單面正向和正反向超塑成形對TC4鈦合金負角度零件性能的影響

邵宗科， 黃重國， 靳舜堯， 雷 鹍， 袁清華

（1.北京科技大學機械工程學院，北京100083;2.航天特種材料及工藝技術研究所，北京100074;3.北京科技大學材料科學與工程學院，北京 100083）

超塑成形技術是利用特殊材料在超塑條件下能夠經受大變形而不失效的一種低成本工藝［1］。與傳統(tǒng)成形工藝相比，超塑成形工藝能夠制造強度高、質量輕、結構復雜的薄壁零件，而且不需要焊接和鉚接等工序，減少成形工裝數目［2］，極大降低了生產成本，縮短制造周期。隨著超塑成形技術的應用越來越廣泛，對其在精確性方面提出了更高要求。對于精度要求高的零件，直接關系到零件能否滿足設計要求，因此壁厚分布不均成為超塑成形進一步發(fā)展的限制因素［3，4］。尤其是負角度零件，在最后成形階段，可供變形的材料少，而需要填充的面積大，造成最后貼模部位壁厚急劇減薄，影響零件性能。正反向超塑成形是目前解決零件壁厚分布不均的重要方法之一［5］。但正反向成形是一個熱循環(huán)中的兩步成形，所需要的時間長，致使材料受熱時間長，影響工件的性能，因此本文利用單面正向及正反向超塑成形分別制得某型飛機負角度零件，并對獲得零件的壁厚分布及成形性能進行了研究。

1 負角度零件超塑成形

超塑成形是一個大應變、大變形、材料非線性和依賴邊界條件變形的復雜過程［6］。由于成形過程是在高溫密閉條件下進行，測試分析困難，傳統(tǒng)的以經驗為主的試錯法使得研發(fā)周期長，研究成本高。除此之外，與成本高的實驗相比，有限元方法能夠提供直接的信息（壁厚分布、模具磨損等），降低實驗次數，同時減少后期需要進行的誤差檢測［7］。

1.1 下模設計

某型飛機零件外形如圖1所示。利用超塑成形工藝研制該類零件，需要添加工藝補償面。根據文獻［8］所述，與直面相比，當底面補償面為弧形面時，零件有較好的壁厚分布，因此，將底面補償面設計成弧面形式。對于周邊補償面，根據零件法蘭弧面形狀，在保證分型面各邊長相同的情況下，設計了兩種方案:分型面與法蘭以垂直面連接（以方案1表示）、分型面與法蘭以圓弧面連接（以方案2表示），如圖2所示。

本研究中所用鈦合金材料厚度為2mm，材料性能滿足GJB2921—1997要求。

圖1 零件3D模型Fig.1 3D model of the part

通過MARC中進行成形仿真。仿真中，板料共劃分為10984個單元。超塑性變形屬于非線性問題，材料對應變速率特別敏感，而且成形幾乎沒有回彈，因此，定義板料為剛塑性模型，本構方程為σ=k˙εm，在900℃溫度下，k=788 MPa·sm，m=0.54，目標應變速率為5×10-4s-1，接觸摩擦采用庫倫摩擦模型［9］。仿真壁厚分布結果如圖3所示，并測量實際零件拔模底端的壁厚，如圖4所示。圖4中，橫坐標表示的是拔模底端邊緣線周長，縱坐標為壁厚。

圖4 拔模底端壁厚Fig.4 Bottom thickness of the draft

從圖3中可看出，在可供變形板料面積相同的情況下，方案2比方案1在法蘭位置有較好的壁厚分布，且最小壁厚也相應增加，尤其是在法蘭部位，方案2在此部位的壁厚較大，也較均勻。這是因為，用直面連接后，法蘭與直面之間過渡圓角較小，隨著法蘭部位逐漸貼模后，可供變形的材料越來越小，壁厚越來越薄。而采用圓弧連接，材料接觸法蘭后，其后成形過程近似于球面脹形，因此，壁厚分布比較均勻。

由圖4中可看出，除了實際零件正角度邊位置，在負角度邊及相鄰圓角、直角邊部位，方案2壁厚較大。因此，最終選擇方案2作為成形下模。

1.2 上模設計

根據單面正向成形仿真結果可知，零件成形結束后，需要切除的底面和周邊補償面部位壁厚較大，因此在正反向成形上模設計時，預減薄此部位的壁厚，尤其是底面部位壁厚，以分散變形，緩解正向成形時最后貼模部位減薄過大的問題。最終本文設計了如圖5所示的上模模具。

1.3 超塑成形

利用仿真能夠獲得壓力-時間曲線，考慮到所使用設備氣路情況，對仿真獲得的壓力曲線進行修正。如圖6所示。按照設計的模具進行加工制造，并利用修正的壓力時間曲線完成單面正向成形和正反向成形。最終在切割補償面后，完成堿崩、酸洗等去除零件表面氧化皮工藝，最后得到的零件如圖7所示。

