劉斌，武川，周宇杰

Ti6554鈦合金脈沖電流輔助壓縮本構(gòu)模型的建立及應(yīng)用

劉斌，武川，周宇杰

（天津職業(yè)技術(shù)師范大學(xué) 汽車模具智能制造國(guó)家地方聯(lián)合工程實(shí)驗(yàn)室，天津 300222）

基于電輔助壓縮試驗(yàn)，建立Ti6554鈦合金的電輔助壓縮本構(gòu)模型，并對(duì)本構(gòu)模型進(jìn)行驗(yàn)證。針對(duì)Ti6554鈦合金材料，在一定脈沖電流參數(shù)（電流密度為40、32、24 A/mm2，頻率為1、5、10 Hz，占空比為0.7、0.5、0.3）以及應(yīng)變速率為0.002、0.005、0.01 s?1、下壓量為50%的條件下，進(jìn)行電輔助壓縮試驗(yàn)，并基于唯象和物理機(jī)制，建立電輔助壓縮的本構(gòu)模型，采用回歸擬合的方法確定本構(gòu)模型參數(shù)，得到具體方程，并基于電輔助壓縮試驗(yàn)的應(yīng)力–應(yīng)變曲線，分析脈沖電流參數(shù)對(duì)應(yīng)力–應(yīng)變的影響規(guī)律。將電輔助壓縮試驗(yàn)測(cè)得的試驗(yàn)值與本構(gòu)模型得到的預(yù)測(cè)值進(jìn)行相對(duì)誤差分析，得到最大相對(duì)誤差小于7%。采用回歸擬合的方法建立的本構(gòu)模型相對(duì)誤差較小，能夠準(zhǔn)確預(yù)測(cè)材料在不同脈沖電流參數(shù)下的流動(dòng)應(yīng)力。

電致塑性；Ti6554；本構(gòu)方程；脈沖電流

Ti6554（Ti–6Mo–5Cr–5V–4Al）鈦合金是一種亞穩(wěn)定高強(qiáng)韌β型鈦合金，因其具有密度小、比強(qiáng)度大、無磁性、強(qiáng)度高等特點(diǎn)，成為制造航空器結(jié)構(gòu)件的重要材料[1-2]。鈦合金擁有較高的屈服強(qiáng)度和較低的彈性模量，室溫條件下塑性變形范圍小，在傳統(tǒng)成形過程中變形阻力大、成形性能差，如采用冷沖壓法沖壓，所需的沖壓噸位大，容易開裂，一般采用高溫成形和熱成形，然而在高溫成形和熱成形過程中能量損耗大，并且會(huì)對(duì)材料表面造成氧化進(jìn)而導(dǎo)致材料利用率低，對(duì)模具性能影響較大[3]。鑒于以上因素，發(fā)展了一種將脈沖電流引入金屬塑性成形過程的成形方式，其原理是在金屬成形過程中，利用漂流電子促進(jìn)位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)，降低流動(dòng)應(yīng)力，提高成形性能，并在一定程度上細(xì)化晶粒，從而改善鈦合金成形性能，是一種很有前景的成形方法[4-6]。

