趙小凱，徐文臣，陳 宇，林恒龍3，張治朋，單德彬

（1.金屬精密熱加工國家級重點實驗室（哈爾濱工業(yè)大學），哈爾濱150001；2.哈爾濱工業(yè)大學材料科學與工程學院，哈爾濱150001；3.揚州華宇管件有限公司，江蘇揚州225800）

TA15鈦合金筒-錐復合曲母線構件旋壓成形工藝研究

趙小凱1，2，徐文臣1，2，陳 宇1，2，林恒龍3，張治朋1，2，單德彬1，2

（1.金屬精密熱加工國家級重點實驗室（哈爾濱工業(yè)大學），哈爾濱150001；2.哈爾濱工業(yè)大學材料科學與工程學院，哈爾濱150001；3.揚州華宇管件有限公司，江蘇揚州225800）

TA15鈦合金作為一種高比強度結構材料具有良好的室溫和高溫強度、熱穩(wěn)定性能，廣泛應用于飛機、導彈和發(fā)動機等飛行器，實現(xiàn)關鍵受力構件的減重要求.本文針對鈦合金筒-錐復合曲母線構件的特點，重點開展了TA15鈦合金薄壁曲母線構件熱旋壓成形技術的研究，采用剪切旋壓預成形，強力旋壓/普通旋壓多道次復合旋壓終成形的工藝方案，獲得了成形質量較好的TA15鈦合金筒-錐復合曲母線旋壓件.建立了多道次曲母線構件的有限元模型，結合旋壓實驗解釋了強旋/普旋復合成形過程中出現(xiàn)的典型缺陷產生機制.對熱旋壓過程坯料的顯微組織觀察分析發(fā)現(xiàn)，剪切旋壓對顯微組織具有一定程度的晶粒破碎作用，多道次強旋/普旋復合旋壓成形后顯微組織沿構件軸向和切向都發(fā)生伸長.經歷剪切旋壓和多道次強旋普旋復合旋壓成形后，坯料的微觀組織更加細化，且均勻性得到改善.TA15鈦合金旋壓成形工件的單向拉伸實驗結果表明，相對于原始坯料旋壓件強度明顯提高，塑性略有下降.

TA15鈦合金；曲母線構件；強力旋壓；復合旋壓；多道次成形；有限元模擬

旋壓工藝是一種成形薄壁回轉體構件的先進塑性加工方法，能夠實現(xiàn)無切削近凈成形，并可改善工件的組織性能，廣泛應用于航空航天、武器裝備、石油化工等領域薄壁回轉體構件的制造［1-3］.隨著武器裝備輕量化的需求日益迫切，對構件的材料和結構提出了更高的要求.鈦合金作為一種高比強度、高熱強性的輕質材料被廣泛應用于新型裝備關鍵構件，而采用整體薄壁構件也能夠提高關鍵受力構件的強度并實現(xiàn)減重要求.目前對于薄壁、大直徑鈦合金回轉體零件多采用板料卷焊成形，此類零件由于縱向焊縫的存在使得強度降低，鑄造成形難以實現(xiàn)壁厚要求，軋制成形受限于零件直徑及形狀要求，機械加工受限于零件的長度，且成本較高.

旋壓工藝以其模具簡單、工藝靈活和所獲得工件質量好等特點成為薄壁無焊縫回轉體構件的首選成形方式.復雜曲面薄壁構件采用旋壓工藝進行加工相對于常規(guī)機械加工方式具有高效、經濟、節(jié)能的特點，在民用和國防領域都有較大的應用價值［4-7］.李亞非等［8］對20鋼曲面薄壁異形件旋壓工藝進行了研究，分析了旋壓件的壁厚、旋壓道次、裂紋及貼膜性，發(fā)現(xiàn)在曲面構件旋壓中，普旋和強旋方式同時存在.陰中煒等［9］采用沖壓預成型和旋壓相結合的工藝方法，分析了預成形件形狀、旋壓軌跡和道次等工藝參數(shù)，成形出大型薄壁鋁合金球形殼體.KLEINER等［10］采用實驗統(tǒng)計分析和非線性有限元模擬分析相結合的方式對金屬旋壓成形過程起皺缺陷進行了預測分析. PARSA等［11］對正旋及旋壓可旋性進行了有限元模擬研究，分析了旋輪攻角，進給比等參數(shù)對旋壓工藝的影響.SONG等［12］對旋壓過程內徑變化進行了有限元模擬和預測，并進行了實驗驗證分析，認為切向拉應變是導致旋壓過程工件內徑增加的主要因素.夏琴香等［13］進行了非軸對稱異形管件縮口旋壓研究，打破了旋壓工藝只能成形軸對稱空心回轉體類零件的局限，拓展了旋壓技術的應用.馬飛等［14］通過有限元分析和實驗研究的方式研究了帶內筋錐形件的旋壓成形工藝，對其成形過程中內筋填充機理進行了分析，同時對影響錐形件強力旋壓構件表面質量的進給比，芯軸轉速，旋壓間隙等參數(shù)進行了分析.KHALED等［15］對拉深旋壓工藝進行了改進，通過在旋輪前方增加坯料背壓板，減小旋壓過程法蘭部分的起皺缺陷，大大提高了拉深旋壓極限.

