TA15钛合金局部减重中空双层结构超塑成形/扩散连接工艺

彭 鹏，刘太盈，蒋少松，3，侯晨睿，张晋源，李 阳，杨 尚，韩 聪，卢 振

（1.哈尔滨工业大学 金属精密热加工国家级重点实验室，哈尔滨 150001；2.北京星航机电装备有限公司，北京 100074；3.哈尔滨宇航精创科技有限公司，哈尔滨 150010；4.中国航发北京航空材料研究院先进钛合金重点实验室，北京 100095）

钛合金因其较低的密度、优良的力学性能和良好的耐热性能，在航空航天、交通运输、化学和生物医学等领域被广泛应用[1–3]。TA15 钛合金作为一种近年来在航空航天领域广泛应用的耐高温钛合金，不仅具有较强的热强性与可焊性，而且具有良好的超塑性能，因此可以实现超塑成形/扩散连接 （Superplastic forming/diffusion bonding，SPF/DB）工艺，在有一定强度要求的结构制造中有着独特的优势[4–6]。超塑成形具有流动应力小、塑性流动均匀性高等特点，是制造复杂几何零件的一种先进方法，与传统制造方法相比，具有显著的减重及节约成本的优点[7–10]。然而大型构件在采用现有的SPF/DB工艺制备时，其获得的中空结构是以等厚度连续板材为原料，成形后连接区域的厚度与两层原始板料叠加后的厚度相等，显著降低了减重效果，鉴于此，本文提出了采用预镂空减重板作为复杂中空结构的面板进行SPF/DB 工艺，实现构件在材料厚度和空间结构上的双重减重。

1 试验材料及方法

1.1 试验材料

本试验所采用的TA15 钛合金由宝钛集团提供，厚度分别为0.5 mm和0.8 mm，化学成分如表1所示。

表1 TA15 钛合金化学成分（质量分数）Table 1 Composition of TA15 titanium alloy (mass fraction) %

1.2 TA15 钛合金高温变形行为及应变敏感性指数m 值、材料常数K 值求解

为研究TA15 钛合金的高温变形行为，本节对TA15 钛合金进行了不同温度及应变速率的高温拉伸试验。试验选用的应变速率为0.001 s–1、0.005 s–1及0.01 s–1，温度为880 ℃、900 ℃、920℃及940 ℃。

TA15 钛合金的真实应力–应变曲线如图1所示。可以看出，在TA15 钛合金刚开始变形时，工程应力随变形程度增加急剧升高并很快达到峰值。图1（a）和 （b）中，当温度超过920 ℃时，工程应力在达到峰值之后略微下降，然后随应变增加不再明显变化，保持稳态行为。这是典型的合金在高温拉伸时体现出的超塑性特征。随着温度上升，TA15 钛合金峰值应力呈下降趋势，并且随着应变速率的增大，峰值应力呈上升趋势。

图1 TA15 钛合金不同温度下真应力–应变曲线Fig.1 True stress–strain curves of TA15 titanium alloy at diffe ent temperatures

针对特定具有超塑性的材料，应变敏感性指数m也是反映其特性的参数，即

式中，σ为流动应力；为应变速率。

应变敏感性指数m还可由Backofen 公式给出，即

式中，K为材料常数。

对式 （2）两边取对数，则

本文选取真应变ε=0.2 计算超塑变形时TA15 钛合金的m、K值。

根据式 （3），并结合图2可算出TA15 钛合金在不同温度下的m和K值，如表2所示。考虑到后续超塑成形过程中，低应变速率的试样在长时间的高温条件下对TA15 钛合金的组织造成不可逆的影响，后续成形的速率采用0.005 s–1，根据该速率下的m值，选用920 ℃作为后续的SPF/DB温度。

图2 TA15 钛合金高温拉伸过程中应变速率与流变应力的关系曲线（ε=0.2）Fig.2 Relationship curve of strain rate and rheological stress during high temperature tensile of TA15 titanium alloy (ε=0.2)

表2 TA15 钛合金在不同温度下的m 和K 值（=0.005s–1）alloy at different temperatures(=0.005s–1)Table 2m and Kvalues of TA15 titanium

表2 TA15 钛合金在不同温度下的m 和K 值（=0.005s–1）alloy at different temperatures(=0.005s–1)Table 2m and Kvalues of TA15 titanium

