TA32鈦合金板材的超塑脹形性能研究*

范榮磊，武 永，吳迪鵬，邱佳陽，陳明和

（南京航空航天大學，南京 210016）

鈦合金具有良好的高溫綜合性能，抗疲勞、抗氧化和耐腐蝕性能優(yōu)異，被廣泛用于制備航空航天、船舶等領(lǐng)域中的關(guān)鍵構(gòu)件[1]。但由于鈦合金在室溫下存在成形抗力大、塑性差和回彈大等問題，常采用熱加工技術(shù)進行制造。武永等[2]綜述了多種針對鈦合金薄壁構(gòu)件的熱成形工藝，其中超塑氣脹成形技術(shù)是近年來發(fā)展起來的一種先進工藝方法，具有成形效率高、適用性強、綠色環(huán)保等優(yōu)點，可將簡單形狀坯料直接成形為整體復(fù)雜曲面零件。Li 等[3]研究了超塑脹形過程中摩擦系數(shù)、應(yīng)變速率敏感系數(shù)和應(yīng)變速率等對板料厚度分布的影響。Alabort 等[4]基于黏塑性模型預(yù)測了TC4 鈦合金多層板在超塑氣脹成形過程中幾何形狀、應(yīng)變分布、晶粒尺寸和損傷分數(shù)的演變規(guī)律。Fan 等[5]通過開展超塑氣脹成形試驗發(fā)現(xiàn)，在熱成形過程中，不同的應(yīng)變路徑會顯著影響鈦合金的微觀組織、織構(gòu)演變及變形機制，進而改變宏觀力學性能及成形零件質(zhì)量。此外，Li[6]和Wu[7]等通過高溫單軸拉伸試驗發(fā)現(xiàn)近α 鈦合金板材由于具有強烈的軋制織構(gòu)，在高溫塑性變形時仍然表現(xiàn)出明顯的各向異性。因此，有必要對不同雙拉應(yīng)變路徑下鈦合金板材的高溫力學性能及各向異性行為進行系統(tǒng)研究，這對于優(yōu)化成形工藝和提高有限元精度具有重要的指導(dǎo)意義。

TA32 鈦合金是中科院金屬研究所在Ti55 合金基礎(chǔ)上改進的一種近α 型高溫鈦合金，已被用于研制國內(nèi)先進航空發(fā)動機的加力燃燒室筒體和尾噴管結(jié)構(gòu)件[8]。本文通過開展高溫氣脹成形試驗研究了TA32 鈦合金板材的超塑脹形性能。設(shè)計了4 種具有不同短長軸比的橢圓模具以實現(xiàn)不同的應(yīng)變路徑，板材的軋向 （Rolling direction，RD）和橫向 （Transverse direction，TD）分別與模具長軸平行以研究變形各向異性。分析了脹形試樣頂點的應(yīng)變分量、壁厚和曲率半徑與脹形高度之間的定量關(guān)系?；诜顷P(guān)聯(lián)流動法則下的Barlat’89 屈服準則對TA32 板材脹形過程中的等效應(yīng)力進行了求解，并分析了不同應(yīng)變路徑下試樣頂點處的等效應(yīng)力–應(yīng)變曲線和等效應(yīng)變速率。

1 超塑脹形性能試驗

試驗材料為寶鈦集團生產(chǎn)的0.8 mm 厚近α 型TA32 鈦合金軋板，名義成分為Ti–5.5Al–3.5Sn–3.0Zr–0.7 Mo–0.3Si–0.4Nb–0.4Ta（質(zhì)量分數(shù)，%）[8]。通過激光切割制備直徑為90 mm 的圓形試樣，并用砂紙打磨試樣表面去除邊緣毛刺。為了測量脹形試樣的應(yīng)變分布，采用電蝕刻打標機在試樣表面印制線寬0.02 mm×邊長2 mm 的方形網(wǎng)格。

