微 石，陰中煒,紀(jì) 瑋，陸子川，張緒虎

(航天材料及工藝研究所，北京 100076)

鈦合金由于其輕質(zhì)、高強的特點，在我國航天領(lǐng)域的貯箱、氣瓶等壓力容器上得到了廣泛應(yīng)用[1-3]。半球形殼體是鈦合金壓力容器的一種常用結(jié)構(gòu)，傳統(tǒng)工藝一般采用鍛造、沖壓、旋壓制作，這些工藝成形精度差、材料利用率低，在制造大型半球時更加困難。近年來，隨著深空探測等項目的快速發(fā)展，鈦合金壓力容器的尺寸越做越大，但成本卻要求十分嚴(yán)格，傳統(tǒng)工藝已經(jīng)不能滿足需求。超塑成形技術(shù)作為一種先進塑性加工手段，在成形精度、成本上的優(yōu)勢巨大，特別適合于制造大型薄壁鈦合金構(gòu)件。采用該工藝制造的鈦合金壓力容器在航空航天領(lǐng)域已經(jīng)得到初步應(yīng)用[4-6]。

由于超塑成形過程需要密封，因此成形時板材一般需要有一個密封面，該密封面在成形時會被壓死并固定，這樣密封面將無法參與變形，板材在變形時表面積的增大完全依靠板材在模具型腔部分材料自身的拉薄，這與傳統(tǒng)的沖壓工藝區(qū)別很大。超塑成形時材料的拉伸減薄將顯著高于傳統(tǒng)沖壓方式，如果工藝控制不當(dāng)，局部可能會存在厚度過低甚至拉裂的情況，無法滿足后續(xù)工藝要求。

為了實現(xiàn)壁厚可控的超塑成形，國內(nèi)學(xué)者開發(fā)出了很多方法，例如正反脹法、坯料預(yù)加工法、動凸模法等[7，8]。其中正反脹法應(yīng)用較為廣泛。

數(shù)值模擬是進行板材超塑脹形過程壁厚預(yù)測的一種有效手段，它能夠大幅提升超塑模具的試模成功率，顯著提高效率并降低成本。本研究針對某型號米級尺寸的大型薄壁鈦合金半球的超塑脹形工藝進行了數(shù)值模擬及工藝實驗，根據(jù)球殼的變壁厚結(jié)構(gòu)，采用正反脹形工藝手段實現(xiàn)壁厚的按需分配，以提高材料利用率，并制備出最終機械性能滿足設(shè)計要求的半球殼。

1 實驗方案

1.1 零件結(jié)構(gòu)特點

某TC4鈦合金半球殼體外形尺寸如圖1所示。該半球具有變壁厚特點并帶有2條環(huán)筋，殼體內(nèi)徑984 mm，主體壁厚要求1.2 mm，開口處壁厚4 mm，環(huán)筋1、2壁厚分別為4.1、2.7 mm，底部法蘭孔直徑246 mm，孔邊處厚度4.5 mm，壁厚公差要求0～0.2 mm。

圖1 TC4鈦合金半球殼體外形尺寸Fig.1 Boundary dimension of TC4 alloy hemisphere shell

1.2 超塑脹形數(shù)值模擬

超塑性變形過程屬于非線性大變形問題，成形過程中的材料僅對應(yīng)變速率敏感，而且成形回彈極小，一般采用以下剛塑性模型。

(1)

式(1)即為表征超塑性材料在超塑脹形時流動應(yīng)力與應(yīng)變速率關(guān)系的Backofen方程，應(yīng)用較為廣泛，也是本文數(shù)值模擬采用的本構(gòu)方程。根據(jù)對稱性，按圖1的零件尺寸進行1/4建模，材料與模具的摩擦系數(shù)設(shè)置為0.3，其余參數(shù)設(shè)置見表1。成形前圓板半徑R=545 mm。

表1 數(shù)值模擬參數(shù)

圖2為單向脹形壁厚分布的模擬結(jié)果。由圖2可知，原始板材經(jīng)超塑脹形后，環(huán)向壁厚一致，徑向壁厚變化明顯，最薄處出現(xiàn)在球底位置，最厚處為壓邊。這是因為半球底部為雙向等拉應(yīng)力狀態(tài)，壓邊為平面應(yīng)變應(yīng)力狀態(tài)，其余各點均為非等拉應(yīng)力狀態(tài)，這種不均勻的應(yīng)力狀態(tài)造成球殼底部減薄最明顯。

圖2 單向脹形壁厚分布的模擬結(jié)果Fig.2 Thickness distribution of direct SPF simulation

圖3為仿真得到的毛坯徑向壁厚分布曲線與目標(biāo)零件徑向壁厚分布曲線的對比。由圖3可知，8 mm板材脹形后半球底部壁厚減薄至2.8 mm左右，減薄率65%，在上部開口、環(huán)筋2處均滿足零件壁厚要求，但在球底開口和環(huán)筋1處均無法滿足零件壁厚要求。在上部開口圓角附近處材料出現(xiàn)小幅度的頸縮。

