found out. The results showed that titanium alloy sheet’s bending angle increased linearly with the scanning number, the laser power and the energy density. The laser bending angle decreased with the scanning speed.

The TC4 titanium alloy sheet is extremely easy to be oxidatived under high temperature. Also the \"edge effect\" of sheet is tend to emerge during the bending process. So the fixture have been used f or gas shielded and strengthen the scanning line’s stiffness .The effect of laser scanning strategy on the titanium alloy sheet with the optimal process parameters has been studied. The variation of titanium alloy workpiece’s size and shape has been explored by designing different laser scanning paths and distances between the laser scanning lines. The laser scanning strategy which meets the processing requirements of precision has been formulated. Heat affected zone microstructure shows that acicular martensite which affects the material’s tensile strength, elongation and hardness has precipitated after phase transition.

The physical computing model has been established by Ansys simulation software. After defining the relevant boundary conditions and simulating the cyclic loading of laser heat source, the temperature, stress and strain fields’ distribution nephograms of titanium alloy sheet during the laser bending process have been drawn. And the variation curves of the nodes’ temperature, stress and strain have been studied. The simulation and experimental results have been compared to verify the influence of the process parameters to bending angles. By simulating the sheet’ bending angles on whether the use of fixture

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through changing the constraint conditions, the strengthen of the scanning line’s stiffness by using the fixture in laser bending to avoid the “edge effect” has been verified.

Key words: laser bending; titanium alloy; dimensional accuracy; scanning route;

microstructure; numerical simulation

III

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摘要 ........................................................................................................... I Abstract ....................................................................................................... II 1 绪论

1.1 课题背景 ........................................................................................... (1) 1.2 国内外发展现状 ............................................................................... (7) 1.3 课题研究的主要内容 ...................................................................... (10) 2 试验材料、设备和方案

2.1 试验材料及设备 ............................................................................. (11) 2.2 主要技术指标 ................................................................................. (11) 2.3 试验方案制订 ................................................................................. (12) 2.4 试验夹具设计 ................................................................................. (14) 3 钛板激光弯曲试验结果与分析

3.1 工艺参数试验结果与分析 .............................................................. (16) 3.2 尺寸形状精度试验结果与分析 ...................................................... (20) 3.3 显微组织和力学性能分析 .............................................................. (26) 3.4 本章小结 ......................................................................................... (31) 4 钛板激光弯曲成形有限元模拟及分析

4.1 温度场有限元模型建立 .................................................................. (33) 4.2 应力场与应变场有限元模型建立 .................................................. (39) 4.3 温度场模拟结果及分析 .................................................................. (40) 4.4 应变场模拟结果及分析 .................................................................. (46)

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4.5 应力场模拟结果及分析 .................................................................. (48) 4.6 模拟与试验结果对比 ...................................................................... (51) 4.7 “边缘效应”模拟结果分析 .......................................................... (54) 4.8 本章小结 ......................................................................................... (58) 5 结论

致谢 ...................................................................................................... (61) 参考文献 .................................................................................................. (62) 附录（攻读学位期间发表论文目录） ................................................... (66)

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1 绪论

1.1 课题背景

激光弯曲技术是通过激光加热金属板料产生不均匀分布温度场，诱发材料内应力，致使板料产生塑性变形的新型加工工艺。此技术为非接触式热态累积成形，具有生产周期短、柔性大、精度高、无污染、无模具、无外力等特性。适合单件小批量或大型工件的生产，已广泛应用于航空航天、微电子、船舶和汽车制造等领域。 1.1.1 钛合金概述

钛合金具有比强度高、比重轻(4.51g/cm3)、耐腐蚀性能好和高温抗蠕变等特点，在航空航天上的应用约占钛总产量的70%左右。按照退火后组织的特点，钛合金可分为α合金、(α+β)合金和β合金三类。(α+β)合金中使用最广泛的是Ti-6Al-4V合金，牌号为TC4，属于中等强度耐热性钛合金。由于其具有优良的综合力学性能，塑性和冲击韧性强，常用于制造航空器中的重要部件，如机身蒙皮、骨架和发动机等[1-2]。

TC4钛合金常温下塑性差，弹性模量小(低碳钢的一半)，冷变形的回弹能力强(不锈钢的2-3倍)，冷成形困难。同时钛也是一种非常活泼的金属，常温下钛表面附有一层致密稳定的氧化膜起保护作用，高温下钛会与许多气体剧烈反应，与氧气和其他气体的亲和能力极强，是一种极易氧化的材料。空气中钛在250℃开始吸收氢气，400℃至500℃吸收氧气，600℃吸收氮气。温度越高，气体吸收能力越强。钛与钛合金在吸收很少量气体的情况下，硬度就会显著增加，延性和韧性则会降低，所以钛合金的热成形必须在真空或惰性保护气体环境下进行。对于小批量、结构复杂的产品，制作耐高温模具会大大增加研发和制造成本，延长产品的加工生产周期，使生产效率降低[3-4]。

气体对钛合金热加工的影响包括以下几个方面[5]：

（1）氧的影响氧在钛的α相和β相中都有很高的溶解度，氧与氮形成的间隙固溶相会使钛的晶格发生严重扭曲，使得钛和钛合金的硬度、强度得到增加，却使塑性

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显著降低。在600℃的高温下，氧与钛剧烈反应，当温度高于800℃时，氧化膜开始向钛溶解、扩散。

（2）氮的影响氮和钛在700℃以上高温条件下剧烈反应生成脆硬的氮化钛组织(TiN)，而且氮与钛形成的间隙固溶体所引起晶格的歪扭程度，比等量氧所引起的畸变更为严重。因此，氮在提高钛的变形抗力，降低塑性方面影响更大。

（3）碳的影响常温时碳在α相钛中的溶解度为0.13%(重量)，碳形成的间隙形式固溶相同样使钛强度提高、塑性下降，但作用不如氧、氮显著。当碳超过溶解度时会生成成网状分布，硬而脆的TiC，接头的性能极差且易引起裂纹。国标规定钛及其合金中碳含量不得超过0.1%。

（4）氢的影响氢是使β相稳定的元素，在β相中有较大的溶解度，而在α相中的溶解度很小，大约只有0.002%氢随温度下降以γ相(TiH2)形式析出。析出的γ相呈片状，会导致金属的微裂纹。为了避免钛合金焊缝中出现氢脆现象，激光加工时要严格防止氢的侵入。

1.1.2 激光弯曲成形原理

从力学角度上讲，板料成形是几何形状、材料物理性质和边界接触条件等因素综合影响的非线性过程，涉及材料在拉深和胀形的复杂应力状态下材料的塑性流动、塑性强化和起皱、破裂的防止，以及回弹的预测等问题。弯曲成形技术起源于氧-乙炔焰作为热源的火焰弯曲或线状加热(水火弯板），激光弯曲热源为高能量激光束。

1986年日本专家提出将激光弯曲成形技术用于太空加工空间站的设想[6]，德国学者M.Geiger和F.Vollertsen在激光弯曲成形机理方面做了深入的研究[7-9]。金属板料激光弯曲成形过程会导致温度、内应力和组织的改变，而不同材料和激光工艺参数都会对成形效果有不同影响，根据相关研究结果可知激光弯曲成形机理分为温度梯度机理、屈曲机理、增厚机理、墩粗机理四种。但是这四种机理并非单独作用，往往是交互影响激光弯曲成形过程[10-13]。

温度梯度机理：当高能激光热源在金属板料表面快速移动时，沿板厚方向传热相对较慢，在照射区域的厚度方向会产生很陡的温度梯度，致使板厚方向产生不同

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的热膨胀。激光扫描上表面材料由于受热产生膨胀变形，下表面热输入较少膨胀也较少，故板料产生反向弯曲但弯曲量很小。材料的屈服强度随着温度的上升而降低，当热应力达到与温度相关的屈服应力时，任何增加的热膨胀都会转变成塑性压缩应变。背向光源的区域由于热量输入较小所以温度变化不大。而冷却过程中，热量逐步传导至下表面及周围材料，板料上表面收缩而下表面材料开始膨胀，同时上表面产生收缩拉应力使板料正向弯曲。温度梯度机理通常应用于直线弯曲厚板。

图1-1 激光弯曲模型

①加热过程 ②冷却过程

图1-2 温度梯度机理下激光弯曲过程

屈曲机理：当激光光斑直径（加热区）较大，板料较薄且热传导率高时，金属厚度方向温度梯度小，屈曲机理为弯曲的主要成形机理。激光加热区受热膨胀，但受周围材料约束而产生挤压应力，当压应力超过材料在该温度下的屈服应力时，激光加热区板料会产生局部失稳压曲，出现塑性变形的皱曲现象，从而导致板料的弯曲。压曲机理的弯曲方向可以为正弯或反弯，取决于激光加工工艺参数和板材的原始状态，如激光扫描初始点预弯方向的残余应力，外载引起弹性应力的方向，内应力等。

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（1）开始加热（2）产生屈曲

（3）屈曲增长（4）板材弯曲

图1-3 屈曲机理下激光弯曲过程

增厚机理：增厚机理工艺参数与压曲机理相似，当激光光斑直径、激光功率密度和扫描速度很小时，加热区板料厚度方向可认为是均匀受热，上下表面温度相同故膨胀量一致，材料膨胀受加热区域周围材料约束，内部压应力增大，板料受到沿厚度方向几乎恒定的应变压缩，引起板料的缩短且厚度增大。采用这种变形机制，工件的几何形状阻止了压曲。通过控制选择合适的加工参数，调节激光扫描路线，可以加工至所需曲面形状。

弹性膨胀机理：当激光束集中在板料局部位置时，板料加热区热膨胀量比温度梯度机理引发的膨胀要大，这种局部热膨胀会导致板料产生纯弹性变形，从而使板料产生少量弯曲。弹性膨胀机理产生的弯曲变化有限，但是可以通过对周围板料进行点状或块状扫描，用以增大变形量。 1.1.3 激光弯曲成形特点

板料激光弯曲成形技术与传统塑性成形工艺不同，是基于激光物理性能特点的精密加工形式，具有如下优点[14-16]。

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(1) 激光弯曲成形是无模成形，因而生产周期短，柔性大，可适用于成形加工与制作各类异形件，易于进行小批量或大型工件的生产。

(2) 激光扫描过程中无外力作用，是通过内应力导致形变的非接触成形，不会出现回弹问题，而且成形精度很高，可用于精密仪器的制造。

(3) 激光弯曲成形是一种热态累积成形方法，最终变形量由每次激光扫描变形累积而成，同时由于板料在受热状态成形，所以能够弯曲成形在常温下难于加工的或脆性的材料。

(4) 可以通过数控技术辅助加工，提高产品精度，并可使用红外测温仪和形状测量仪来实现全加工过程闭环控制，保证加工质量。

(5) 激光束具有良好的方向性和相干性等物理性能，可使激光弯曲成形技术应用于复杂结构件的加工，可以对传统工具无法接触或靠近的位置加工。 1.1.4 激光弯曲成形影响因素

板料激光弯曲成形是由多种影响因素控制的热力耦合过程，是成因复杂的热成形工艺，国内外学者通过大量实验总结研究得出其影响因素大致分以下几类(图1-4)[17-24]。

(1) 材料性能参数：主要包括热物理性能和力学性能因素，热物理性能参数有密度、熔点、比热容、热膨胀系数、热传导系数等，力学性能参数包括弹性模量、屈服强度、泊松比等。研究表明，变形量与热膨胀系数成正比关系，与比热容成反比关系。 (2) 板材几何参数：包括有板料长度、板料宽度、板料厚度等。激光功率大小一定且板料较薄时，激光扫描上下表面温度梯度比较大，弯曲角度更大，但随着板厚的增加，上下表面温度差逐渐变小，同时周围限制材料变形的阻力也更大，因此激光弯曲角度将变小。宽度与长度同样也对温度场有很大影响，成形角度也将不同。 (3) 成形工艺参数：主要包括激光功率、光斑直径、扫描速度、扫描策略等。激光工艺参数直接影响板料与热源之间的能量交换，从而导致温度场的改变。 (4) 光学参数：包括板料吸收系数和能量密度分布。

(5) 其它影响因素：板料夹持方式、冷却方式、板材原始形状和初始残余应力等。

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激光弯曲影响因素

材料性能因素

板材几何参数

成形工艺参数

光学参数

其它影响因素密度熔点比热容热膨胀系数热传导系数

弹性模量屈服强度硬化指数泊松比

板料长度板料宽度板料厚度

光束功率光斑直径扫描速度扫描次数扫描轨迹

吸收系数

能量分布

板料夹持方式冷却方式板材原始形状初始残余应力

图1-4 板料激光弯曲成形的影响因素

1.1.5 数值模拟技术概述

过去传统激光加工等热加工过程需要根据经验制定相关工艺参数，而且难以直接找出最优试验方案，必须通过大量试验摸索总结相关规律，才能避免加工过程中的相关缺陷并达到最高加工效率，这个改变参数过程会造出大量人力与物力资源的浪费。但基于研究者在物理理学方面相对成熟与完善的基础上，我们可以通过有限元思想将实际加工过程转化为一系列的力学和传热学方程进行求解，这些方程基于基本的物理定律和准则，而利用计算机进行数值模拟与分析可以避免摸索大量试验参数的过程，这是近年来工程类解决实际问题所使用的新兴方法，是确实可行的科学方法。