2 結果與分析

2.1 壁厚

成形結束后對零件進行處理，負角度壁及相鄰過渡圓角壁厚減薄最大，因此，測量零件此部位壁厚。測量節(jié)點位置如圖8所示，結果如圖9所示。

圖8 負角度壁測量點位置Fig.8 Measuring points position of negative-angle wall

由圖9可看出，負角度壁及相鄰過渡圓角的最小壁厚從單面正向成形的0.66mm上升到正反向成形的0.73mm，最大變薄率分別為67%和64%。另外，對于單面正向成形，負角度壁大部分位置壁厚在0.8～1.05mm范圍內，而正反向成形相同部位的壁厚在1.0～1.2mm范圍內。用標準差S表示負角度壁壁厚分布均勻程度，其定義如式（1）所示。

圖9 負角度壁壁厚Fig.9 Thickness of negative-angle wall（a）single-direct forming;（b）direct-reverse forming

式中，Xi為不同測點位置壁厚;ˉX為測點平均壁厚。

根據測量結果，計算出單面正向成形S1=0.186mm，正反向成形S2=0.125mm，說明正反向成形在負角度壁部位厚分布比單面正向成形均勻。

因此，利用正反向成形零件，不僅能夠提高零件負角度壁的整體壁厚，而且提高了壁厚均勻性。

2.2 力學性能

與其他加熱工藝及鈑金工藝一樣，板料經過超塑成形以后會導致材料性能下降。而且正反向成形由于經歷的高溫時間長，致使零件的性能下降更多。因此，為確保零件的使用性能，充分發(fā)揮超塑成形的優(yōu)勢，需要檢測零件材料的拉伸性能。檢測結果如表1所示。

表1 TC4鈦合金力學性能Table 1 Tensil properties of TC4 alloy

由表1可知，經過超塑成形后，材料性能呈不同程度的下降。經過正反向成形后，性能下降較多，尤其是延伸率，下降至了原始材料的37.4%，但屈服強度與抗拉強度仍有較高值。

2.3 金相組織

在高溫條件下，TC4鈦合金會發(fā)生相變導致晶粒尺寸長大，從而影響材料的性能。另外，α相長大是板料成形時間和應變的參數，在一定范圍內，隨著變形量和變形時間的增加，材料的晶粒尺寸也逐漸增加［10，11］。為避免不同部位不同變形量對晶粒尺寸的影響，在緊靠拉伸試樣位置周邊相同部位取金相試樣，最后結果如圖4所示。

在材料原始狀態(tài)下，晶粒尺寸呈細晶等軸狀，有較高的強度和延伸率，經過單面正向成形后，材料晶粒長大，強度和延伸率都有所下降。而正反向成形晶粒尺寸最大，強度和延伸率下降最多。這是由于:（1）與原始狀態(tài)相比，單面正向成形和正反向成形時，材料即受高溫影響又產生變形量，滿足晶粒長大因素即高溫穩(wěn)態(tài)退火（靜態(tài)）及應變誘發(fā)（動態(tài)）晶粒長大;（2）與單面正向成形相比，零件相同位置正反向成形的變形量基本相同，但零件經歷的高溫時間較長，晶粒尺寸長大較多。

圖10 鈦合金顯微組織Fig.10 Microstructure of Ti alloy （a）raw material;（b）after single-direct SPF;（c）after direct-reverse SPF

2.4 氫氧含量

鈦合金是一種易吸氫的材料，氫在α相中溶解度很小，鈦合金中溶解過多的氫，會產生氫化物，使合金變脆;氧能夠提高鈦合金的硬度、強度等，但超過一定含量時將劇烈降低合金塑性、斷裂韌性等［12］。根據 GB/T 3620.1—2007，TC4 鈦合金要求氫含量≤0.015%，氧含量≤0.20%，因此，成形過程中需要將氫氧含量控制在一定的范圍內。

在單面正向成形和正反向成形常溫拉伸后試樣上變形小的部位取氫氧含量檢測試樣，根據ASTME 1447-09分析方法:通過惰性氣體熔煉熱傳導/紅外線檢測方法測定鈦和鈦合金中氫含量的標準測試方法測點氫含量;根據ASTME 1409-08分析方法:用惰性氣體溶解技術測定鈦與鈦合金中氧氣和氮氣的試驗方法測定氧含量，檢測結果如表2所示。

表2 單面正向成形和正反向成形后氫氧含量Table 2 Hydrogen and oxygen content after single-direct SPF and direct-reverse SPF

由表2看出，正反向成形后試樣氫氧含量都比單面正向成形高。氫含量的增加，生成氫化鈦的數目也增多，而氫化鈦的密度小于金屬晶格的密度，其體積比 α 相大23%左右，是一種很脆的相［13］，因此，致使材料的塑性下降。