在自主設(shè)計的成形裝置上對TA32 鈦合金薄板進行超塑氣脹成形試驗，裝置示意如圖1所示。首先通過加熱爐將上、下模具加熱至成形溫度 （800 ℃），采用3 個K 型熱電偶實時監(jiān)測上模座、模具和下模座的溫度。然后，將涂有高溫防氧化劑的圓形試樣 （直徑90 mm）置于模具之間，保溫15 min 后通過夾緊模具來密封腔體。將高壓氣體從下模座中的孔道沿指定加載曲線施加于試樣的下表面，使其發(fā)生塑性變形。同時，在下模座型腔中放置了大量陶瓷球，一方面減小板料中部和板料與模具接觸區(qū)域之間的溫度差異，另一方面降低低溫高壓氣體對試樣表面的溫降影響。在試驗過程中，脹形高度由位移傳感器實時監(jiān)測，加載氣壓由電動比例調(diào)節(jié)閥控制，并通過壓力傳感器實時記錄。

圖1 超塑脹形裝置示意圖Fig.1 Schematic of superplastic bulging device

為了研究不同應(yīng)變路徑下的脹形性能，設(shè)計了4 套具有不同橢圓型腔結(jié)構(gòu)的模具，如圖2（a）～（d）所示。模具長軸平行于X軸，短軸平行于Y軸。變形區(qū)域的長軸為60 mm，短長軸比用λ表示，4 套模具的短長軸比分別為1、3/4、2/4 和1/4。不同模具代表的雙軸拉伸應(yīng)變路徑的示意圖見圖2（e），分別標記為路徑1～4。為了分析TA32 板材在超塑脹形條件下的各向異性行為，在脹形過程中使得試樣的RD 和TD 分別平行于模具的長軸 （X軸）方向。

圖2 具有不同型腔結(jié)構(gòu)的模具及對應(yīng)的應(yīng)變路徑示意圖Fig.2 Dies with different cavity structures and the schematic of corresponding strain paths

采用Banabic[9]和Siegert[10]等提出的氣壓加載方程，使得試樣頂點在脹形過程中保持恒定等效應(yīng)變率變形。

式中，p為脹形壓力；a0和b0分別為模具型腔的半長軸和半短軸長度；s0為初始板厚；t為脹形時間；α為主應(yīng)力比值的無量綱常數(shù)；為等效應(yīng)變速率；為對應(yīng)于單軸拉伸期間特定應(yīng)變速率的等效流動應(yīng)力。根據(jù)本課題組之前的研究結(jié)果[11]，TA32 板材在800 ℃下以0.001 s–1應(yīng)變速率變形時表現(xiàn)出良好的超塑性，因此本文設(shè)定試樣頂點在脹形過程中的等效應(yīng)變速率為0.001 s–1，相應(yīng)的等效流動應(yīng)力約為120 MPa。圖3為TA32板材在不同應(yīng)變路徑下的脹形壓力加載曲線?？梢钥闯?，恒應(yīng)變速率脹形氣壓先快速增加后緩慢減小，氣壓減小的原因是由于板料發(fā)生了局部軟化。同時，隨著模具短長軸比的減小，脹形壓力顯著增加。

圖3 脹形壓力加載曲線Fig.3 Bulging pressure loading curve

2 脹形過程分析模型

由于板厚與模具直徑之比小于0.02，采用薄膜理論分析脹形試樣頂點應(yīng)力[12]。為簡化計算，提出以下近似假設(shè)：（1）法向應(yīng)力和彎曲應(yīng)力等于0；（2）壁厚分布均勻；（3）在兩個正交方向上的應(yīng)力分量是均勻的，且垂直于相應(yīng)截面；（4）外表面曲率半徑在微元體范圍內(nèi)均勻分布，根據(jù)法向方向的力平衡方程，試樣頂點處的應(yīng)力分量可表示為[13]

式中，s為試樣頂點的當前壁厚；ρX和ρY為試樣外表面沿X和Y軸的曲率半徑。

等效應(yīng)力通過合適的屈服準則轉(zhuǎn)化主應(yīng)力來獲得，本文選取適用于各向異性金屬板的Barlat’89 屈服準則來描述TA32 板材的屈服行為[14]。為了使等效應(yīng)力預(yù)測結(jié)果更加準確，采用非關(guān)聯(lián)流動法則下的Barlat’89屈服準則進行求解，在平面應(yīng)力狀態(tài)下可表示為[15]

