发布日期：2024-9-23 10:14:39
1、引言
钛合金具有比强度高、抗蠕变性与耐腐蚀性强、重量轻的优点，广泛应用于各类航空航天装备[1]。近年来，人们为制造形状复杂的钛合金薄壳件开发了各种热成形技术，如热冲压成形[2-3]、热气胀成形[4-5]、超塑性成形[6-7]等，用于制造形状复杂的钛合金薄壁件，克服了室温成形性能差的缺点。然而，钛合金板材热成形过程中宏观变形与微观组织演化耦合，且处于复杂的平面应力状态，使得部件的成形精度和微观组织性能难以控制[8]。
在各类钛合金薄壳件中，钛合金环壳作为火箭上面级燃料贮箱[9]是不可或缺的代表性薄壳构件，传统制造方法采用冲压技术先将板材冲压成两个半管，再将两个部分焊接，这样会产生两道纵向焊缝，严重影响其可靠性[10]。因此为了实现钛合金环壳的整体精准成形，国内外进行了广泛系统的研究。钛合金环壳整体成形工艺十分复杂，其受材料性能、管坯径厚比、弯曲方式与参数、模具形状、设备稳定性等多种因素影响。常见的弯管整体成形方法主要有压弯成形、推弯成形以及绕弯成形[11-12]等方法。使用上述方法成形时环壳易产生内侧增厚、外侧减薄、截面畸变等问题[13]，只能用于生产小直径或厚壁钛合金弯管，因此需要应用热成形技术。
采用双层管[14]、填充介质[15]的方法可以抑制薄壁管弯曲成形时的内侧增厚起皱、截面变形、外侧减薄的问题，然而，由于钛合金的延展性差、变形抗力大，需采用热弯曲工艺，填充液体等填充介质不适用于高温工艺，且由于钛合金在热成形条件下的硬化现象不明显，流动应力低，因此弯曲外侧的减薄也更加明显。
为解决以上问题，付坤宁等[16]提出了一种基于热气胀成形工艺的大尺寸薄壁钛合金环壳热气胀压弯工艺，如图1a所示。该工艺通过深入分析热气胀压弯的力学模型，揭示了管坯内压协调轴向应力对钛合金薄壁弯管起皱的协同影响，并通过改变内压与温度使管坯内侧与外侧在变形过程中均处于拉-拉应力状态，解决了传统成形方法由于管坯内外侧应力状态不同导致内侧增厚与起皱、截面畸变、外侧减薄等缺陷。最终成功制造了如图1b所示的直径为203mm、壁厚为1.5mm、弯曲半径为495mm的钛合金环壳。由于在环壳热气胀压弯成形过程中，热变形与组织演变耦合，决定了成形构件的精确成形和组织性能[17]。
本文以全尺寸运载火箭上面级贮箱环壳为研究对象，需要通过基于统一黏塑性本构模型的VUMAT子程序仿真确定成形工艺窗口，搭建大尺寸TC4钛合金环壳充气热压弯成形专用装置，实现直径为500mm、径厚比为250的3m级大尺寸钛合金环壳组段整体成形。
2、钛合金环壳热气胀压弯工艺实验
如图2a所示的钛合金环壳作为大尺寸薄壳件的典型构件，环壳截面直径为500mm、壁厚为2mm、环壳中径为2692mm，整个环壳分为8段，每段弯曲角度为45°。为成形该构件，本研究搭建了钛合金环壳充气热压弯实验装置，如图2b、图2c所示，该装置由压力控制系统、气压控制系统、管坯温度控制系统、成形模具以及机械牵引系统构成，压力机起到提供稳定足够的合模力的作用。气压控制系统为加压与保压过程中管坯内部提供精确的压强与加压速率。管坯温度控制系统利用感应加热为管坯提供稳定的温度。机械 牵引系统能够实现管坯从储料架到感应加热系统再到模具的快速转移，以免管坯热量散失过多，影响实验结果。这套实验装置满足钛合金环壳充气热压弯的实验要求，可以有效开展相关工艺实验。
得到钛合金环壳后需对其尺寸精度、微观组织与力学性能进行测量与验证。采用三维扫描得到点云数据，与三维数模进行对比分析得出两者差异结果，得到该零件的成形精度。之后对成形后的钛合金环壳进行超声波测厚，在不同截面中心位置每22.5°测量一个位置点，每个位置点进行3次重复性测量，以排除偶然误差，取其平均值作为壁厚数值。