圖3 單向脹形壁厚分布與目標(biāo)產(chǎn)品壁厚分布對比Fig.3 Comparison of thickness distribution between direct SPF forming and target product

為了滿足零件壁厚要求，可以增大板厚，但會增加制造成本，降低效率，并且厚板工藝性和機械性能均不理想。如果不改變板厚，就必須對脹形后的壁厚分布進行調(diào)控，使超塑毛坯的厚度分布符合零件“厚→薄→厚”的規(guī)律，這樣可以讓更多的材料聚集到半球的底部。

采用正反脹形工藝來控制壁厚分布，半球殼典型的正反脹形過程如圖4所示。

圖4 半球殼的正反超塑脹形工藝過程Fig.4 Direct-reverse SPF process of a hemisphere shell

正反脹形的關(guān)鍵在于反脹模具型面的設(shè)計，不同的反脹模具型面可以得到不同的最終零件壁厚分布狀態(tài)[9-11]，一般來說，反脹型面的設(shè)計原則主要有2條：① 期望變厚的部位先貼膜，變薄的部位后貼膜；② 反脹型面總面積一般不超過其正脹型面總面積的80%。

對于本產(chǎn)品來說，反脹型面的主要參數(shù)如圖5所示。這些參數(shù)對壁厚分布均有不同程度的影響，由于參數(shù)較多，在設(shè)計型面時可先單獨分析每個參數(shù)對脹形效果的影響程度，評估并篩選出關(guān)鍵參數(shù)，再針對少數(shù)關(guān)鍵參數(shù)進行重點優(yōu)化分析。經(jīng)過多次模擬分析，認(rèn)為參數(shù)h、w、p對脹形結(jié)果的影響較為明顯，因此這里主要針對此3個參數(shù)進行規(guī)律性研究，變化某一參數(shù)時，保持其他參數(shù)不變。

圖5 反脹型面的主要參數(shù)Fig.5 Main parameters of reverse die surface curve

h參數(shù)為反脹區(qū)域的頂點高度，等差取值90、100、110、120、130 mm，通過數(shù)值模擬分析壁厚分布結(jié)果的變化規(guī)律如圖6所示。由圖可知，隨著h的逐漸增大，壁厚分布曲線深“V”形越發(fā)明顯，底部逐漸增厚，腰部最薄處逐漸減薄，開口處緩慢增厚但變化微弱，變化呈近似線性規(guī)律，且底部增厚效果明顯大于腰部減薄效果。因此，增加h可以有效改善底部過薄的問題，但h過大也容易造成腰部拉裂風(fēng)險和性能大幅下降等問題。

圖6 參數(shù)h對壁厚分布的影響規(guī)律Fig.6 Influence of parameter h on thickness distribution

w參數(shù)為反脹區(qū)域的開口寬度，采用同樣方式進行分析，等差取值300、330、360、390、420 mm，結(jié)果如圖7所示。

圖7 參數(shù)w對壁厚分布的影響Fig.7 Influence of parameter w on thickness distribution

由圖7可知，隨著w的逐漸增大，壁厚分布曲線底部至腰部區(qū)域更加平坦，底部逐漸減薄，腰部最薄處逐漸增厚，開口處逐漸減薄但變化微弱，底部壁厚變化與w的關(guān)系呈非線性規(guī)律，底部變化效果比腰部更明顯?？梢姡黾觲不利于改善底部過薄的問題，w應(yīng)盡量小，但同樣的，w過小也會帶來反脹不易貼膜、局部開裂、力學(xué)性能下降等負(fù)面影響。

p參數(shù)為反脹區(qū)域與坯料邊緣的距離，等差取值50、80、110、140、170 mm，通過數(shù)值模擬分析壁厚分布結(jié)果的變化規(guī)律如圖8所示。由圖8可知，隨著p值的逐漸增大，壁厚分布曲線整體往左下方偏移，底部逐漸減薄但變化微弱，腰部最薄處減薄程度更大，開口處則顯著增厚，變化呈近似指數(shù)規(guī)律?？梢?，p主要影響“V”形曲線的位置、腰部的最小壁厚以及開口壁厚。為保證底部厚度，p應(yīng)盡量小，但還要兼顧開口壁厚。

圖8 參數(shù)p對壁厚分布的影響Fig.8 Influence of parameter p on thickness distribution

根據(jù)上述規(guī)律進行優(yōu)化設(shè)計，可得到一個相對合理的反脹型面。圖9是采用該型面進行正反脹形模擬完成后的坯料壁厚分布結(jié)果。由圖9可知，反脹后坯料芯部由于最先貼膜，貼膜后受力狀態(tài)改變，坯料變形得到抑制，壁厚基本維持在原始狀態(tài)，而反脹區(qū)域?qū)?yīng)的坯料位置處，材料被拉薄至5 mm左右，坯料壓邊處壁厚同樣基本維持不變。

