面向航空航天高精度管件制造的TC4鈦合金熱旋壓變形機理與工藝優(yōu)化研究——基于高溫本構(gòu)關(guān)系構(gòu)建與有限元仿真，解析多工藝參數(shù)耦合對成形質(zhì)量的影響規(guī)律

引言

TC4鈦合金（Ti-6Al-4V）作為α+β雙相鈦合金的典型代表，憑借其高比強度、優(yōu)異的耐腐蝕性及高溫穩(wěn)定性，已成為航空航天、高端醫(yī)療植入體等領(lǐng)域的關(guān)鍵材料[1]。尤其在航空發(fā)動機高壓壓氣機盤、火箭燃料薄壁儲艙等構(gòu)件中，對TC4鈦合金管件的精度與性能要求日益嚴(yán)苛，而熱旋壓成形技術(shù)因其漸進(jìn)式局部變形的特點，成為實現(xiàn)高精度薄壁管制造的核心工藝[2]。

雖然TC4鈦合金因諸多優(yōu)點在航空航天、能源動力等高端制造領(lǐng)域占據(jù)重要地位，但其高溫旋壓成形過程面臨顯著技術(shù)挑戰(zhàn)。一方面，TC4鈦合金高溫流變行為極為復(fù)雜，在600℃~750℃溫度區(qū)間內(nèi)，動態(tài)再結(jié)晶與加工硬化的競爭機制尤為突出[3-6]。這種競爭機制直接影響材料的流動性，使得材料在高溫塑性變形過程中的變形均勻性難以控制，顯著增加了成形難度[7]。另一方面，該合金對工藝參數(shù)具有高度敏感性，旋輪幾何參數(shù)（如成形角）、運動參數(shù)（如進(jìn)給率）與變形參數(shù)（如減薄率）間的耦合作用，極易誘發(fā)裂紋、起皺及截面失圓等缺陷[8-11]。目前關(guān)于TC4鈦合金高溫旋壓工藝的研究仍存在局限性，現(xiàn)有成果多聚焦單一參數(shù)優(yōu)化或常溫成形工藝，缺乏對多參數(shù)協(xié)同優(yōu)化的系統(tǒng)性研究，難以滿足高溫旋壓工藝實際工程應(yīng)用需求。因此，深入探究TC4鈦合金高溫旋壓過程的變形機理與工藝優(yōu)化方法，對突破其工程化應(yīng)用瓶頸具有重要意義。

近年研究雖取得部分進(jìn)展，如邵玉林等[12]通過建立了TA1薄壁錐形件結(jié)構(gòu)旋壓加工過程的有限元模型，研究了TA1錐形件旋壓過程的金屬塑性變形行為。鄭幫智等[13]通過數(shù)值仿真方法研究了成形溫度、主軸轉(zhuǎn)速、進(jìn)給速度等工藝參數(shù)對TC4鈦合金成形的影響。歐陽德來等[14]通過將晶體塑性滑移模型嵌入仿真模型中，對TC21鈦合金筒形件旋壓織構(gòu)演變進(jìn)行了研究。PANJQ等[15]根據(jù)熱平面應(yīng)變壓縮的實驗結(jié)果建立了內(nèi)部狀態(tài)變量模型，以預(yù)測合金在熱旋壓過程中的微觀組織演變。HOSEINISMJ等[16]研究了旋壓過程中成形方向改變對力學(xué)性能、微觀結(jié)構(gòu)、織構(gòu)和各向異性的影響。但針對TC4鈦合金高溫多參數(shù)協(xié)同優(yōu)化的研究仍存在不足。

為此，本文提出一種實驗-仿真協(xié)同策略：首先通過高溫拉伸實驗建立TC4鈦合金的本構(gòu)關(guān)系；進(jìn)而構(gòu)建強力旋壓多體動力學(xué)有限元模型，系統(tǒng)量化旋輪成形角（10°~19°）、進(jìn)給率（0.1mm/r~0.4mm/r）和減薄率（20%~35%）對三向應(yīng)力/應(yīng)變分布的影響；最終基于應(yīng)力極值與成形穩(wěn)定性確定最優(yōu)參數(shù)組合。本研究旨在為高可靠性TC4鈦合金管件熱旋壓制造提供理論支撐與工藝參考。