過去大量科研人員對(duì)鈦合金熱變形過程中的變形行為、組織演化和本構(gòu)建模進(jìn)行了系統(tǒng)深入的研究，相關(guān)結(jié)論對(duì)材料變形機(jī)理的理解和實(shí)際熱變形工藝制定起到一定作用。Wu等[7]在Gleeble–3800D模擬機(jī)上進(jìn)行了溫度為860～900 ℃、應(yīng)變速率為0.001～ 10 s?1的熱壓縮試驗(yàn)，研究了Ti55531合金在β單相區(qū)的變形和顯微組織演變。王立穎等[8]通過熱模擬試驗(yàn)機(jī)對(duì)Ti–6Al–4V進(jìn)行熱壓剪處理，對(duì)比分析了不同熱機(jī)械加工參數(shù)下的流變行為和微觀組織演變規(guī)律。Wu等[9]在回火狀態(tài)、應(yīng)變速率為0.001～10 s?1的條件下對(duì)Ti55531進(jìn)行熱壓縮試驗(yàn)，根據(jù)熱變形對(duì)實(shí)測(cè)應(yīng)力進(jìn)行修正，建立了整個(gè)應(yīng)變范圍內(nèi)的Arrhenius型本構(gòu)模型。肖寒等[10]通過使用雙曲正弦形式修正的Arrhenius本構(gòu)方程描述了TC4鈦合金高溫壓縮變形時(shí)的峰值應(yīng)力。朱鴻昌等[11]通過材料參數(shù)與真應(yīng)變之間的關(guān)系，利用Arrhenius本構(gòu)方程和參數(shù)建立了流動(dòng)應(yīng)力和變形溫度、應(yīng)變速率和真應(yīng)變之間的本構(gòu)關(guān)系。目前國(guó)內(nèi)外研究人員主要針對(duì)鈦合金熱變形宏觀和微觀變化進(jìn)行了大量研究，但是針對(duì)材料電輔助變形的研究還比較少。

杜引等[12]基于鋁鋰合金電輔助單向拉伸試驗(yàn)的流動(dòng)應(yīng)力曲線，建立了2060–T8鋁鋰合金電塑性本構(gòu)方程，進(jìn)而為制定電輔助鋁鋰合金成形工藝提供理論依據(jù)。張寧等[13]建立了耦合脈沖電流密度和脈沖頻率的超塑性本構(gòu)方程，預(yù)測(cè)了1420鋁鋰合金在電致超塑性變形中流動(dòng)應(yīng)力的變化規(guī)律。彭書華[14]通過分析脈沖電流對(duì)金屬應(yīng)力–應(yīng)變的影響，選擇合理的經(jīng)驗(yàn)方程以簡(jiǎn)化金屬材料的應(yīng)力–應(yīng)變模型，得到了脈沖電流對(duì)金屬應(yīng)力–應(yīng)變的影響函數(shù)，并結(jié)合不同加工硬化模型，提出了新的電致塑性效應(yīng)本構(gòu)方程—— H–V模型。盡管針對(duì)鋁鋰合金和鋁合金的本構(gòu)方程的研究較多，但是鈦合金與這些材料的變形機(jī)理有本質(zhì)區(qū)別，而針對(duì)Ti6554鈦合金電塑性的變形行為以及本構(gòu)方程的建立研究較少，因此建立鈦合金的電塑性本構(gòu)方程具有十分重要的意義。文中基于此背景開展了鈦合金電塑性壓縮本構(gòu)模型的研究，為后續(xù)有限元模擬提供理論和數(shù)據(jù)支撐。

1 試驗(yàn)

1.1 材料

試驗(yàn)材料采用Ti6554鈦合金，其化學(xué)成分如表1所示，采用4 mm×8 mm的圓柱體試樣，采用矩形方波直流脈沖電源對(duì)壓縮試樣施加電脈沖，方波電源可調(diào)節(jié)脈沖電流的電流密度、占空比、頻率。試驗(yàn)裝置及原理如圖1所示，由壓縮試驗(yàn)機(jī)的上下壓塊為試樣提供下壓力，電源電極為試樣提供脈沖電流，并通過FLIR熱成像儀檢測(cè)其溫度變化。

表1 Ti6554鈦合金化學(xué)成分

Tab.1 Chemical composition of Ti6554 titanium alloy wt.%

圖1 電塑性壓縮試驗(yàn)裝置及原理

1.2 方法

在萬能壓縮試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行試驗(yàn)。首先在常溫不施加脈沖電流時(shí)，測(cè)得壓縮變形量為50%時(shí)Ti6554鈦合金圓柱試樣的屈服極限強(qiáng)度為1 277 MPa，然后進(jìn)行電塑性壓縮試驗(yàn)，在應(yīng)力達(dá)到屈服極限、開始轉(zhuǎn)向塑性階段時(shí)施加脈沖電流，分別測(cè)得電流密度為40、32、24 A/mm2，占空比為0.7、0.5、0.3，頻率為1、5、10 Hz，測(cè)量壓縮過程中的應(yīng)力–應(yīng)變曲線，具體試驗(yàn)方案如表2所示。