鈦合金和氧反應，在合金表面生成一層致密的氧化膜，在溫度低于500℃時，這層保護膜具有很好的抗腐蝕性。但溫度升高時，氧化膜會發(fā)生破裂，隨著氧含量的增加，氧通過膜中的小孔不斷向鈦合金內擴散，在合金內部生成一層脆層，使合金的塑性降低。

因此，與單面正向成形相比，正反向成形后，材料氫氧含量較高而塑性較低。

3 結論

（1）根據模具設計及仿真結果，法蘭與分型面采用圓弧面連接比采用垂直面連接有更好的壁厚分布，尤其在法蘭和負角度邊部位，壁厚分布能得到改善。

（2）單面正向、正反向超塑成形零件最大減薄率分別為67%，64%，負角度壁壁厚分布標準差分別為0.186mm，0.125mm。正反向超塑成形不僅能夠提高零件的壁厚均勻分布，而且能提高零件的最小壁厚。

（3）與材料原始狀態(tài)相比，單面正向成形與正反向成形后，材料力學性能都下降，尤其是正反向經歷的高溫時間長，強度、塑性下降較多。

（4）超塑成形后，引起材料性能下降主要有兩方面因素:一是由高溫穩(wěn)態(tài)退火及應變誘發(fā)的晶粒長大;二是氫氧含量的升高。正反向成形比單面正向成形晶粒尺寸大、氫氧含量高，致使強度和塑性較低。

［1］LUCKEY S G，F(xiàn)RIEDMAN P A，WEINMANN K J.Correlation of finite element analysis to superplastic forming experiments［J］.Journal of Materials Processing Technology，2007，194（1/2/3）:30-37.

［2］HEFTI L D.Commercial airplane applications of superplastically formed AA5083 aluminum sheet［J］.Journal of Materials Engineering and Performance，2007，16（2）:136-141.

［3］蔣少松，張凱峰，吳海峰，等.變摩擦控制厚度分布的TC4深筒形件正反向超塑成形［J］.航空材料學報，2008，28（6）:16-22.

（JIANG S S，ZHANG K F，WU H F，et al.Friction changing to control thickness distribution of TC4 deep cylinder by direct-reverse superplastic forming ［J］.Journal of Aeronautical Materials，2008，28（6）:16-22.）

［4］LIU J，TAN M J，YOMGYOT A，et al.Superplastic-like forming of non-superplastic AA5083 combined with mechan ical pre-forming ［J］.International Journal of Advanced Manufacturing Technology，2011，52（1/2/3/4）:123-129.

［5］張凌云.改善超塑性氣壓脹形零件壁厚分布的工藝方法［J］. 金屬成形工藝，2002，20（4）:40-42.

（ZHANG L Y.Methods of improving the thickness distribution of super-plastic gas pressure bulging parts［J］.Metal Forming Technology，2002，20（4）:40-42.）

［6］LI J Y，ZHANG Z Y，YUN Q J，et al.Analysis and simulation of superplastic sheet metal bulging by finite element method ［J］.Journal of Southeast University（English Edition），1997，13（2）:120-125.

［7］CHEN Y，KIBBLE K，HALL R，et al.Numercial analysis of superplastic blow forming of Ti-6Al-4V alloys［J］.Materials and Design，2001，22（8）:679-685.

［8］王燕華，黃重國，袁清華，等.TC1深型腔負角度零件超塑成形模具設計與優(yōu)化［J］.稀有金屬，2010，34（4）:491-496.

（WANG Y H，HUANG Z G，YUAN Q H，et al.Mold Design and Improvement of TC1 Parts with Deep Cavity and Negative Angle for Superplastic Forming［J］.Chineses Journal of Rare Metals，2010，34（4）:491-496.）

［9］SHAO Z K，HUANG Z G，JIN S Y，et al.Thickness optimization of SPF for titanium alloy negative angle parts［J］.Advanced Materials Research，2011，328/329/330:1395-1402.

［10］王倩.背壓AA5083超塑成形性能及變形量對TC4機械性能的影響［D］.南京:南京航空航天大學，2010.

［11］MOSKER D A，DANSON P R.A state variables constitutive model for superplastic Ti-6Al-4V based on grain size［J］.Journal of Engineering Materials and Technology，1996，118（2）:162-168.

［12］吳清枝，李佐臣，王衛(wèi)民.氧對Ti75合金組織和性能的影響.稀有金屬材料與工程，1995，24（1）:28-32.

（WU Q Z，LI Z C，WANG W M.Effeet of oxygen contenton mierostrueture and properties of Ti-75 alloy ［J］.Raremental Materials and Engineering，1995，24（1）:28-32.）

［13］戚運蓮，洪權，盧亞峰，等.氫對鈦合金組織及加工性能的影響［J］. 鈦工業(yè)進展，2010，27（6）:10-15

（QI Y L，HONG Q，LU Y F，et al.Effects of hydrogen on process and microstructure and properties of titanium alloys［J］.Titanium Industry Progress，2010，27（6）:10-15.）