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0.5mm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0.5mm和0.4mm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。
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）。 高温拉伸选用的恒应变速率分别 为0.01s –1、0.005s –1、0.001s –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5min，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。
L=(l1–l2)/l1×100% （1）
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钛合金板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400mm，压边宽度为48mm，成形 后的最大厚度≤0.9mm。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4mm。四层中空结构的两层面板 厚度均为0.5mm，两层芯板厚度均 为0.4mm。
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。
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PowerLaw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；ε.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。
图4为TA15钛合金高温拉伸 后的应力–应变曲线以及ε.=0.005s –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。 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 0.0001~2.0MPa。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2000s。然 后进行芯板成形，加载时间同样设为 2000s，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 2.5MPa后保压2h，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。
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。
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。
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%。
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。
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0.9mm（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。
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。
3.4TA15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5μm， 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。
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0.9mm。
（3）TA15钛合金板原始晶粒平均 尺寸小于5μm，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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通讯作者：蒋少松，教授，博士，研究方向为高 温钛合金、高强铝合金、耐热高强镁合金复杂 薄壁中空轻量化结构成形理论与技术。
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