T/℃mK/MPa 8800.210356.43 9000.347456.17 9200.494654.46 9400.408341.97

2 双层TA15 钛合金中空结构SPF/DB 数值模拟

2.1 有限元模型建立

采用MSC.Marc2018 对双层TA15钛合金中空结构的超塑成形过程进行了有限元数值模拟。具体建模过程如下。

为减少有限元模拟的计算量，本次模拟导入的模具模型为其型面的片体，上下面板采用Hypermesh 进行网格划分，网格大小为8 mm×8 mm，单元类型选择139 号四边形薄壳单元，共划分40000 个单元及40602 个节点。

面板的几何属性定义为三维壳结构（3D–shell），上下面板厚度分别为0.5 mm 和0.8 mm，由于超塑变形过程为大变形，在变形过程中不发生黏弹性变化，回弹问题可忽略不计，故材料模型选为刚塑性模型。材料的变形方式遵循幂率准则（Power law），根据上文求得的TA15 钛合金在920℃下的材料常数K=654.46 MPa，应变速率敏感指数m=0.494。

在进行接触体设置时，上下模具均定义为刚体，上下面板定义为变形体，板料之间的摩擦类型选择库仑双线性模型，面板与模具的摩擦系数设置为0.3，超塑成形时上下面板分别与上下模具贴合，故接触表设置为上面板与上模具接触，下面板与下模具接触。

超塑变形模拟前需要对板料的边界条件进行设置，本次成形需要对双层板料之间的扩散连接区域进行位移约束，定义双层板的非变形区及扩散连接区域X轴和Y轴节点位移为0，面板成形过程采用超塑成形控制，载荷类型为单元面分布力 （Face load），作用面分别为上下面板，载荷方向分别为Z轴负向和Z轴正向。部分边界条件设置如图3所示。

图3 TA15 钛合金边界条件设置Fig.3 Boundary conditions of TA15 titanium alloy

2.2 模拟结果分析

图4为TA15 钛合金双层板成形后的上面板厚度分布模拟结果。对于此双层零件中3 个典型特征筋格，即A–B的双“十”字筋格、C–D的单“十”字筋格以及E–F的“井”字筋格进行厚度分析，不同筋格在对应方向上的单元厚度分布如图5所示。

图4 TA15 钛合金上面板超塑成形后壁厚分布Fig.4 Thickness distribution of TA15 titanium alloy upper panel after SPF

图5 TA15 钛合金面板超塑成形不同方向壁厚分布模拟结果Fig.5 Simulation results of wall thickness distribution in diffe ent directions of TA15 titanium alloy panel SPF

对3 个方向上的厚度分布曲线进行分析，不难发现，在超塑成形后，无论是哪种形状的筋格，单元厚度都在十字交叉且筋格宽度中心处最大，圆角处筋格的单元厚度最小。这是因为在超塑成形初期，板料的变形方式为自由胀形，随着时间的延长，筋格的十字交叉区域首先贴膜，由于板料与模具的摩擦作用，贴模后的板料很难继续发生变形，而未贴模的板料则继续减薄，圆角处的板料最后贴膜，因此此处减薄最为严重，单元厚度最小；超塑成形后的零件左下角的“十”字筋圆角处减薄最严重，因为零件在此处曲率较大，筋格的变形量最大，最小厚度约为0.266 mm，最大减薄率为46.8%。厚度云图显示筋格除圆角处的板料厚度大多在0.4 mm 左右，筋格处整体减薄率约为20%。

图6为此次模拟得到的超塑成形气压加载曲线 （p–t曲线），为后续的零件成形的工艺试验提供了理论指导。

图6 超塑成形p–t 曲线Fig.6 p–t curve of SPF process

3 局部减重TA15 钛合金双层中空结构SPF/DB 试验

双层中空结构材料为TA15 钛合金，由7 个形状不同的“井”字及“十”字筋格组成，上下蒙皮厚度分别为0.5 mm 和0.8 mm，零件外形尺寸为1390 mm×732 mm，有一定的曲率。

局部减重TA15 钛合金双层中空结构SPF/DB 成形流程如图7所示。本试验实现局部减重的关键为对预成形上面板的加工，图8为预成形上面板区域示意图，采用激光切割对上面板进行切割，在减重区的四周预留1 mm 左右的连接宽度，方便后续成形后的翘取，对加工后的TA15 钛合金面板进行化学处理去除表面氧化皮，酸洗液的体积配比为HF∶HNO3∶H2O=1∶3∶7。

