高成形精度航空中空承載構件研制：TA15鈦合金板超塑變形最優(yōu)參數標定多構型雙層結構成形規(guī)律及強韌性匹配與工程應用價值研究

引言

21世紀的新型飛行器具有飛行速度快、突防性能強、攻擊范圍廣、響應迅速等優(yōu)點，已成為我國精準打擊武器的重要組成部分[1-3]。相較于傳統(tǒng)飛行器，高超聲速無人飛行器在主體結構的耐高溫、輕量化、復雜流線外形等方面提出了更高的要求，相應的輕量化結構設計和制造工藝方法也急需獲得突破，多項制造難題亟需解決[4]。

鈦及鈦合金作為上世紀50年代投入使用的金屬結構材料，與其他金屬材料相比其具備優(yōu)異的比強/剛度、良好的高溫性能以及抗腐蝕能力。因此，鈦合金成為如今先進高超音速無人飛行器零件設計的首選輕量化結構材料之一，如國外某型號高超音速飛行器中鈦合金占比達到整體零件材料的1/5~1/4[5-7]。TA15鈦合金是一種近α型耐高溫鈦合金，其名義成分為Ti-6.5Al-2Zr-1Mo-1V，其長期服役溫度可達500℃，是我國應用最為成功且廣泛的鈦合金，通常應用于高速無人飛行器等航天領域熱結構部件[8]。

除采用輕質金屬材料外，亦可通過結構設計優(yōu)化，如將實體結構變?yōu)橹锌斩鄬咏Y構，在減重的基礎上實現構件強度與剛度的有效提升。對于鈦合金等低延展性金屬材料的中空多層結構，采用超塑成形/擴散連接(SPF/DB)技術加工時能夠實現大尺寸、復雜面板外形的精確成形，且避免了回彈問題，尤其是某些擴散性能較差的鈦合金材料也能通過先擴散焊接再超塑成形制備出具有復雜面板外形的中空結構[9-10]。DU Z等[11]成形出 SPF/DB鈦合金 4層中空網格構件，并分析其結構承載及彎曲特性。WUDP等[12]采用仿真分析和試驗表征的方法研究了航空典型4層空心結構側壁區(qū)域的損傷值和壓縮強度值，發(fā)現其擴散連接區(qū)域出現了開裂失效。彭鵬等[13]使用TA15預鏤空面板進行SPF/DB試驗，成形出減重效果大幅提升的中空雙層壁板。

可見，當前圍繞鈦合金板材SPF/DB成形技術的研究主要集中于型面簡單以及加強筋幾何形狀單一的中空多層結構，難以滿足結構高承載能力設計與輕量化精確成形的協(xié)同要求。鈦合金中空多層結構的應用正朝著嚴苛高溫疲勞性能和復雜載荷工況條件方向發(fā)展，對加強筋幾何形狀的相關工藝和力學性能研究仍然不足。因此，本文基于TA15鈦合金的超塑性變形特征及組織演變，采用數值模擬與成形試驗對雙層中空結構 SPF/DB工藝展開研究，探討了空心加強筋幾何形狀對于雙層結構的超塑成形質量以及彎曲力學特性的影響規(guī)律，為航空航天承載結構中TA15鈦合金雙層中空結構的工程應用提供了設計參考。

1、試驗材料與方法

1.1試驗材料

本文采用的試驗材料為TA15鈦合金軋制板材，厚度為0.8mm，由寶鈦集團有限公司生產。TA15為近α型鈦合金，其合金成分是Ti-6.5Al-2Zr-1Mo-1V，其中Al為α相穩(wěn)定元素，Mo、V為β相穩(wěn)定元素，Zr為中性元素。

TA15鈦合金的原始組織的掃描電子顯微鏡(Scanning Electron Microscope，SEM)圖與晶粒尺寸分布如圖1所示。經過軋制后的TA15板材大部分由極細小的等軸α相組成,平均晶粒尺寸davg為1.72μm,其分布形式接近于正態(tài)分布,如圖1b所示。β相彌散分布在α相晶界處，體積分數約為10.9%。

1.2試驗設備及方法

在840~940℃溫度區(qū)間對TA15鈦合金進行超塑性拉伸，試樣尺寸如圖2所示，應變速率分別選取1x10^-3、1x10^-2和1x10^-1s^-1。試驗開始前清潔試樣表面并將線切割產生的表面微裂紋打磨光滑，超塑性拉伸試驗采用三思縱橫UTM5000電子萬能試驗機進行，該設備集合了拉伸、壓縮、蠕變及剪切等多軸加載模式，可全面表征金屬材料的力學性能。

