TA15鈦合金的名義成分為Ti–6Al–2Zr–1Mo–1V，由于加入了α穩定元素Al、中性元素Zr以及β穩定元素Mo和V，是一種高鋁當量近α合金[1]。因此TA15既有α型鈦合金良好的熱強性和可焊性，又有接近于α–β型鈦合金的工藝塑性，最高使用溫度可達到500℃[2]。隨著飛行器速度的不斷提升，對材料的性能和結構提出了更苛刻的要求，采用超塑成形/擴散連接（SPF/DB）工藝制造航空部件在局部減重、精度控制、降低成本等方面有巨大的優勢[3]。

近年來，國內外正在積極開展多層結構的研究工作[4]，SPF/DB工藝可成形出飛行器上廣泛應用的大型、復雜、密封多層中空結構。王 石川等 [5]使用MSC.Marc對TA15四層板SPF/DB工藝進行了模擬仿 真，模擬結果和試驗值高度吻合。 Salishchev等 [6]采用超細晶Ti–6Al– 4V鈦合金在750~800℃下制備了 復雜的四層中空結構，直立筋成形質 量好、表面無明顯缺陷。閆亮亮等 [7] 利用有限元仿真優化了TA15鈦合 金四層結構SPF/DB工藝參數，獲得 良好的擴散連接界面，成功制備了 四層結構件。李保永等 [8]對Ti60/ TA15異種合金四層結構舵面SPF/ DB進行研究，采用三維掃描、組織 檢測對四層結構的型面進行分析， 在920℃時異種材料之間的擴散連 接界面基本消失且孔洞閉合。Lee 等 [9]開發了相關軟件對四層板結構 的SPF/DB過程進行模擬仿真分析， 并將仿真分析結果與試驗成形后的 結果進行了對比分析，模擬結果和試 驗結果較吻合。 

目前針對TA15合金熱加工過 程中微觀組織的變化已經開展較多 工作。張旺鋒等 [10]通過理論和試驗 發現，對于近α型鈦合金通過等溫變 形并配備合理的冷卻可獲得綜合性 能優異的三態組織。徐文臣等 [11]采 用熱模擬壓縮試驗研究了TA15鈦 合金的動態熱壓縮行為及其機理。 

本文通過調研發現，SPF/DB工 藝中厚度小于0.5mm的超薄板料研 究較少，且板料厚度極薄導致成形件 缺陷概率更高，亟須合理的工藝參數 和嚴苛的精度控制。基于此，本文使 用厚度為0.5mm和0.4mm的TA15 軋板分別作為面板和芯板開展有限 元仿真，著重研究四層中空超薄結 構SPF/DB過程的壁厚和應力分布 以及相應的微觀組織演變規律，以期 為TA15鈦合金超薄中空四層結構的 SPF/DB工業化應用提供理論參考。 

1、試驗及方法 

1.1試驗材料 

試驗板材為寶鈦集團提供的TA15軋制板，其化學成分見表1。  

1.2高溫拉伸測試 

高溫拉伸試驗是檢測材料超塑 性能和探尋材料超塑性變形工藝參 數的最佳方法。高溫拉伸試驗是在 CSS–8800型電子萬能拉伸機上進行 （圖1（a））；TA15鈦合金單向拉伸 試樣原始尺寸見圖1（b）。 高溫拉伸選用的恒應變速率分別 為0.01s –1、0.005s –1、0.001s –1，試驗溫度 分別為880℃、900℃、920℃、940℃。 拉伸試樣在加熱爐內加熱到指定溫 度后再保溫5min，拉伸試樣裝爐之 前為了去除TA15表面的氧化層，需 用砂紙對試樣打磨到800目，最后噴 涂高溫抗氧化涂料Ti–1200玻璃防 護潤滑劑來抑制鈦合金在高溫拉伸 環境中氧化。 

1.3微觀組織觀察 

一般來說，由于超塑成形過程中 材料要經歷較長時間的熱暴露和較 大的變形量，微觀組織會發生改變。 因此針對SPF/DB前后的組織變化 和擴散連接狀況進行檢測，以獲得超 塑成形后的晶粒形貌和擴散連接后 的焊合率，焊合率計算公式如式（1） 所示。試驗采用金相顯微鏡和掃描 電鏡對SPF/DB后的組織特征及擴 散連接的情況進行觀察。