圖9 反脹成形完成后的壁厚分布模擬結(jié)果Fig.9 Thickness distribution result after reverse SPF simulation

反脹之后正脹成形后的壁厚分布結(jié)果如圖10所示。從圖10可以看出，球殼最小壁厚約2.9 mm，相對于單向脹形，最薄壁厚位置由球底變化到半球的腰部，球底壁厚也由約2.9 mm增加到約5.1 mm。由此可見，正反脹形有效地將更多的材料聚集到了球底，保證了球底的壁厚，也使得整個毛坯符合產(chǎn)品“厚→薄→厚”的壁厚分布規(guī)律。

圖10 反脹后正脹成形后的壁厚分布模擬結(jié)果 Fig.10 Thickness distribution result after direct-reverse SPF simulation

圖11為正反脹形后的壁厚分布曲線與零件壁厚分布曲線對比。由圖11可知，正反脹形后零件徑向壁厚分布曲線由單向脹形的“丿”形變化為不對稱的“V”形。由于反脹型面在設(shè)計時h較大，且p較小，使得反脹時芯部材料減薄很少，正脹之后芯部材料有足夠的厚度富余進行正脹變形，因此“V”形左側(cè)壁厚變化更為平緩，右側(cè)由于反脹型面緊貼壓邊，參與流動材料較少，因此壁厚減薄更明顯、變化也更為陡峭。這種變化也與產(chǎn)品的壁厚變化特點更加匹配。

圖11 正反脹形壁厚分布與目標(biāo)產(chǎn)品壁厚分布對比Fig.11 Comparison of thickness distribution between direct- reverse SPF forming and target product

由圖11還可以看出，曲線各處壁厚值均大于產(chǎn)品最小壁厚要求，因此理論上滿足后續(xù)加工余量要求。但也可以看出，最小壁厚并沒有落在環(huán)筋2和上部開口之間的凹陷正中空間，因此還有一定的優(yōu)化空間。根據(jù)上述規(guī)律可知，可以進一步減小p參數(shù)。

綜上可知，正反脹形后能夠得到類似于目標(biāo)產(chǎn)品的厚→薄→厚分布規(guī)律的超塑球殼，并且通過對3個關(guān)鍵反脹型面參數(shù)h、w、p的優(yōu)化，可以更精確地控制壁厚分布狀態(tài)，使超塑后的球殼壁厚分布與目標(biāo)零件更好地匹配。

1.3 超塑脹形壓力曲線設(shè)計

超塑脹形壓力曲線對超塑脹形壁厚分布以及機械性能都有重要影響，超塑脹形進氣時，既要保證材料變形時處于超塑應(yīng)變速率工藝窗口區(qū)間, 還要控制成形時間，否則材料在高溫滯留時間過長，晶粒將過于粗大，影響材料最終的機械性能。

超塑脹形壓力曲線可以在模擬結(jié)果的基礎(chǔ)上進行優(yōu)化。圖12為通過模擬設(shè)計的超塑脹形壓力曲線，模擬中設(shè)定最大壓力3.5 MPa。由圖12可知，模擬曲線反脹壓力達(dá)到2.3 MPa左右時，壓力突然上升到設(shè)定的最大壓力3.5 MPa，這說明在2.3 MPa左右時，坯料已經(jīng)基本完全貼膜，因此工藝設(shè)計的壓力曲線在此處設(shè)定為2.5 MPa左右，保壓一段時間后，迅速降壓至大氣壓力。同理可知，模擬曲線的正脹壓力在約0.5 MPa時，坯料完全貼膜，考慮到正脹有可能局部存在未完全排凈的封閉氣腔，干擾坯料貼膜，因此在工藝設(shè)計時，將正脹壓力增加到1.8 MPa左右，保證坯料貼膜精度。

圖12 通過模擬設(shè)計的超塑脹形壓力曲線Fig.12 Pressure curves of SPF forming by simulation

由于半球空腔體積較大，實際在進氣時，由于進氣流量的限制，有可能導(dǎo)致進氣壓力上升或下降的速率無法滿足工藝設(shè)計曲線要求。為避免此情況出現(xiàn)，應(yīng)設(shè)計并聯(lián)氣路，使用設(shè)備的多條氣路同時進氣和排氣，如果仍不滿足要求，應(yīng)適當(dāng)降低進氣或排氣的速率，保證保壓時的最大壓力即可。

