TA15鈦合金的名義成分為Ti–6Al–2Zr–1Mo–1V，由于加入了α穩(wěn)定元素Al、中性元素Zr以及β穩(wěn)定元素Mo和V，是一種高鋁當(dāng)量近α合金[1]。因此TA15既有α型鈦合金良好的熱強(qiáng)性和可焊性，又有接近于α–β型鈦合金的工藝塑性，最高使用溫度可達(dá)到500℃[2]。隨著飛行器速度的不斷提升，對材料的性能和結(jié)構(gòu)提出了更苛刻的要求，采用超塑成形/擴(kuò)散連接（SPF/DB）工藝制造航空部件在局部減重、精度控制、降低成本等方面有巨大的優(yōu)勢[3]。
近年來，國內(nèi)外正在積極開展多層結(jié)構(gòu)的研究工作[4]，SPF/DB工藝可成形出飛行器上廣泛應(yīng)用的大型、復(fù)雜、密封多層中空結(jié)構(gòu)。王 石川等 [5]使用MSC.Marc對TA15四層板SPF/DB工藝進(jìn)行了模擬仿 真，模擬結(jié)果和試驗(yàn)值高度吻合。 Salishchev等 [6]采用超細(xì)晶Ti–6Al– 4V鈦合金在750~800℃下制備了 復(fù)雜的四層中空結(jié)構(gòu)，直立筋成形質(zhì) 量好、表面無明顯缺陷。閆亮亮等 [7] 利用有限元仿真優(yōu)化了TA15鈦合 金四層結(jié)構(gòu)SPF/DB工藝參數(shù)，獲得 良好的擴(kuò)散連接界面，成功制備了 四層結(jié)構(gòu)件。李保永等 [8]對Ti60/ TA15異種合金四層結(jié)構(gòu)舵面SPF/ DB進(jìn)行研究，采用三維掃描、組織 檢測對四層結(jié)構(gòu)的型面進(jìn)行分析， 在920℃時(shí)異種材料之間的擴(kuò)散連 接界面基本消失且孔洞閉合。Lee 等 [9]開發(fā)了相關(guān)軟件對四層板結(jié)構(gòu) 的SPF/DB過程進(jìn)行模擬仿真分析， 并將仿真分析結(jié)果與試驗(yàn)成形后的 結(jié)果進(jìn)行了對比分析，模擬結(jié)果和試 驗(yàn)結(jié)果較吻合。
目前針對TA15合金熱加工過 程中微觀組織的變化已經(jīng)開展較多 工作。張旺鋒等 [10]通過理論和試驗(yàn) 發(fā)現(xiàn)，對于近α型鈦合金通過等溫變 形并配備合理的冷卻可獲得綜合性 能優(yōu)異的三態(tài)組織。徐文臣等 [11]采 用熱模擬壓縮試驗(yàn)研究了TA15鈦 合金的動(dòng)態(tài)熱壓縮行為及其機(jī)理。
本文通過調(diào)研發(fā)現(xiàn)，SPF/DB工 藝中厚度小于0.5mm的超薄板料研 究較少，且板料厚度極薄導(dǎo)致成形件 缺陷概率更高，亟須合理的工藝參數(shù) 和嚴(yán)苛的精度控制。基于此，本文使 用厚度為0.5mm和0.4mm的TA15 軋板分別作為面板和芯板開展有限 元仿真，著重研究四層中空超薄結(jié) 構(gòu)SPF/DB過程的壁厚和應(yīng)力分布 以及相應(yīng)的微觀組織演變規(guī)律，以期 為TA15鈦合金超薄中空四層結(jié)構(gòu)的 SPF/DB工業(yè)化應(yīng)用提供理論參考。
1、試驗(yàn)及方法
1.1試驗(yàn)材料
試驗(yàn)板材為寶鈦集團(tuán)提供的TA15軋制板，其化學(xué)成分見表1。
1.2高溫拉伸測試
高溫拉伸試驗(yàn)是檢測材料超塑 性能和探尋材料超塑性變形工藝參 數(shù)的最佳方法。高溫拉伸試驗(yàn)是在 CSS–8800型電子萬能拉伸機(jī)上進(jìn)行 （圖1（a））；TA15鈦合金單向拉伸 試樣原始尺寸見圖1（b）。 高溫拉伸選用的恒應(yīng)變速率分別 為0.01s –1、0.005s –1、0.001s –1，試驗(yàn)溫度 分別為880℃、900℃、920℃、940℃。 拉伸試樣在加熱爐內(nèi)加熱到指定溫 度后再保溫5min，拉伸試樣裝爐之 前為了去除TA15表面的氧化層，需 用砂紙對試樣打磨到800目，最后噴 涂高溫抗氧化涂料Ti–1200玻璃防 護(hù)潤滑劑來抑制鈦合金在高溫拉伸 環(huán)境中氧化。