数值模拟技术包括数字化物理模型，建立数学计算方程，数值计算得出实际物理量变化。如果网格划分足够细小，在进过大容量的数值计算后，可以模拟得出相当精确的物理结果。而且数值计算整个过程变化包括各位置节点计算结果均可随时调用，故可以得出任何时刻任何部位的实际计算信息。计算前定义材料实际物理参

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数，真实反映实际物理变化过程，通过温度、应力或者电磁场相关的耦合函数关系可以求解大量物理信息。所以数值模拟技术可以优化实际加工参数，节约大量资源使得试验更加科学与简便。 1.1.6 板料激光弯曲数值模拟研究

板料激光弯曲成形过程会产生温度变化、组织转变以及应力变化，三方面相互作用并共同影响最终成形效果。由于激光弯曲成形影响因素繁多，包括材料物理性能和激光工艺参数等，如果仅通过生产经验和试验方法设计来研究板料弯曲成形规律将会耗费大量的人力物力，造成资源的浪费，故利用数值模拟技术来探索该过程。激光弯曲成形过程中板料受激光扫描温度上升很快，板料受热区域在温度剧烈变化的过程中发生弯曲变形。所以在考虑板料弯曲变形位移发生的同时，也需要考虑厚度方向上温度场分布的变化，板料激光弯曲是一个三维热弹塑性变形，变化过程包括温度和应力的耦合。激光弯曲成形过程具有边界条件复杂、热源分布不均匀以及材料性能随温度非线性变化的特点，利用数值模拟中的弹塑性有限元法可有效分析此成形工程，热力耦合分析可计算出材料弯曲变形过程中的温度场、应力场及应变场变化规律等，而且能有效计算板料各节点温度和位移随时间变化曲线，可以对可能造成产品缺陷的问题进行预防，符合板料成形对于精度控制的要求。现在己有多国学者和研究单位利用Ansys，MSC，Marc等大型有限元仿真软件对板料激光弯曲过程进行数值模拟研究，建立合理的物理计算模型并通过软件后处理系统，对模拟结果进行分析和处理[25-30]。

1.2 国内外发展现状

曼彻斯特大学的Z. Liu和C. Guzmán分析了AA 2024-T3，AA 7075-T6和AA 5083-O铝合金以及AISI 304奥氏体不锈钢和AISI 430铁素体不锈钢激光弯曲在不同的温度、加热时间和冷却速度条件下激光弯曲区域以及热影响区域中微观组织和化学成分的变化，研究发现激光照射部位以及热影响区的组织变化是对弯曲角度重要的影响因素，实验还对比了不同弯曲角下的微观组织结构。日本学者Takashi Ueda和

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Eisuke Sentoku等做了有关利用激光扫描整平平板上凸起变形部位的实验，自行研制了激光整平实验设备，对不同凸起高度采用不同激光参数加工。实验也着重分析了不同参数下的温度场，探索温度场对激光实际成形的直接影响，对板料缺陷修正有很强的实践指导意义。Jitae Kim，S.J. Na研究了在激光弯曲加工中利用即时检测装备反馈控制并调节加工参数，尽量减少与计算机模拟结果的差别。通过实时测量反馈激光弯曲角度以及数学模型计算分析激光加工弯曲工艺参数对角度的影响和角度变化趋势，降低热成形过程中造成的误差，并得出可预测弯曲角度的公式。香港理工大学的K.C. Chan和J. Liang实验分析了Ti3Al合金激光弯曲时弯曲角度与线能量、激光功率、扫描速度和扫描次数的关系，指出Ti3Al合金热膨胀量与板厚有关。激光扫描处微观组织对比母材发生明显变化，但是没有出现裂纹等现象，对微观组织与材料性能等方面进行了详细分析。哥伦比亚大学的Peng Cheng和Yajun Fan研究了变化厚度平板加工的工艺参数问题，是对复杂件加工的模拟研究。实验分析了在加工过程中变化的激光扫描速度与光斑大小对平板不同厚度处弯曲角度的影响，模拟整个渐变厚度方向的温度场，属于三维方向模拟分析整个温度场变化，为复杂结构工件激光加工提供了可行的研究方向。利物浦大学的S. P. Edwardson和K. G. Watkins等研究了低碳量具钢CR4在激光二维直线弯曲加工过程中，在不同工艺参数下板料表面各点的应力应变值，而应力应变是弯曲变形的直接主要影响因素，分析应力应变在材料加工过程中的变化情况及对板料的成形影响是最直观和科学的研究方法[31-36]。

1960年左右，美国的R.W.Clough教授及我国的冯康教授各自独立研究提出“有限单元”概念。有限元法基本思想是将结构离散处理，用有限容易分析的单元代表复杂的对象，单元之间通过有限节点连接，然后根据变形协调条件进行综合求解。因为单元数目和节点数目都是有限的，所以称为有限元法FEM（Finite Element Method）。1965年Zienkiewicz出版有限元法的第一本教科书The Finite Element Method，为有限元法建立完备理论和科学计算方法作为了巨大贡献。有限元法建立初期FEM只能处理弹性力学相关问题。1967年，P.V.Marcal和I.P.King提出弹塑性有限元格式。1968年Y.Yamada提出了小变形问题弹塑性矩阵的显示表达，大大推动了小变形弹塑性的有限元研究发展和应用。1970年，Hibbitt，Marcal和Rice在有

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限变形理论基础上运用增量法建立了全Largrangian格式的大位移、大应变弹塑性有限元法。1974年，McMeeking和Rice建立了更新的Largrangian格式的大变形弹塑性有限元法。至此应用于大变形问题的弹塑性有限元理论已建立起来。伴随着有限元理论的发展，有限元应用程序也得到了极大的发展。经过几十年的发展和完善，市场上已出现很多著名的通用有限元软件，诸如：Marc，Ansys，LS-DYNA，ABAQUS，ADINA，SAP等[37]。Jiangcheng Bao对激光弯曲有限元分析与预测弯曲角度有相关研究，研究了材料性能、加工参数等对温度场和应力场的影响，并分析温度场与应力场变化所造成的最终弯曲角度变化情况[38-39]。Y. Fan则研究了Ti-6Al-4V铝合金在激光成形过程中的组织相变，对加工过程中热影响区的α至β相变进行了系统的分析与观察[40]。

图1-5 板料弯曲处曲率半径几何模型

如图1-5所示，板料弯曲处曲率半径的几何模型，板料弯曲时，弯曲处的曲率半径为r，弯曲中心位置弧长为l，对应弯曲角度为α，建立如下几何关系：l=α×r，光斑直径D越大，对应弯曲部分的弧长也大，在弯曲成形相同的角度时，形成的曲率半径也随之增大。研究表明，曲率半径随着光斑直径的增大而增大，当光斑直径增大时，板料受热区域变大，在垂直激光扫描方向温度场宽度变宽，热膨胀面积也较大。当材料冷却时，激光扫描面材料收缩的变形区也较大，受拉应力的区域比小光斑扫描板料的要大，最终弯曲成形时产生的曲率半径也较大。板料曲率半径随光斑直径的变化规律曲线，光斑直径越大，板料弯曲曲率半径也越大[41]。试验需选取合适的光斑直径同时满足尺寸精度要求，以及激光弯曲线能量密度和效率要求。

国内在激光弯曲研究方面相对落后，起步较晚。李纬民[42]对激光弯曲成形的技术背景作了相关介绍，讨论了板料厚度对成形角度的影响，分析了最小弯曲半径的

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相关结论。季忠等对激光弯曲成形过程的影响因素和在数值模拟等方面都进行相关研究，对板料激光弯曲过程中的三维瞬态温度场及形变场进行了模拟与分析，并通过人工神经网络理论建立了激光工艺参数与激光弯曲角度之间关系的仿真系统

[43-44]

。王秀凤[11]致力于薄板激光弯曲机理的研究，在激光工艺参数、材料性能和板

材几何参数对弯曲角度的影响规律方面做出大量研究。管延锦[29]进行了很多数值模拟激光弯曲过程的温度、应力应变变化方面的工作。

目前激光弯曲成形研究虽然取得了一定的进展，但在制作出满足预定形状及尺寸精度要求的工件方面仍存在空白。

1.3 课题研究的主要内容

本文对激光弯曲TC4钛合金板料过程进行相关研究，针对钛合金材料和激光弯曲技术特点，探索航空器蒙皮的加工工艺，重点研究板料加工中避免“边缘效应”和控制尺寸形状精度的方法，并利用有限元模拟方法验证与指导试验。本课题包括以下具体研究内容：

（1）通过不同工艺参数试验摸索出激光弯曲成型过程中加工功率、扫描速度和线能量密度对TC4钛合金板料弯曲角度的影响规律，得到钛板弯曲效率高且表面不发生熔化的最优工艺参数；

（2）通过设计不同激光扫描路径和扫描线间隔距离，研究钛合金件激光弯曲成形后尺寸大小与形状随不同扫描策略的变化规律，确定最佳激光弯曲扫描策略；（3）测量钛板激光扫描后的抗拉强度、延伸率及硬度，分析弯曲处材料组织变化规律，总结激光弯曲对钛合金材料物理性能的影响；

（4）通过Ansys数值模拟软件建立钛合金板料物理模型，定义相关边界和初始条件，得出激光弯曲过程中板料温度场、应力场和应变场的变化情况，分析板料各节点温度与应力变化规律，对比模拟结果与实际试验情况，通过改变约束条件模拟长板激光弯曲时夹具对成形形状的影响，对后续试验提供指导与借鉴；

（5）在最佳工艺参数和激光扫描策略下批量生产钛合金航空器蒙皮，要求产品尺寸一致，且均符合使用精度要求。

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2 试验材料、设备和方案

2.1 试验材料及设备

试验使用德国IPG公司生产的YLR-4000型4千瓦连续光纤激光器（波长1070nm），以及数控八轴控制六轴联动机床，该机床由三轴基础平台、两轴数控旋转切割头和两轴数控旋转焊接头组成。试验材料为40×120×1mm TC4钛板5块，657×290×1mmTC4钛板5块，340×290×1mmTC4钛板5块，其化学成分如表2-1所示。试验其他设备包括游标卡尺、扳手、钢针、钢尺、游标卡尺、焊接检验尺、丙酮和棉球若干，显微硬度仪，拉力试验机，光学显微镜，体式显微镜，计算机。

表2-1 TC4钛合金化学成分( 质量分数/ %)

Al 6. 1

V 3. 9

Fe 0.12

C 0.013

N 0.008

O 0.12

H 0.008

Ti Bal

图2-1 YLR-4000型4KW光纤激光器

2.2 主要技术指标

通过对40×120×1mm TC4钛板进行试验找出最佳工艺参数，即在钛板表面不熔化状态下，单位时间内使板料弯曲角度最大的激光功率和扫描速度参数。在最优工艺参数条件下激光弯曲657×290×1mm和340×290×1mmTC4钛合金板料至图2-2形

0.5 状，钛合金件精度要求如图2-3所示，“∏” 形件底边外部尺寸为80＋mm，竖直 0

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边高度为100mm，弯曲处曲率半径3mm。激光扫描处要求无氧化及裂纹，抗拉强度不低于930Mpa（母材强度），硬度不低于340HV（母材硬度）。

图2-2 TC4钛板激光弯曲后形状图2-3 钛板工件成形尺寸图

2.3 试验方案制订

2.3.1 钛合金板料激光弯曲工艺参数试验

本试验为摸索TC4钛合金材料在不同激光工艺参数下的弯曲角度变化规律，设计如表2-2中参数组合，利用这5种加工参数扫描40×120×1mm钛板。

表2-2 激光弯曲工艺参数设计

编号 1 2 3 4 5

激光功率P/W

500 500 800 1000 1100

扫描速度v/m.min-1

1.5 3 3 3 3

光斑直径D/mm

3 3 3 3 3

板料夹持方式如图2-4。在板料中间划线标记，夹紧板料一端使其固定，激光束沿中线往返扫描加工，激光束移出板料后停留4秒，给板料提供冷却时间。不同工

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艺参数条件下均扫描16次，每扫描4次后取下钛板测量弯曲角度。弯曲角度测量原理如图2-5所示，L为板料一半长度即60mm，测量h即可通过α=arcsin(h/L)公式换算出弯曲角度α。