目前，國內在鈦合金等難變形材料復雜型面構件熱旋壓成形技術方面的研究基礎薄弱，特別是大型薄壁復雜曲母線構件的旋壓成形.由于國內熱旋壓技術的研究滯后，此類構件多采用卷焊結構，軸向和環(huán)向的焊縫大大降低了構件的整體強度，增加了構件質量.本文針對一類包含直筒段和錐形段的曲母線薄壁構件開展熱旋工藝研究，采用有限元模擬和旋壓實驗相結合的方法，分析筒-錐復合曲母線薄壁構件熱旋過程的缺陷產生機制，并提出相應的控制措施，最終旋制出了質量良好的TA15鈦合金筒-錐復合的薄壁曲母線構件，希望為鈦合金復雜曲母線構件的旋壓成形提供有益指導.

1 工藝方案及實驗材料

1.1實驗坯料及分析方法

本文針對如圖1所示的TA15鈦合金薄壁直筒-錐段復合曲母線構件展開研究，零件直徑330～550 mm，軸向長度為800 mm，壁厚僅為2 mm，屬于典型的薄壁類回轉體零件.

圖1　TA15鈦合金薄壁筒-錐復合結構件Fig.1 Thin-wall cylinder-conical composite workpiece of TA15 titanium alloy

實驗材料為Ti-6Al-2Zr-1Mo-1V鈦合金軋制板材，由寶雞鈦業(yè)公司提供，其化學成分（wt.％）：6.60Al，2.31V，2.20Zr，1.70Mo，0.06Fe.旋壓實驗在RLE-800 CNC雙旋輪數(shù)控熱旋壓機上進行，旋壓成形后采用OLYMPUS 38DL PLUS超聲波測厚儀進行工件壁厚測量.使用Olympus GX71倒置式金相顯微鏡對坯料變形過程的金相顯微組織演變進行了觀察分析，OM金相試樣采用標準水砂紙進行粗磨和細磨，采用水和1.0 μm金剛石拋光機進行機械拋光，最后采用甲醇+正丁醇+高氯酸電解拋光.拋光完成后進行化學腐蝕，TA15鈦合金腐蝕液配方選用HF，HNO3和H2O（比例為1∶3∶16），腐蝕時間12～15 s.單向拉伸實驗在INSTRON 5500R型電子萬能材料試驗機上進行，溫度為500℃，應變速率0.01 s-1.拉伸試樣的標距：長度20 mm，寬度6 mm，厚度2 mm.采用電火花線切割方式沿工件軸向進行取樣.拉伸實驗后采用Quanta 200FEG場發(fā)射掃描電子顯微鏡對試樣斷口形貌進行掃描觀察分析.

1.2旋壓工藝方案

根據零件特點，采用板材坯料剪切旋壓與多道次普旋強旋相結合成形最終目標零件.選用軋制板材作為原始坯料，機械加工制備直徑600 mm，厚度10 mm的圓板坯料（板坯內孔直徑120 mm），剪切旋壓獲得錐形預制坯料，然后進行多道次強旋/普旋復合成形，獲得符合幾何形狀要求的目標工件，圖2為旋壓過程坯料變形示意圖. 表1為本文研究工藝方案參數(shù).

鈦合金熱旋壓過程容易產生氧化和吸氫缺陷，旋壓成形工序越多，成形時間越長，產生各種缺陷的幾率越高.本文采用兩工序旋壓成形，圖3為成形過程旋輪進給軌跡示意圖.剪切旋壓預成形為一道次進給，旋壓件壁厚變化遵循正弦規(guī)律，根據模具錐角確定（如圖3（a）所示，模具錐角為30°，旋壓減薄率為50％）；多道次強旋普旋復合成形軌跡示意圖如圖3（b）所示，道次變形量控制在20％～30％.