图7 TA15 钛合金SPF/DB 成形流程图Fig.7 SPF/DB flow charts of TA15 titanium alloy

图8 上面板区域示意图Fig.8 Schematic diagram of upper panel area

酸洗时间为5～10 min，采用丙酮对酸洗后的板材进行清洗，去除板材表面残余的酸液及油污。随后对板材的非扩散区进行阻焊剂的涂覆，如图9所示，涂覆时保证筋格之间气道畅通。此外为实现整个SPF/DB 过程中的真空环境，采用尺寸稍大于双层板料的上下覆板进行封边焊接，其中上下覆板内部喷有氮化硼隔离剂，防止在SPF/DB 后，成形件与覆板粘连，封焊后的覆板与双层板料的气管要保证：其中一条抽气管与覆板相通，一条进气管与双层板料相通，检查气密性。

图9 隔离剂涂覆实物图Fig.9 Spacer coating physical picture

封焊好的板料入炉后，升温之前即开始抽真空，持续到SPF/DB 试验结束。当温度升到920 ℃时，向模具型腔与覆板之间通入2 MPa 气压，保压2～3 h，进行面板之间的扩散连接，随后根据模拟结果得到的加载曲线（图6）向面板之间通入气压，进行面板的超塑成形。最后，对降温取出后的双层结构件的预镂空部分进行翘取（由于每块减重区域的连接部分均为4 个1 mm 宽的TA15 钛合金面板，且减重区域喷涂隔离剂不会发生扩散连接，故SPF/DB 后使用扁头螺丝刀即可轻松将减重区从零件上翘取下来），得到筋格完整、成形质量良好的局部减重双层中空结构件。如图10所示，根据体积不变原理，本试验所得到的局部减重TA15 钛合金双层中空结构比传统结构减重幅度约达20%。

图10 SPF/DB 工艺成形零件Fig.10 SPF/DB technology forming parts

对SPF/DB 得到的局部减重TA15 钛合金双层中空结构件进行超声波C 扫描检测，利用15Z6SJ30DJ点聚焦探头对结合区域和未结合区域进行精细扫查，扫查间隔0.2 mm，步进间隔0.5 mm。调整水距使焦点落于界面结合处，得到扩散区域的焊合率大于95%，具体成像如图11所示。由于零件部分区域翘曲严重、表面相对较粗糙，对检测信号造成偏移，图像显示不均匀，图像中气道和减重区域成像清晰，不计入复合区域面积。

图11 双层中空结构件的超声波C 扫描结果Fig.11 Ultrasonic C-scanning results of double hollow structural component

为了分析TA15 钛合金双层中空结构的厚度分布，取双“十”字筋格、单“十”字筋格以及“井”字筋格截面 （图12）中不同位置进行厚度测量，将实际壁厚与模拟结果进行对比，结果如图13所示，模拟结果与实际结果相对比较吻合，对应位置的厚度变化差别较小，说明模拟结果可靠。TA15 钛合金双层中空样件的最小壁厚位于“十”字筋圆角处，为0.31 mm，最大减薄率约为38%。

图12 双层结构件及壁厚测量点Fig.12 Double layer structure and wall thickness measuring point

图13 TA15 钛合金面板超塑成形后不同方向壁厚分布Fig.13 Wall thickness distribution in diffe ent directions after SPF of TA15 titanium alloy panel

4 结论

本试验方法所得到的局部减重非贯通筋双层中空结构比传统SPF/DB 结构减重幅度约达20%。对提高空天飞行器的飞行速度、运载能力、运输效率、节约燃油成本具有积极的意义。

（1）在应变速率为0.001 s–1、0.005 s–1及0.01 s–1，温度为880 ℃、900 ℃、920 ℃及940 ℃的条件下对TA15 钛合金进行了高温拉伸试验，材料在920 ℃以上、 0.005 s–1以下延伸率可超过500%，具有优异的超塑性能。

（2）对TA15 钛合金不同温度下的应变敏感性指数m值、材料常数K值进行了计算。920 ℃、 0.005 s–1条件下TA15 钛合金的m值为0.494，K值为654.46 MPa。

（3）对双层结构件的SPF 进行有限元模拟，获得了不同路径下的壁厚分布及气压加载p–t曲线。在超塑成形后，无论是哪种形状的筋格，单元厚度都在十字交叉且筋格宽度中心处最大，圆角处筋格的单元厚度最小。“十”字筋圆角处减薄最严重，最大减薄率为46.8%，筋格处整体减薄率约为20%。

（4）在920 ℃下，采用预镂空板材制备了局部减重TA15 钛合金双层中空结构，最小壁厚位于“十”字筋圆角处，为0.31 mm，减薄率约为38%。板材的减薄规律与模拟结果基本吻合。