1.3微觀組織觀察
一般來說，由于超塑成形過程中 材料要經(jīng)歷較長時(shí)間的熱暴露和較 大的變形量，微觀組織會(huì)發(fā)生改變。 因此針對SPF/DB前后的組織變化 和擴(kuò)散連接狀況進(jìn)行檢測，以獲得超 塑成形后的晶粒形貌和擴(kuò)散連接后 的焊合率，焊合率計(jì)算公式如式（1） 所示。試驗(yàn)采用金相顯微鏡和掃描 電鏡對SPF/DB后的組織特征及擴(kuò) 散連接的情況進(jìn)行觀察。
L=(l1–l2)/l1×100% （1）
式中，L為焊合率；l1為檢測區(qū)域成功 擴(kuò)散連接長度；l2為檢測區(qū)域未擴(kuò)散 連接長度。
2、有限元仿真
采用MSC.Marc對TA15鈦合金板超薄中空四層結(jié)構(gòu)超塑造成形過 程進(jìn)行有限元模擬，該結(jié)構(gòu)長和寬均 為400mm，壓邊寬度為48mm，成形 后的最大厚度≤0.9mm。四層中空 結(jié)構(gòu)三維形貌及局部放大區(qū)域如圖 2（a）和（b）所示。圖2（c）為中空 結(jié)構(gòu)的內(nèi)部形貌示意圖，藍(lán)色線區(qū)域 為擴(kuò)散連接邊界，擴(kuò)散連接區(qū)域?qū)挾? 為4mm。四層中空結(jié)構(gòu)的兩層面板 厚度均為0.5mm，兩層芯板厚度均 為0.4mm。
2.1前處理
考慮到四層中空結(jié)構(gòu)具有對稱 性，因此只建立下側(cè)作為限元模型的 計(jì)算域（一層面板、一層芯板）。通 過MSC.Marc的導(dǎo)入端口，把經(jīng)過 Hypermesh處理后的模具、板料分別 導(dǎo)入。單元類型選用四節(jié)點(diǎn)的矩形 殼單元，芯板和面板的總計(jì)單元及節(jié) 點(diǎn)數(shù)量分別為20000個(gè)、20402個(gè)。 按照四層結(jié)構(gòu)的制造工序，需要進(jìn)行 兩次熱成形，首先對面板進(jìn)行超塑氣 脹，然后對芯板進(jìn)行超塑成形。圖3 為超薄中空四層結(jié)構(gòu)面板、芯板先后 成形的示意圖。
2.2材料特性
超塑成形屬于大變形，幾乎沒有
回彈，因此材料變形模型選為剛塑性
模型。本構(gòu)方程遵循PowerLaw準(zhǔn)
則，即流動(dòng)應(yīng)力與應(yīng)變和應(yīng)變速率之
間的關(guān)系為
式中，σ為流變應(yīng)力；ε.為應(yīng)變速率；K
為材料常數(shù)；m為應(yīng)變速率敏感指數(shù)。
通過計(jì)算獲得TA15鈦合金在不同溫
度下的m值和K值，如表2所示。
圖4為TA15鈦合金高溫拉伸 后的應(yīng)力–應(yīng)變曲線以及ε.=0.005s –1 對應(yīng)的延伸率。根據(jù)李保永 [12]對 TA15超塑性成形的相關(guān)研究，獲得 TA15鈦合金最佳的超塑成形溫度范 圍在880~930℃之間。 由于在整個(gè)成形過程中，上下模 具變形量可忽略不計(jì)，故定義接觸體 時(shí)，模具定義為剛體，面板和芯板分 別定義為變形體1和變形體2。變 形體和剛體的摩擦類型均選擇雙線 性庫侖摩擦模型，剛體和變形體摩擦 系數(shù)設(shè)為0.2，兩個(gè)變形體間的摩擦 系數(shù)設(shè)為0.22。對面板區(qū)域超塑變 形部分施加均布的面載荷以模擬超 塑成形時(shí)的氣壓加載。芯板擴(kuò)散連 接區(qū)域和面板、芯板的模具壓邊部分 均設(shè)置為三軸固定約束。
