TA15 钛合金的名义成分为Ti–6Al–2Zr–1Mo–1V，由于加入了α稳定元素Al、中性元素Zr 以及β 稳定元素Mo 和V，是一种高铝当量近α 合金[1]。因此TA15 既有α 型钛合金良好的热强性和可焊性，又有接近于α–β 型钛合金的工艺塑性，最高使用温度可达到500 ℃[2]。随着飞行器速度的不断提升，对材料的性能和结构提出了更苛刻的要求，采用超塑成形/扩散连接 （SPF/DB）工艺制造航空部件在局部减重、精度控制、降低成本等方面有巨大的优势[3]。
近年来，国内外正在积极开展多层结构的研究工作[4]，SPF/DB 工艺可成形出飞行器上广泛应用的大型、复杂、密封多层中空结构。王石川等[5] 使用MSC.Marc 对TA15四层板SPF/DB 工艺进行了模拟仿真，模拟结果和试验值高度吻合。Salishchev 等[6]采用超细晶Ti–6Al–4V 钛合金在750～800 ℃下制备了复杂的四层中空结构，直立筋成形质量好、表面无明显缺陷。闫亮亮等[7]利用有限元仿真优化了TA15 钛合金四层结构SPF/DB 工艺参数，获得良好的扩散连接界面，成功制备了四层结构件。李保永等[8]对Ti60/TA15 异种合金四层结构舵面SPF/DB 进行研究，采用三维扫描、组织检测对四层结构的型面进行分析，在920 ℃时异种材料之间的扩散连接界面基本消失且孔洞闭合。Lee等[9]开发了相关软件对四层板结构的SPF/DB 过程进行模拟仿真分析，并将仿真分析结果与试验成形后的结果进行了对比分析，模拟结果和试验结果较吻合。
目前针对TA15 合金热加工过程中微观组织的变化已经开展较多工作。张旺锋等[10]通过理论和试验发现，对于近α 型钛合金通过等温变形并配备合理的冷却可获得综合性能优异的三态组织。徐文臣等[11]采用热模拟压缩试验研究了TA15 钛合金的动态热压缩行为及其机理。
本文通过调研发现，SPF/DB 工艺中厚度小于0.5 mm 的超薄板料研究较少，且板料厚度极薄导致成形件缺陷概率更高，亟须合理的工艺参数和严苛的精度控制。基于此，本文使用厚度为0.5 mm 和0.4 mm 的TA15轧板分别作为面板和芯板开展有限元仿真，着重研究四层中空超薄结构SPF/DB 过程的壁厚和应力分布以及相应的微观组织演变规律，以期为TA15 钛合金超薄中空四层结构的SPF/DB 工业化应用提供理论参考。
1 试验及方法
1.1 试验材料
试验板材为宝钛集团提供的TA15 轧制板，其化学成分见表1。
表1 TA15 钛合金化学成分（质量分数）
Table 1 Composition of TA15 titanium alloy (mass fraction) %
TiAlVMoZrCFeSiONH余量6.832.261.812.220.0060.070.0240.110.006 0.0025
1.2 高温拉伸测试
高温拉伸试验是检测材料超塑性能和探寻材料超塑性变形工艺参数的最佳方法。高温拉伸试验是在CSS–8800 型电子万能拉伸机上进行（图1（a））；TA15 钛合金单向拉伸试样原始尺寸见图1（b）。
图1 拉伸机及拉伸试样示意图
Fig.1 Schematic diagram of tensile machine and tensile sample
高温拉伸选用的恒应变速率分别为0.01 s–1、0.005 s–1、0.001 s–1，试验温度分别为880 ℃、900 ℃、920 ℃、940 ℃。拉伸试样在加热炉内加热到指定温度后再保温5 min，拉伸试样装炉之前为了去除TA15 表面的氧化层，需用砂纸对试样打磨到800目，最后喷涂高温抗氧化涂料Ti–1200 玻璃防护润滑剂来抑制钛合金在高温拉伸环境中氧化。
1.3 微观组织观察
一般来说，由于超塑成形过程中材料要经历较长时间的热暴露和较大的变形量，微观组织会发生改变。因此针对SPF/DB 前后的组织变化和扩散连接状况进行检测，以获得超塑成形后的晶粒形貌和扩散连接后的焊合率，焊合率计算公式如式（1）所示。试验采用金相显微镜和扫描电镜对SPF/DB 后的组织特征及扩散连接的情况进行观察。
式中，L为焊合率；l1为检测区域成功扩散连接长度；l2为检测区域未扩散连接长度。
2 有限元仿真