圖2　旋壓過程坯料變形示意圖Fig.2 Schematic of blank deformation during spinning process

表1　旋壓工藝參數(shù)表Table 1 Parameters of the spinning process

圖3　成形方案旋壓軌跡示意圖Fig.3 Schematic diagram of trajectories of rollers during spinning process

1.3有限元模型建立

為分析筒-錐復合構件旋壓成形過程應力應變分布和坯料變形流動規(guī)律，基于ABAQUS/ Explicit軟件建立了如圖4所示的有限元模型.分析分為兩個步驟：步驟A剪切旋壓預成型采用Mandrel-A芯模，計算完成后，初始板坯變形為錐角30°的預成形坯，Mandrel-A沿軸向移除；步驟B多道次旋壓使用Mandrel-B芯模，經歷多道次復合成形實現(xiàn)坯料完全貼模.TA15鈦合金應力應變曲線由單向拉伸試驗獲得，實驗溫度為650℃，材料本構模型為σ=176ε0.32+593 MPa，ρ= 4 500 kg/m3，彈性模量E=103 000，泊松比ν= 0.3.旋輪為單錐面旋輪，由于旋壓過程旋輪不發(fā)生變形，選用解析性剛體；坯料在旋壓過程發(fā)生較大的網格變形，采用三維可變形實體，網格類型為線性三維八節(jié)點六面體縮減積分單元3CD8R，線性縮減積分單元易于出現(xiàn)沒有剛度的沙漏模式，可能導致網格單元的過度畸變，因此，選取Relax stiffness沙漏控制.網格劃分：徑向150層，厚向5層，環(huán)向314層，共計235 500個單元.模型中存在3對面接觸狀態(tài)，坯料內表面和芯軸外表面之間的面面接觸，摩擦系數(shù)為0.1；坯料外側表面與旋輪外表面的面面接觸，摩擦系數(shù)為0.05；選取罰函數(shù)力學約束方程和有限滑移方程進行計算.

圖4　筒-錐復合構件有限元分析模型Fig.4 Finite element analytical model of cylinder-conical composite workpiece

2 結果與討論

2.1旋壓成形過程

旋壓成形分為2個階段，第1階段為剪切旋壓預成形，坯料從初始板坯變形為錐角30°的錐形預成形坯，如圖5（b）所示.第一階段成形結束，旋輪后退過程中，剪切旋壓芯模同時沿軸向移除，第2階段旋壓芯軸為筒-錐復合結構.第2階段旋壓為多道次強旋/普旋復合旋壓，逐漸成形出曲母線構件的直筒部分和錐形部分，最終實現(xiàn)坯料完全貼模，獲得壁厚均勻的筒-錐復合曲母線構件. 圖5所示為曲母線構件旋壓成形有限元模擬中，坯料變形過程的應力應變云圖.成形過程，坯料主要發(fā)生了軸向伸長，厚度減薄，而直徑在剪切旋壓和多道次復合旋壓成形過程基本不發(fā)生變化，只在最后貼模成形時發(fā)生一定的減小.

圖5　旋壓變形過程應力應變云圖Fig.5 Distribution of stress-strain during spinning process：（a），（f）Initial blank；（b），（g）Shear spinning preforming；（c），（h）Forming of cylinder part；（d），（i）Forming of conical part；（e），（j）Final workpiece

2.2熱旋壓缺陷分析

在預制坯剪切旋壓過程中，坯料軸截面承受較大的剪切變形，易于產生剪切斷裂和拉裂缺陷.由于坯料受到較大的軸向和環(huán)向的剪切力作用，且內層外層的變形不均勻性，旋輪接觸區(qū)內側發(fā)生坯料明顯的裂紋缺陷，如圖6（a）所示.等效應力云圖顯示在旋輪接觸區(qū)內層金屬承受較大的等效應力，裂紋易于出現(xiàn)在該部位，見圖6（b）.錐形件剪切旋壓成形，坯料厚度變化遵循正弦律，因此，坯料越厚，模具錐角越小，則變形量越大.塑性變形過程由于原始板材的各向異性引起變形不均勻性，形成類似于拉深成形中的制耳現(xiàn)象，如圖6（c）所示.剪切旋壓成形過程，坯料表層承受較大的剪切作用，若旋輪圓角過小，則會產生較為明顯的應力集中，從而使表層金屬脫離而形成鱗皮缺陷，若剪切裂紋穿透坯料厚度，則會產生破裂缺陷，如圖6（d）所示.