2.3計(jì)算設(shè)置
有限元計(jì)算設(shè)置為超塑性成 形壓力控制，使用的氣壓范圍為 0.0001~2.0MPa。采用最大應(yīng)變速 率恒定法來加載成形氣壓，首先進(jìn)行 面板成形，加載時(shí)間設(shè)為2000s。然 后進(jìn)行芯板成形，加載時(shí)間同樣設(shè)為 2000s，時(shí)間步長采用多準(zhǔn)則自適應(yīng)。 分析設(shè)置中，在非線性分析中選擇 大應(yīng)變，同時(shí)使用Mentat多區(qū)并行、 GPU來提升計(jì)算效率。
3、結(jié)果與討論
3.1有限元仿真結(jié)果分析
本文選取920℃作為試驗(yàn)溫度。 如圖3所示，首先，氣壓逐步加載到 2.5MPa后保壓2h，面板超塑成形 的同時(shí)進(jìn)行芯板的擴(kuò)散連接；然后 通過壓力機(jī)作為壓邊圈，提供高壓力 來充分?jǐn)U散連接其包覆區(qū)域，以保障 后續(xù)加壓過程不會(huì)漏氣；最后，先給 面板區(qū)域通氣使面板脹形，面板完全 貼模后再給芯板通氣，使芯板脹形， 最終完成超薄中空四層結(jié)構(gòu)成形。
圖5（a）為面板在脹形后得到 的厚度仿真結(jié)果，可以明顯看出，面 板脹形結(jié)束后，板料在4個(gè)圓角減 薄最為嚴(yán)重，減薄率達(dá)到了18.6%。 面板的中心區(qū)域減薄較小，這是因 為該區(qū)域最先貼模，坯料與模具之 間的摩擦力抑制了該區(qū)的金屬向其 他區(qū)域補(bǔ)充。如圖5（b）所示，面 板脹形的等效塑性應(yīng)變分布很好地 印證了圖5（a）所示的厚度減薄特 征。圖5（c）和（d）分別為芯板超 塑成形后的厚度變化及等效塑性應(yīng) 變云圖，可知，區(qū)域1和區(qū)域3先于 區(qū)域2貼模，且圓角區(qū)域減薄極為 嚴(yán)重。
3.2特征位置厚度、應(yīng)變、應(yīng)力分析
3.2.1面板變形分析
為定量研究面板超塑成形后的 厚度和應(yīng)變演變規(guī)律，通過圖6（a） 所示的測量線進(jìn)行數(shù)據(jù)圖提取。圖 6（b）為測量線上厚度、等效應(yīng)變數(shù) 值，顯然在壓邊圈覆蓋區(qū)域的面板厚 度基本不變，從壓邊區(qū)至圓角處厚度 迅速下降，而應(yīng)變值的顯著提升也證 明在圓角處變形量極大。從圓角到 面板中心，厚度逐漸增加至峰值，應(yīng) 變值的分布規(guī)律正好與之相反。
由圖6可知，測量線上厚度變 化很曲折，為精確研究超塑成形過 程中面板的變形規(guī)律，在圖6所示 的測量線上取3個(gè)特征點(diǎn)作為研究 對象。如圖7（a）所示，A為面板 中心位置；C為面板角部；B為角部 C與中心部A的中點(diǎn)。通過提取3 個(gè)特征位置在整個(gè)超塑過程中的數(shù) 據(jù)，得到了整個(gè)加工過程中的厚度、 應(yīng)力變化規(guī)律。如圖7（b）所示，A 點(diǎn)最先減薄，但最終變形量很少，減 薄率僅為2.6%；B點(diǎn)的減薄率較高， 約為5.4%；C點(diǎn)的減薄率最高，達(dá)到 18.6%，結(jié)合圖7（c）發(fā)現(xiàn)，C點(diǎn)處 存在極為嚴(yán)重的應(yīng)力集中。通過圖 7（b）和（c），可以觀察到當(dāng)面板脹 形結(jié)束后，隨著芯板脹形至面板位置 后，面板C點(diǎn)的厚度仍有小幅度的 減薄，減薄率約為2.8%，該過程伴隨 著應(yīng)力的突然增大。