图2-4 板料弯曲示意图图2-5 板料弯曲角度测量原理图

2.3.2 钛合金板料激光弯曲扫描策略试验

由于不同扫描路径下板料各节点受热与冷却间隔时间不同，由此产生的温度梯度也不同，板料各节点弯曲过程也会产生不一致，本试验设计三种扫描路径来探索其对钛板成型尺寸与形状的影响规律。加工参数取2.3.1中所得最优工艺参数，激光束分别按照 “U” 形路径变向扫描， “口”形路径单向扫描，以及“口”形路径变向扫描，利用这三种扫描路径分别激光弯曲657×290×1 mm TC4钛板至图2-2中形状。“口”形路径变向扫描时激光扫描线之间选择78.5 mm、78.6 mm、78.7 mm三种间隔距离扫描加工。两端板外激光空程运行距离均设为100mm，用来提供板料冷却时间。加工至所需形状后，在钛合金件长度方向等距离取十点记录底边外部尺寸。 2.3.3 钛合金板料激光弯曲物理性能试验

图2-6 激光弯曲钛板拉伸试样

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由于板料弯曲后难以制作拉伸试样，故设计类比试验测试材料激光弯曲后的抗拉强度和拉伸率。取一块200×200×1mm钛板，用夹具将两端固定限制其弯曲变形，激光往返扫描钛板中部，加工参数取2.3.1中试验所得最优工艺参数，扫描次数与弯曲至90度时扫描次数相同，以此保证热输入量一致，钛合金激光扫描区域组织变化基本相同。利用线切割机将钛板制成标准拉伸试样进行拉伸实验，尺寸如图2-6，测量激光加工后钛板拉伸率及抗拉强度数值。

取弯曲成90度的钛合金件，于弯曲处切下小块材料镶样，磨样观察金相微观组织，并利用显微硬度计测量材料弯曲处厚度方向硬度变化。

2.4 试验夹具设计

2.4.1 避免“边缘效应”作用

a.夹具示意图 b.激光弯曲实景

1导气管 2激光头 3导光管 4激光器 5激光束 6夹具 7 TC4钛板 8通气孔

图2-7 激光弯曲装置

根据相关文献得知，当激光弯曲板料较长时，由于板料各点加热冷却时间并不一致，板料会随热源移动出现不同弯曲，最终板料自由端变形量会出现不一致现象。并且板料扫描两端为自由弯曲状态，而板料中部位置弯曲时受周围材料约束，热应力产生的变形也相应减少，故板料弯曲成形面呈两端弯曲角较大，中间变形量较小状态，难以满足产品精度要求，这就是板料加工中的“边缘效应”。为使板料自由端变形量保持一致，可使用夹具夹持板料，激光束沿夹具边缘扫描，这样可以为板

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料扫描线提供足够刚度，使板料两端和中部约束受力保持一致，用以防止板料激光弯曲时扫描方向上产生的不均匀变形，同时还可提供加工定位基准。本试验设计专用夹具如图2-7(a)，分上下两部分制作，下部尺寸1000×200×10mm，上部尺寸1000×70×20mm，夹具材料选择Q235号钢进行制作。加工时利用夹具夹持板料中部，激光沿夹具上部两边进行扫描，夹具及加工设备如图2-7(b)所示。 2.4.2 气体保护作用

图2-8 试验专用夹具

由于钛合金是一种极为活泼的金属，气体保护也是钛合金激光弯曲中需重视的一个环节。激光扫描时，钛板表面长时间处于高温状态，为防止热加工时钛合金与空气中的H2、O2、N2剧烈反应，弯曲时对激光扫描处通高速惰性气体Ar2进行保护。因为加工钛板较长，若采用常规焊接保护方法即保护气体喷嘴随激光头移动，喷嘴移开后的冷却过程中，板料仍会迅速氧化，影响钛板物理性能。但由于激光加热区域面积占钛板总面积比例较小，若将板料整体置于惰性气体中保护过于浪费。本试验设计的专用夹具在上部两侧开密集气孔，孔道通高速Ar2对整个激光扫描区域进行表面保护，可对整个钛板加工表面进行气体保护，密集气孔细节如图2-8所示。

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3 钛板激光弯曲试验结果与分析

3.1 工艺参数试验结果与分析

为研究钛合金板料在激光扫描后弯曲角度的变化规律，对TC4钛合金进行材料基本弯曲性能试验。试验设计五种不同工艺参数组合，每扫描4次取下钛板测量自由端弯曲高度，通过计算转换成弯曲角度记录于表3-1，每组试验参数都扫描16次。

表3-1 不同加工参数下弯曲的角度测量数据

编号 1 2 3 4 5

激光功率P/W 500 500 800 1000 1100

扫描速度v/m.min-1 1.5 3 3 3 3

光斑直径D/mm 3 3 3 3 3

4次 8.144 1.910 5.739 7.662 8.627

扫描多次弯曲角度α/° 8次 13.493 6.219 12.025 14.478 15.962

12次 18.966 10.079 17.458 19.471 22.540

16次 23.578 14.478 23.578 25.151 27.818

3.1.1 扫描速度对弯曲角度的影响

24222018扫描功率500W光斑直径3mm弯曲角度α/°161412108642046810121416 v=1.5m/min v=3m/min扫描次数N/次

图3-1 不同扫描速度下，弯曲角度随扫描次数变化的规律曲线

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当激光加工功率定为500 W，光斑直径为3 mm时，比较扫描速度为1.5m/min和3m/min条件下钛板弯曲角度随扫描次数变化规律。由图3-1可以看出当功率和光斑直径不变时，同等扫描次数下激光扫描速度越慢则钛板弯曲角度越大，弯曲角度与扫描次数基本呈线性关系。两种加工速度下弯曲角度变化率相近，1.5m/min速度下开始四次形成8°弯曲，后面每四次扫描能造成约5°角度变化，3m/min速度下开始四次只弯曲约2°，之后每四次扫描角度变化约为4°。这是由于在初始加工时，板料上下表面温度差值很大，而温度梯度是造成板料弯曲的主要原因，在激光输出功率P一定时，扫描速度v越高则线能量密度(P/vD)越低。单位时间内板料上表面吸收的能量越小，板料厚度方向上温度梯度也越小，从而造成弯曲角度更小。扫描加工多次后，板料下表面累积热输入增多，上下表面温度差变小，故除开始四次扫描外，后面每次扫描造成的弯曲角度相近。 3.1.2 加工功率对弯曲角度的影响

282624扫描速度3m/min光斑直径3mm扫描次数16次弯曲角度α/°222018161450060070080090010001100扫描功率P/W

图3-2 弯曲角度随扫描功率变化的规律曲线

当激光扫描速度定为3 m/min，光斑直径为3 mm，扫描次数为16次时，弯曲角度随激光扫描功率变化的规律曲线如图3-2，由图可以发现，当其它加工参数一定时，激光加工功率P越高则钛板激光弯曲成形角度越大，相同条件下在激光功率为1100W时弯曲角度最大。这是因为激光扫描速度v和光斑直径D一定时，线能量密度(P/vD)

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随功率的升高而增大，激光扫描区域输入能量增加，钛板上表面的温度峰值增加，在板厚方向产生更大的温度梯度，从而产生更大的热应力，产生比小功率扫描时更大的弯曲角度。并且板料上表面温度增加后会降低材料的屈服极限，压缩塑性应变也增大，从而使钛板的弯曲角度更大。这里应该注意的是，当激光功率增大到1200w时，板料表面会有少量烧灼现象，不符合加工要求标准，如若继续增加功率，会转变成激光焊接或激光切割。

3.1.3 线能量密度对弯曲角度的影响

28262422201816144 实验数据拟合曲线弯曲角度/°567289能量密度I/(J/mm)

图3-3 弯曲角度随能量密度变化的规律曲线

由分析可知，激光弯曲成形角度同时由激光功率P、扫描速度v、光斑直径D等因素共同影响。激光弯曲加热方式类似焊接，只是能量输入比焊接的低，故材料并未发生熔化，因此可以研究线能量密度参数对激光弯曲的影响。图3-3为扫描16次后激光弯曲角度随激光功率P、扫描速度v和光斑直径D工艺参数耦合而成的线能量密度I(P/vD)的变化规律曲线。由图发现，激光弯曲角度随着线能量密度的增加而增大，在同等的扫描次数下，当线能量密度为I=4J/mm2时，弯曲角度最小。之后弯曲角度随线能量密度增加而上升，而当线能量密度增大到6.4J/mm2以上时，拟合曲线斜率逐渐减小，线能量密度为8.7 J/mm2时弯曲角度达到最大值。可见当线能量密

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度增大到一定时，弯曲角度并不如之前改变明显。且线能量密度过大后会造成材料熔化形成焊接，故试验需控制线能量密度大小，在不熔化条件下要求弯曲效率最高。 3.1.4 不同功率对弯曲角度变化量的影响

9.08.58.0弯曲角度变化量△α/°7.57.06.56.05.55.04.54.03.53.02.52.01.5468101214 1100W 1000W 800W 500W扫描速度3m/min光斑直径3mm16扫描次数N/次

图3-4 不同功率下弯曲角度变化量随扫描次数变化的规律曲线

由于单次激光扫描产生的弯曲角度较小，激光弯曲钛合金件的最终变形是由多次扫描累积变形而成。由图3-1可以看出随着扫描次数的增加，弯曲角度也随之增大。但分析图3-4中不同功率下弯曲角度变化量随扫描次数变化的规律曲线，可以发现弯曲角度与扫描次数并不是完全正比关系。当激光功率为1100w时，角度变化量随着扫描次数增多而减小，这是因为板料初始激光扫描加工时，热影响区范围较小，上表面吸收的能量来不及传导到下表面，下表面温度很低而上表面接近峰值，因而厚度方向上产生较大的温度梯度，而温度差是温度梯度机理的决定因素，所以塑性变形程度较大，弯曲变形的角度增量也比较大。但是随着扫描次数的增加，热输入量逐步增大，整个板料由于热传导作用都会受热升温，板料下表面温度增加，上表面温度依然是该线能量密度下产生的峰值，温度梯度变小，造成的弯曲变形量也随之减小；另一方面扫描次数的增加也直接导致板料扫描处出现增厚现象，截面模量随之增加，产生更大的弯曲阻力，因而弯曲成形的变化角度增量也随之减小；当激光功率为800w和1000w时，开始扫描弯曲角度变化量较大，扫描8次以后变化量开

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始减小，而12次以后变化量又有少量增加，这与1100w扫描时情况不同，因为功率较小，弯曲角度较小，截面模量增加的也较小，多次扫描后上表面温度升高屈服强度降低，冷却时受拉应力更容易变形；当激光功率为500w时，弯曲角度变化量随扫描次数逐步增加，这是因为激光功率较低，板料温度上升较慢，上下表面温度梯度比较一致，由此产生的内应力变化不大，而温度升高后产生的低屈服强度则使板料更加容易弯曲。

由上面一系列激光基本工艺参数试验可以得出TC4钛合金板料最佳激光弯曲参数为光斑直径3 mm，激光扫描速度3 m/min，激光功率1100 W。

3.2 尺寸形状精度试验结果与分析

本试验需加工657×290×1 mm和 340×290×1 mm TC4钛合金板料至所需形状，

0.5

精度满足航空器蒙皮精度要求，即弯曲角度达到90°，钛合金件底边尺寸为80＋mm， 0

弯曲竖直边高度100mm，弯曲处曲率半径3mm。影响钛合金件成形精度的主要因素是工艺参数和扫描策略。由3.1试验结论选取最佳激光弯曲工艺参数扫描，研究不同激光扫描路径和激光扫描线间隔距离对激光弯曲成形尺寸与形状的影响作用。 3.2.1 激光扫描路径对钛板弯曲成形尺寸精度的影响

由于加工所用钛合金板料长度较长，激光束在板料表面扫描过程中，板料各点受热时间并不相同，板料随激光热源移动逐步达到温度峰值，热应力的产生与板料的弯曲都存在一个先后过程，并且先弯曲与后弯曲的部分存在相互作用力，因此不同的扫描间隔和扫描顺序会对最终成形有一定影响，为探索不同激光扫描策略对钛板激光弯曲尺寸与形状的影响，设计以下三种激光扫描路径。（1） “U”形扫描路径对钛板激光弯曲成形精度影响

激光束沿“U”形路径循环扫描加工，由数控机床编程设定轨迹，精确控制激光扫描路径，如图3-5中箭头方向所示。激光束由图3-5(a)中起始位置开始扫描，沿箭头方向在板料表面移动，其扫描轨迹类似字母“U”的形状。当如图3-5(a)中实线轨迹所示顺时针扫描一次后，激光束由(a)图中结束位置作为起始位置开始逆时针扫描，

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如(b)图中箭头所示，扫描路径与(a)图完全一致，单方向相反。钛板扫描开始端与结束端均留出100mm空程距离用以提供板料冷却时间，目的是为了避免板料下表面温升过高，温度梯度减小导致弯曲效率降低，同时可以避免板料两端受热时间间隔过短导致的表面熔化。

