引言

TC4鈦合金（Ti-6Al-4V）作為α+β雙相鈦合金的典型代表，憑借其高比強度、優異的耐腐蝕性及高溫穩定性，已成為航空航天、高端醫療植入體等領域的關鍵材料[1]。尤其在航空發動機高壓壓氣機盤、火箭燃料薄壁儲艙等構件中，對TC4鈦合金管件的精度與性能要求日益嚴苛，而熱旋壓成形技術因其漸進式局部變形的特點，成為實現高精度薄壁管制造的核心工藝[2]。

雖然TC4鈦合金因諸多優點在航空航天、能源動力等高端制造領域占據重要地位，但其高溫旋壓成形過程面臨顯著技術挑戰。一方面，TC4鈦合金高溫流變行為極為復雜，在600℃~750℃溫度區間內，動態再結晶與加工硬化的競爭機制尤為突出[3-6]。這種競爭機制直接影響材料的流動性，使得材料在高溫塑性變形過程中的變形均勻性難以控制，顯著增加了成形難度[7]。另一方面，該合金對工藝參數具有高度敏感性，旋輪幾何參數（如成形角）、運動參數（如進給率）與變形參數（如減薄率）間的耦合作用，極易誘發裂紋、起皺及截面失圓等缺陷[8-11]。目前關于TC4鈦合金高溫旋壓工藝的研究仍存在局限性，現有成果多聚焦單一參數優化或常溫成形工藝，缺乏對多參數協同優化的系統性研究，難以滿足高溫旋壓工藝實際工程應用需求。因此，深入探究TC4鈦合金高溫旋壓過程的變形機理與工藝優化方法，對突破其工程化應用瓶頸具有重要意義。

近年研究雖取得部分進展，如邵玉林等[12]通過建立了TA1薄壁錐形件結構旋壓加工過程的有限元模型，研究了TA1錐形件旋壓過程的金屬塑性變形行為。鄭幫智等[13]通過數值仿真方法研究了成形溫度、主軸轉速、進給速度等工藝參數對TC4鈦合金成形的影響。歐陽德來等[14]通過將晶體塑性滑移模型嵌入仿真模型中，對TC21鈦合金筒形件旋壓織構演變進行了研究。PANJQ等[15]根據熱平面應變壓縮的實驗結果建立了內部狀態變量模型，以預測合金在熱旋壓過程中的微觀組織演變。HOSEINISMJ等[16]研究了旋壓過程中成形方向改變對力學性能、微觀結構、織構和各向異性的影響。但針對TC4鈦合金高溫多參數協同優化的研究仍存在不足。

為此，本文提出一種實驗-仿真協同策略：首先通過高溫拉伸實驗建立TC4鈦合金的本構關系；進而構建強力旋壓多體動力學有限元模型，系統量化旋輪成形角（10°~19°）、進給率（0.1mm/r~0.4mm/r）和減薄率（20%~35%）對三向應力/應變分布的影響；最終基于應力極值與成形穩定性確定最優參數組合。本研究旨在為高可靠性TC4鈦合金管件熱旋壓制造提供理論支撐與工藝參考。

1、材料與方法

1.1實驗材料

本研究所使用的材料為TC4鈦合金，其化學成分見表1[17]。為了更好的描述材料變形行為，通過Gleeble3800熱模擬試驗機，對TC4鈦合金進行高溫單軸拉伸實驗。根據GB/T228.1-2021，設計拉伸試樣，并在溫度分別為600℃、650℃、700℃、750℃，應變率分別為\(0.01s^{-1}\)、\(0.1s^{-1}\)、\(1s^{-1}\)時進行拉伸，最后獲得了TC4不同應變率、不同溫度時的真應力-應變曲線，如圖1所示。

表1 TC4鈦合金化學成分(質量分數)

1.2有限元模型建立

利用Abaqus/Explicit軟件建立單輪強力旋壓有限元模型，其中包括旋輪、芯軸、管坯和推料環4部分，如圖2所示。為了節約計算成本，旋輪、芯軸和推料環為剛體，管坯為可變形體。管坯共劃分135360個單元，并利用ArbitraryLagrangianEulerian（ALE）自適應網格技術，對此區域的網格進行重構，以改善旋壓過程中的網格質量。采用庫倫摩擦方程來描述旋輪與管坯間摩擦行為，摩擦因數設為0.7[18]。管坯及旋壓模具基本外形參數見表2。

表2模型外形基本參數

1.3仿真實驗方案

工藝參數對旋壓加工過程有著重大的影響，如進給率、減薄率過大或過小時，旋壓件都有可能產生裂紋，甚至是發生斷裂，而旋輪成形角選擇不當亦會產生不良效果。因此，選用旋輪成形角、進給率、減薄率3個參數對TC4鈦合金管變化過程進行研究。以成形角10°、進給率0.1mm/r、減薄率20%作為基礎工藝參數，在此基礎上設計單因素變量實驗。通過系統改變各工藝參數，利用有限元仿真技術對管材單輪減薄旋壓成形過程進行全流程模擬，探究各參數對成形質量的影響規律，進而確定TC4鈦合金管材旋壓的最優工藝參數組合。各工藝參數設計值如表3所示。