 L=(l₁–l₂)/l₁×100% （1） 

式中，L為焊合率；l1為檢測區域成功 擴散連接長度；l2為檢測區域未擴散 連接長度。 

2、有限元仿真 

采用MSC.Marc對TA15鈦合金板超薄中空四層結構超塑造成形過 程進行有限元模擬，該結構長和寬均 為400mm，壓邊寬度為48mm，成形 后的最大厚度≤0.9mm。四層中空 結構三維形貌及局部放大區域如圖 2（a）和（b）所示。圖2（c）為中空 結構的內部形貌示意圖，藍色線區域 為擴散連接邊界，擴散連接區域寬度 為4mm。四層中空結構的兩層面板 厚度均為0.5mm，兩層芯板厚度均 為0.4mm。 

2.1前處理 

考慮到四層中空結構具有對稱 性，因此只建立下側作為限元模型的 計算域（一層面板、一層芯板）。通 過MSC.Marc的導入端口，把經過 Hypermesh處理后的模具、板料分別 導入。單元類型選用四節點的矩形 殼單元，芯板和面板的總計單元及節 點數量分別為20000個、20402個。 按照四層結構的制造工序，需要進行 兩次熱成形，首先對面板進行超塑氣 脹，然后對芯板進行超塑成形。圖3 為超薄中空四層結構面板、芯板先后 成形的示意圖。 

2.2材料特性 

超塑成形屬于大變形，幾乎沒有 回彈，因此材料變形模型選為剛塑性 模型。本構方程遵循PowerLaw準 則，即流動應力與應變和應變速率之 間的關系為
式中，σ為流變應力；ε.為應變速率；K 為材料常數；m為應變速率敏感指數。 通過計算獲得TA15鈦合金在不同溫 度下的m值和K值，如表2所示。 

圖4為TA15鈦合金高溫拉伸 后的應力–應變曲線以及ε.=0.005s –1 對應的延伸率。根據李保永 [12]對 TA15超塑性成形的相關研究，獲得 TA15鈦合金最佳的超塑成形溫度范 圍在880~930℃之間。 由于在整個成形過程中，上下模 具變形量可忽略不計，故定義接觸體 時，模具定義為剛體，面板和芯板分 別定義為變形體1和變形體2。變 形體和剛體的摩擦類型均選擇雙線 性庫侖摩擦模型，剛體和變形體摩擦 系數設為0.2，兩個變形體間的摩擦 系數設為0.22。對面板區域超塑變 形部分施加均布的面載荷以模擬超 塑成形時的氣壓加載。芯板擴散連 接區域和面板、芯板的模具壓邊部分 均設置為三軸固定約束。 

2.3計算設置 

有限元計算設置為超塑性成 形壓力控制，使用的氣壓范圍為 0.0001~2.0MPa。采用最大應變速 率恒定法來加載成形氣壓，首先進行 面板成形，加載時間設為2000s。然 后進行芯板成形，加載時間同樣設為 2000s，時間步長采用多準則自適應。 分析設置中，在非線性分析中選擇 大應變，同時使用Mentat多區并行、 GPU來提升計算效率。 

3、結果與討論 

3.1有限元仿真結果分析 

本文選取920℃作為試驗溫度。 如圖3所示，首先，氣壓逐步加載到 2.5MPa后保壓2h，面板超塑成形 的同時進行芯板的擴散連接；然后 通過壓力機作為壓邊圈，提供高壓力 來充分擴散連接其包覆區域，以保障 后續加壓過程不會漏氣；最后，先給 面板區域通氣使面板脹形，面板完全 貼模后再給芯板通氣，使芯板脹形， 最終完成超薄中空四層結構成形。 

圖5（a）為面板在脹形后得到 的厚度仿真結果，可以明顯看出，面 板脹形結束后，板料在4個圓角減 薄最為嚴重，減薄率達到了18.6%。 面板的中心區域減薄較小，這是因 為該區域最先貼模，坯料與模具之 間的摩擦力抑制了該區的金屬向其 他區域補充。如圖5（b）所示，面 板脹形的等效塑性應變分布很好地 印證了圖5（a）所示的厚度減薄特 征。圖5（c）和（d）分別為芯板超 塑成形后的厚度變化及等效塑性應 變云圖，可知，區域1和區域3先于 區域2貼模，且圓角區域減薄極為 嚴重。 