(a) 顺时针 (b) 逆时针

图3-5 “U”形变向扫描路径

图3-6 “U”形扫描路径成形钛合金件示意图

板中两条扫描轨迹线间隔距离设为80mm，在钛板两条扫描线上各扫描45次后，弯曲角度超过80度。此时继续加工激光束会照射到板料的弯起竖直边部分，使得加工区域输入能量降低，成形效率降低，甚至会使弯起边受热产生温度梯度，从而造成竖直边内的弯曲变形，不符合精度要求。所以利用数控机床控制激光头旋转一定角度使激光束直射到加工区域，提高成形精度与效率，单边扫描十次以内即可弯曲至90度，且此时需降低功率以便控制，另一条扫描线依相同旋转角度和加工次数弯曲至90度。试验发现由于夹具夹持作用，板料弯曲变化量基本一致，但由于板料中部和两端的约束条件不一样，中间弯曲角度会略小于两端，此时可用激光在角度较小位置扫描几道用以修正角度。扫描结束冷却至室温后，测量发现基本没有出现板

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料弯曲中常见的回弹问题，这是因为激光弯曲是累积成形，每次扫描引发的变形量较小，回弹量也很小。沿钛板长度方向等距离取十点记录底边外部成形尺寸。

表3-2 沿“U”形激光扫描路径成形钛合金件底边外部尺寸(mm)

位置宽度

1 81.98 2 81.88 3 81.82 4 81.80 5 81.84 6 81.74 7 81.80 8 81.78 9 81.76 10 81.80 由表3-2中数据发现，钛合金件底边外部尺寸均集中于81.74mm至81.98mm范围内，尺寸大小范围控制较好，在0.24mm内，但均超出航空器蒙皮外边尺寸精度要

0.5

求的80＋mm范围。这是由于钛板两条扫描线间隔距离定为80mm，经激光弯曲成 0

形弯至90度后，板料厚度使得外边尺寸增加，板厚为1mm，故最终外边尺寸增加约2mm。激光弯曲加工过程中也观察到，沿“U”形路径扫描时，由于TC4钛板沿长度方向起始位置一端加工间隔时间比另一端长，冷却时间也更多，板料上下表面温度差更大。板料两端产生不一致的温度梯度，由此造成的塑性变形也有区别，在钛板长度方向上有不一样的变形角产生，未达到工件精度要求。同时观察到由于加热间隔时间较短的一端冷却时间不够，温度上升过快且来不及散热，直接导致钛合金板料表面有部分熔化现象。扫描时间间隔较长的起始端表面则无氧化现象，说明间隔时间和冷却时间足够。因此激光弯曲过程中必须保持钛合金件两端具有相同且足够的冷却时间，并且需减小两条激光扫描线之间的间隔距离，以此来控制弯曲至90

0.5 度后底边外部尺寸在80＋ mm范围内。 0

（2） “口”形扫描路径对钛板激光弯曲成形精度影响

图3-7 “口”形扫描路径

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如图3-7中红线所示，激光束由起始位置开始在板料表面移动加热，沿图中箭头方向顺时针移动，扫描轨迹呈矩形“口”的形状。与“U”形扫描路径对比可以发现，“口”形扫描路径能有效解决两端冷却时间不同的问题，激光束沿完全相同的路径循环加工，钛板两端加热与冷却时间周期完全一致，考虑到板料弯曲至90°后底边外部尺寸比扫描线间隔距离宽约2mm，故两条扫描线之间间隔距离利用数控机床设为78 mm，空程距离同样为100 mm，激光头沿“口”形路径循环扫描加工，在钛板两条激光扫描线上各扫描45次后，使用数控机床控制激光头旋转约10度使激光直射弯曲处，并降低功率至1000W，继续加工到90度。沿钛板长度方向等距离取十个点记录底边成形尺寸，测量底边外部成形宽度尺寸记数据于表3-3：

表3-3 沿“口”形激光扫描路径成形钛板底边外部尺寸(mm)

位置宽度

1 79.05

2 79.35

3 79.55

4 79.45

5 79.75

6 79.80

7 79.70

8 80.00

9 80.20

10 80.25

由表3-3中数据可以看出，TC4钛合金件底边外部宽度尺寸呈逐步增大趋势，从79.05mm逐渐增加至80.25mm，整体尺寸变化范围控制在1.2mm内，但1至7号位

0.5 置均小于尺寸精度80＋mm的下标准，如图3-8所示意。 0

图3-8 “口”形扫描路径成形钛合金件示意图

由于在每条激光扫描路径上，光源始终沿一个方向移动，板料长度方向两端始终存在一个相同的加工先后顺序，加工终止端的温度场和温度梯度变化一直滞后于扫描起始端，虽然各点受热冷却时间间隔时间相同，但是起始端更快的受热与冷却，形变过程也一直快于终止端。激光弯曲变形热应力力主要与温度梯度有关，不对称的温度场会产生不同的受力状况，直接导致不同的形变过程，而且先变形的部分也

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会对后变形的部分起到约束作用，所以激光弯曲变形一直处于不对称成形的状态。这个影响在钛板长度方向体现为成形角度不一致，需后期进行部分部位修正，在底边外部尺寸上体现为宽度逐步增大。所以不能始终保持同一方向对钛板进行激光扫描，必须采取一个往复的循环过程来进行加工。同时观察到激光扫描处表面无熔化和氧化，证明冷却时间足够且气体保护效果较好。

（3） “口”形变向扫描路径对钛板激光弯曲成形精度影响

综合前两种激光扫描路径利弊，设计第三种扫描方式，激光束按图3-9中实现矩形路径在钛板表面循环加工，首先延顺时针方向加工20次，如图3-9(a)中箭头所示方向，然后再按原路径逆时针方向加工20次，如图3-9(b)中箭头所示方向，这样可有效解决之前“口”形扫描路径中单向循环造成的尺寸误差。考虑到扫描距离定位78mm时，大约有70%部分底边尺寸在80mm以下，不满足加工精度要求，故将两条扫描线之间间隔距离提升至78.5mm，以增大底边成形尺寸宽度。空程距离定为100 mm来提供冷却时间，激光束沿“口”形循环扫描加工，在TC4钛板每边各循环扫描40次后，弯曲角度达到约80度，旋转激光头并降低功率加工到90度。沿钛板长度方向等距离取十个点记录底边成形尺寸，数据如表3-4：

(a) 顺时针 (b) 逆时针

图3-9 “口”形变向扫描路径

表3-4 沿“口”形路径变向激光扫描成形钛合金件底边外部尺寸（mm）

位置宽度

1 80.14

2 80.12

3 80.12

4 80.10

5 80.08

6 79.98

7 79.98

8 80.00

9 79.96

79.96

由表3-4中数据可以看出，钛板在长度方向底边宽度尺寸范围变化不大，在0.2 mm以内，可见尺寸精度控制较好。最小尺寸为79.96mm，最大尺寸为80.14mm，

0.5

仍有部分位置未满足精度要求80＋mm，可知数控激光头移动间隔距离仍需调整。 0

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同时观察到激光加热区域无熔化现象，说明冷却时间适当。钛板整体成形效果较好，无扭曲变形产生，可见改变方向往复扫描后两端温度场控制的较一致，板料长度方向两端作为起始和终结端互换位置，各点平均变形，整个弯曲成形过程均匀同步且对称，尺寸变化范围很小，故“口”形变向扫描是一种最优路径。 3.2.2 激光扫描间隔距离对钛板弯曲尺寸精度的影响

考虑到板厚与激光热源大小、中心位置等因素，板料弯曲后底边尺寸会比激光扫描间隔距离大约1-2mm（由3.2.1试验结果可以看出），故试验研究最佳激光扫描线间隔距离，选取最佳扫描路径沿“口”字形变向激光扫描，弯曲钛板至90°后沿长度方向等距离取十点记录底边外部尺寸，激光扫描线之间选择78.5 mm、78.6 mm、78.7 mm三个距离进行扫描，数据如表3-5：

表3-5 不同激光扫描线间隔距离下成形钛合金件底边外部尺寸（mm）

位置 78.5mm 78.6mm 78.7mm

1 80.14 80.10 80.20

2 80.12 80.26 80.18

3 80.12 80.18 80.20

4 80.10 80.20 80.22

5 80.08 80.16 80.28

6 79.98 80.10 80.30

7 79.98 80.08 80.50

8 80.00 80.02 80.44

9 79.96 80.04 80.40

10 79.96 80.06 80.36

可以发现，钛合金件成形尺寸均变化较小，当激光扫描线间隔距离在78.5mm时，成形钛合金件底边外部尺寸在79.96mm至80.14mm范围内浮动变化，有约40%的位置小于尺寸精度要求的下限80mm；当激光扫描线间隔距离在78.6mm时，成形钛板

0.5 底边外部尺寸在80.02mm至80.26mm范围内变化，均在尺寸精度要求范围80＋mm 0

内，是符合精度要求的工艺参数；当激光加工路径中间间隔距离在78.7 mm时，钛板成形后底边尺寸在80.18mm至80.50mm范围内变化，虽全部在尺寸精度要求范围内，但有部分位置达到80.50mm精度要求上限，之后若按此参数加工有可能超出精度要求上限。

为满足精度要求范围，加工生产均通过数控机床控制激光头扫描移动间隔距离在78.6mm，采用“口”字形路径变向循环加工。利用此激光扫描策略批量生产钛合金件，加工产品弯曲处无熔化，长度方向变形角一致，尺寸均在精度要求范围内。可见此试验实现了激光热加工的尺寸精度控制，是数控技术和激光加工技术的完美

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结合和体现，比传统火焰弯曲等热加工方式具有更优的成形效果，加工成形件如图3-10所示。

确定工艺参数后，弯曲加工尺寸为340×290×1mm的TC4钛板，除长度外其他精度要求与657×290×1mm钛板一样，故以相同加工参数和扫描策略加工生产，激光扫描线间隔距离定为78.6mm，以“口”字形路径变向循环扫描钛板至所需形状。弯曲至90度后沿长度方向等距离取5点测底边外部尺寸，检测是否满足尺寸精度要求，记录数据于表3-6：

表3-6 最优工艺参数成形钛合金件底边外部尺寸（mm）

位置 1 2 3 4 5

板1 80.26 80.28 80.26 80.26 80.14

板2 80.34 80.26 80.32 80.30 80.24

板3 80.20 80.38 80.40 80.40 80.30

可见在确定的最佳工艺参数下，钛合金件批量生产仍可保证弯曲成形尺寸均在误差范围内且底边外部尺寸变化很小，弯曲角一致。激光加工弯曲成形是可以满足产品尺寸精度要求的，是一种先进的、能实现数字控制的热加工工艺，小批量生产时具有效率高和成本低等优势。

图3-10 钛板激光弯曲成形件

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3.3 显微组织和力学性能分析

3.3.1 激光弯曲成形钛板金相微观组织分析

图3-11 金相观察试样宏观表面

取加工符合精度要求生产的657×290×1mm TC4钛合金件，避开两端激光进出位置（组织不具代表性），于中部弯曲部位取样，镶嵌磨样并观察金相，金相观察试样如图3-11，抛光后用腐蚀剂（100ml腐蚀液中含有5ml的HF和10ml的HNO3）腐蚀，在LWD 200-4CS电子显微镜下观察显微组织。

可以明显观察到弯曲区在材料厚度方向上有明显的堆积增厚现象，弯曲处板料厚度达近1.5mm。这是基于体积不变原理，弯曲后在弯曲处发生材料堆积导致板料增厚。热影响区组织发生明显变化，经腐蚀液腐蚀后呈亮白色。激光弯曲处金相显微组织如图3-12，(a)、(b) 两图分别是在100、200显微倍数下拍摄的金相组织。

(a) 100倍金相组织 (b) 200倍金相组织

图3-12 钛板激光弯曲处金相微观组织

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(a)图可以明显看出激光扫描热影响区增大晶粒组织约占加工后板厚1/3，热影响区厚度有0.5mm。(b)图可以发现组织晶粒大小由母材向激光加工表面逐渐增大，这与温度场分布有一定关系。靠近板料上表面的热影响区受激光直接照射，热输入量大，温度很高，β相在相变点以上停留时间长，晶粒不断长大，粗化严重，由于钛合金导热性较差，晶粒沿热传递相反方向生长成为粗大柱状晶；而远离上表面热影响区的加工区域加热峰值温度较低，金属在β相区存在时间很短，晶粒长大有限。(b) 图可以观察到弯曲处热影响区出现单相马氏体α’组织，这是由于激光扫描温度较高，由图3-13 中TC4钛合金不同冷却速度组织变化图可知，激光扫描过的区域冷却时发生β→α相转变，冷却速度不一样得到的组织也不一样。可以看到热影响区接近表面处产生了板条马氏体组织，沿着β相晶界上析出了α´相，α´相为板条状。热影响区中部存在针状马氏体组织，如图3-14。

图3-13 TC4在不同冷却速度下的组织转变图3-14 400倍下的微观组织

这是由于冷却过程中，首先生成的α´晶粒在原始β相柱状晶内部形核长大，生成一次α´相，在长距离内扩展并分割了未转变的β晶粒，生长遇晶界停止，之后会形成一系列细小的二次针状α´组织，晶粒沿垂直于晶界方向生长，生长遇晶界或一次α´晶粒停止，最终形成网篮状组织。而靠近母材部分和板料下表面的组织较细，主要是因为激光扫描速度较快，且激光弯曲功率较低，没有焊接时产生的熔合区，故板料下表面热输入量较少，发生的β→α相转变很少，且下表面与Q235钢制作的夹具接触，其导热系数较大，有一定冷却作用，故只发生少量晶粒粗大现象，与母材金相组织（图3-15）基本一致。