在钛合金弯管不同位置处切取拉伸试件，拉伸试件参考《金属材料室温拉伸试验方法》进行设计，平行段长度为60mm、标距段长度为50mm、宽度为12.5mm、平行段与试样夹头端过渡圆角半径为25mm。拉伸试样长度方向为钛合金环壳轴向压弯方向。EBSD试样取样位置与拉伸试样位置相同。
3、环壳充气热压弯仿真
3.1仿真模型建立
钛合金制造难度高，热成形过程中高温与气压共同作用，宏观变形与微观组织演变耦合，该薄壳件变形过程中处于平面应力状态，内侧增厚起皱、外侧减薄破裂、截面畸变的缺陷共存，需要对热成形过程进行精确仿真来指导工艺。环壳零件以弯曲角度为22.5°的中心截面为对称面，取1/2模型建立如图3所示的仿真，环壳仿真模型共分为上模、下模、钢管、钛管四个零件组成。仿真参数条件为温度650～850℃、支撑内压1.5～6MPa、压弯时间5～30s、模具温度25～850℃、外套钢管厚度5～15mm。
3.2不同成形工艺参数对成形质量的影响
薄壁管材弯曲时，中心截面为环壳截面畸变最大处，对钛合金环壳的尺寸精度影响最大，因此采用弯曲内侧贴模度与弯曲外侧贴模度描述环壳的贴模程度，贴模度越大则越贴模，反之则越不贴模，贴模度δ的计算方法如式（1）所示。
式中，R为TC4环壳的外半径，其值为250mm。（x0,y0）为模具轮廓坐标，（x1,y1）为环壳轮廓坐标。
为定量探究成形工艺参数对于贴模度的影响，图4给出了不同支撑内压、管坯温度、成形速度与外层管壁厚的仿真云图。同时，钛管弯曲内侧与弯曲外侧沿钛管轴向壁厚变化的定量统计如图5所示，壁厚节点数0处为中心截面，节点数50处为钛管两端，壁厚变化率为负时代表壁厚减薄率，为正时代表壁厚增厚率。
可以看出，提高支撑内压可以显著提升钛管弯曲外侧的贴模度，降低钛管中心截面的畸变，提高贴模度，并改善弯曲内侧增厚，但随着支撑内压的升高，弯曲外侧的减薄率也随之显著提升。提升管坯初始温度可以较大提升钛管弯曲外侧的贴模度，降低钛管中心截面的畸变，提高贴模度，并改善弯曲内侧增厚，但随着管坯温度的升高，弯曲外侧的减薄率也随之有较大提升。压弯时间为20s时钛管压弯外侧中心点到下模型腔底部中心点的距离最小，为18.39mm，此时贴模度为92.64%，管坯贴模程度最高。压弯时间的提升可 以略微改善钛管弯曲内侧壁厚的增厚情况，但对钛管弯曲外侧的减薄基本无影响。外套钢管壁厚越薄，成形后的钛管贴模度越好且钛管中心截面不圆度越低。
但随着外层钢管壁厚的减薄，内层钛管弯曲内侧的增厚率降低，弯曲外侧的减薄率提升，且对弯曲外侧减薄的影响更大。
3.3钛合金环壳热压弯成形工艺窗口
对钛合金环壳贴模度与弯曲外侧壁厚减薄率这两个重要指标的综合影响最大的参数为管坯温度与支撑内压，且参数互相耦合。为能准确指导钛合金环壳热压弯成形工艺的参数选择，建立了如图6所示的工艺窗口图，用于进行温度与支撑内压的选择。从图中可以看出，为满足截面最大变形率与最大减薄率的要求，最佳的成形参数在温度为650～850℃、支撑内压为2.5～6MPa的区间内。考虑到过高的支撑内压会造成实验存在危险，且对密封要求更高，因此选择管坯温度850℃、支撑内压2.8MPa作为实验参数。
4、结果与讨论
4.1环壳尺寸精度与力学性能
使用搭建的装置成功完成了钛合金环壳热压弯实验，制造出图7a中的钛合金环壳，环壳中径：2692mm、截面直径：500mm、单段弯曲角度40°、壁厚：2mm、支撑内压：2.8MPa、压弯温度：850℃，测量的三维扫描模型与工件模型对比如图7b所示，实际工件中径尺寸与目标尺寸相差11mm。