材料的超塑性與其微觀組織結構有著內在聯(lián)系，微觀組織的演變影響材料在超塑成形過程中的變形機制，從而影響材料的超塑性。此外，超塑成形后的微觀組織結構也決定了成形構件的使用力學性能和結構完整性[14]，通常認為超塑成形構件的晶粒尺寸小于10μm時有益于提高其疲勞壽命。TA15鈦合金試樣在試驗設計的溫度和應變速率范圍下進行超塑性變形，試樣拉斷后立即水淬，以保留變形后的微觀組織形貌。采用Quanta200FEG的場發(fā)射掃描電鏡觀察超塑變形后微觀組織及斷口處組織形貌，取樣位置如圖3所示，其中取樣位置1用于微觀組織觀察,位置2用于斷口形貌觀察。

采用SPF/DB一體化成形工藝制備鈦合金雙層中空結構，在構件上切取測試件。采用型號為100kN Instron的萬能材料試驗機進行測試件三點彎曲試驗。加載銷/壓頭和支撐輥由高強度鋼制成，直徑為Φ10mm，兩支撐輥之間的跨距為72mm。試驗時，作為加載頭的上方鋼棒向下移動，加載速率設置為2mm.min^-1，試驗溫度為室溫，萬能材料試驗機會自動記錄整個過程中的位移及載荷，生成所需的載荷-位移曲線。圖4所示為三點彎曲試驗裝置示意圖，其中，H為試樣高度，h。為加強筋高度，L為試樣長度，L。為跨距，r為支撐輥直徑。

1.3有限元仿真

采用MSC.Marc有限元軟件對TA15雙層中空結構的超塑成形過程進行模擬，將板材定義為變形體，模具面定義為剛體。根據超塑性拉伸試驗結果計算TA15合金材料Backofen本構方程，得到應變速率敏感系數m與材料參數K值代人有限元材料模型中進行計算分析。理想狀態(tài)下，成形前后擴散連接位置不發(fā)生變化，因此在模擬過程中設置此區(qū)域為固定的邊界條件。而在變形板料表面施加均勻分布的面載荷，施加方向和板料垂直，施加方式設置超塑成形控制，采用最大應變速率恒定法施加氣壓。成形過程中板料和模具表面存在摩擦力作用，摩擦因數設置0.2。

提取超塑成形仿真模擬的后處理結果，保留其非均厚網格單元尺寸和超塑變形特征，作為三點彎曲過程模擬仿真的原始分析模型。

2、結果與討論

2.1 TA15鈦合金的超塑性及組織演變

圖5為TA15鈦合金試樣超塑性拉伸試驗前后試樣狀態(tài)對比。可以看出，經過超塑性拉伸變形后，應變速率較高的拉伸試樣斷口呈現針尖狀，而應變速率較慢的拉伸試樣標距部分則未出現頸縮，變形均勻，為典型的超塑變形特征。在溫度為840~940℃，應變速率為1x10^-3~1x10^-2s^-1條件下，TA15鈦合金呈現出良好的超塑性;當超塑拉伸條件為900℃/1x10^-3s^-1時，TA15鈦合金的最大伸長率達到1340%，穩(wěn)態(tài)變形階段持續(xù)時間較長，合金變形過程中呈現顯著的高抗頸縮能力。

按照正交試驗原則，對TA15板材不同應變速率以及溫度下超塑性拉伸后斷口組織進行觀察，如圖6所示。可以看到，高倍形貌下各試樣斷口處均存在大量韌窩，從而可以確定TA15合金超塑變形時斷裂機制為韌性斷裂，并呈現出良好的塑性變形性能。韌窩為金屬微區(qū)中塑性變形產生的顯微空洞，通過空位形核，并由于應力影響逐漸長大，當裂紋達到一定尺寸后，試樣斷裂。通常來說，當斷裂條件相同，韌窩尺寸愈大說明材料的塑性愈好，根據圖5研究發(fā)現，隨變形溫度的升高和應變速率的降低，韌窩的數量逐漸減少，尺寸和深度逐漸增加(即顏色增深)，此現象和超塑變形試驗結果吻合。

圖 7為 TA15鈦合金在1×10^-2s^-1、不同變形溫度下超塑變形后斷口附近的微觀組織,ε為應變量。變形溫度較低時TA15合金的組織主要由等軸狀α相和分散的β相構成,α相晶粒粗大,且主要為初生α相。隨著溫度逐漸提高，等軸α晶粒尺寸逐漸減小,β相含量逐漸增加,并且在β相中開始出現次生α相。由圖7可知,試樣的真應變隨β相體積分數的增加而增加,表明β相分數的增加提高了TA15合金的超塑性。通常認為，隨著β相分數的增加，α/β和β/β晶界數量增加，α/α晶界數量減少。因此,由于α/β晶界滑動的貢獻,超塑性成形性能提高。然而,β相體積分數的增加也會引起與靜態(tài)和動態(tài)晶粒過度生長等相關的微觀結構變化,從而導致超塑性的惡化[15]。當溫度為940℃時,高β相體積分數導致伸長率降低。在所有變形階段,高伸長率后的相形態(tài)保持等軸,這是超塑性的典型特征[16]。