圖6 剪切旋壓成形缺陷Fig.6 Defects during shear spinning process

圖7為多道次強旋/普旋復合成形時產生的起皺和裂紋缺陷.坯料在直筒段成形過程會發(fā)生明顯的軸向伸長流動，軸向拉應力也會逐漸加大，因此，坯料直筒段已變形區(qū)容易產生過渡減薄而致拉裂缺陷，如圖7（a）、（b）所示.若后一道次旋壓過程中坯料錐角減小量過大，則會隨著旋輪軸向進給的增加，坯料錐段所受徑向壓應力和環(huán)向切應力不斷增加，使旋輪附近坯料產生裂紋，旋輪前方金屬的堆積也會增大軸向拉應力作用而加劇裂紋缺陷，如圖7（c）、（d）所示.

圖7　多道次強旋/普旋復合成形過程的起皺和裂紋缺陷Fig.7 Wrinkling and tensile crack defects during multi-pass composite spinning

多道次強旋/普旋復合旋壓過程，坯料在旋輪作用下逐漸貼模.在加熱成形過程，坯料變形區(qū)溫度會有一定的波動.若溫度控制不當，使變形區(qū)溫度起伏變化較大，特別是對于鈦合金等傳熱系數(shù)較小的金屬，容易使坯料不同部位變形不均，導致坯料不同部位塑性流動不均，產生表面鼓包缺陷.鼓包缺陷會對后續(xù)成形過程產生較大影響，由于坯料表面的不規(guī)則，旋輪與坯料接觸面積變化，會加劇旋輪接觸區(qū)坯料變形的不穩(wěn)定，坯料環(huán)向失穩(wěn)傾向增加而產生起皺缺陷，見圖8（a）、（b）.

圖8　多道次強旋/普旋成形錐形部位起皺和裂紋缺陷Fig.8 Defects of wrinkling and tensile crack on the conical part during multi-pass composite spinning

旋壓過程坯料會受到較大的扭矩，特別是在無芯模錐形件旋壓中.有限元模擬表明，在多道次旋壓成形過程中，坯料貼模之前坯料一直受到旋輪的扭矩作用，芯模轉速越快則扭矩越大.當坯料壁厚較薄時，易于產生環(huán)向失穩(wěn)，出現(xiàn)如圖8（c）所示的扭轉失穩(wěn)缺陷.在旋壓成形的最后階段，由于口部的變形不均勻性，沿環(huán)向截面上壁厚較厚的部位變形抗力增加，導致與該部分處于同一母線上的已變形區(qū)被過度拉薄，最終導致裂紋并沿環(huán)向擴展而形成環(huán)向破裂缺陷，如圖8（d）所示.

2.3旋壓件的壁厚分布

圖9所示為旋壓成形過程不同階段的實驗工件，每一工序成形后，采用Olympus超聲波測厚儀對坯料壁厚進行實測.圖10為成形過程旋壓件內徑和壁厚分布曲線，可以看到，剪切旋壓單道次減薄量達到50％，根據正弦律計算理論壁厚從10 mm減薄為5 mm，從剪切旋壓壁厚實測數(shù)據獲得的壁厚分布可以看出，存在較大的回彈現(xiàn)象，實際壁厚和理論值相差約0.3 mm.經過剪切旋壓預成形后的坯料，采用多道次強旋/普旋復合成形進行目標工件的終成形，每一道次都包含2個階段，第1階段強力旋壓成形出一定長度的直筒部分，然后進入復合旋壓階段，對未貼模部分坯料進行整形，減小錐角并適當進行壁厚減薄，直至最終旋壓成形出滿足形狀尺寸和壁厚精度要求的目標零件.從壁厚實測曲線可以看出，錐段和直筒段的過渡區(qū)相對于錐形部分有一定的減薄，這是由于該部位在最后一道次成形過程承受較大的軸向拉應力，出現(xiàn)一定的拉伸變形而導致壁厚偏小.