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图3-15 500倍TC4钛合金母材组织

3.3.2 激光弯曲成形钛板硬度分析

取金相观察试样，利用显微硬度仪对试样进行硬度测试，在激光弯曲区域中间位置由激光扫描上表面至下表面逐步测量，平均每隔0.3 mm打点测量布氏硬度与洛氏硬度，钛合金板料弯曲处由于体积不变，弯曲后增厚至1.5mm，故一共可测五个点的硬度，具体位置如图3-16所示，硬度测试结果记录于表3-7。

图3-16 硬度测试点位置

表3-7 激光弯曲钛合金件硬度测量数据

编号试样1 试样2 试样3

测量点的硬度值/HV

1 601 625 686

2 363 378 378

3 346 349 352

4 342 315 363

5 317 352 346

由表3-7可以看出，钛板激光加热上表面0.3 mm范围内钛板显微硬度明显增大，平均维氏硬度达到600HV以上，约为母材硬度340HV两倍，这0.3mm也基本就是

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激光弯曲板料热影响区区域。而除热影响区外板料其他位置包括激光扫描下表面硬度接近母材硬度，硬度分布规律与激光加热温度场有很大相似程度。这是由于激光加热区温度达在相变点以上，粗大的β柱状晶内部密集分布细小的针状马氏体α´。虽然α´马氏体强度与母材并无很大差异，但针状α´ 相呈网篮状分布，具有极高的位错密度和孪晶，产生大量相界使得界面能增加，起到界面强化效果，使得显微硬度远大于母材。针状马氏体分布越密集，界面强化效果越明显，显微硬度越高。 3.3.3 激光弯曲成形钛板强度和延伸率分析

图3-17 钛板拉伸断裂试样

表3-8 激光扫描钛板抗拉强度、断裂延伸率和断裂位置

编号 1 2 3 4 5 6

抗拉强度（Mpa）

1028.75 1030.58 1034.06 1030.00 1034.35 1023.54

断裂延伸率（%）

10.00 7.60 4.35 6.40 12.75 9.20

断裂位置母材热影响区热影响区热影响区母材母材

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取等效模拟试验制作的激光扫描试样进行拉伸实验，测得激光加工后钛板拉伸率及抗拉强度数值，拉伸断裂板料试样如图3-17，抗拉强度、断裂延伸率和断裂位置见表3-8。观察发现，其中2、3、4 号试样抗断裂位置在热影响区，断裂延伸率较低，平均仅有6.1%，而断裂发生在母材的1、5、6号试样其断裂延伸率最高达12.75%，平均在10.7%以上，抗拉强度平均达到1030MPa，说明TC4钛合金激光扫描处强度要略高于母材，而延伸率明显较母材降低，说明钛合金经激光弯曲后扫描位置发生明显力学性能变化，虽未发生熔化的焊接行为，但钛合金受热输入而发生的组织改变确实影响为激光扫描处热影响区形成了细小密集的针状马氏体α´组织，马氏体本身与到产品性能。这是因母材硬度相差不大，但由于其体积小，并且呈网篮状分布。这就导致产生大量相界，密集的界面使界面能增加从而产生界面强化效果，增强激光扫描热影响区的强度。而断裂位置在母材的试样1、5、6均比断裂位置在热影响区的试样2、3、4断裂拉伸量大，试样在承受静态拉伸载荷的过程中，母材首先发生塑性变形，随拉伸力增大会发生颈缩现象，若发生在母材断裂即呈塑性断裂特征，拉伸率较高。发生在激光扫描区的断裂拉伸率较低且断口呈韧窝断口特征，为韧性断裂，塑性明显低于母材，这主要是因为激光加热区生成的针状马氏体组织塑性较低，而母材组织的塑性较高。

3.4 本章小结

1、TC4钛合金板料在激光扫描弯曲时，其弯曲角度变化与激光扫描功率成正比变化，与激光扫描速度成反比关系，与线能量密度成正比关系，与扫描次数基本呈线性增加关系。1 mm厚TC4钛合金板料在光斑直径3 mm下激光扫描最优工艺参数是激光功率1100 W和激光扫描速度3 m/min；

2、激光扫描路径对TC4钛合金板料成形尺寸与形状的影响：

（1）当采用“U”形扫描路径循环加工时，钛板长度方向两端受热间隔时间不同。间隔时间短一端表面有熔化，长度方向变形量不一致；

（2）当采用“口”形扫描路径单向循环加工时，表面无熔化，两条扫描路径温度场不对称，成形后底边宽度呈逐渐增大现象；

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（3）当采用“口”形扫描路径变向循环加工时，钛板弯起边变形量一直，无扭曲变形，表面无熔化且底边尺寸变化范围小；

3、激光扫描线间隔距离对TC4钛合金板料弯曲成形尺寸精度起主要影响作用，弯曲时由于钛板板料厚度与激光热源位置、光斑大小等因素，板料弯曲后底边尺寸比激光扫描线间隔距离大。当激光加工路径中间间隔距离在78.6mm时，钛合金件成

0.5

形后底边外部尺寸均在误差范围80＋mm内，是最佳工艺参数。按固定工艺批量生 0

产航空器蒙皮，产品形状尺寸保持一致；

4、拉伸实验表明钛板经激光弯曲后扫描处材料强度与母材相当或高于母材，热影响区的拉伸率比母材部分有明显降低；硬度测试发现TC4钛板激光弯曲成形至90度后，加热区上表面有约0.2mm发生硬化，下表面硬度比母材略有升高，微观金相组织观察发现激光扫描热影响区析出针状马氏体组织。

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4 钛板激光弯曲成形有限元模拟及分析

钛合金板料激光弯曲成形过程的有限元模拟分为两部分，第一部分是模拟板料激光加工时的温度场，此过程将板料视为刚体，以实际激光扫描工艺参数（激光光斑直径D为3mm，激光扫描速度v为3m/min，激光功率P为1100w）作为初始和边界条件进行加载运算热传导方程，得出钛合金板料在激光加工过程中的三维瞬态温度场。第二部分是根据温度场分析结果，将温度载荷结果作为热分析载荷加载为节点热应力，同样根据实际加工参数设置边界条件和初始条件求解热弹塑性运动方程，由此得到板料激光弯曲过程的应力场和位移场。激光弯曲过程是非线性作用过程，这种先后顺序耦合方式更为准确和有效。

4.1 温度场有限元模型建立

温度场模拟需首先建立物理计算模型并划分网格，选择计算单元，定义初始边界条件和物理参数，以循环热源加载，求解方程得出板料激光扫描温度场分布情况。 4.1.1 计算模型定义

图4- 1 激光弯曲物理模型

激光弯曲过程中，对板料物理模型进行相关定义与分析。按图4-1中指示，先建立激光弯曲基本性能分析试验中板料的模型，定义板料宽度方向为X方向，长度方向为Y方向，厚度方向为Z方向。板料下端利用夹具夹持防止变形，另一端任其自

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由变形。激光沿板中扫描如图中轨迹，板料尺寸由真实试验材料设定。激光弯曲过程中边界条件较复杂，模拟过程中需简化部分影响因素，本模拟作出以下假设：（1）激光弯曲板料各向物理性能相同，各位置物理参数性能也相同，力学性能仅

随温度变化而变化；

（2）加工外部环境稳定，空间温度和气流密度保持不变，除与空气对流换热外，

不考虑辐射换热热量损失，忽略材料相变潜热和变形过程中发生的蠕变；

（3）应力应变场的载荷条件仅为温度场中计算结果，不考虑板料重力等应力条件；（4）激光弯曲不产生熔化现象，应变场不发生熔化变形。 4.1.2 单元选取及网格划分

本计算为热分析结构分析耦合，板料局部有很大的温度和应力梯度，故选取SOLID70单元，满足板料三维热传导分析要求。SOLID70单元具有三个方向热传导能力，具有八个节点，每个节点有一个温度自由度，这种单元可用于三维稳态和瞬态分析，也可进行热分析与结构分析耦合计算。

图4-2 板料网格划分示意图

划分网格是有限元模拟计算中极为重要的一环，其划分精度与网格细化程度有关，而划分过细后计算规模急剧增大，计算时间增多效率降低。因此选取合适网格数量、疏密程度和几何形状对数值模拟计算有很大的影响。由于激光弯曲仅在扫描

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位置产生较大温度梯度和应力变形，若采用整体细化则比较浪费时间，所以本模拟过程采用非均匀网格划分，即在激光束扫描位置局部细化网格，在板料两端未受热部分可采用较粗网格，减少计算量。板料一端处于夹持状态，一端处于自由变形状态，ANSYS先由面建模，面划分后拉伸至体，即可建立整体模型。

如图4-2所示，板料尺寸为40×120×1 mm，板料中部20mm范围网格细化，利用“LESIZE”命令局部细化至1mm网格，板料两端在板宽X方向划为1mm网格，长度Y方向划为10mm网格，厚度方向划为两层。这样可以减小网格数量，降低运算时间提高效率。激光扫描光斑仅为3mm，其造成的热影响区范围必定小于细化网格区域，故此细化方式能够实现激光扫描处温度梯度、应力与应变急剧变化情况的精度计算。而激光扫描路径周围材料温度变化小，基本无热应力和应变产生，故用较粗网格也能进行相关计算，整体网格数比全部细化方式少，计算效率高。 4.1.3 边界条件及初始条件加载

在ANSYS热分析模块中边界初始条件包括温度、热流密度、对流换热系数、辐射系数、绝热系数等，本试验钛板受激光束加热，仅考虑热传导和热对流，由内部产生热应力提供变形，无外力作用。板料在空气中与空气对流换热，不考虑辐射散热和热源与空气的对流换热，板料初始温度定为与环境温度相同，即同为室温15度。 4.1.4 材料参数定义

表4-1 TC4钛合金导热系数

T/°C k/N·S-1·°C 93 7.3 205 9.1 315 10.6 425 12.6 540 14.6 650 17.5 950 23.5 1100 24.5 表4-2 TC4钛合金比热容 T/°C C/kJ·g-1·°C

100 550

200 590

400 620

600 730

800 910

1000 950

1100 1000

表4-3 TC4钛合金换热系数

T/°C β/W·m-2·k 100 35 200 82.4 400 182 600 352 800 417 1000 438 1400 485 1600 492

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材料物理参数会随激光扫描过程中的温度上升而急剧变化，且不是线性过程，对求解热传导方程的结果有直接影响。因此需定义TC4钛合金板料在激光扫描过程中各温度条件下的性能参数。ANSYS温度场分析需要定义钛合金材料的热物理性能参数，包括导热系数k，比热容c，换热系数β，密度在不同温度条件下变化很小，视为不变值ρ=4.43g/cm-3。应力场同样受热物理参数影响，应力分析过程中需定义的性能参数包括线膨胀系数α1，弹性模量E，泊松比μ，抗拉强度σ，延伸率φ。在高温区某些参数失去实际物理意义，可以由ANSYS插值法计算具体数值，仅用于温度场和应力场模拟计算。不同温度下物理参数由《中国航空材料手册》，《航空制造工程手册》及相关文献查阅得到[45-50]，记录于表4-1至4-3中。 4.1.5 时间步长选择

激光弯曲钛合金板料是一个连续热输入过程，热源保持移动，板料受热后随室温冷却，时间步长定义此热循环过程间隔计算时间，间接控制模拟精度。时间步长越小，计算间隔时间增量越小，模拟精度越高。特别对于大温度梯度加载如激光快速扫描过程，光束照射区域板料温度急剧升温，而在光源快速移开后温度迅速下降。通过减小时间步长，能减小大阶跃变化造成的温度场模拟误差。ANSYS求解计算中有两种加载方式，分别是阶跃式加载和斜坡式加载，第一种会在第一个子步加载定量载荷，保持一致。第二种则按每个子布逐步增加载荷。控制自动时间步长可以优化两个子步间的载荷增量，优化计算过程。本试验计算过程中通过板料细化处网格长度除扫描速度的结果定义单步时间步长为0.02s。 4.1.6 热源模型的选取（1）双椭球热源模型

图4-3 双椭球热源模型能量分布

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激光弯曲过程中，激光照射引发板料温度梯度从而造成内应力形成弯曲效果，因此激光热源模型的选取对温度场和应力场分析的准确性有决定意义。双椭球模型作为热源模型在焊接模拟过程中应用相当广泛，可以真实反映激光或其他热源形式在三维空间中热输入分布形式。由图4-3中双椭球热源模型可看出模型前半部分温度梯度较大，双椭球后半部分温度梯度分布较平缓，模拟热源移动过程中滞后部分。该模型实际分为前后两个部分，各是1/4椭球。c1和c2分别是两个椭球长轴方向的长度，a为后半椭球的宽度，b为前半椭球的深度，也同时是热源模型的宽度和深度。设前半部分能量分数为f1，后半椭球能量分数f2，则前半部分椭球内能量分布为：