利用塑性功相等原則計算等效應(yīng)變增量[17]為

式中，wp是單位體積內(nèi)的塑性功增量；dεX和dεY是沿X和Y軸的應(yīng)變增量。等效應(yīng)變可通過對增量積分得到。

由式 （3）可知，應(yīng)力分量的求解依賴于試樣頂點的主曲率半徑 （ρX、ρY）。在本研究中，假設(shè)脹形試樣的長軸截面輪廓近似為圓形，通過考慮模具圓角半徑的影響，試樣頂點處沿長軸的曲率半徑可表示為[18]

表 1 非關(guān)聯(lián)流動法則下Barlat’89 屈服準則中的材料參數(shù)Table 1 Material parameters in Barlat’89 yield criterion under non-associated flow rule

式中，ρ0為模具圓角半徑；h為脹形高度。

根據(jù)Chen[19]的研究結(jié)果，脹形試樣主曲率半徑之比與模具短長軸比之間的關(guān)系可表示為

式中，參數(shù)c1用于反映材料的各向異性，由路徑1 下脹形試樣的主曲率半徑之比得到；參數(shù)c2為不同應(yīng)變路徑對曲率半徑的影響因子，通過擬合路徑2～4 下脹形試樣的主曲率半徑得到。

3 結(jié)果與討論

圖4為TA32 板材在800 ℃下沿不同應(yīng)變路徑脹形至不同階段的試驗結(jié)果。試樣軋向與模具長軸方向平行。圖5為不同路徑下試樣頂點處的脹形高度與時間之間的關(guān)系。可以看出脹形高度在變形初期迅速增加，增長速率隨著變形的發(fā)展而逐漸減慢。當變形到最后階段時，脹形高度在短時間內(nèi)迅速增加，直到試樣破裂。同時，脹形高度隨模具短長軸比的減小而減小。當試樣RD 平行于X軸時，路徑1～4 的極限脹形高度分別為33.1 mm、28.1 mm、25.3 mm 和20.4 mm；當試樣TD 平行于X軸時，路徑2～4 的極限脹形高度分別為30.8mm、26.9mm 和22.2mm，這表明TA32 板材在高溫脹形試驗中具有明顯的變形各向異性。

圖4 TA32 板材在不同應(yīng)變路徑下的脹形結(jié)果Fig.4 Bulging results of TA32 sheets under different strain paths

圖5 不同路徑下試樣頂點處脹形高度和時間之間的關(guān)系Fig.5 Relationship between the bulging height and bulging time of specimen apexes under different paths

通過測量脹形試樣頂點區(qū)域變形網(wǎng)格的應(yīng)變分布，得到了不同應(yīng)變路徑下試樣頂點處應(yīng)變分量 （εX、εY）和脹形高度之間的對應(yīng)關(guān)系，并用二次多項式對其進行擬合，如圖6所示 （上標“RD//X”和“TD//X”表示兩個不同的試樣，下標“X”和“Y”表示應(yīng)變分量對應(yīng)的方向）。隨著脹形高度的增加，應(yīng)變增量逐漸增大。當使用圓形模具脹形時，短軸方向上應(yīng)變略小于長軸方向上應(yīng)變；當使用橢圓模具脹形時，短軸方向上應(yīng)變大于長軸方向上應(yīng)變，且差值隨模具短長軸比的減小而增加。此外，與RD//X試樣相比，在相同脹形高度下，TD//X試樣在短軸方向上的應(yīng)變更大，而在長軸方向上的應(yīng)變更小。這種各向異性行為可能與原始軋板中的織構(gòu)分布密切相關(guān)[7]。圖7[7]顯示了由Channel 5 軟件繪制的TA32鈦合金板材的 （0001）、（101-0）和 （112-0）極圖，可以看出，原始板材中存在著大量的橫向織構(gòu)（Transverse），即圖7中T 所在位置。

圖6 不同路徑下試樣頂點應(yīng)變分量 （εX、εY）和脹形高度之間的關(guān)系Fig.6 Relationship between strain component (εX ,εY) of specimen apexes and bulging height under different paths

圖7 TA32 鈦合金原始板材的 （0001）、（100）和（110）極圖[7]Fig.7 (0001),(100) and (110) pole figures of TA32 titanium alloy sheet[7]