表2 電塑性壓縮試驗(yàn)方案

Tab.2 Electro-plastic compression experiment plan

2 結(jié)果與分析

Ti6554鈦合金電輔助壓縮在不同電流密度、占空比、脈沖頻率和應(yīng)變速率下的真實(shí)應(yīng)力–應(yīng)變曲線如圖2所示?？梢钥闯觯谒苄噪A段加入脈沖電流后，流動(dòng)應(yīng)力迅速下降。由圖2a可以得出，在相同試驗(yàn)條件下，隨著電流密度的增大，塑性階段的流動(dòng)應(yīng)力減小，電流密度為40 A/mm2時(shí)的應(yīng)力最小；從圖2b可以發(fā)現(xiàn)，脈沖頻率對(duì)金屬的流動(dòng)應(yīng)力影響較大，當(dāng)頻率為10 Hz時(shí)幾乎不產(chǎn)生應(yīng)力降，當(dāng)脈沖頻率為1 Hz時(shí)，塑性階段流動(dòng)應(yīng)力最小，隨著頻率減小，塑性階段產(chǎn)生的流動(dòng)應(yīng)力減?。粡膱D2c可以得出，當(dāng)應(yīng)變速率增大時(shí)，塑性階段的流動(dòng)應(yīng)力減??；從圖2d可以得出，隨著占空比的增大，金屬在塑性階段產(chǎn)生的流動(dòng)應(yīng)力減小，當(dāng)占空比為0.7時(shí)，塑性階段的流動(dòng)應(yīng)力最小。

圖2 不同脈沖電流因素下的應(yīng)力–應(yīng)變曲線

Ti6554的壓縮變形進(jìn)入塑性階段后，試樣的流動(dòng)應(yīng)力在通電后迅速下降，隨著對(duì)試樣載荷的加大，應(yīng)力逐漸升高。這種現(xiàn)象可以通過鈦合金塑性變形時(shí)內(nèi)部發(fā)生的位錯(cuò)進(jìn)行解釋：壓縮過程的彈性階段沒有施加脈沖電流，此時(shí)可以發(fā)生滑移的位錯(cuò)密度較低，滑移時(shí)的動(dòng)力來源于試樣的壓縮力，此階段金屬的位錯(cuò)增殖還未發(fā)生；當(dāng)金屬的變形進(jìn)入塑性階段后，位錯(cuò)密度成倍增殖，脈沖電流可作用的晶界大幅增加，因此在通電的瞬間迅速促進(jìn)金屬塑性流動(dòng)，宏觀上表現(xiàn)為“軟化”現(xiàn)象，進(jìn)而流動(dòng)應(yīng)力隨之降低[15]。金屬通電后，流動(dòng)應(yīng)力先迅速降低后逐漸上升，這是因?yàn)閷?duì)試樣持續(xù)通電會(huì)使試樣產(chǎn)生溫升，發(fā)生熱膨脹[16]，進(jìn)而表現(xiàn)為金屬的變形抗力升高，流動(dòng)應(yīng)力升高。

3 流動(dòng)應(yīng)力本構(gòu)模型建立

3.1 唯象本構(gòu)模型

唯象模型本構(gòu)是基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)建立的流動(dòng)應(yīng)力與工藝參數(shù)之間的數(shù)學(xué)模型，該模型形式較為簡(jiǎn)單，不能反映材料變形的物理機(jī)制和物理意義。目前常用的本構(gòu)模型一般不考慮電流密度、占空比、頻率這些電參數(shù)對(duì)變形的影響，文中將電流密度、占空比、頻率參數(shù)引入唯象模型中，建立鈦合金電輔助壓縮的變形本構(gòu)模型。