(4-1)

后半部分椭球内能量分布为：

(4-2)

（2）高斯热源模型

图4-4 高斯热源模型能量分布

高斯热源模型与双椭球模型区别在于更适合用作表面热源的模拟，即平面内激光能量密度按高斯分布规律，光斑正中心能量最高向外周逐步减小，但垂直坐标系内无能量分布定义。由于试验选用热传导系数较低的钛合金材料，且激光扫描速度快，功率小，单位时间内热输入量小，未达到焊接状态，故选用高斯分布热源模型

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进行激光弯曲过程模拟。高斯热源模型是一种面热源输入形式，厚度方向由热传导方程算出温度场分布。高斯分布热源热流密度分布形式如公式4-3所示：

(4-3)

式中：Q——激光输入能量

——图示激光光斑半径

将公式（4-3）用极坐标表示为如下形式：

(4-4)

如图4-2所示，激光照射半径为R，计算得到以下公式：

(4-5)

式中：Q——激光输入能量

r——光斑任意点到光斑中心距离 q——激光能量密度

由于激光照射过程中，能量并不能完全传输到板料上。在传送过程中，能量会有部分损失。照射到板料上后也会有部分能量被金属反射，板料吸收率需要考虑到激光热源模型中，定义修正系数A，激光光斑能量分布公式变为：

(4-6)

P——激光器输出功率 4.1.7 热源加载多次扫描循环求解

由于板料激光弯曲是一个累积成形过程，单次变形角度较小，钛合金激光扫描性能试验最终扫描16次测量角度，故需使用APDL语言编辑循环语句实现该加工过程。每个循环过程中都将高斯激光热源按实际加工速度加载在板料上，激光光源移出板料过程给板料冷却时间，此过程去掉高斯热源用来模拟冷却过程，一个循环包

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括加热和冷却两个过程，循环运算至扫描次数结束。计算结果为热分析运算文件，保存该结果用以后续热应力计算分析，同时对热分析结果进行相关分析讨论。

4.2 应力场与应变场有限元模型建立

应力应变场载荷为温度场中计算结果，故网格划分形式与温度场计算模型相同，边界条件也一致，需要重新定义的是计算单元和结构分析物理参数。 4.2.1 应力场与应变场的计算模型

ANSYS结构分析模块中，力的加载有多种形式，但激光弯曲成形属于热加工诱使材料内部产生热应力，从而造成塑性变形。激光弯曲成形过程模拟属于热力耦合过程。应力应变场的受力加载来自于温度场分析过程得出的热应力载荷，温度变化导致热膨胀与材料屈服强度、弹性模量等材料参数的变化，根据热应力载荷循环求解最终板料应力应变状态是本试验的目的。具体建立方式为首先载入热分析过程中计算得到的各点热应力结果，然后通过ETCHG命令将热分析单元转变为结构分析单元，此结构分析单元每个单元有八个节点，每个节点有X、Y、Z三方向的自由度。网格划分方式与热分析过程保持相同，省略重新建立物理模型过程。进行应力矢量与矩阵分析计算，得出该激光弯曲过程应力场与应变场变化结果。 4.2.2 材料参数定义、边界条件与时间步长的选择

表4-4 TC4钛合金线膨胀系数

θ/°C α1/10-6·°C-1

20-100 9.1

20-200 9.2

20-300 9.3

20-400 9.5

20-500 9.7

20-600 10.0

表4-5 TC4钛合金弹性模量

θ/°C E/Gpa E0/Gpa

20 109 112

50 — 111

100 — 110

150 97 107

200 — 104

250 91 102

300 — 98

350 85 95

400 — 92

450 75 —

表4-6 TC4钛合金泊松比

θ/°C μ

20 0.34

100 0.34

200 0.34

300 0.35

400 0.37

500 0.37

600 0.39

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表4-7 TC4钛合金抗拉强度与延伸率

θ/°C 20 100 200 300 350 400 500 600 700

σb/MPa 967 846 741 690 665 645 583 413 245

σp0.2/MPa 860 736 613 543 532 508 401 212 89

σp0.1/MPa 836 695 578 501 498 474 350 178 72

δs/% 16.2 15.4 17.4 17.0 16.1 17.3 26.5 47.9 118.0

φ/% 44.1 49.3 54.8 58.9 58.1 60.1 28.1 93.8 99.0

结构分析中需定义的性能参数包括线膨胀系数α1，弹性模量E，泊松比μ，抗拉强度σ，延伸率φ，查阅相关文献记录于表4-4至4-7中。上述参数对材料受热膨胀变形量和热应力大小起主要影响作用，是钛合金板料激光弯曲过程中变形量大小的主要影响参数，也是应力计算过程中迭代方程必需物理参数。初始温度与热分析同设定为15°C，板料一端处于夹持固定状态，另一端自由变形。夹持区域设置板料夹持端30mm内X、Y、Z三方向自由度均为0，即处于完全限制位移的约束状态。应力分析过程中，时间步长与温度场计算过程中时间步长保持一致，即每子步0.02s。 4.2.3 温度场结果计算载入与计算

将热分析运算结果作为载荷读入应力计算过程中，使用循环加载方式，通过“LDREAD”命令将热分析运算文件读入应力计算方程，运算求解。计算结束后查看板料激光弯曲过程应力应变场云图分布，通过后处理模块POST1、POST26查看某一时间板料各节点的应力和应变对比，并记录整个时间历程内板料各节点的应力应变变化曲线。通过后处理模块获得相关运算结果显示后，进行激光弯曲过程板料受热温度变化和应力产生及形变大小的研究。

4.3 温度场模拟结果及分析

通过温度场模拟获取板料激光扫描过程温度分布云图和各节点温度变化曲线。

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4.3.1 板料温度场分布情况

(a)0.2s (b)0.4s

(e)1.4s (f)2.8s

图4-5 板料上表面温度场变化图

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试验用钛合金板料尺寸为40×120×1 mm，激光功率1100w，光斑直径3mm，扫描速度3m/min，扫描一次后冷却时间2s，图4-5为该激光扫描动态过程温度场变化温度分布云图，可以看到不同时间板料温度场变化情况。(a)图至(f)图分别表示板料在0.2s、0.4s、0.6s、0.8s、1.4s、2.8s时间的表面温度分布图，其中0.2s至0.8s为激光在板料上扫描时的温度分布情况，1.4s和2.8s是冷却过程中选取观察的温度场。

可以观察到，激光为高温点热源，光斑中心温度为最高值，周围区域温度较中心逐步降低，整体满足高斯分布特点，可见光源模拟是符合实际情况的。由图(b)、(c)可以看出，当激光光源在板料上迅速移动时，其扫过区域吸收大量热量，温度随之上升，但最高不超过光源中心高温极值。光源附近等温线较密集，滞后光源处等温线较稀疏，这说明温度梯度最高位置也是光源附近处。激光光源温度场类似“水滴型”，且除激光扫描热影响区域，板料其他位置基本处于室温状态，这是由于小光斑光源快速加热，能量非常集中。由图(d)观察到光源扫完整块板料，激光头移出板料，板材停止受热，板材持续发生热传导，激光进入处的温度较激光移出处的温度低很多。在图(e)、(f)中板料在空气中冷却，板料内部也发生热传导作用，整体发生温度降低和热量向周围传导现象。可见受热影响区域逐步变宽，约为激光光斑的3到4倍，但最高温度区极值较之前下降很多，温度场分布依旧呈“水滴型”，先受热区域温度要低于后加热区域。由于整个激光扫描过程速度很快，激光加热时间很短，板料温度场分布显示板料受热影响范围基本一致，热影响区宽度基本相同。

图4-6 0.4s时刻XOZ厚度方向温度场分布图

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图4-6为0.4s时刻板料中部XOZ厚度方向上截面温度分布图。由图可见，高斯激光热源为面热源形式加载到板料表面上，表面受热达到最高温度值，板厚方向产生热传导，但钛合金热导率较低且激光扫描速度快时间短，所以板料底部温度并不高，形成了上下表面的温度梯度，这即为激光弯曲试验的成形机理。

(a)0.8s (b)0.9s

图4-7 不同时刻YOZ厚度方向温度场分布图

图4-7为板料0.8s、0.9s、1.0s、1.1s时刻YOZ厚度方向温度场分布图，由图可以发现，激光表面热源作用在板料上表面，然后逐步由热传导作用使板料下表面温度升高。激光刚照射时，温度梯度达到最大，表面为激光热源温度极值，下表面温度接近室温。激光热源移开后，板料逐步冷却，能量由表面传至下部，温度梯度逐步下降，上下表面趋近同一温度。

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4.3.2 板料温度场时间历程变化规律

（1）沿激光扫描方向节点温度随时间变化规律

图4-8 测试点位置示意图图4-9 测试节点温度随时间变化曲线

沿激光扫描轨迹于板料上表面等距离取3点如图4-8所示，点与点距离为10mm，B点位板料几何中心。利用ANSYS后处理功能读取此3点温度随时间变化过程曲线，如图4-9所示。由图可以看到，激光弯曲过程中光源在板料表面沿直线扫描，当被激光束照射时，节点温度迅速升高至极值，约1100°C。在光源移开后，节点温度开始下降，下降过程较上升过程缓慢，且曲线斜率逐步减小，这是因为温度越低，热对流交换越慢，温度变化趋缓。激光加热板料峰值温度随光斑移动且稍滞后于激光束中心，三根曲线形状基本一致，证明板料表面激光扫描处各点温度变化情况基本一致，只是随激光照射先后发生顺序改变。同时观察到当板料冷却2s后，各点温度均基本降低至375°C。说明随热传导作用，板料表面各点温度趋近于同一数值，三根曲线最后基本交于一点即为证明。

（2）沿板厚方向节点温度随时间变化规律

取板料上下表面几何中心位置两点画温度变化曲线，由图4-10可以发现当激光光源0.4s移动至中心位置时，上表面迅速达到温度最高值约1100°C，而下表面虽然也开始升温，但并未立刻达到极值。当达到约0.6s时，下表面才由热传导作用达到

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峰值温度约850°C，有一个滞后过程。在同一时刻板厚方向上下表面就产生了至少500°C的温度差，这是温度梯度机理变形的决定因素。而到0.8s后，激光光源移出板料，上下表面温度曲线几乎重合一致，证明由温度传导作用，板料上表面接受热量传导至下表面，使板料厚度方向温度逐渐变为相同，温度梯度急剧下降。

图4-10 板料上下表面温度变化曲线

（3）沿垂直激光扫描线方向温度随时间变化曲线

图4-11 测试点位置示意图图4-12 测试节点温度随时间变化曲线

沿垂直激光扫描线的长度方向取点，板料几何中心记为点A，向弯曲自由端方向每隔2mm取点，具体位置如图4-11所示，节点温度变化曲线如图4-12。由图4-12可以发现，激光弯曲扫描高温区域非常集中，这与激光能量集中特性有关。激光光

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斑直径为3mm，在距离中心点2mm位置节点最高温度仅为约500°C，不到激光扫描区域温度极值的一半。距离中心点4mm位置节点基本受激光热源作用很小，温度变化曲线斜率小，基本只由热传导作用导致温度缓慢上升，最后与整个板料达到一致温度。由此说明，激光弯曲加工高温范围很小，比激光束光斑略大。并且通过改变激光光斑直径大小控制弯曲半径大小是可以实现的，因为受热面积越大，热膨胀区域也越大，其弯曲时形成的弯曲半径也随之变大。

4.4 应变场模拟结果及分析

4.4.1 板料应变场变化情况

(a)0.1s (b)0.4s

图4-13 板料应变场过程图

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利用ANSYS后处理模块截取板料激光扫描过程中0.1s、0.4s、0.8s、2.8s时刻弯曲变化应变场，如图4-13所示。板料夹持端保持固定，自由端随激光扫描产生温度梯度从而产生弯曲变形，由图4-13中 (a)可以发现，激光光源开始扫描板料时，板料上表面膨胀明显，自由端向板料受热背面弯曲。而由图4-13(b)、(c)可以看出板料开始出现正向弯曲，这是因为上表面冷却收缩产生拉应力。图4-13(d)中激光光源移出板料，板料整体冷却，此过程弯曲角度变化很小。该应变过程可以说明，激光弯曲过程是板料上表面受热膨胀产生反弯，冷却过程正向弯曲角逐渐变大的过程。 4.4.2 板料节点位移变化情况

图4-14 板料位移曲线取点位置图4-15 板料端点随时间变化位移曲线

取自由变化端板料左右两端点A和B如图4-14所示，绘制其随时间变化垂直板料方向位移变化图，如图4-15所示。两点位移变化曲线基本一致，证明板料自由端弯曲形变比较一致。在0.18s内板料都处于反弯，反向位移值很小，最大仅为0.23mm。之后板料逐步正向弯曲，在1s时达到极值，弯曲变化量达到2.4mm，冷却过程中回弹很小。此曲线符合激光弯曲温度梯度机理，即受热时上表面发生热膨胀，下表面相对上表面温度很低，膨胀量很小，板料出现反弯。光源移开后，板料冷却引起上表面温度降低开始出现收缩，上表面产生收缩拉应力，而下表面由于温度传导继续