采用MSC.Marc 对TA15 钛合金超薄中空四层结构超塑造成形过程进行有限元模拟，该结构长和宽均为400 mm，压边宽度为48 mm，成形后的最大厚度≤0.9 mm。四层中空结构三维形貌及局部放大区域如图2（a）和（b）所示。图2（c）为中空结构的内部形貌示意图，蓝色线区域为扩散连接边界，扩散连接区域宽度为4 mm。四层中空结构的两层面板厚度均为0.5 mm，两层芯板厚度均为0.4 mm。
图2 四层中空结构形貌示意图
Fig.2 Four-layer hollow structure morphology diagram
2.1 前处理
考虑到四层中空结构具有对称性，因此只建立下侧作为限元模型的计算域 （一层面板、一层芯板）。通过MSC.Marc 的导入端口，把经过Hypermesh 处理后的模具、板料分别导入。单元类型选用四节点的矩形壳单元，芯板和面板的总计单元及节点数量分别为20000 个、20402 个。按照四层结构的制造工序，需要进行两次热成形，首先对面板进行超塑气胀，然后对芯板进行超塑成形。图3为超薄中空四层结构面板、芯板先后成形的示意图。
图3 超薄中空四层结构成形的示意图
Fig.3 Schematic diagram of forming ultra-thin hollow four-layer structure
2.2 材料特性
超塑成形属于大变形，几乎没有回弹，因此材料变形模型选为刚塑性模型。本构方程遵循Power Law 准则，即流动应力与应变和应变速率之间的关系为
式中，σ 为流变应力；
为应变速率；K为材料常数；m 为应变速率敏感指数。通过计算获得TA15 钛合金在不同温度下的m 值和K 值，如表2所示。
表2 TA15 钛合金在不同温度下的m 和K 值（
=0.005 s–1）
Table 2 m and K values of TA15 titanium alloy at diffe ent temperatures (
..=0.005 s–1)
T/℃mK/MPa 8800.210356.43 9000.347456.17 9200.494654.46 9400.408341.97
图4为TA15 钛合金高温拉伸后的应力–应变曲线以及ε.=0.005 s–1对应的延伸率。根据李保永[12]对TA15 超塑性成形的相关研究，获得TA15 钛合金最佳的超塑成形温度范围在880～930 ℃之间。
图4 高温拉伸的应力–应变曲线以及对应延伸率
Fig.4 Stress–strain curve and corresponding elongation under high temperature tensile
由于在整个成形过程中，上下模具变形量可忽略不计，故定义接触体时，模具定义为刚体，面板和芯板分别定义为变形体1 和变形体2。变形体和刚体的摩擦类型均选择双线性库仑摩擦模型，刚体和变形体摩擦系数设为0.2，两个变形体间的摩擦系数设为0.22。对面板区域超塑变形部分施加均布的面载荷以模拟超塑成形时的气压加载。芯板扩散连接区域和面板、芯板的模具压边部分均设置为三轴固定约束。
2.3 计算设置
有限元计算设置为超塑性成形压力控制，使用的气压范围为0.0001～2.0 MPa。采用最大应变速率恒定法来加载成形气压，首先进行面板成形，加载时间设为2000 s。然后进行芯板成形，加载时间同样设为2000 s，时间步长采用多准则自适应。分析设置中，在非线性分析中选择大应变，同时使用Mentat 多区并行、GPU 来提升计算效率。
3 结果与讨论
3.1 有限元仿真结果分析
本文选取920 ℃作为试验温度。如图3所示，首先，气压逐步加载到2.5 MPa 后保压2 h，面板超塑成形的同时进行芯板的扩散连接；然后通过压力机作为压边圈，提供高压力来充分扩散连接其包覆区域，以保障后续加压过程不会漏气；最后，先给面板区域通气使面板胀形，面板完全贴模后再给芯板通气，使芯板胀形，最终完成超薄中空四层结构成形。
图5（a）为面板在胀形后得到的厚度仿真结果，可以明显看出，面板胀形结束后，板料在4 个圆角减薄最为严重，减薄率达到了18.6%。面板的中心区域减薄较小，这是因为该区域最先贴模，坯料与模具之间的摩擦力抑制了该区的金属向其他区域补充。如图5（b）所示，面板胀形的等效塑性应变分布很好地印证了图5（a）所示的厚度减薄特征。图5（c）和（d）分别为芯板超塑成形后的厚度变化及等效塑性应变云图，可知，区域1 和区域3 先于区域2 贴模，且圆角区域减薄极为严重。