圖9　TA15鈦合金旋壓實驗工件Fig.9 As-spun workpiece of TA15 titanium alloy

圖10　旋壓件內徑和壁厚分布Fig.10 Inner diameter and thickness distribution of as-spun workpiece

2.4旋壓件的組織性能

圖11所示為TA15鈦合金旋壓成形不同階段的顯微組織變化.TA15鈦合金原始組織為典型的熱軋退火組織形態(tài)，主要由層片狀的α相和少量的β相轉變組織組成.經過剪切旋壓預成型后，原始的沿軸向層片分布的α相顯微組織破碎并呈現(xiàn)部分球化現(xiàn)象.經過多道次強旋和普旋復合旋壓成形后，顯微組織沿構件軸向和切向都發(fā)生伸長.由于整個塑性變形過程熱旋壓溫度保持在650～750℃內進行，低于β相轉變溫度，坯料基本沒有發(fā)生相轉變，仍然保持了原來的近α相組織.經歷剪切旋壓和多道次強旋普旋復合旋壓成形后，坯料的微觀組織更加細化，且均勻性得到改善.

圖12為原始坯料和旋壓成形獲得的曲母線構件不同部位單向拉伸性能對比，可以看出經過塑性變形后，抗拉強度比旋壓前提高約100 MPa（旋前616.02 MPa，旋后750.51 MPa），而延伸率則略有下降（旋前20.14％，旋后19.3％）.通過電子顯微鏡掃描分析可以看出，斷口表面存在大量的韌窩，斷裂方式為韌性斷裂.

圖11　TA15鈦合金旋壓成形不同階段顯微組織Fig.11 Microstructure of TA15 titanium alloy during different spinning stage

圖12　旋壓件不同部位單向拉伸性能和最大端斷口形貌（500℃，0.01 s-1）Fig.12 Tensile stress-strain curves of different part of asspun workpiece and tensile fracture morphology of the conical part free end（500℃，0.01 s-1）

3 結 論

1）采用剪切旋壓預成形和多道次強旋/普旋復合成形的方案可以獲得幾何形狀和尺寸精度良好的TA15鈦合金筒-錐復合曲母線構件，表面質量良好且壁厚均勻性較好.

2）對坯料變形過程的顯微組織分析可知，剪切旋壓使得原始軋制組織中層片狀分布的α相出現(xiàn)一定程度的破碎，經過多道次強旋普旋復合成形后，旋壓件的顯微組織沿構件的軸向和切向都發(fā)生伸長.

3）對典型缺陷進行了模擬，并與實驗結果進行了對比分析，合理地解釋了TA15鈦合金強旋/普旋復合成形過程中典型缺陷，如開裂、起皺、扭曲等產生機制.

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（編輯 呂雪梅）

Study on the spinning process of cylinder-conical composite curved generatrix workpiece of TA15 titanium alloy

ZHAO Xiaokai1，2，XU Wenchen1，2，CHEN Yu1，2，LIN Henglong3，ZHANG Zhipeng1，2，SHAN Debin1，2
（1.National Key Laboratory for Precision Hot Processing of Metals（Harbin Institute of Technology），Harbin 150001，China；2.School of Materials Science and Engineering，Harbin Institute of Technology，Harbin 150001，China；3.Yangzhou Huayu Pipe Fitting Company，Yangzhou 225800，China）

As a high specific strength structural material with excellent room and elevated temperature strength and thermal stability，TA15 titanium alloy is widely used in the field of aircraft，missiles and engine for the purpose of lightweight.According to the characteristic of cylinder-conical composite curved generatrix workpiece，the forming of thin-wall curved generatrix workpiece of TA15 titanium alloy was studied using hot spinning method.Shear spinning preforming was adopted，and multi-pass power spinning and conventional spinning were used to form the final workpiece.A multi-pass spinning process of curved generatrix workpiece from the plate blank was investigated through FEM simulation and process experiment.The forming process was analyzed and the mechanisms of spinning defects were revealed.The microstructural evolution results show that the grains are crushed after shear spinning and then elongated along the axial direction and circumferential direction during multi-pass composite power spinning and conventional spinning.The microstructure was refined and the uniformity was improved after shear spinning preforming and multi-pass composite spinning process.The uniaxial tensile test results of the as-spun workpiece showed that the strength increased significantly while the peak strain decreased slightly compared with those of the initial material.

TA15 titanium alloy；curved generatrix workpiece；shear spinning；composite spinning；multipass deformation；FEM simulation

TG146.2

A

1005-0299（2016）04-0010-08

10.11951/j.issn.1005-0299.20160402

2016-07-06.

國家自然科學基金資助項目（51275131）.

趙小凱（1985—），男，博士；徐文臣（1976—），男，副教授，博士生導師；單德彬（1967—），男，教授，博士生導師，長江學者特聘教授.

徐文臣，E-mail：xuwc_76@hit.edu.cn；單德彬，E-mail：shandb@hit.edu.cn.