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升温并且膨胀，板料出现持续正弯。由此可见一次激光弯曲扫描过程能造成2.4mm弯曲变形量，与实际试验基本相符。

4.5 应力场模拟结果及分析

4.5.1 板料等效应力场变化过程

分别绘制板料模型在激光扫描过程中加热和冷却时刻的阶段等效应力云图，如图4- 16所示，图中(a)、(b)、(c)、(d)、(e)、(f)分别是板料在0.4s、0.8s、1.2s、1.6s、2.0s、2.8s时刻等效应力变化情况。由图4-16(a)可以发现，板料刚受热时上表面等效应力并未达到最大，应力产生范围较大，板料受热起始端开始冷却收缩过程中出现较大应力。图4-16(b)为整个激光扫描过程结束，激光光源移出板料时刻，此后板料再无受热，板料逐步正向弯曲，上表面应力开始增大，且应力范围较集中。图4-16(c)中激光光斑扫描位置出现明显应力集中，且加热起始端应力更大，该位置较快冷却收缩，产生更大等效应力。图4-16(d)和(e)则为继续冷却过程中应力集中位置的变化情况，随激光扫描顺序应力也相应变化，此过程与冷却时间先后有直接关系。板料激光弯曲时两端处于无约束状态，弯曲变化后出现应力集中现象。图4-16(f)为板料冷却后应力场分布，可见应力仍主要集中于激光束扫描位置，板料扫描线起止端面应力随冷却过程减小。

(a)0.4s (b)0.8s

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(e)2.0s (f)2.8s

图4-16 板料加热冷却过程等效应力云图

4.5.2 板料长度Y方向应力场变化过程

由于板料主要在厚度方向发生弯曲，体现为板料厚度Z方向的位移，是由长度Y方向板料冷却时产生收缩拉应力产生的，取0.4s、1.2s时刻下板料长度Y方向应力分布云图如图4-17所示。由图4-17 (a)可明显发现，激光光斑照射时，板料上表面发生热膨胀，下表面温度较低，故上表面受周围材料的挤压应力，即图中激光束0.4s照射到板料中心时蓝色区域。此时板料初始加热端已快速冷却，材料发生收缩而下表面由热传导热量开始膨胀，板料受收缩拉应力开始正向弯曲，应力如图中橘黄色部分。图4-17(b)可看出激光扫描结束后，板料继续冷却，激光扫描区域持续受收缩拉应力，且弯曲过程中，板料加热起止两端端面由于弯曲材料堆积而产生压应力，

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如图中蓝色部分，板料持续冷却后温度梯度减小，且降至材料屈服应力以下，板料会停止变形。

(a)0.4s (b)1.2s

图4-17 板料长度Y方向应力变化云图

4.5.3 板料长度Y方向应力随时间变化过程

图4-18 板料上下表面几何中心长度Y方向应力曲线

因为起始端和结束端应力情况与中间各点受力情况不同，所以不具有代表性。长度Y方向应力是板料发生弯曲的主要作用力，故取板料上下表面几何中心位置绘制长度Y方向应力随时间变化曲线，应力如图4-18所示。由图可见，板料几何中点上下表面均产生正向应力，这是由于几何中心之前受热板料冷却时产生收缩拉应力。

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激光光斑移动至几何中心后，上表面节点急剧膨胀而受到周围材料的压应力，应力瞬间达到-450MPa，下表面受拉应力，最大峰值为400MPa。激光光源移开后，下表面应力迅速下降，上表面则由于迅速冷却产生收缩拉应力，最高达到150MPa，此拉应力造成板料出现正向弯曲，与温度梯度机理符合。板料完全冷却后仍存在残余应力，此为热加工难以避免现象，可考虑回火热处理消除应力。

4.6 模拟与试验结果对比

图4-19 上下表面几何中心温度变化曲线

以实际加工参数模拟扫描40×120×1 mm钛合金板料16次，激光功率1100w，光斑直径3mm，扫描速度3m/min，每道扫描结束后冷却4s。上下表面几何中心温度变化曲线如图4-19。由图可以发现几何中心点上下表面温度为16个变化周期，每个扫描周期内温度曲线的变化规律与4.3.2中激光扫描一道的温度变化基本相同。只是多次数扫描过程中板料始终并未完全冷却，故上表面和下表面的峰值温度均持续上升，上下表面温度差逐渐减小。实际试验时在扫描4次、8次、12次、16次时取下试样记录板料弯曲高度。取模拟计算弯曲过程中同样扫描道数时应力应变结果记录于图4-20。

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(a) 扫描4次应力应变图

(b) 扫描8次应力应变图

(d) 扫描16次应力应变图图4-20 多次扫描板料应力云图

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由图4-20(a)可以发现应力主要集中在激光扫描线上，板料两侧也存在由于压缩而产生的挤压应力。扫描8次后板料弯曲角度更大，应力仍主要集中于激光扫描线，且板料由于弯曲挤压而产生面积更大的压应力范围，应力范围超过2/3。图4-20(c)中激光扫描位置由于弯曲角度增大，增厚体积增多，故应力集中范围增大。同时板料夹具固定范围也出现应力集中现象，在模拟夹具端边缘即离激光扫描位置30mm出明显应力集中，与实际试验板料夹持状况一致。在图4-20(d)扫描16次以后等效应力最大值为夹具边缘位置，板料绝大部分都存在内应力。

图4-21 板料自由端顶点位移随时间变化曲线

由图4-21可以看出，激光弯曲为一种累积成形，每个循环内位移变化规律与4.4.2中单道扫描结果相同，板料先发生一个微小反向位移然后正向弯曲。每个循环扫描过程内基本都是这种变化规律，但考虑到多次扫描后板料整体温度上升，冷却时间不足导致上下表面温度差减小，故后面扫描过程中板料弯曲角度较刚开始扫描时要小。模拟板料自由端弯曲位移与实际弯曲试验结果对比如图4-22，对比发现模拟结果基本符合实际板料激光弯曲位移变化情况。

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30 实际结果模拟结果25弯起高度/mm201510546810121416扫描次数/次

图4-22 模拟与实际板料自由端弯曲高度对比

4.7 “边缘效应”模拟结果分析

按激光扫描策略试验实际尺寸建模，板料尺寸为657×290×1mm，在两道激光扫描线附近位置进行网格细化，细化部分宽度为20mm，间隔距离为80mm，细化部分附近20mm定为自适应网格，其他部分为粗化网格，具体划分模型如图4-23所示。

图4-23 长板模型网格划分形式

由于工艺参数相同，故边界条件和热源加载形式等均与之前短板模拟过程一致。扫描一道后取加热位置中间上下表面扫描线中心节点记录温度变化曲线于图4-24。

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图4-24 上下表面扫描线中心节点温度变化曲线

与图4-10对比可以发现，上表面节点温度峰值几乎相同，而下表面温度低约100°C。这是由于上表面温度由模拟高斯激光热源提供造成，在相同材料参数与边界条件下热源峰值温度模拟基本相同，而下表面是由热传导作用导致温度上升，当板料面积较大时，传导至下表面扫描线位置的热量变小，故下表面峰值温度较低。

图4-25 板料应力场分布图

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图4-25为不施位移约束条件，模拟不施加夹具状态，板料自由弯曲时的等效应力云图。可以发现扫描一道后，扫描线附近区域应力集中明显，这是材料弯曲堆积造成的挤压应力。在扫描起止端由于约束较小也产生应力集中现象， Y方向自由弯曲的部分表面产生内应力比另一端大。板料长度X方向出现弯曲现象，记录板料自由变化端A、B、C节点位移变化曲线，曲线如图4-26。A、C为端点，B为中点。

图4-26 板料自由端节点位移变化曲线

由图4-26可以发现，板料A点为扫描起始端，A曲线变化斜率最大，板料弯曲变形也较其它位置更快。板料中部B节点曲线表明位移较小，弯曲角度不及两端点变化。C曲线为板料扫描终止端，弯曲变化量较起始位置值略大。两端点变化角度相当而中部弯曲角度较小，弯曲边成形形状呈弧线形，出现板料激光弯曲过程中的“边缘效应”现象。因为激光扫描弯曲过程中，加热并非同时完成的，加热的先后顺序会导致热量输入不同从而造成不同的温度场。并且板料激光扫描线起止两端约束较小，板料中部弯曲时受周围材料的约束作用，阻碍其弯曲变形，故产生板料两端弯曲角度大于板料中部弯曲角度的“边缘效应”现象，影响成形形状。因此实际弯曲过程中需要使用专用夹具夹持板料中部进行加工，给板料扫描线提供等量约束和刚度，控制板料长度方向弯曲角度一致，模拟夹具夹持状态为在板料中部70mm范围内施加

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X、Y、Z方向位移约束，代表板料夹持端固定限制变形状态。扫描一道后应力场分布如图4-27。

图4-27 板料中部约束激光扫描应力图

由图4-27可以发现，在板料约束边缘即模拟夹具夹持端边缘有应力集中现象，等效应力大于板料上其他位置应力。弯曲边变形角度一致，长度X方向板料为直线状态，未出现图4-25中“边缘效应”现象。于图4-28中记录厚度Z方向位移随时间变化曲线。

图4-28 板料节点随时间变化位移曲线

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由图4-28可以发现除三曲线斜率不同，但最终变化大小基本一致。A曲线斜率最大，是激光加热起始端的变化曲线，较其它节点先发生弯曲变化。B和C曲线由于加热时间靠后，弯曲变形存在先后顺序。最终加热结束后，A和C节点弯曲角度基本相同，B节点的弯曲角度稍大，即板料中部较两端变形量稍大。实际生产中通过对弯曲角度较小部位局部扫描来修正变形量大小不同情况。

4.8 本章小结

本章通过对短板单次扫描，短板多次扫描，长板单次扫描进行相关模拟，得出温度场、应力场、应变场变化规律，得出以下结论。

1. 短板单道扫描时，上表面峰值超过1100°C，温度差超过500°C。加热时上表面膨胀下表面温度变化较小，上表面受挤压应力，冷却时上表面收缩下表面受热量传导升温开始膨胀，故上表面受拉应力。整个弯曲过程应力主要集中于激光扫描线上，板料自由端开始加热时有一个小变量反弯，冷却过程中逐步正向弯曲；

2. 短板多次扫描过程中，由于每次扫描后并未冷却至室温，故多次扫描后热量累积导致板料扫描后期峰值温度逐步升高，但上下温度差值比较一致，每次扫描弯曲约2°，模拟多次扫描弯曲结果与实际情况较为相符。应力场模拟结果中板料除激光扫描线有应力集中现象，在夹具约束边缘部分也是应力较大值处；

3. 长板扫描温度场与短板扫描上表面温度基本一致，但下表面温度要比短板扫描时低，因为热量传导面积更大，传递到下表面的热量较小最终温升较小。不施加夹具时，板料由于边缘效应在整个长度方向变形角不一致，呈两端较大中部较小趋势。在模拟实际加工过程给板料中部施加位移约束模拟夹持后，板料长度方向成形角一致，在夹具边缘出现应力集中现象。

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5 结论

本文对TC4钛合金板料进行了激光弯曲基本工艺参数试验和激光扫描策略试验，总结出板料自由端弯曲角度随激光束扫描速度、激光功率和线能量密度的变化规律，以及钛板弯曲成形尺寸形状与激光扫描路径和激光束间隔距离的关系，最终加工出符合精度要求的钛合金件；同时利用数值模拟技术对激光弯曲过程中板料的温度场、应力场和应变场进行求解计算，分析板料各节点温度、应力应变随时间变化规律，并通过改变约束方式模拟夹具对板料成形精度的影响作用。本文得出以下结论：

1、TC4钛合金板料在激光弯曲时，其弯曲角度与激光功率成正比变化关系，与激光扫描速度成反比关系，与线能量密度成正比关系，与扫描次数基本成线性关系。1mm厚TC4钛合金板料在光斑直径3mm下激光弯曲最优工艺参数是激光功率为1100 W和扫描速度为3 m/min；

2、试验专用夹具为板料激光扫描线提供足够刚度以及相同约束力，有效防止板料弯曲时产生“边缘效应”，同时提供扫描定位基准。夹具两侧气孔通高速惰性保护气体，有效防止钛合金材料激光扫描时氧化；

3、激光扫描路径对TC4钛合金板料成形尺寸与形状的影响：

当采用“U”形扫描路径变向循环扫描时，TC4钛板长度方向两端受热间隔时间不同，间隔时间短一端表面有熔化；当采用“口”形扫描路径单向循环扫描时，两道激光扫描区域温度场始终不对称，沿长度方向板料变形角不一致，成形后底边外部尺寸呈逐渐增大现象；当采用“口”形扫描路径变向循环扫描时，TC4钛板弯曲变形量一致，表面无熔化且底边外部尺寸全部控制在误差范围内；