3.2特征位置厚度、應變、應力分析 

3.2.1面板變形分析 

為定量研究面板超塑成形后的 厚度和應變演變規律，通過圖6（a） 所示的測量線進行數據圖提取。圖 6（b）為測量線上厚度、等效應變數 值，顯然在壓邊圈覆蓋區域的面板厚 度基本不變，從壓邊區至圓角處厚度 迅速下降，而應變值的顯著提升也證 明在圓角處變形量極大。從圓角到 面板中心，厚度逐漸增加至峰值，應 變值的分布規律正好與之相反。

由圖6可知，測量線上厚度變 化很曲折，為精確研究超塑成形過 程中面板的變形規律，在圖6所示 的測量線上取3個特征點作為研究 對象。如圖7（a）所示，A為面板 中心位置；C為面板角部；B為角部 C與中心部A的中點。通過提取3 個特征位置在整個超塑過程中的數 據，得到了整個加工過程中的厚度、 應力變化規律。如圖7（b）所示，A 點最先減薄，但最終變形量很少，減 薄率僅為2.6%；B點的減薄率較高， 約為5.4%；C點的減薄率最高，達到 18.6%，結合圖7（c）發現，C點處 存在極為嚴重的應力集中。通過圖 7（b）和（c），可以觀察到當面板脹 形結束后，隨著芯板脹形至面板位置 后，面板C點的厚度仍有小幅度的 減薄，減薄率約為2.8%，該過程伴隨 著應力的突然增大。 

為了更直觀地觀察超塑成形過 程中面板厚度的整體變化行為，提取 面板在4個時刻的厚度分布數據繪 制云圖，如圖8所示。可以發現面 板在脹形過程中存在局部增厚的微 小區域，如圖8（b）所示的白色點 狀區域。顯然，隨著面板脹形的不斷 進行，越晚貼模的位置板料厚度減薄 越嚴重，這些位置也更容易出現開裂 等缺陷。 

3.2.2芯板變形分析 

在圖9（a）所示的測量線上提 取各節點的厚度、應變值，得到圖9 （b）所示的芯板厚度、應變變化規律 曲線。由于芯板變形具有對稱性，因 此以提取路徑的1/2作為研究對象。 由圖9（b）可知，壓邊圈覆蓋區域厚 度保持穩定，芯板的厚度在3個區域 的中心位置時都處于峰值，隨著遠離 中心線厚度開始降低，最嚴重的位置 減薄率可達到35.7%。 

在芯板上提取3個特征點A'、B'、 C'，如圖10（a）所示，A'點為芯板區 域1的中心位置；B'點為區域1下方 臨近擴散連接區域位置；C'點處于B' 點的右側位置。如圖10（b）所示， 在面板脹形期間，芯板厚度基本不發 生變化，當芯板開始脹形后，B'點處 厚度下降最快，但減薄并不嚴重，減 薄率為32.3%；A'點處的減薄率最小， 僅為7.5%；C'點的減薄最為嚴重，減 薄率達到55.1%。通過對比圖10（c） 的應力變化，可知芯板脹形期間，C' 點處的應力值一直高于其他位置。 

圖11為芯板在4個時刻的最大 壁厚分布云圖，發現芯板在SPF期 間有局部加厚的微小區域，如圖11 （b）所示的白色區域。與面板脹形 相似，隨著脹形的繼續進行，越晚貼 模的位置板料變形更大、厚度更薄， 因此這些區域加載氣壓較大時容易 開裂。 

3.3四層中空結構SPF/DB試驗結果 

按照圖12（a）所示的氣壓加壓 方式，使用SPF/DB工藝成功制備了 TA15超薄四層中空結構，四層結構 實物如圖12（b）和（c）所示。塑性 成形的四層空心結構表面質量良好 且無溝槽等缺陷，板料充分貼膜，尺 寸精度控制較高。利用線切割將構 件切分后，可觀察到四層結構內部直 立筋結構。直立筋成形質量好，面板 和芯板貼合緊密（圖12（b））；面板/ 芯板三角區和網格筋條三角區空隙 很小，三角區寬度僅為0.9mm（圖 12（c））。 

