中航工業(yè)北京航空制造工程研究所

塑性成形技術(shù)航空科技重點實驗室 付明杰 李曉華 韓秀全

數(shù)字化塑性成形技術(shù)與裝備北京市重點實驗室

空軍駐華北地區(qū)軍事代表室 高志勇

北京航空制造工程研究所中國攪拌摩擦焊中心 李繼忠

超塑成形技術(shù)是一種近凈成形、制造薄壁空心整體結(jié)構(gòu)件最為有效的方法之一，為航空、航天零部件的減重、降低成本做出了卓越貢獻(xiàn)，如航空發(fā)動機空心風(fēng)扇葉片、腹鰭、導(dǎo)彈舵翼面等。然而，由于鈦合金板材板幅尺寸的限制，國內(nèi)外正在開展采用攪拌摩擦焊與超塑成形復(fù)合加工技術(shù)，從而突破板幅限制制造尺寸更大的整體構(gòu)件[1-3]。在波音公司與華盛頓大學(xué)合作的項目中，對Ti6Al4V合金板材攪拌摩擦焊接后的超塑成形進(jìn)行了研究[4-9]，對比母材后發(fā)現(xiàn)焊核區(qū)的晶粒尺寸減小明顯，但出現(xiàn)了一些缺陷，缺陷尺寸約為20～25μm，通過EDS分析，不是從攪拌頭上脫落下來的，很可能是微觀組織缺陷。拉伸性能上，對比原始板材的屈服強度和抗拉強度，F(xiàn)SW后的強度有高有低，而SPF后的會比FSW的低，延伸率FSW的比母材的低，SPF的比FSW的低。細(xì)晶板材FSW后的強度比普通晶粒的要低，而延伸率相近，只有母材的一半左右，延伸率的降低可歸結(jié)為FSW引起的組織破壞。波音公司的Sanders和華盛頓州立大學(xué)的Ramulu等[5]對TC4鈦合金采用超塑成形/攪拌摩擦焊接組合工藝，將4塊鈦合金板材拼接，通過超塑成形研制出直徑達(dá)4m的大型噴氣發(fā)動機吊艙唇口試驗件。本文針對采用2mm厚TC4鈦合金板材進(jìn)行攪拌摩擦焊接后的平面應(yīng)力超塑性能和力學(xué)性能進(jìn)行研究，為鈦合金的攪拌摩擦焊/超塑成形組合工藝提供數(shù)據(jù)支持。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

試驗所用M態(tài)2mm厚TC4鈦板平均抗拉強度和延伸率分別為1084MPa和13.1%。軋制方向的微觀組織如圖1所示，由少量長條α、等軸α晶粒和少量的β晶組成。

1.2 試驗方法

攪拌摩擦焊的焊接參數(shù)如表1所示。焊接后的X射線檢測結(jié)果如圖2所示，無缺陷產(chǎn)生。

采用錐形件超塑成形方法用來評價超塑成形性能、不同變形量的壁厚減薄和微觀組織變化，取樣位置示意圖如圖3所示。以盒形件進(jìn)行超塑成形評價成形后的力學(xué)性能，成形后沿垂直焊縫方向切取圖4所示拉伸試樣。在OLYMPUS BX41M金相顯微鏡（OM）和Quanta250 FEG場發(fā)射環(huán)境掃描電子顯微鏡（SEM）下進(jìn)行顯微組織觀察分析。

圖1 原始板材微觀組織Fig.1 Microstructure of as-received sheet

表1 攪拌摩擦焊焊接參數(shù)

圖2 不同工藝參數(shù)下攪拌摩擦焊縫X射線檢測結(jié)果Fig.2 X-ray test result of FSW under different process parameters

2 結(jié)果與分析

2.1 錐形件超塑成形

圖3 金相取樣位置示意圖Fig.3 Position of OM sample

兩種攪拌摩擦焊接參數(shù)板材的錐形件超塑成形工藝相同，成形溫度均為910℃，加壓速率為0.02MPa/min，直至零件發(fā)生破壞。如圖5為經(jīng)攪拌摩擦加工后的TC4超塑成形錐形件外觀。由此可見，經(jīng)攪拌摩擦焊后的板材超塑脹形后的成形質(zhì)量外觀良好。焊縫的形狀變化為：沿中心線從兩側(cè)底部向錐頂逐漸展開，并在錐頂部展開面積達(dá)到最大。120r/min和150r/min兩個攪拌摩擦焊參數(shù)的脹破壓力分別為0.7MPa和0.8MPa，最大高度分別為76.2mm和74.5mm?？梢?，隨著轉(zhuǎn)速的降低，最大成形壓力略有降低，超塑變形能力略有增加。