2.2雙層中空結構SPF/DB有限元模擬結果

圖8所示為TA15板材在900℃/1x10^-3s^-1/3MPa條件下進行超塑氣脹成形的仿真結果。板材在氣壓的作用下首先經歷自由脹形，而后與模具型腔接觸并貼模成形。1800s時，板材變形集中于頂部為連續(xù)平面的II形加強筋位置，且靠近立筋與面板的圓角過渡位置板材的等效塑性應變較大，最大在氣壓的作用下首先經歷自由脹形，而后與模具型部分板料貼合模具，但此時圓角處仍留有很大間隙，成形不完全。5400s時，四周圓角也完全貼模，與模具之間的縫隙進一步縮小，最大等效塑性應變增大至0.76。

圖9為TA15板材超塑成形厚度分布云圖，加強筋處板材與模具貼合間隙很小，四周圓角處充模效果良好。沿圖9a所示方向進行厚度測量，結果如圖9b所示，顯示了板材不同區(qū)域的變形情況和加強立筋成形情況，其中，板材的擴散連接位置厚度未發(fā)生變化。由圖可知,600s時板材處于自由脹形階段，不同加強筋區(qū)域板材的厚度均勻變化;變形繼續(xù)至1800s時，加強筋側壁及凹下平面位置開始變形，同時Π形筋較其余形狀加強筋率先開始貼模，中心區(qū)域板材減薄;當成形時間增加時，加強筋立壁厚度基本不再變化，3600s后加強筋凹下平面位置逐漸貼模，且此區(qū)域最終板材的成形厚度大于最深處區(qū)域，說明w形、M形與雙直立加強筋型腔的設計改善了板料的流動情況，降低了中心區(qū)域的壁厚減薄。隨著變形進一步進行，圓角位置變形急劇增加，直至5400s時接近成形極限。最小壁厚出現在雙直立筋圓角區(qū)域，減薄率為57.5%，表明此處板材的彎曲減薄變形程度遠大于周圍區(qū)域的雙向拉伸減薄，為成形的危險區(qū)域。

2.3雙層中空結構SPF/DB成形試驗

根據上述雙層中空結構SPF/DB有限元模擬結果，進行結構件的工藝方案與成形模具的設計。SPF/DB成形流程如下:下料一板材預處理一涂覆止焊劑-毛坯組焊-檢查氣密性-裝爐升溫-SPF/DB成形-降溫取件-成形質量評估。雙層結構件下面板料厚為0.8mm，具有加強筋的面板料厚為1.2mm。由于擴散連接對板材表面要求較高,氧化膜須完全清除,因此需對加工的TA15鈦合金板材采用化學清洗、機械打磨相結合的方式進行表面處理。雙層中空結構成形模具中上、下模與板材擺放位置及其實物圖如圖10所示。

前處理結束后進行雙層結構SPF/DB成形試驗,將組焊后的成形件裝入模具并放入熱壓機，模具與板材隨爐升至900℃，向模具通入氬氣進行雙層鈦合金板材的擴散連接，氣壓達到1.5MPa后保壓30min，氣壓達到2MPa后保壓60min。隨后向模具型腔的不銹鋼氣管中通入氬氣，進行雙層結構超塑成形試驗，當加熱爐溫度達到900℃時，保壓10min。基于模擬分析中修正的氣壓曲線開始加壓，緩慢加壓到3MPa時開始保壓20min。試驗結束后關閉加熱系統(tǒng)，隨后卸載氣路，降溫并取出成形件，如圖11所示。可以看到，結構件成形效果良好，表面質量較高，無肉眼可見缺陷，符合要求。觀察鈦合金雙層中空結構成形件的單側面板發(fā)現，不同幾何形狀的加強筋成形完全，板料貼模效果良好，整體結構質量合格。

為分析TA15鈦合金雙層中空結構的厚度分布及其均勻性，取不同幾何形狀的加強筋截面中各位置進行壁厚測量。圖12所示為4種空心加強筋截面的壁厚測量點選取示意圖，由于為軸對稱結構，僅選擇單側進行壁厚測量,模擬與成形件實測結果的對比如圖13所示。可以看到，模擬結果與實際結果相較吻合，對應位置的厚度差較小，最大誤差僅為2.4%，說明模擬結果可靠。除II形筋外，其余空心加強筋的減薄程度與仿真規(guī)律一致，這是由測量點位置的不同造成的，仿真模擬時為預測成形過程的危險破裂區(qū)域，測量位置取在空心加強筋圓角處，而試驗驗證時為觀察空心區(qū)域成形情況，測量位置取在結構1/2處。對于II形筋，其圓角處減薄程度與其余區(qū)域相差不大，壁厚分布較為均勻，這一點與其他截面形狀的空心加強筋不同，因而出現了仿真和試驗規(guī)律性的差異。