1、材料與方法

1.1實驗材料

本研究所使用的材料為TC4鈦合金，其化學(xué)成分見表1[17]。為了更好的描述材料變形行為，通過Gleeble3800熱模擬試驗機，對TC4鈦合金進(jìn)行高溫單軸拉伸實驗。根據(jù)GB/T228.1-2021，設(shè)計拉伸試樣，并在溫度分別為600℃、650℃、700℃、750℃，應(yīng)變率分別為\(0.01s^{-1}\)、\(0.1s^{-1}\)、\(1s^{-1}\)時進(jìn)行拉伸，最后獲得了TC4不同應(yīng)變率、不同溫度時的真應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖1所示。

表1 TC4鈦合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

1.2有限元模型建立

利用Abaqus/Explicit軟件建立單輪強力旋壓有限元模型，其中包括旋輪、芯軸、管坯和推料環(huán)4部分，如圖2所示。為了節(jié)約計算成本，旋輪、芯軸和推料環(huán)為剛體，管坯為可變形體。管坯共劃分135360個單元，并利用ArbitraryLagrangianEulerian（ALE）自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)，對此區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行重構(gòu)，以改善旋壓過程中的網(wǎng)格質(zhì)量。采用庫倫摩擦方程來描述旋輪與管坯間摩擦行為，摩擦因數(shù)設(shè)為0.7[18]。管坯及旋壓模具基本外形參數(shù)見表2。

表2模型外形基本參數(shù)

1.3仿真實驗方案

工藝參數(shù)對旋壓加工過程有著重大的影響，如進(jìn)給率、減薄率過大或過小時，旋壓件都有可能產(chǎn)生裂紋，甚至是發(fā)生斷裂，而旋輪成形角選擇不當(dāng)亦會產(chǎn)生不良效果。因此，選用旋輪成形角、進(jìn)給率、減薄率3個參數(shù)對TC4鈦合金管變化過程進(jìn)行研究。以成形角10°、進(jìn)給率0.1mm/r、減薄率20%作為基礎(chǔ)工藝參數(shù)，在此基礎(chǔ)上設(shè)計單因素變量實驗。通過系統(tǒng)改變各工藝參數(shù)，利用有限元仿真技術(shù)對管材單輪減薄旋壓成形過程進(jìn)行全流程模擬，探究各參數(shù)對成形質(zhì)量的影響規(guī)律，進(jìn)而確定TC4鈦合金管材旋壓的最優(yōu)工藝參數(shù)組合。各工藝參數(shù)設(shè)計值如表3所示。

表3各工藝參數(shù)設(shè)計值

2、結(jié)果與討論

2.1有限元模型有效性驗證

在旋壓仿真中，采用質(zhì)量縮放功能以減少模型的計算時間，提高模型分析效率。但是需要滿足的條件是，在大部分仿真時間區(qū)域內(nèi)，動能與內(nèi)能之比不超過5%，否則認(rèn)為模型失真[19-21]。

圖3為仿真過程中動能和內(nèi)能比值隨時間變化的曲線。從圖3中可以看出：在0~0.25s時間內(nèi)，動能與內(nèi)能之比迅速增加至20%，后又迅速下降至0.9%。這是由于仿真起始時，旋輪與管坯未直接接觸，此時模型內(nèi)能較少。當(dāng)旋輪與管坯接觸后，動能/內(nèi)能值迅速升高。在1s~16.4s時間內(nèi)，動能/內(nèi)能值趨于穩(wěn)定，保持在1%左右，小于所要求的5%，確保仿真過程的準(zhǔn)靜態(tài)特性，從而保證仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性和可靠性。

圖4為實驗結(jié)果與仿真結(jié)果對比圖。從圖4中可以發(fā)現(xiàn)：實驗結(jié)果與仿真結(jié)果各項誤差較小，吻合度良好。綜上分析得出所建立的有限元模型是有效的，可應(yīng)用于探究TC4管在旋壓過程中的變形行為。

2.2旋壓過程分析

圖5為軋制溫度650℃，成形角10°、進(jìn)給率0.1mm/r、減薄率20%時的仿真過程。圖5(a)為仿真初始階段，旋輪繞中心軸線旋轉(zhuǎn)，但此時旋輪與管坯并未接觸，管坯應(yīng)力均為零；隨著旋輪的進(jìn)給，旋輪與管坯開始接觸，管坯金屬在旋輪的作用下發(fā)生變形，并在旋輪前進(jìn)方向產(chǎn)生隆起，管坯材料在接近旋輪附近產(chǎn)生應(yīng)力，應(yīng)力主要集中在旋輪下方，如圖5(b)所示。這是由于壓下量的存在，旋輪對管坯產(chǎn)生了擠壓作用，致使旋輪下方金屬發(fā)生劇烈的塑性變形。旋輪繼續(xù)做進(jìn)給運動，應(yīng)力區(qū)擴散至整個管坯，應(yīng)力最大區(qū)域還是集中在旋輪下方，且穿透管坯，致使管坯內(nèi)壁金屬也發(fā)生變形，進(jìn)入旋壓軋制穩(wěn)定階段，如圖5(c)所示。