测试了成形环壳的力学性能，拉伸测试结果如图7c、图7d所示，0°、90°、180°、270°位置试样的室温抗拉强度分别为913.61MPa、912.84MPa、909.40MPa、910.89MPa，与原始试样的抗拉强度898.05MPa相比无明显变化，且极限应变因管坯加热后冷却的退火略有提升，因此可以认为环壳强度在加热压弯后相比原始材料性能没有明显变化。
4.2环壳仿真验证
壁厚分布仿真预测与结果对比如图8a所示，钛合金环壳中心截面环向厚度在弯曲内侧发生减薄，而弯曲外侧发生增厚。钛合金环壳内侧增厚和外部减薄主要发生在弯曲内外侧中心截面处，这主要是因为在弯曲发生时钛合金环壳弯曲内侧受到压应力作用而导致发生增厚，弯曲外侧主要受到拉应力作用而导致发生减薄，环壳弯曲内侧最大增厚率为11.5%、环壳弯曲外侧最大减薄率为8.3%。对比了基于VUMAT子程序的仿真与实验预测精度，经计算得出仿真精度为96.12%，证明了基于统一黏塑性本构模型建立的VUMAT子程序可以精确预测钛合金薄壳件的宏观流动行为。对完成的环壳部分切割试样进行EBSD分析，取样位置与拉伸试样位置相同，实验统计与VUMAT子程序仿真结果如图8b所示，0°、90°、180°、270°、原始板材的平均晶粒尺寸分别为1.73μm、1.77μm、1.68μm、1.70μm、1.61μm。相比原始板材，四个位置的晶粒尺寸均有增加，这是由于随着管坯温度的升高，晶粒随之长大，而0°、180°与90°、270°的位置相比晶粒尺寸有所降低是由于0°、180°分别为弯曲内侧与弯曲外侧，应变较大导致材料位错密度提高，使晶粒细化。仿真
验证中SDV4为平均晶粒尺寸，预测0°、90°、180°、270°位置平均晶粒尺寸分别为1.76μm、1.78μm、1.72μm、1.78μm，误差为2.35%，证明了基于统一黏塑性本构模型建立的VUMAT子程序可以精确预测钛合金薄壳件的微观晶粒尺寸变化。
5、结束语
针对航天火箭上面级钛合金燃料贮箱环壳结构的整体成形难题，本文提出了钛合金环壳热气胀压弯成形工艺，围绕基于本构模型的VUMAT子程序仿真，系统性研究了不同工艺参数对TC4钛合金环壳成形精度的影响，制造了大尺寸TC4钛合环壳。主要结论如下：
a.开发了内置子程序嵌入材料本构模型的钛合金环壳热压弯仿真模型，研究了不同工艺参数下钛合金环壳热压弯的壁厚、贴模度变化规律。以环壳壁厚减薄率与截面最大变形率为判据，建立了支撑内压与管坯温度的热压弯工艺窗口图，确定出管坯温度850℃、支撑内压为2.8MPa的最优热压弯工艺参数。
b.成功制造了全尺寸TC4钛合金环壳，环壳中径为2692mm、截面直径为500mm、壁厚2为mm、径厚比高达250、最大减薄率为8.3%，抗拉强度与平均晶粒尺寸基本无变化，均优于设计指标。
c.建立了实验条件下的子程序仿真，成功预测了TC4钛合金环壳热气胀压弯成形后的壁厚分布与平均晶粒尺寸，证明了该子程序可以在宏微观层面准确地指导工艺。
参考文献
[1] Zheng Kailun, Politis D J, Wang Liliang, et al. A review on forming techniques f or manufacturing l ightweight complex—shaped aluminium panel components[J]. International Journal of Lightweight Materials and Manufacture, 2018, 1(2): 55–80.