為研究擴散界面連接質量，對成形后的雙層中空結構選取擴散區(qū)域進行切割,制備微觀組織觀察試樣。由圖可知，取樣位置處擴散連接質量較高，大部分區(qū)域已難以直接觀察到擴散層，組織為典型等軸晶組織，僅邊緣出現較小的未完全焊合區(qū)域，如圖14所示。

2.4雙層中空結構彎曲性能

圖15所示為雙層中空結構試驗件進行彎曲試驗后的實物圖。由圖可知，試驗件在承受三點彎曲載荷作用時，上下兩層板材受力形式存在差異，加載壓頭作用的加強筋側芯板主要承受壓縮載荷，而下方面板主要承受拉伸載荷作用，并且在上方加載壓頭附近的局部結構主要承受平壓載荷作用，變形主要集中于此處。試驗件在三點彎曲過程中表現出典型彎曲變形特征，上芯板中心區(qū)域發(fā)生屈曲，存在輕微局部凹陷(壓頭下方)，下面板相對而言僅有少量變形，彎曲程度較小，雙層結構產生整體彎曲并在兩端有一定翹曲。室溫條件下，在試驗件與加載壓頭相接觸部分的空心筋兩側以及下面板表面可觀察到脆性斷裂裂紋(圖14中黃色單向箭頭所示)。在三點彎曲試驗中，結構的破壞失效模式通常由上芯板和面板的屈曲失穩(wěn)開始，伴隨著擴散連接位置的脫焊破壞，最終造成整個結構的失效破壞。圖16所示為三點彎曲試驗與數值模擬結果破壞位置的對比，其破壞模式和破壞位置基本一致，表明所建立的有限元模型可靠并具備實際參考價值。

圖17所示為彎曲載荷-位移曲線。由圖可知，試驗初期結構首先產生彈性變形，載荷-位移曲線沿一定斜率直線上升。隨后曲線斜率減小且呈現相對平緩的態(tài)勢，結構進入屈服狀態(tài)，這一階段可用于表征雙層中空結構的抗塑性變形能力。當加載力達到峰值后初始失效發(fā)生，曲線開始趨于下降，此時試驗件產生明顯的裂紋，但仍具有一定的抗彎承載能力。最后，曲線斜率再次變化，走向變得相對平緩，同時出現嚴重的裂紋擴展和整個試樣的嚴重破壞。對于部分試驗件，在結構承受三點彎曲載荷時，由于兩層板材的擴散連接附近位置出現脫焊現象，導致曲線上載荷在此處突然下降，與前述擴散界面處出現未完全焊合區(qū)域對應。隨著壓頭位移量的增加，脫焊面積越來越大，使得芯板局部不再受面板約束，結構更易發(fā)生屈曲失效，從而失去承載能力。將彎曲試驗所得的載荷位移數據進行計算，獲得各試驗件的彎曲性能量化指標，如表1所示。結構高度相同時，形筋和雙直立筋彎曲強度較高，M形筋和II形筋抗彎強度相對較弱。

表1 彎曲性能對比

Tab.1 Comparison of bending performance

3、結論

(1)TA15合金最佳超塑性變形溫度為900℃，應變速率為1x10^-3s^-1，此時伸長率達到1340%。超塑變形后的微觀組織觀察表明，TA15合金超塑變形時斷裂機制為韌性斷裂,并呈現出良好的塑性變形性能;隨應變速率的降低和溫度的升高,α相發(fā)生長大,同時β相含量增加,變形后相形態(tài)仍保持等軸狀。

(2)雙層中空結構在5400s時完全貼模且成形完全，壁厚在雙直立筋圓角區(qū)域最小，減薄率為57.5%。基于有限元模擬參數進行SPF/DB成形試驗，成功制備出具有不同幾何形狀加強筋的TA15鈦合金雙層中空結構，試驗獲得的壁厚分布與仿真結果最大誤差僅為2.4%。

(3)進行雙層中空結構三點彎曲測試,結果表明, w形筋(97.7 MPa)和雙直立筋(100.8MPa)表現出較高的彎曲強度，M形筋和II形筋相對較弱;試驗過程的彎曲失效模式和破壞位置與仿真結果基本吻合，驗證了有限元模型的可靠性。

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（注，原文標題：TA15鈦合金雙層中空結構SPF_DB成形性能及力學性能研究_邢宇涵）