為了更直觀地觀察超塑成形過 程中面板厚度的整體變化行為，提取 面板在4個(gè)時(shí)刻的厚度分布數(shù)據(jù)繪 制云圖，如圖8所示。可以發(fā)現(xiàn)面 板在脹形過程中存在局部增厚的微 小區(qū)域，如圖8（b）所示的白色點(diǎn) 狀區(qū)域。顯然，隨著面板脹形的不斷 進(jìn)行，越晚貼模的位置板料厚度減薄 越嚴(yán)重，這些位置也更容易出現(xiàn)開裂 等缺陷。
3.2.2芯板變形分析
在圖9（a）所示的測量線上提 取各節(jié)點(diǎn)的厚度、應(yīng)變值，得到圖9 （b）所示的芯板厚度、應(yīng)變變化規(guī)律 曲線。由于芯板變形具有對稱性，因 此以提取路徑的1/2作為研究對象。 由圖9（b）可知，壓邊圈覆蓋區(qū)域厚 度保持穩(wěn)定，芯板的厚度在3個(gè)區(qū)域 的中心位置時(shí)都處于峰值，隨著遠(yuǎn)離 中心線厚度開始降低，最嚴(yán)重的位置 減薄率可達(dá)到35.7%。
在芯板上提取3個(gè)特征點(diǎn)A'、B'、 C'，如圖10（a）所示，A'點(diǎn)為芯板區(qū) 域1的中心位置；B'點(diǎn)為區(qū)域1下方 臨近擴(kuò)散連接區(qū)域位置；C'點(diǎn)處于B' 點(diǎn)的右側(cè)位置。如圖10（b）所示， 在面板脹形期間，芯板厚度基本不發(fā) 生變化，當(dāng)芯板開始脹形后，B'點(diǎn)處 厚度下降最快，但減薄并不嚴(yán)重，減 薄率為32.3%；A'點(diǎn)處的減薄率最小， 僅為7.5%；C'點(diǎn)的減薄最為嚴(yán)重，減 薄率達(dá)到55.1%。通過對比圖10（c） 的應(yīng)力變化，可知芯板脹形期間，C' 點(diǎn)處的應(yīng)力值一直高于其他位置。
圖11為芯板在4個(gè)時(shí)刻的最大 壁厚分布云圖，發(fā)現(xiàn)芯板在SPF期 間有局部加厚的微小區(qū)域，如圖11 （b）所示的白色區(qū)域。與面板脹形 相似，隨著脹形的繼續(xù)進(jìn)行，越晚貼 模的位置板料變形更大、厚度更薄， 因此這些區(qū)域加載氣壓較大時(shí)容易 開裂。
3.3四層中空結(jié)構(gòu)SPF/DB試驗(yàn)結(jié)果
按照圖12（a）所示的氣壓加壓 方式，使用SPF/DB工藝成功制備了 TA15超薄四層中空結(jié)構(gòu)，四層結(jié)構(gòu) 實(shí)物如圖12（b）和（c）所示。塑性 成形的四層空心結(jié)構(gòu)表面質(zhì)量良好 且無溝槽等缺陷，板料充分貼膜，尺 寸精度控制較高。利用線切割將構(gòu) 件切分后，可觀察到四層結(jié)構(gòu)內(nèi)部直 立筋結(jié)構(gòu)。直立筋成形質(zhì)量好，面板 和芯板貼合緊密（圖12（b））；面板/ 芯板三角區(qū)和網(wǎng)格筋條三角區(qū)空隙 很小，三角區(qū)寬度僅為0.9mm（圖 12（c））。
由于超薄構(gòu)件極易出現(xiàn)開裂等 缺陷，因此中空結(jié)構(gòu)的精度控制主 要體現(xiàn)為厚度減薄控制。依次選取 13個(gè)點(diǎn)進(jìn)行壁厚測量（圖12（c））， 并與仿真結(jié)果進(jìn)行對比。圖13（a） 為面板試驗(yàn)與仿真的壁厚對比結(jié) 果，點(diǎn)1#~3#為壓邊區(qū)域，最大誤 差為0.99%，點(diǎn)4#~11#為面板變形 區(qū)，最大誤差為2.1%，證實(shí)了面板仿 真結(jié)果的可靠性。圖13（b）為芯 板試驗(yàn)與仿真的壁厚對比結(jié)果，點(diǎn) 1#~3#壓邊區(qū)域最大誤差為1.9%； 點(diǎn)4#~11#芯板變形區(qū)最大誤差達(dá) 到6.9%；點(diǎn)12#~13#為直立筋區(qū)域， 最大試驗(yàn)誤差僅為3.8%，驗(yàn)證了芯 板仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。