根據(jù)材料不可壓縮假設(shè)，進一步得到不同應(yīng)變路徑下試樣頂點壁厚和脹形高度之間的關(guān)系，如圖8所示。試樣減薄率隨著脹形高度的增加而快速增加，且隨著模具λ值的減小，試樣壁厚在相同脹形高度下明顯減小。同時，與RD//X試樣相比，TD//X試樣在相同變形條件下具有更大的變形能力，表明當RD 平行于第一主應(yīng)變方向時，TA32 板材在高溫雙拉條件下表現(xiàn)出更好的塑性。

圖9顯示了不同應(yīng)變路徑下試樣頂點曲率半徑和脹形高度之間的關(guān)系（其中符號點表示試驗值），通過采用高度尺分別構(gòu)建脹形試樣沿X和Y軸的截面輪廓，并擬合二次曲線方程獲得。結(jié)合式 （11），c1和c2的數(shù)值分別為1.07 和1.15，理論計算的曲率半徑如圖8所示?？梢钥闯鲱A(yù)測結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好。隨著脹形高度的增加，試樣頂點曲率半徑先快速降低后緩慢降低，且在短軸方向上減小速度更快。隨著變形的進行，短軸方向上的曲率半徑逐漸趨近于模具的半短軸長度。隨著模具λ值的減小，沿長軸方向的曲率半徑接近，但沿短軸方向的曲率半徑不斷減小。此外，當使用同一套模具脹形至相同高度時，RD//X和TD//X試樣的曲率半徑幾乎相同，這意味著曲率半徑主要取決于模具型腔結(jié)構(gòu)，與板材取向無關(guān)。

圖8 不同路徑下試樣頂點壁厚和脹形高度之間的關(guān)系Fig.8 Relationship between the apex thickness and bulging height under different paths

圖9 不同路徑下試樣頂點主曲率半徑和脹形高度之間的關(guān)系Fig.9 Relationship between curvature radii of specimen apex and bulging height under different paths

根據(jù)上文的分析，基于Barlat’89 屈服準則 （式 （5））并結(jié)合上述試驗數(shù)據(jù)計算了不同應(yīng)變路徑下試樣頂點處的等效應(yīng)力–應(yīng)變曲線，如圖10所示?？梢钥闯隽鲃討?yīng)力在變形初期迅速達到峰值，隨后由于動態(tài)再結(jié)晶和損傷積累而逐漸下降，表現(xiàn)出明顯的流變軟化行為。隨模具λ值的減小，即路徑1～4，材料的峰值應(yīng)力升高，流變軟化增強，延伸率降低，表明當應(yīng)變路徑由等雙拉過渡到平面應(yīng)變時，材料的成形性能不斷下降。另外，力學性能表現(xiàn)出明顯的各向異性，當板材TD 與模具長軸平行時，材料具有更低的峰值強度和更高的塑性，即當板材RD 與第一主應(yīng)變方向平行時，TA32 板材具有更好的成形性。

圖10 不同路徑下試樣頂點處的等效應(yīng)力–應(yīng)變曲線Fig.10 Equivalent stress–strain curves of specimen apexes under different paths

式 （6）計算了試樣頂點在不同應(yīng)變路徑下脹形時的等效應(yīng)變速率，如圖11所示，可以發(fā)現(xiàn)在脹形過程中應(yīng)變速率主要分為3個階段：快速下降、穩(wěn)定波動和加速上升。但是，不同路徑下的應(yīng)變速率均低于目標設(shè)定值，這意味著通過式 （1）計算得到的壓力加載曲線無法滿足TA32板材的恒應(yīng)變速率脹形，未來需要開發(fā)適用性更強的理論模型來準確預(yù)測超塑氣脹成形過程中的加載壓力。

圖11 不同路徑下試樣頂點的等效應(yīng)變速率Fig.11 Equivalent strain rates of specimen apexes under different paths

4 結(jié)論

（1）TA32 鈦合金板材的超塑氣脹成形性能表現(xiàn)出強烈的應(yīng)變路徑依賴性。當應(yīng)變路徑從等雙軸拉伸轉(zhuǎn)變?yōu)榻矫鎽?yīng)變時，板材極限脹形高度減小，峰值應(yīng)力增加，延伸率降低，成形性能下降。

（2）TA32 鈦合金板材在超塑成形條件下表現(xiàn)出顯著的各向異性行為。當板材RD 平行于第一主應(yīng)變方向時，材料具有更低的峰值應(yīng)力和更高的塑性，表現(xiàn)出更好的成形性。