2 實驗過程

實驗材料為寶雞鈦業(yè)股份有限公司提供的8.0 mm厚TC4鈦合金板材，其化學(xué)成分如表2所示。TC4鈦合金板材顯微組織如圖13所示,平均晶粒尺寸約12 μm。

表2 TC4鈦合金板材化學(xué)成分(w/%)

圖13 TC4鈦合金板材原始顯微組織Fig.13 Original microstructure of TC4 titanium alloy plate

以數(shù)值模擬為依據(jù)設(shè)計超塑脹形模具，超塑設(shè)備為703所的800T超塑脹形機。超塑脹形實驗的溫度為915 ℃。

針對成形實驗得到的半球毛坯殼體，進一步開展壁厚測量、顯微組織觀察和拉伸性能測試。采用超聲測厚儀測量半球毛坯的徑向壁厚分布，并與模擬數(shù)據(jù)進行對比，以驗證模擬數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性；在半球殼徑向不同厚度處取金相試樣進行觀察，分析超塑脹形的熱循環(huán)和變形過程對TC4鈦合金組織變化的影響；在半球毛坯的球底部位取樣進行室溫拉伸性能測試，分析超塑脹形過程對TC4鈦合金力學(xué)性能的影響。

3 結(jié)果與分析

圖14為正反脹形得到的半球殼毛坯件。產(chǎn)品壁厚測量數(shù)據(jù)表明，半球殼不同位置的壁厚均滿足加工需求。

圖14 正反脹形得到的半球毛坯件Fig.14 Hemisphere shell after forming by direct-reverse SPF

圖15為球殼徑向的壁厚數(shù)值。由圖15可知，實測壁厚與模擬壁厚的分布基本吻合。但樣件在反脹后，拉薄更明顯，最薄處壁厚數(shù)值更低，因此球底和壓邊處的壁厚更大。

圖15 半球殼實測壁厚分布與模擬壁厚分布對比Fig.15 Comparison of thickness distribution curves between actual thickness and simulation thickness

超塑脹形后TC4鈦合金的顯微組織見圖16。由圖16可知，相對于原始板材，超塑脹形后合金的晶粒尺寸明顯長大，由12 μm增大至20 μm左右，但保持為等軸晶組織。

圖16 超塑脹形后TC4鈦合金顯微組織Fig.16 Microstructure of TC4 titanium alloy after SPF

對半球殼不同厚度處的金相組織進行對比發(fā)現(xiàn)，不同變形量處，金相組織差異不大，在反脹拉薄區(qū)最小壁厚處并未發(fā)現(xiàn)孔洞等缺陷，證明超塑脹形后合金組織滿足要求。

TC4鈦合金經(jīng)過長時高溫和拉伸變形作用，性能將會有所下降[12]。表3為超塑脹形后同一部位3支TC4鈦合金試樣的拉伸性能測試結(jié)果。相對于原始性能(抗拉強度1020 MPa, 屈服強度975 MPa， 延伸率16.8%)，變形后的抗拉強度和屈服強度略有下降，但完全滿足國軍標(biāo)對TC4鈦合金的要求。由于屈服強度下降較抗拉強度更明顯，因此屈強比降低，延伸率反而有一定提升，總體來看力學(xué)性能損失較小。

表3 超塑脹形后TC4鈦合金的拉伸性能

圖17為超塑毛坯經(jīng)過精加工后的半球殼體。采用該工藝生產(chǎn)的產(chǎn)品目前已經(jīng)在我國深空探測器上得到了應(yīng)用。

圖17 終加工后的TC4鈦合金半球殼Fig.17 Photo of TC4 hemisphere shell after final machining

4 結(jié) 論

(1) 根據(jù)數(shù)值模擬，采用正反脹形方法可將單向脹形后TC4球殼從赤道到球底厚→薄的壁厚分布規(guī)律改變?yōu)楹瘛　竦姆植家?guī)律，這種分布規(guī)律與目標(biāo)零件更為匹配。

(2) 提出了反脹模具型面回轉(zhuǎn)曲線的3個關(guān)鍵參數(shù)h、w、p。h、w參數(shù)對球底和球腰壁厚均有顯著影響，前者呈線性規(guī)律后者呈指數(shù)規(guī)律；p參數(shù)主要影響球腰的最小壁厚和位置,對球底壁厚影響較小。

(3) 根據(jù)3個關(guān)鍵參數(shù)的影響規(guī)律對超塑脹形模具進行了優(yōu)化，采用優(yōu)化后的反脹模具進行半球的超塑脹形，可以得到完全滿足目標(biāo)產(chǎn)品壁厚需求的超塑毛坯。

(4)正反脹形成形的半球殼毛坯與模擬結(jié)果吻合較好。超塑脹形后TC4鈦合金晶粒有所長大，但仍維持等軸晶組織，材料屈服強度和抗拉強度有所下降，延伸率有所提高。材料性能滿足設(shè)計要求。