在金屬材料的研究過程中建立本構(gòu)模型預(yù)測(cè)應(yīng)力–應(yīng)變的變化規(guī)律尤為重要，在眾多金屬塑性研究中，有很多不同形式的本構(gòu)方程，其中大部分包含金屬的變形溫度、應(yīng)變速率、晶粒尺寸等影響因素，而脈沖電流與應(yīng)力、應(yīng)變之間的函數(shù)關(guān)系仍然處于探索階段。文中基于電輔助壓縮實(shí)驗(yàn)脈沖電流對(duì)應(yīng)力–應(yīng)變曲線的影響規(guī)律，建立唯象的電塑性本構(gòu)模型，該本構(gòu)模型是在Johnson–Cook模型的基礎(chǔ)上添加了多個(gè)函數(shù)來考慮電塑性效應(yīng)，其中基礎(chǔ)的Johnson–Cook模型如式（1）所示。

式中：1為電流密度；2為占空比；3為頻率；1為電流密度影響下的應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)；2為占空比影響下的應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)；3為頻率影響下的應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)；1為電流密度影響下的應(yīng)變強(qiáng)化常數(shù)；2為占空比影響下的應(yīng)變強(qiáng)化常數(shù)；3為頻率影響下的應(yīng)變強(qiáng)化常數(shù)；1為電流密度影響下的應(yīng)變硬化系數(shù)；2為占空比影響下的應(yīng)變硬化系數(shù)；3為頻率影響下的應(yīng)變硬化系數(shù)；1為電流密度影響下的應(yīng)變硬化常數(shù)；2為占空比影響下的應(yīng)變硬化常數(shù)；3為頻率影響下的應(yīng)變硬化常數(shù)；為流動(dòng)應(yīng)力。

對(duì)求解時(shí)，不考慮e對(duì)的影響，因此將式（5）取對(duì)數(shù)得到式（6）。

ln()=ln+ln(6)

針對(duì)40、32、24 A/mm2電流密度下–曲線，對(duì)ln–ln()擬合如圖3所示，由式（6）可知，ln為ln與ln()擬合曲線的截距，為ln與ln()的斜率。

由截距l(xiāng)n和斜率得到電流密度1為40、32、24 A/mm2時(shí)的應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)和應(yīng)變硬化指數(shù)，根據(jù)式（7）在不同電流密度下對(duì)應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)與電流密度1進(jìn)行擬合，如圖4a所示，得到1=1 860.71，1=?42 926.72。

根據(jù)式（8）在不同電流密度下對(duì)應(yīng)變硬化指數(shù)n與電流密度I1進(jìn)行擬合，其擬合曲線如圖4b所示，得到k1=0.231，n1=?4.86。

式（5）兩邊取對(duì)數(shù)后用lnln(A+Bε)除以電參數(shù)的乘積，得到電流系數(shù)，因此電流密度影響下的電流系數(shù)=0.000 023，故得到電流密度的電塑性本構(gòu)模型如式（9）所示。

在電輔助壓縮試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)占空比對(duì)流動(dòng)應(yīng)力的影響較大，占空比為一個(gè)工作周期內(nèi)，脈沖所占用的時(shí)間與總時(shí)間的比值。試驗(yàn)方案具體參數(shù)如表2所示，采用占空比大小為0.3、0.5、0.7，其余各項(xiàng)參數(shù)不變。因此式（4）中當(dāng)2時(shí)，式（4）為針對(duì)占空比的電塑性本構(gòu)模型表達(dá)式。對(duì)占空比影響的電塑性本構(gòu)參數(shù)進(jìn)行求解時(shí)，用占空比為0.3、0.5、0.7下的曲線，在不考慮e對(duì)的影響下，對(duì)式（5）中的應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)和應(yīng)變硬化指數(shù)進(jìn)行擬合，得到lnln(?)擬合曲線如圖5所示，因此ln為式（7）中l(wèi)n與ln(?)的截距，為ln與ln(?)的斜率。