由于超薄構件極易出現開裂等 缺陷，因此中空結構的精度控制主 要體現為厚度減薄控制。依次選取 13個點進行壁厚測量（圖12（c））， 并與仿真結果進行對比。圖13（a） 為面板試驗與仿真的壁厚對比結 果，點1#~3#為壓邊區域，最大誤 差為0.99%，點4#~11#為面板變形 區，最大誤差為2.1%，證實了面板仿 真結果的可靠性。圖13（b）為芯 板試驗與仿真的壁厚對比結果，點 1#~3#壓邊區域最大誤差為1.9%； 點4#~11#芯板變形區最大誤差達 到6.9%；點12#~13#為直立筋區域， 最大試驗誤差僅為3.8%，驗證了芯 板仿真結果的準確性。 

超薄四層中空結構在SPF/DB 過程中出現缺陷，芯板直立筋擴散連 接的接頭強度不足，造成芯板在脹形 過程擴散連接區失效，致使芯板未能 成功脹形（圖14（a））；芯板脹形中， 板料嚴重減薄區在應力集中的情況 下開裂，導致芯板氣壓不足而未能實 現成形到位（圖14（b））；圖14（c） 為有限元模擬的芯板厚度嚴重減薄 區存在的應力集中現象，模擬的應力 集中位置與試驗開裂位置高度一致， 驗證了該有限元模擬的精確程度。 通過有限元模擬的缺陷分布情況，不 斷優化氣壓加載等工藝路線，最終提 高構件的成品率。

3.4TA15鈦合金SPF/DB組織分析 

試驗鈦合金原始組織晶粒細小 破碎且呈等軸狀，α相相對較多，β相 相對較少，平均晶粒尺寸小于5μm， 如圖15（a）所示。圖15（b）為超塑 成形后的微觀組織圖，由于超塑成形 時間較長，鈦合金組織經長時間熱暴 露，晶粒發生了明顯長大，細小α相 在高溫作用下出現合并長大，破碎狀 細小α相明顯減少。 

圖16（a）為芯板與面板擴散連 接SEM照片，芯板與面板貼合處全 部完成了擴散連接，部分未貼合區域 是成形壓力不夠大和保壓時間不夠 長造成的，進一步增大上述兩個工藝 參數可以使擴散連接面積進一步增 大，最終焊合率可達到92.1%~98.5% （焊合率≥90%為優秀）。圖16（b） 展示了直立筋之間的擴散連接狀況， 其平均焊合率達到90%以上。 

4、結論 

通過有限元仿真分析與成形試 驗配合微觀組織檢測，研究了TA15超薄四層中空結構的SPF/DB工藝， 得到以下結論。 

（1）通過有限元模擬，獲得壁厚、 應力的分布曲線以及氣壓加載曲線。 發現面板的4個圓角減薄率最大，最 高可達18.6%。芯板的最大減薄區 在擴散連接的直立筋形成的圓角附 近，最大減薄率達到55.1%。 

（2）在面板、芯板厚度減薄最嚴 重的區域存在較大的應力集中。薄 壁結構件在超塑變形過程中，芯板厚 度減薄嚴重區域伴隨著極大的變形 行為，容易造成開裂致使芯板脹形失 效。芯板脹形后與面板之間形成的 三角區寬度為0.9mm。 

（3）TA15鈦合金板原始晶粒平均 尺寸小于5μm，呈等軸狀，超塑成形 后，鈦合金晶粒明顯長大且細小α相 合并長大。各區域的壓力加載條件和 焊接時間不同，導致各區域焊合率不 同。優化擴散連接工藝后，面板與芯 板之間的焊合率可為92.1%~98.5%， 直立筋的平均焊合率達到90%以上。 

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通訊作者：蔣少松，教授，博士，研究方向為高 溫鈦合金、高強鋁合金、耐熱高強鎂合金復雜 薄壁中空輕量化結構成形理論與技術。