2.3旋輪成形角對三向應(yīng)力的影響

圖6為管坯三向最大應(yīng)力和最大應(yīng)變隨旋輪成形角的變化規(guī)律。從圖6(a)中可以看出：三向應(yīng)力隨著旋輪成形角的增大先減小后增大，在旋輪成形角為16°時均達(dá)到了最小值；軸向應(yīng)力普遍大于徑向應(yīng)力和切向應(yīng)力，這是因為所仿真的單輪強力旋壓為反旋壓工藝，致使軸向力遠(yuǎn)大于其他兩向的力，從而導(dǎo)致在相同工藝參數(shù)下，軸向應(yīng)力大于其他兩向應(yīng)力。

從圖6(b)中可以看出：軸向應(yīng)變大致隨著旋輪成形角的增大而減小，切向應(yīng)變和徑向應(yīng)變隨旋輪成形角的增大而減小，且徑向應(yīng)變大于軸向應(yīng)變和切向應(yīng)變，但整體變化趨勢比較緩慢。這是由于在旋壓過程中，金屬主要變形方向為徑向壓縮，其次是軸向延伸和切向的變形，所以導(dǎo)致了徑向的應(yīng)變大于其他兩個方向的應(yīng)變。綜上可以看出，當(dāng)成形角為16°時，金屬流動性最好，成形效果最優(yōu)。

2.4進(jìn)給率對三向應(yīng)力的影響

其他條件不變的情況下，進(jìn)給率分別取0.1mm/r、0.2mm/r、0.3mm/r、0.4mm/r時，最大應(yīng)力和最大應(yīng)變隨其的變化規(guī)律如圖7所示。從圖7(a)可以看出：隨著進(jìn)給率的增加，三向應(yīng)力都隨之增大，且軸向應(yīng)力大于其他兩向應(yīng)力。這是由于隨著進(jìn)給率的增加，單位時間內(nèi)參與變形的金屬增多，三向變形力隨之增大，進(jìn)而導(dǎo)致三向變形應(yīng)力也隨之增加。又由于軸向變形力遠(yuǎn)大于其他兩向，故導(dǎo)致軸向應(yīng)力顯著高于其他兩向應(yīng)力。

從圖7(b)可以看出：隨著進(jìn)給率的增加，三向應(yīng)變先減小后增大，在進(jìn)給率為0.2mm/r時，都同時達(dá)到了最低值。應(yīng)變數(shù)值小說明金屬材料在流動變形過程中更均勻、穩(wěn)定，不易出現(xiàn)起皺、開裂、扭曲等成形缺陷，所以最優(yōu)進(jìn)給率為0.2mm/r。

2.5減薄率對三向應(yīng)力的影響

圖8為減薄率對最大應(yīng)力、最大應(yīng)變的影響規(guī)律。從圖8(a)和圖8(b)可以看出：隨著減薄率的增加，三向應(yīng)力與三向應(yīng)變都隨之增大，且軸向應(yīng)力大于其他兩向應(yīng)力。這是由于隨著減薄率的增加，旋輪在單位時間內(nèi)所碾軋的金屬量增多，金屬變形量增大，從而導(dǎo)致三向應(yīng)力與三向應(yīng)變都隨之增大。從圖8中還可以看出減薄率在20%~25%之間時，三向應(yīng)力與三向應(yīng)變的增加速率小于減薄率在25%~35%之間的增加速率。盡管低應(yīng)力應(yīng)變值有利于成形質(zhì)量，但會降低成形效率。所以在討論的范圍內(nèi)，減薄率為25%時，其兼顧了成形質(zhì)量和成形速度，故為最佳參數(shù)。

3、結(jié)論

(1)實驗與仿真結(jié)果吻合良好，驗證了模型對變形行為預(yù)測的可靠性。

(2)三向應(yīng)力值隨成形角增大呈先降后升趨勢（16°時最小），并隨進(jìn)給率與減薄率增加而單調(diào)遞增。 (3)綜合成形質(zhì)量與效率，確定TC4鈦合金管材熱旋壓的最優(yōu)參數(shù)為：旋輪成形角16°、進(jìn)給率0.2mm/r、減薄率25%。

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（注，原文標(biāo)題：TC4鈦合金管熱旋壓成形工藝參數(shù)優(yōu)化研究）

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