表3各工藝參數設計值

2、結果與討論

2.1有限元模型有效性驗證

在旋壓仿真中，采用質量縮放功能以減少模型的計算時間，提高模型分析效率。但是需要滿足的條件是，在大部分仿真時間區域內，動能與內能之比不超過5%，否則認為模型失真[19-21]。

圖3為仿真過程中動能和內能比值隨時間變化的曲線。從圖3中可以看出：在0~0.25s時間內，動能與內能之比迅速增加至20%，后又迅速下降至0.9%。這是由于仿真起始時，旋輪與管坯未直接接觸，此時模型內能較少。當旋輪與管坯接觸后，動能/內能值迅速升高。在1s~16.4s時間內，動能/內能值趨于穩定，保持在1%左右，小于所要求的5%，確保仿真過程的準靜態特性，從而保證仿真結果的準確性和可靠性。

圖4為實驗結果與仿真結果對比圖。從圖4中可以發現：實驗結果與仿真結果各項誤差較小，吻合度良好。綜上分析得出所建立的有限元模型是有效的，可應用于探究TC4管在旋壓過程中的變形行為。

2.2旋壓過程分析

圖5為軋制溫度650℃，成形角10°、進給率0.1mm/r、減薄率20%時的仿真過程。圖5(a)為仿真初始階段，旋輪繞中心軸線旋轉，但此時旋輪與管坯并未接觸，管坯應力均為零；隨著旋輪的進給，旋輪與管坯開始接觸，管坯金屬在旋輪的作用下發生變形，并在旋輪前進方向產生隆起，管坯材料在接近旋輪附近產生應力，應力主要集中在旋輪下方，如圖5(b)所示。這是由于壓下量的存在，旋輪對管坯產生了擠壓作用，致使旋輪下方金屬發生劇烈的塑性變形。旋輪繼續做進給運動，應力區擴散至整個管坯，應力最大區域還是集中在旋輪下方，且穿透管坯，致使管坯內壁金屬也發生變形，進入旋壓軋制穩定階段，如圖5(c)所示。

2.3旋輪成形角對三向應力的影響

圖6為管坯三向最大應力和最大應變隨旋輪成形角的變化規律。從圖6(a)中可以看出：三向應力隨著旋輪成形角的增大先減小后增大，在旋輪成形角為16°時均達到了最小值；軸向應力普遍大于徑向應力和切向應力，這是因為所仿真的單輪強力旋壓為反旋壓工藝，致使軸向力遠大于其他兩向的力，從而導致在相同工藝參數下，軸向應力大于其他兩向應力。

從圖6(b)中可以看出：軸向應變大致隨著旋輪成形角的增大而減小，切向應變和徑向應變隨旋輪成形角的增大而減小，且徑向應變大于軸向應變和切向應變，但整體變化趨勢比較緩慢。這是由于在旋壓過程中，金屬主要變形方向為徑向壓縮，其次是軸向延伸和切向的變形，所以導致了徑向的應變大于其他兩個方向的應變。綜上可以看出，當成形角為16°時，金屬流動性最好，成形效果最優。

2.4進給率對三向應力的影響

其他條件不變的情況下，進給率分別取0.1mm/r、0.2mm/r、0.3mm/r、0.4mm/r時，最大應力和最大應變隨其的變化規律如圖7所示。從圖7(a)可以看出：隨著進給率的增加，三向應力都隨之增大，且軸向應力大于其他兩向應力。這是由于隨著進給率的增加，單位時間內參與變形的金屬增多，三向變形力隨之增大，進而導致三向變形應力也隨之增加。又由于軸向變形力遠大于其他兩向，故導致軸向應力顯著高于其他兩向應力。

從圖7(b)可以看出：隨著進給率的增加，三向應變先減小后增大，在進給率為0.2mm/r時，都同時達到了最低值。應變數值小說明金屬材料在流動變形過程中更均勻、穩定，不易出現起皺、開裂、扭曲等成形缺陷，所以最優進給率為0.2mm/r。

2.5減薄率對三向應力的影響

圖8為減薄率對最大應力、最大應變的影響規律。從圖8(a)和圖8(b)可以看出：隨著減薄率的增加，三向應力與三向應變都隨之增大，且軸向應力大于其他兩向應力。這是由于隨著減薄率的增加，旋輪在單位時間內所碾軋的金屬量增多，金屬變形量增大，從而導致三向應力與三向應變都隨之增大。從圖8中還可以看出減薄率在20%~25%之間時，三向應力與三向應變的增加速率小于減薄率在25%~35%之間的增加速率。盡管低應力應變值有利于成形質量，但會降低成形效率。所以在討論的范圍內，減薄率為25%時，其兼顧了成形質量和成形速度，故為最佳參數。

3、結論

(1)實驗與仿真結果吻合良好，驗證了模型對變形行為預測的可靠性。

(2)三向應力值隨成形角增大呈先降后升趨勢（16°時最小），并隨進給率與減薄率增加而單調遞增。 (3)綜合成形質量與效率，確定TC4鈦合金管材熱旋壓的最優參數為：旋輪成形角16°、進給率0.2mm/r、減薄率25%。

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（注，原文標題：TC4鈦合金管熱旋壓成形工藝參數優化研究）

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