圖5 不同占空比下的ln ε與ln(σ–A)擬合曲線

由截距l(xiāng)n和斜率得到占空比2為0.3、0.5、0.7時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)和應(yīng)變硬化指數(shù)，根據(jù)式（10）對(duì)不同占空比下的應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)與占空比2進(jìn)行擬合，如圖6a所示，得到2=15 969.95，2=?1 397.90。

根據(jù)式（11）對(duì)不同占空比下應(yīng)變硬化指數(shù)與占空比2進(jìn)行擬合，如圖6b所示，得到2=4.26，2=?0.85。

式（5）兩邊取對(duì)數(shù)后用lnln(A+Bε)除以電參數(shù)的乘積，得到電流系數(shù)，因此占空比影響下的電流系數(shù)=0.003 9，故得到占空比的電塑性本構(gòu)模型如式（12）所示。

為建立頻率的電輔助壓縮本構(gòu)方程，試驗(yàn)方案采用的具體參數(shù)如表2所示，頻率大小為1、5、10 Hz，其余各項(xiàng)參數(shù)不變。因此式（4）中當(dāng)=3時(shí)，式（4）為針對(duì)頻率的電塑性本構(gòu)模型表達(dá)式。用1、5、10 Hz頻率下的曲線對(duì)頻率的電塑性本構(gòu)參數(shù)求解，在不考慮e對(duì)的影響時(shí)，對(duì)式（5）中的應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)和應(yīng)變硬化指數(shù)進(jìn)行擬合，得到參數(shù)和。對(duì)lnln(?)進(jìn)行擬合如圖7所示，ln為式（7）中l(wèi)n與ln(?)的截距，為ln與ln(?)的斜率。

由截距l(xiāng)n和斜率得到頻率3為1、5、10 Hz時(shí)的應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)和應(yīng)變硬化指數(shù)，根據(jù)式（13）對(duì)不同頻率下的應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)與頻率3進(jìn)行擬合，如圖8a所示，得到3=?267.77，3=6 491.19。

圖6 不同占空比下的材料參數(shù)和值的確定

圖7 針對(duì)于占空比的ln ε與ln(σ?A)擬合曲線

根據(jù)式（14）對(duì)不同頻率下的應(yīng)變硬化指數(shù)與頻率3進(jìn)行擬合，如圖8b所示，得到3=?0.143，3=1.942。

式（5）兩邊取對(duì)數(shù)后用lnln(A+Bε)除以電參數(shù)的乘積，得到電流系數(shù)，因此頻率影響下的電流系數(shù)=0.004 22，故得到頻率的電塑性本構(gòu)模型，如式（15）所示。

3.2 基于位錯(cuò)密度的物理機(jī)制本構(gòu)模型

鑒于唯象本構(gòu)模型不能反映相應(yīng)的物理意義，文中以位錯(cuò)密度為中間變量，建立Ti6554鈦合金材料電塑性壓縮的物理機(jī)制本構(gòu)模型，以反映鈦合金電輔助壓縮變形流動(dòng)應(yīng)力變化的物理機(jī)制。其物理機(jī)制是金屬在施加脈沖電流后，定向漂流電子加快位錯(cuò)滑移速率，在外力作用下降低了應(yīng)變速率[17]。施加脈沖電流后的應(yīng)變速率是由外力壓縮產(chǎn)生的應(yīng)變速率和電塑性效應(yīng)引起的應(yīng)變速率同時(shí)作用而產(chǎn)生的，根據(jù)式（16）可得，在脈沖電流對(duì)試樣進(jìn)行壓縮試驗(yàn)的過程中，流動(dòng)應(yīng)力降低是因?yàn)槊}沖電流引起金屬的應(yīng)變速率發(fā)生變化，在試樣壓縮過程中應(yīng)變速率始終不變，在不通電的情況下壓縮材料產(chǎn)生的應(yīng)變速率全部源于外力，在有脈沖電流參與壓縮時(shí)，應(yīng)變速率由外力和脈沖電流同時(shí)作用而產(chǎn)生變化的，從而宏觀上表現(xiàn)為金屬的電塑性效應(yīng)導(dǎo)致流動(dòng)應(yīng)力下降。由此可知，位錯(cuò)密度可以從微觀角度解釋脈沖電流對(duì)應(yīng)變速率的影響，因此文中基于位錯(cuò)密度的物理機(jī)制建立應(yīng)變速率的電輔助壓縮的本構(gòu)模型。