4、激光扫描线间隔距离对TC4钛合金弯曲成形尺寸精度起主要影响作用，加工时由于钛板板料厚度与激光热源位置、光斑大小等因素，TC4板料弯曲后底边尺寸比激光扫描间隔距离大。当激光扫描线路径间隔距离在78.6mm，按照“口”形扫描路

0.5 径变向循环扫描时，钛合金件成形后实际底边外部尺寸均在误差范围80＋mm内， 0

是最佳激光扫描策略。在最佳工艺参数和激光扫描策略下批量生产钛合金航空器蒙皮，产品尺寸形状一致，且均符合精度要求；

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6、拉伸实验表明钛板经激光弯曲后加工处强度与母材相当或高于母材，热影响区的拉伸率比母材部分有明显降低；硬度测试发现TC4钛板激光弯曲成形至90°后，加热区上表面有约0.2mm发生硬化，弯曲部位下表面硬度比母材略高，微观金相组织观察发现激光扫描热影响区析出针状马氏体组织；

7、数值模拟短板单道扫描过程发现，上表面峰值温度超过1100°C，温度差超过500°C。加热时上表面膨胀受周围材料挤压应力，冷却时上表面收缩下表面由于热传导开始升温膨胀，上表面受拉应力。整个弯曲过程应力主要集中于激光扫描线上，板料自由端开始加热时有一个小变量反弯，冷却过程中逐步正向弯曲，回弹很小；

8、数值模拟短板多次扫描过程发现，由于每次扫描后并未冷却至室温，故多次扫描后热量累积导致板料扫描后期峰值温度逐步升高，但上下温度差值比较一致，每次扫描弯曲约2°，模拟多次扫描弯曲结果与实际情况较为相符。应力场模拟结果中板料除激光扫描线有应力集中现象，夹具约束边缘部分也是应力较大值处；

9、数值模拟发现长板扫描温度场与短板扫描上表面峰值温度基本一致，但下表面温度要比短板扫描时低。不施加夹具时，板料由于“边缘效应”在整个长度方向变形角不一致，呈两端较大中部较小趋势。而模拟夹具夹持状态，给板料中部施加约束后，板料长度方向成形角一致，在夹具边缘出现应力集中现象。

本文将激光弯曲成型技术用于实际生产，成功加工出形状与尺寸均满足精度要求的钛合金件，具有创新性。同时研究了激光弯曲成形不同工艺条件下钛合金板料的弯曲变化规律，详细分析了激光扫描路径及扫描线间隔距离等加工策略对钛合金件形状和尺寸精度的影响，以及成形件的微观金相组织和物理力学性能等；也利用数值模拟技术计算出激光弯曲过程中的温度场、应力场和应变场，在一定程度上还原实际加工过程并可对今后生产加工提供借鉴，并且通过改变约束条件模拟出板料在无夹具状态下弯曲产生的“边缘效应”，证明夹具对本钛合金件激光弯曲过程的精度控制作用。本文证明了激光弯曲成形技术是一种先进的、并能实现数字控制精度的热加工工艺，但在控制钛板激光扫描下表面氧化和提高定位效率方面仍有改进空间，希望后续研究能更加完善激光弯曲成形技术。

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致谢

本文是在导师刘顺洪教授的悉心指导下完成的。刘老师从选择课题、试验方案制定到大小论文撰写都为我提供了大量的辅导与建议，对我整个研究生学习与生活过程产生了莫大的影响，是对我在科研与做人方面都帮助极大的人生导师。短短两年半时间里，刘老师对我严格的要求以及随时随地耐心的指导使我逐步养成了严谨与负责的工作态度，这将对我之后的职业生涯也帮助极大。同时刘老师积极乐观的生活态度也深深感染着我，使我的世界观和人生观更加完善和向上。在论文完成之际，谨向导师表示由衷的感谢和崇高的敬意！

感谢李志远教授在我遇到困难时为我耐心的解惑与教育，李老师的谆谆教诲我将永远铭记于心。

感谢实验室的师兄段元威硕士、柳家良硕士和师姐权雯雯硕士，是他们帮助我更快与更轻松的融入研究生生活，并且无私给予我大量宝贵的建议与帮助，也是他们以身作则营造了一个轻松和谐的实验室气氛，感谢同届的徐才强和张太付以及师弟陈超、闫鑫，没有他们我无法独立完成大量试验，谢谢他们无私的帮助与支持。

感谢本科与研究生共同学习奋斗了七年的室友刘德均、杜二虎和黄海波，感谢东八楼其他课题组的同学张虎、于玮、戴明辉、王芳、莫丽萍、丁兰，感谢这些我们共同努力的日子。

感谢我父母对我莫大的帮助与鼓励，无论物质还是精神上父母都为我提供了最好的条件，没有他们我无法走到今天。

刘畅 2011年1月于瑜园

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参考文献

[1]

王金友, 葛志明, 周彦邦等. 航空用钛合金[M]. 上海科学技术出版社, 1985: 1-3. [2] [3] [4]

郭鹏, 杨家林. TC4钛合金精密焊接工艺研究[J]. 机械, 2001, 28(4): 35-37. 张小明. 钛及钛合金的非熔化焊接[J]. 稀有金属快报. 2001, (9): 23-25. 戚运连, 洪权, 刘向等. 钛及钛合金的焊接技术[J]. 钛工业进展, 2004, 21(6): 25-28. [5]

尹丽香. TC4钛合金电子束焊接接头组织形态与性能的研究[D]. 大连交通大学. 2006: 6-7. [6] [7]

Y Namba. Laser forming in space[A]. In: C. P. Wang. Proceeding of International Conference On lasers’85[C]. 1986: 403-407.

Vollertsen F. Mechanisms and models for laser forming[A]. In: Geiger M, Vollertsen F, eds. Proceedings of the LANE’94[C]. Banberg: Meisenback, 1994: 345-359. [8] [9]

Geiger M, Vollertsen F. The mechanism of laser forming[J]. CIRP Annuals, 1993, 42(1): 301-304.

Cheng J G, Zhang J, Chu C C, et al. Experimental study and computer simulation of fracture toughness of sheet metal after laser forming[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2004, 24(12): 830-836. [10] 陈敦军, 吴诗惇, 向毅斌等. 板料激光成形的机制及其应用[J]. 兵器材料科学

与工程, 2000, (23): 58-60.

[11] 王秀凤, Janos, Gyorgy Krallics. 薄板激光弯曲机理的研究[J]. 锻压技术, 2001,

(4): 29-30.

[12] 陈敦军, 吴诗惇, 向毅斌等. 钛合金板材激光弯曲成形的研究[J]. 航空学报,

2001, 22(2): 187-189.

[13] 郭为席. 金属板材激光弯曲成形及其机理研究[D]. 武汉: 华中科技大学, 2006:

2-4.

华中科技大学硕士学位论文

[14] Geiger M. Synergy of laser material processing and metal forming[J]. Annals of

the CIRP, 1994, 43(2): 563-570.

[15] Wenchuan Li, Lawrence Yao Y. Laser Forming with Constant Line Energy[J]. The

International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2001, 17(3): 196-203.

[16] Cheng P J, Lin S C. An analytical model for the temperature field in the laser

forming of sheet metal[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2000, (101): 260-267.

[17] 刘顺洪, 周龙早, 李志远. 激光诱发热应力成形技术[J]. 电加工与模具, 2000,

(4): 37-41.

[18] 季忠, 刘庆斌, 吴诗惇等. 金属薄板的激光成形技术[J]. 激光与光电子学进展,

1995, (11): 24-25.

[19] 季忠, 刘庆斌, 吴诗惇等. 板料激光弯曲技术研究[J]. 西北工业大学学报,

1996, (4): 645-646.

[20] 管延绵, 张建华, 孙胜等. 扫描路径规划对激光弯曲成形影响的实验研究[J].

锻压技术, 2005, (1): 36-38.

[21] 管延锦, 孙胜, 赵国群等.激光能量密度对激光弯曲成形的影响[J]. 应用激光,

2003, 23(3): 135-138.

[22] 季忠, 王忠雷, 焦学健等. 板料激光弯曲成形工艺参数优化设计[J]. 锻压技术,

2002, 27(6): 38-41.

[23] 李纬民, 卢秀春, 刘助柏. 激光弯曲工艺中板材厚度的影响规律[J]. 中国有色

金属学报, 1999, (1): 39-44.

[24] 管延锦, 张红梅, 张守云等. 激光弯曲成形对板料组织与性能的影响[J].汽车

工艺与材料, 2002, (1): 5-7.

[25] 刘顺洪, 周龙早, 王令红等. 金属板材三维激光弯曲成形的研究[J]. 航空制

造技术, 2001, (4): 42-44.

[26] 刘顺洪, 万鹏腾, 杨晶等. 激光弯曲成形数值模拟的研究进展[J]. 激光技术,

2002, 26(3): 161-164.

华中科技大学硕士学位论文

[27] 刘顺洪, 万鹏腾, 方雄. 金属板材激光弯曲成形应力应变场的数值模拟[J]. 电

加工与模具, 2003, (3): 39-44.

[28] 王秀凤, 吕晓东, 胡世光等. 薄板激光弯曲温度场的数值模拟与校验[N]. 北京

航空航天大学学报, 2003, 29(5): 377-380.

[29] 薛忠明, 顾兰, 张彦华. 激光焊接温度场数值模拟[J]. 焊接学报, 2003, 24 (2):

79-82.

[30] 杨晶, 刘顺洪, 万鹏腾等. 板料激光弯曲成形的温度场三维数值研究[J]. 激

光技术, 2005, 127(2): 97-102.

[31] Z. Liu, C. Guzmán. Corrosion performance and restoration of laser-formed metallic

alloy sheets[J]. Laser Institute of America, 2009, (21): 76-81.

[32] Takashi Ueda, Eisuke Sentoku, Yoshihiro Wakimura. Flattening of sheet metal by

laser forming. Optics and Lasers in Engineering, 2009, (47): 1097-1102. [33] Jitae Kim, S. J. Na. Feedback control for 2D free curve laser forming. Optics &

Laser Technology, 2005, (37): 139-146.

[34] K. C. Chan, J. Liang. Laser bending of a Ti3Al-based intermetallic alloy[J].

Materials Letters, 2001, (49): 51-55.

[35] Peng Cheng, Yajun Fan. Laser Forming of Varying Thickness Plate(Part I: Process

Analysis)[J]. Transactions of the ASME, 2006, (128): 634-640.

[36] S. P. Edwardson, K. G. Watkins, G. Dearden, and P. French. Strain gauge analysis

of laser forming[J]. Laser Applications, 2003, (15): 225-232.

[37] 李泷杲, 王书恒, 徐岩等. 金属板料成形. 有限元模拟基础, 2008, (10): 3-4. [38] Jiangcheng Bao, Y Lawrence. Study of edge effects in laser bending[J]. American

Society of Mechanical Engineers, 1999, (12): 941-948.

[39] Jiangcheng Bao, Y. Lawrence Yao. Analysis and Prediction of Edge Effects in

Laser Bending[J]. Journal of Manufacturing Science and Engineering, 2001, (123): 53-61.

[40] Y. Fan, P. Cheng, and Y. L. Yao. Effect of phase transformations on laser forming

of Ti–6Al–4V alloy[J]. Journal of Applied Physics, 2005, (98): 013518 1-10.

华中科技大学硕士学位论文

[41] T. Hennige, S.Holzer, F. Vollertsen, etal. On the working precision of laser

bending[J]. Journal of Materials Processing Technology, 1997 , (71): 422-432. [42] 李纬民, 李春科. 板料成形新工艺: 激光弯曲[J]. 锻压技术, 1993, (6): 29-31. [43] 季忠, 吴诗悼. 板料激光弯曲成形的技术参数研究[J]. 模具技术, 1998, (1):

3-7.

[44] 管延锦, 孙胜. 板料激光弯曲的屈曲机理的研究[J]. 激光技术, 2002, 25(1):

11-14.

[45] Lee Rong-shean, Huan Chang Lin. Process design based on the deformation

mechanism for the non-isothermal forging of Ti-6Al-4V alloy[J]. J. Mater. Process. Technol, 1998, (79): 224-235.

[46] 中国航空材料手册编辑委员会. 中国航空材料手册（第4卷钛合金）[M]. 北

京:中国标准出版社, 2002: 104-131.

[47] 《航空制造工程手册》总编委会主编. 航空制造工程手册(焊接) [M]. 北京: 航

空工业出版社, 1996: 150-151.

[48] 聂蕾. TC4合金的热模锻过程分析与质量控制[D]. 2002: 39-40. [49] 单磊. TC4钛合金-钢复合激光焊接工艺研究[D]. 2006: 26-27.

[50] 付艳艳, 宋月清, 惠松骁等. 航空用钛合金的研究与应用进展[J]. 稀有金属,

2006, 30(6): 851-856.

华中科技大学硕士学位论文

附录（攻读学位期间发表论文目录）

[1] 刘畅, 刘顺洪, 柳家良等. 钛合金件激光弯曲成形形状和尺寸精度控制的研究

[J]. 应用激光, 2011, 31(1): 50-56.

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钛合金件激光弯曲成形精度控制与数值模拟研究