图5 超塑成形后板料厚度和应变分布
Fig.5 Thickness and strain distribution of sheet metal after superplastic forming
3.2 特征位置厚度、应变、应力分析
3.2.1 面板变形分析
为定量研究面板超塑成形后的厚度和应变演变规律，通过图6（a）所示的测量线进行数据图提取。图6（b）为测量线上厚度、等效应变数值，显然在压边圈覆盖区域的面板厚度基本不变，从压边区至圆角处厚度迅速下降，而应变值的显著提升也证明在圆角处变形量极大。从圆角到面板中心，厚度逐渐增加至峰值，应变值的分布规律正好与之相反。
由图6可知，测量线上厚度变化很曲折，为精确研究超塑成形过程中面板的变形规律，在图6所示的测量线上取3 个特征点作为研究对象。如图7（a）所示，A 为面板中心位置；C 为面板角部；B 为角部C 与中心部A 的中点。通过提取3个特征位置在整个超塑过程中的数据，得到了整个加工过程中的厚度、应力变化规律。如图7（b）所示，A点最先减薄，但最终变形量很少，减薄率仅为2.6%；B 点的减薄率较高，约为5.4%；C 点的减薄率最高，达到18.6%，结合图7（c）发现，C 点处存在极为严重的应力集中。通过图7（b）和 （c），可以观察到当面板胀形结束后，随着芯板胀形至面板位置后，面板C 点的厚度仍有小幅度的减薄，减薄率约为2.8%，该过程伴随着应力的突然增大。
图6 面板超塑成形后的厚度和应变
Fig.6 Thickness and strain of face sheet after superplasic forming
图7 面板胀形过程特征位置厚度和应力规律
Fig.7 Thickness and stress of face sheet points in bulging process
为了更直观地观察超塑成形过程中面板厚度的整体变化行为，提取面板在4 个时刻的厚度分布数据绘制云图，如图8所示。可以发现面板在胀形过程中存在局部增厚的微小区域，如图8（b）所示的白色点状区域。显然，随着面板胀形的不断进行，越晚贴模的位置板料厚度减薄越严重，这些位置也更容易出现开裂等缺陷。
图8 面板胀形过程厚度变化
Fig.8 Thickness change of panel sheet
3.2.2 芯板变形分析
在图9（a）所示的测量线上提取各节点的厚度、应变值，得到图9（b）所示的芯板厚度、应变变化规律曲线。由于芯板变形具有对称性，因此以提取路径的1/2 作为研究对象。由图9（b）可知，压边圈覆盖区域厚度保持稳定，芯板的厚度在3 个区域的中心位置时都处于峰值，随着远离中心线厚度开始降低，最严重的位置减薄率可达到35.7%。
图9 芯板胀形结束后的厚度和应变规律
Fig.9 Thickness and strain of core sheet after bulging
在芯板上提取3 个特征点A'、B'、C'，如图10（a）所示，A'点为芯板区域1 的中心位置；B'点为区域1 下方临近扩散连接区域位置；C'点处于B'点的右侧位置。如图10（b）所示，在面板胀形期间，芯板厚度基本不发生变化，当芯板开始胀形后，B'点处厚度下降最快，但减薄并不严重，减薄率为32.3%；A'点处的减薄率最小，仅为7.5%；C'点的减薄最为严重，减薄率达到55.1%。通过对比图10（c）的应力变化，可知芯板胀形期间，C'点处的应力值一直高于其他位置。
图10 芯板胀形过程特征位置厚度和应力规律
Fig.10 Thickness and stress of core sheet points in bulging process
图11为芯板在4 个时刻的最大壁厚分布云图，发现芯板在SPF 期间有局部加厚的微小区域，如图11（b）所示的白色区域。与面板胀形相似，随着胀形的继续进行，越晚贴模的位置板料变形更大、厚度更薄，因此这些区域加载气压较大时容易开裂。
图11 芯板胀形过程厚度变化
Fig.11 Thickness changes of core sheet
3.3 四层中空结构SPF/DB 试验结果