文中對(duì)Ti6554在0.002、0.005、0.01 s?1不同應(yīng)變速率條件下進(jìn)行脈沖電流的壓縮試驗(yàn)，采用的K–M位錯(cuò)密度模型如式（17）所示，設(shè)定初始位錯(cuò)密度為6×105m?2，隨著應(yīng)變?cè)黾?，位錯(cuò)密度也隨之遞增，每迭代一步應(yīng)變?cè)黾恿繛?.01，位錯(cuò)密度迭代改變量見式（17），位錯(cuò)密度與流動(dòng)應(yīng)力之間的關(guān)系見式（18）[18]。

式中：Δρ為位錯(cuò)密度增量；Δ為應(yīng)變?cè)黾恿?；為泰勒因子?3.1；為柏氏矢量，=2.86×10?6；ρ為當(dāng)前位錯(cuò)密度；1為加工硬化系數(shù)；2為動(dòng)態(tài)軟化系數(shù)；1為初始位錯(cuò)密度，1=10?7m?2；為流動(dòng)應(yīng)力；為位錯(cuò)間強(qiáng)度，=0.3；為剪切模量，=67 kPa。

在位錯(cuò)密度迭代過程中對(duì)參數(shù)進(jìn)行擬合，得到式（19）中1、1、2、2共4個(gè)參數(shù)的最優(yōu)解如下：1=424 015.3，1=?348.587，2=1 401，2=?29.918。

3.3 模型準(zhǔn)確性驗(yàn)證

3.3.1 唯象本構(gòu)模型驗(yàn)證

文中所建立的本構(gòu)方程可以準(zhǔn)確預(yù)測(cè)電流密度為40、32、24 A/mm2，占空比為0.7、0.5、0.3，頻率為1、5、10 Hz條件下的流動(dòng)應(yīng)力，電流密度本構(gòu)模型的相對(duì)誤差=7.3%，頻率本構(gòu)模型的相對(duì)誤差=5.6%，占空比的本構(gòu)模型相對(duì)誤差=6.4%，總體誤差小于7%，相對(duì)誤差計(jì)算見式（20），因此唯象本構(gòu)模型能夠準(zhǔn)確預(yù)測(cè)不同電參數(shù)下材料的流動(dòng)應(yīng)力。為進(jìn)一步驗(yàn)證本構(gòu)模型的準(zhǔn)確性，對(duì)電流密度為28 A/mm2、頻率為0.1 Hz、占空比為0.9時(shí)的流動(dòng)應(yīng)力做出預(yù)測(cè)，如圖9所示，隨著電流密度增大，金屬的流動(dòng)應(yīng)力減小，隨著頻率的減小，金屬的流動(dòng)應(yīng)力也減小，隨著占空比的增加，金屬的流動(dòng)應(yīng)力隨著減小，由圖9可知，基于文中所建立的本構(gòu)模型預(yù)測(cè)的流動(dòng)應(yīng)力趨勢(shì)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)相同，符合文中所建立的唯象本構(gòu)模型規(guī)律，能夠?qū)A柱試樣電塑性壓縮做出較好的預(yù)測(cè)。