圖6為帽錐件截面的壁厚分布。由圖可見，焊縫區(qū)的壁厚減薄量大于無焊縫區(qū)的，而兩種攪拌摩擦焊參數(shù)的壁厚減薄基本相當(dāng)。圖7（a～f）為120r/min FSW參數(shù)的焊縫經(jīng)脹形后不同位置的顯微組織，A1～A5的應(yīng)變逐漸增大。從圖可以發(fā)現(xiàn)，隨著應(yīng)變的增加（A1～A4）的α晶粒尺寸逐漸增加，達(dá)到最大應(yīng)變時圖（A5）所示，α晶粒開始相互合并長大。對比SPF之前的微觀組織（圖7（f）為SPF之前焊核區(qū)的微觀組織），晶粒尺寸長大明顯，雖然焊縫區(qū)經(jīng)攪拌摩擦焊后原始晶粒破碎，微觀組織得到了細(xì)化，但晶粒內(nèi)部仍存在一定的畸變能，經(jīng)過910℃ SPF后，由于畸變能的存在，晶粒獲得更多的激活能導(dǎo)致晶粒長大速度增加。

圖4 拉伸性能試樣尺寸圖Fig.4 Tensile specimen drawing

圖5 不同F(xiàn)SW參數(shù)下的超塑脹形帽錐件外觀Fig.5 Appearance of FSW cone after SPF

2.2 超塑成形后拉伸性能

圖8為經(jīng)過超塑成形后焊接接頭(焊接參數(shù)為150r/min和30mm/min)室溫拉伸性能測試結(jié)果與原始板材對比。原始板材的平均抗拉強度和延伸率為1084MPa、13%；攪拌摩擦焊后焊接接頭的平均抗拉強度和延伸率為1125MPa、3.3%；超塑成形后焊接接頭抗拉強度和延伸率為993MPa、3.9%。相對于原始板材，超塑成形后的抗拉強度下降8.4%，較攪拌摩擦焊后的抗拉強度下降11.7%?？梢?，超塑成形后強度下降并不顯著，而塑性下降較大，幾乎為脆性斷裂。Sanders[9]認(rèn)為延伸率的降低可歸結(jié)為FSW引起的組織破壞。延伸率取決于晶粒是否可以移動。兩個影響此過程的因素：一個是取向；一個是晶粒尺寸。大晶粒滑移更容易，而小晶粒會帶有更多的隨機取向的晶界，所以會滑移難一點。FSW后導(dǎo)致的晶粒取向隨機，這個特點會增加金屬對缺陷和裂紋的敏感性。從圖7的微觀組織照片可以發(fā)現(xiàn)，攪拌摩擦焊后的晶粒得到了非常顯著的細(xì)化，平均晶粒尺寸小于1μm，而超塑成形后的接頭組織長大非常顯著，幾乎與不經(jīng)過攪拌摩擦焊的板材SPF后的晶粒尺寸相當(dāng)，如圖9所示。經(jīng)攪拌摩擦焊后的接頭從晶粒尺寸上獲得了顯著的細(xì)化，接頭經(jīng)過一定的熱輸入，焊接后存在一定的內(nèi)應(yīng)力。另外，微觀組織并不一定是完全動態(tài)再結(jié)晶組織，晶粒內(nèi)部可能存在亞晶導(dǎo)致位錯滑移困難，從而延伸率較低。超塑成形后，經(jīng)歷了熱過程，內(nèi)應(yīng)力得到了一定程度的釋放，但由于攪拌頭的作用，晶粒內(nèi)部存在較高的畸變能，從而在高溫超塑變形過程中，晶粒長大速度較快，而超塑過程中并不能完全消除晶粒取向由于攪拌后導(dǎo)致的混亂，因此，超塑后的延伸率并未得到明顯的改善。

圖6 壁厚分布Fig.6 Thickness distribution under different FSW parameter

圖7 錐形件不同位置的組織變化Fig.7 Microstructure at different positions of SPF cone

圖8 超塑成形后焊接接頭室溫拉伸性能Fig.8 Tensile properties of welds after SPF

3 結(jié)論

（1）對TC4鈦合金攪拌摩擦焊接后的板材超塑性進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)攪拌頭轉(zhuǎn)速對錐形件的脹破壓力和高度影響不大，120r/min和150r/min兩個攪拌摩擦焊參數(shù)的脹破壓力分別為0.7MPa和0.8MPa，最大高度分別為76.2mm和74.5mm。（2） 經(jīng)超塑成形后焊縫的微觀組織長大顯著，基本與母材在相同變形條件后的相當(dāng)。這可能是由于攪拌頭對微觀組織破碎較為劇烈，晶粒內(nèi)部存在畸變或亞晶，導(dǎo)致在SPF過程中晶粒長大明顯。（3）超塑成形后的焊接接頭平均抗拉強度下降11.7%，延伸率降低顯著。

圖9 超塑成形后焊縫和母材的微觀組織Fig.9 Microstructure of weld and base material after SPF

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