按照图12（a）所示的气压加压方式，使用SPF/DB 工艺成功制备了TA15 超薄四层中空结构，四层结构实物如图12（b）和（c）所示。塑性成形的四层空心结构表面质量良好且无沟槽等缺陷，板料充分贴膜，尺寸精度控制较高。利用线切割将构件切分后，可观察到四层结构内部直立筋结构。直立筋成形质量好，面板和芯板贴合紧密 （图12（b））；面板/芯板三角区和网格筋条三角区空隙很小，三角区宽度仅为0.9 mm（图12（c））。
由于超薄构件极易出现开裂等缺陷，因此中空结构的精度控制主要体现为厚度减薄控制。依次选取13 个点进行壁厚测量 （图12（c）），并与仿真结果进行对比。图13（a）为面板试验与仿真的壁厚对比结果，点1#～3#为压边区域，最大误差为0.99%，点4#～11#为面板变形区，最大误差为2.1%，证实了面板仿真结果的可靠性。图13（b）为芯板试验与仿真的壁厚对比结果，点1#～3#压边区域最大误差为1.9%；点4#～11#芯板变形区最大误差达到6.9%；点12#～13#为直立筋区域，最大试验误差仅为3.8%，验证了芯板仿真结果的准确性。
图12 超薄中空结构加载气压和成形结果
Fig.12 Loading pressure and forming results of ultra-thin hollow structures
图13 超薄中空结构板料厚度分布
Fig.13 Thickness distribution of ultra-thin hollow structure sheet
超薄四层中空结构在SPF/DB过程中出现缺陷，芯板直立筋扩散连接的接头强度不足，造成芯板在胀形过程扩散连接区失效，致使芯板未能成功胀形 （图14（a））；芯板胀形中，板料严重减薄区在应力集中的情况下开裂，导致芯板气压不足而未能实现成形到位（图14（b））；图14（c）为有限元模拟的芯板厚度严重减薄区存在的应力集中现象，模拟的应力集中位置与试验开裂位置高度一致，验证了该有限元模拟的精确程度。通过有限元模拟的缺陷分布情况，不断优化气压加载等工艺路线，最终提高构件的成品率。
图14 超薄结构缺陷
Fig.14 Defects of ultra-thin structure
3.4 TA15 钛合金SPF/DB 组织分析
试验钛合金原始组织晶粒细小破碎且呈等轴状，α 相相对较多，β 相相对较少，平均晶粒尺寸小于5 μm，如图15（a）所示。图15（b）为超塑成形后的微观组织图，由于超塑成形时间较长，钛合金组织经长时间热暴露，晶粒发生了明显长大，细小α 相在高温作用下出现合并长大，破碎状细小α 相明显减少。
图15 超塑成形前后微观组织
Fig.15 Microstructures before and after superplastic forming
图16（a）为芯板与面板扩散连接SEM 照片，芯板与面板贴合处全部完成了扩散连接，部分未贴合区域是成形压力不够大和保压时间不够长造成的，进一步增大上述两个工艺参数可以使扩散连接面积进一步增大，最终焊合率可达到92.1%～98.5%（焊合率≥90%为优秀）。图16（b）展示了直立筋之间的扩散连接状况，其平均焊合率达到90%以上。
图16 扩散界面SEM
Fig.16 SEM of diffusion interfac
4 结论
通过有限元仿真分析与成形试验配合微观组织检测，研究了TA15超薄四层中空结构的SPF/DB 工艺，得到以下结论。
（1）通过有限元模拟，获得壁厚、应力的分布曲线以及气压加载曲线。发现面板的4 个圆角减薄率最大，最高可达18.6%。芯板的最大减薄区在扩散连接的直立筋形成的圆角附近，最大减薄率达到55.1%。
（2）在面板、芯板厚度减薄最严重的区域存在较大的应力集中。薄壁结构件在超塑变形过程中，芯板厚度减薄严重区域伴随着极大的变形行为，容易造成开裂致使芯板胀形失效。芯板胀形后与面板之间形成的三角区宽度为0.9 mm。
（3）TA15 钛合金原始晶粒平均尺寸小于5 μm，呈等轴状，超塑成形后，钛合金晶粒明显长大且细小α 相合并长大。各区域的压力加载条件和焊接时间不同，导致各区域焊合率不同。优化扩散连接工艺后，面板与芯板之间的焊合率可为92.1%～98.5%，直立筋的平均焊合率达到90%以上。
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