式中：e為峰值應(yīng)力的預(yù)測(cè)值；p為峰值應(yīng)力的實(shí)驗(yàn)值；為實(shí)驗(yàn)次數(shù)。

3.3.2 位錯(cuò)密度本構(gòu)模型驗(yàn)證

文中基于位錯(cuò)密度所建立的本構(gòu)模型，可以準(zhǔn)確預(yù)測(cè)應(yīng)變速率為0.002、0.005、0.01 s?1時(shí)的流動(dòng)應(yīng)力，總體誤差=7.4%，如圖10所示，位錯(cuò)密度本構(gòu)模型具有較高的準(zhǔn)確度。為進(jìn)一步驗(yàn)證位錯(cuò)密度本構(gòu)模型的準(zhǔn)確性，文中在應(yīng)變速率為0.05 s?1下進(jìn)行預(yù)測(cè)，可以得到當(dāng)應(yīng)變速率為0.05 s?1時(shí)，與電輔助壓縮試驗(yàn)具有相同變化趨勢(shì)，因此基于位錯(cuò)密度的本構(gòu)模型，能夠?qū)﹄娸o助壓縮的流動(dòng)應(yīng)力進(jìn)行準(zhǔn)確預(yù)測(cè)。

圖10 基于所建位錯(cuò)密度模型對(duì)不同應(yīng)變速率下的流動(dòng)應(yīng)力預(yù)測(cè)

4 結(jié)論

1）針對(duì)Ti6554鈦合金在壓縮過程中的塑性階段對(duì)試樣施加脈沖電流，使材料在塑性階段出現(xiàn)較大的應(yīng)力降。其中電流密度越大、頻率越小、占空比越大以及應(yīng)變速率越小，所產(chǎn)生的應(yīng)力降越大。

2）采用數(shù)學(xué)回歸擬合的方法建立了電流密度、頻率和占空比的唯象本構(gòu)模型，以及基于位錯(cuò)密度的物理機(jī)制本構(gòu)模型。

3）對(duì)建立的本構(gòu)模型進(jìn)行驗(yàn)證，其中唯象本構(gòu)模型誤差為6.4%，位錯(cuò)密度本構(gòu)模型誤差為7.4%，總體誤差小于7%，因此建立的本構(gòu)模型對(duì)電輔助壓縮的流動(dòng)應(yīng)力能進(jìn)行準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)。

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Establishment and Application of Ti6554 Titanium Alloy Pulse Current Assisted Compression Constitutive Model

LIU Bin, WU Chuan, ZHOU Yu-jie

(National-local Joint Engineering Laboratory of Intelligent Manufacturing Oriented Automobile Die & Mould, Tianjin University of Technology and Education, Tianjin 300222, China)

This paper is to establish the electro-assisted compression constitutive model of Ti6554 titanium alloy and verify the constitutive model based on the electro-assisted compression experiment. For Ti6554 titanium alloy material, under certain pulse current parameters (current density is 40, 32, 24 A/mm2, frequency is 1, 5, 10 Hz, duty cycle is 0.7, 0.5, 0.3) and strain rate is 0.002, 0.005, 0.01 s?1and the depression amount is 50%, the electro-assisted compression experiment is carried out, and the constitutive model of electro-assisted compression is established based on the phenomenological and physical mechanisms. The constitutive model parameters are fitted with experiment data by the regression fitting method and the specific equation is obtained. Based on the stress-strain curve of the electro-assisted compression experiment, the influence of pulse current parameters on the stress-strain is analyzed. The result shows that the relative error analysis is carried out between the experimental value measured by the electro-assisted compression experiment and the predicted value obtained by the constitutive model, and the maximum relative error is less than 7%.The constitutive model established by the regression fitting method has a small relative error and can accurately predict the flow stress of the material under different pulse current parameters.

electro-plasticity; Ti6554; constitutive equation; pulse current

10.3969/j.issn.1674-6457.2022.05.005

TG306

A

1674-6457(2022)05-0027-09

2021–07–17

國(guó)家自然科學(xué)基金面上項(xiàng)目（52075386）；中國(guó)博士后科學(xué)基金面上項(xiàng)目（2020M672309）；天津市教委科研項(xiàng)目（2020KJ107）

劉斌（1996—），男，碩士生，主要研究方向?yàn)榻饘俨牧纤苄猿尚喂に嚒?/p>

武川（1981—），男，博士，講師，主要研究方向?yàn)榻饘俨牧纤苄猿尚喂に嚒?/p>

責(zé)任編輯：蔣紅晨