[2] Maeno T, Tomobe M, Mori K, et al. Hot stamping of titanium alloy sheets using p artial c ontact h eating[J]. Procedia Manufacturing, 2 018, 1 5:1149–1155.
[3] Kopec M, Wang Kehuan, Politis D J, et al. Formability and microstructure evolution mechanisms of Ti6Al4V alloy during a novel hot stamping process[J]. Materials Science and Engineering: A, 2018, 719: 72–81.
[4] Dang Kexin, Wang Kehuan, Chen Wentao, et al. Study on fast gas forming with in-die quenching for titanium alloys and the strengthening mechanisms of the components[J]. Journal of Materials Research and Technology, 2022,18: 3916–3932.
[5] Wang Kehuan, Liu Gang, Zhao Jie, et al. Formability and microstructure evolution for hot gas forming of laser-welded TA15 titanium alloy tubes[J]. Materials & Design, 2016, 91: 269–277.
[6] S artkulvanich P, Li D, Crist E, et al. Influence of Superplastic Forming on Reduction of Yield Strength Property for Ti-6Al-4V Fine Grain Sheet and Ti-6Al-4V Standard[J]. Materials Science Forum, 2016, 838–839: 171–176.
[7] Lu Junqiang, Qin Jining, Lu Weijie, et al. Superplastic deformation of hydrogenated Ti-6Al-4V alloys[J]. Materials Science and Engineering: A,2010, 527(18–19): 4875–4880.
[8] Wang Kehuan, Kopec M, Chang Shupeng, et al. Enhanced formability and forming efficiency f or t wo-phase t itanium alloys by Fast l ight Alloys Stamping Technology (FAST)[J]. Materials & Design, 2020, 194: 108948.
[9] Ramesh D, Karimi M. H, Shahheidari M. Cycle optimization of the staged combustion r ocket e ngines[J]. Aircraft E ngineering a nd Aerospace Technology, 2017, 89(2): 304–313.
[10] Paturi U M R, Palakurthy S T, Cheruku S, et al. Role of Machine Learning in Additive Manufacturing of Titanium Alloys—A Review[J]. Archives of Computational Methods in Engineering, 2023, 30(8): 5053–5069.
[11] Zhan Mei, Huang Tao, Yang He. Variation of contractile strain ratio of Ti-3Al-2.5V t ubes and i ts effects i n t ubes numerical control bending process[J]. J ournal o f Materials Processing Technology, 2 015, 2 17:165–183.
[12] Zhang Zhiyong, Yang He, Li Heng, et al. Bending behaviors of l arge diameter thin-walled CP-Ti tube in rotary draw bending[J]. Progress in Natural Science: Materials International, 2011, 21(5): 401–412.
[13] Suresh K R, Rao B N, Velusamy K, et al. Fatigue crack growth material parameters- based on prototype pipe bend t est and comparison with conventional parameters[J]. International Journal of Pressure Vessels and Piping, 2020, 188: 104209.
[14] Xie Wencai, Teng Bugang, Yuan Shijian. Deformation a nalysis of hydro-bending of bi-layered metal tubes[J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2015, 79(1–4): 211–219.
[15] Song Hong, Xie Wenlong, Zhang Shihong, et al. Granular media filler assisted push bending method of thin-walled tubes with small bending radius[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2021, 198: 106365.
[16] Fu Kunning, Zhao Ziwei, Peng Heli, et al. Manufacturing of ultra-thin large titanium alloy tube using the novel hot gas pressure-bending process[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2024, 326: 118358.
[17] 刘志强，赵杰，王克环，等. 钛合金热成形工艺形变与组织演变耦合多尺度仿真研究进展[J]. 中国机械工程，2020，31：2678-2690+2698.
tag标签:TC4钛合金