超薄四層中空結(jié)構(gòu)在SPF/DB 過程中出現(xiàn)缺陷，芯板直立筋擴(kuò)散連 接的接頭強(qiáng)度不足，造成芯板在脹形 過程擴(kuò)散連接區(qū)失效，致使芯板未能 成功脹形（圖14（a））；芯板脹形中， 板料嚴(yán)重減薄區(qū)在應(yīng)力集中的情況 下開裂，導(dǎo)致芯板氣壓不足而未能實(shí) 現(xiàn)成形到位（圖14（b））；圖14（c） 為有限元模擬的芯板厚度嚴(yán)重減薄 區(qū)存在的應(yīng)力集中現(xiàn)象，模擬的應(yīng)力 集中位置與試驗(yàn)開裂位置高度一致， 驗(yàn)證了該有限元模擬的精確程度。 通過有限元模擬的缺陷分布情況，不 斷優(yōu)化氣壓加載等工藝路線，最終提 高構(gòu)件的成品率。
3.4TA15鈦合金SPF/DB組織分析
試驗(yàn)鈦合金原始組織晶粒細(xì)小 破碎且呈等軸狀，α相相對較多，β相 相對較少，平均晶粒尺寸小于5μm， 如圖15（a）所示。圖15（b）為超塑 成形后的微觀組織圖，由于超塑成形 時(shí)間較長，鈦合金組織經(jīng)長時(shí)間熱暴 露，晶粒發(fā)生了明顯長大，細(xì)小α相 在高溫作用下出現(xiàn)合并長大，破碎狀 細(xì)小α相明顯減少。
圖16（a）為芯板與面板擴(kuò)散連 接SEM照片，芯板與面板貼合處全 部完成了擴(kuò)散連接，部分未貼合區(qū)域 是成形壓力不夠大和保壓時(shí)間不夠 長造成的，進(jìn)一步增大上述兩個(gè)工藝 參數(shù)可以使擴(kuò)散連接面積進(jìn)一步增 大，最終焊合率可達(dá)到92.1%~98.5% （焊合率≥90%為優(yōu)秀）。圖16（b） 展示了直立筋之間的擴(kuò)散連接狀況， 其平均焊合率達(dá)到90%以上。
4、結(jié)論
通過有限元仿真分析與成形試 驗(yàn)配合微觀組織檢測，研究了TA15超薄四層中空結(jié)構(gòu)的SPF/DB工藝， 得到以下結(jié)論。
（1）通過有限元模擬，獲得壁厚、 應(yīng)力的分布曲線以及氣壓加載曲線。 發(fā)現(xiàn)面板的4個(gè)圓角減薄率最大，最 高可達(dá)18.6%。芯板的最大減薄區(qū) 在擴(kuò)散連接的直立筋形成的圓角附 近，最大減薄率達(dá)到55.1%。
（2）在面板、芯板厚度減薄最嚴(yán) 重的區(qū)域存在較大的應(yīng)力集中。薄 壁結(jié)構(gòu)件在超塑變形過程中，芯板厚 度減薄嚴(yán)重區(qū)域伴隨著極大的變形 行為，容易造成開裂致使芯板脹形失 效。芯板脹形后與面板之間形成的 三角區(qū)寬度為0.9mm。
（3）TA15鈦合金板原始晶粒平均 尺寸小于5μm，呈等軸狀，超塑成形 后，鈦合金晶粒明顯長大且細(xì)小α相 合并長大。各區(qū)域的壓力加載條件和 焊接時(shí)間不同，導(dǎo)致各區(qū)域焊合率不 同。優(yōu)化擴(kuò)散連接工藝后，面板與芯 板之間的焊合率可為92.1%~98.5%， 直立筋的平均焊合率達(dá)到90%以上。
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通訊作者：蔣少松，教授，博士，研究方向?yàn)楦? 溫鈦合金、高強(qiáng)鋁合金、耐熱高強(qiáng)鎂合金復(fù)雜 薄壁中空輕量化結(jié)構(gòu)成形理論與技術(shù)。
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