引言
高強鈦管具有密度小、比強度高、耐腐蝕和抗沖擊性能好等優點，被廣泛應用于航空、航天、汽車以及醫療等領域[1-3]，特別是可以作為航空航天高端裝備領域液壓管路系統的理想材料。高強TA18合金(Ti-3Al-2.5V)管材屬于密排六方晶體結構的近a型鈦合金[4-5]，在冷軋中極易發生顯著不均勻變形且工藝參數繁多，導致管材微觀織構演變規律極為復雜[6-7]。此外，高強鈦合金管材在冷軋制備完成后，還需經過擴口、壓扁和彎曲等一系列成形工藝，才能最終獲得完整的液壓管路構件系統。然而，管材微觀織構的波動會引起各向異性和拉壓非對稱性變形行為的差異，將顯著影響其后續成形性能和成形質量[8-10]。且微觀織構與后續成形工藝的性能關系尚不明確，亟待研究并揭示高強鈦管微觀織構對成形性能影響規律與機制，進而為管材冷軋工藝調控及精確成形提供理論依據。
近年來，研究人員致力于研究鈦合金的織構與其力學性能的關系[11-14]。程超等[11]通過各類表征方法研究發現在顯微組織無明顯差異的情況下，織構對不同位置拉伸強度具有顯著影響。從厚板表層到中心位置，a相c軸偏離橫向(Transverse Direc-tion，TD)，導致Schmidt因子逐漸增加。使得沿TD和軋制方向(RollingDirection，RD)的滑移系更易啟動，拉伸強度從表層到中心逐漸降低。MURTYS VSN等[15]針對Ti-6Al-4V鈦合金，分析了多道次加工后的組織、織構和力學性能之間的關系。隨著軋制溫度升高，a相的尺寸增大，導致織構強度有所減弱，并在高溫下織構趨于隨機化。收縮應變比(Contractile Strain Ratio，CSR)定義為在單軸拉伸應力作用下，管材周向塑性真應變與壁厚塑性真應變的比值，是表征微觀織構引起管材力學性能宏觀各向異性的一個重要指標[16]，當CSR>1時，代表管材的微觀織構呈徑向分布;當CSR<1時，代表管材的微觀織構呈周向分布[17]。VAKHRUSHEVA V等[18]對TA18鈦合金管材的織構和力學性能進行研究，發現CSR值在1.3~3.5時，材料的綜合力學性能最佳。對管材經過壓扁和彎曲測試后，高CSR值通常會導致較高的材料硬化，增加材料破裂的風險，進一步優化CSR值的范圍為2.0~2.5。LIZX等[19]提出基于數字散斑相關法(Digital Speckle Correla-tion Method，DSCM)的新方法，用來確定大變形范圍內CSR值，并研究了Ti-3Al-2.5V管材收縮應變比的變化及其對管材數控彎曲過程的影響，并且發現Ti-3Al-2.5V管的CSR值隨塑性變形而變化，隨
著軸向塑性應變的增加，織構變化使CSR值在初期快速下降，隨后逐漸趨于平穩。HUANG T等[20]開發了一種彈塑性本構模型，研究在彎曲過程中CSR值的變化。結果表明，CSR值變化對管材彎曲過程中的壁厚減薄率有顯著影響。CSR值較高時管材壁厚減薄較小，有助于保持材料在彎曲過程中的結構完整性。WEID等[21]通過3D-FE模型和VPSC模型的耦合計算發現CSR值的變化與徑向織構強度f之間存在顯著的定量關系，當 f RD 增加時， CSR值隨之增大，表明徑向織構的增強有助于提高CSR值。CSR值受Q值和截面減薄率(AreaReduction,AR)的顯著影響。在保持一定初始織構的前提下，增加Q值和AR可以提高CSR值，使材料表現出更高的各向異性。總的來看，雖然有研究表明CSR值對鈦合金管材的成形性能具有重要影響，但后續成形工藝性能之間的關系尚不明確，不同工藝需求的研究仍然有限。進一步深入探其在不同成形工藝中的具體表現，將為鈦合金管材的制造與應用提供更有力的理論支持和實際指導。
本文旨在揭示高強TA18鈦管微觀織構對成形性能影響規律，從而為多道次冷軋微觀織構的精準控制及精確成形提供理論指導。利用ABAQUS平臺建立管材擴口、壓扁和彎曲成形過程有限元仿真模型，以CSR值作為定量反映微觀織構與材料宏觀性能指標的橋梁，搭建微觀織構與成形性能之間關聯關系。鑒于標準中CSR值調控范圍較為寬泛，通過仿真結果并結合工藝試驗驗證，收縮CSR值的調控區間，以確保滿足后續成形過程的綜合成形性能的要求。
1、研究方法
1.1試驗材料
本文采用冷軋并去應力退火的TA18鈦合金管材，規格為Φ12 mm×0.9mm，其名義化學成分表見表1。基于單向拉伸試驗獲取的力學性能參數，得到圖1所示Ti-3Al-2.5V管應力-應變曲線，圖中E、Rp0.2、 Rm 、v、K以及n分別代表彈性模量、屈服強度、抗拉強度、泊松比、強度系數以及應變硬化指數。
表1 Ti-3Al-2.5V管的主要化學組成(%，質量分數)
Tab.1 Main chemical composition of Ti-3Al-2.5V tube(%, mass fraction)
| Elements | Al | V | Fe | C | N | H | 0 | Other | Ti |
| Content | 2.0-3.5 | 1.5-3.0 | <0.25 | <0.08 | <0.05 | <0.015 | <0.12 | 0.30 | Balance |
在鈦合金管材的成形工藝中,織構的各向異性對材料的力學性能產生了顯著影響,魏棟等 [22]研究了不同織構管材 CSR值與單向拉伸力學性能參數的關系,發現 CSR值對強度和硬化參數等指標沒有顯著影響，因此，通過調整 CSR值可用于探討不同CSR值對 TA18鈦合金管材成形性能的影響。由于技術要求 [23]CSR值調控范圍為 1.3～3.5,較寬泛,由于 CSR值在大于 3.0后導致材料發生較高的硬化,增加材料破裂的風險,因此需確保成形過程中材料性能在合理的范圍內,避免因過度硬化導致的性能下降。本文選擇一系列 CSR值進行系統性研究,包括 0.5、 0.8、 1.0、 1.3、 1.5、 1.8、 2.0、2.3、2.5、2.8和 3.0。這些 CSR值覆蓋了強周向織構到強徑向織構的廣泛范圍,通過對不同 CSR
值下的管材在擴口、壓扁和彎曲成形過程中的具體表現進行分析,建立 CSR值與成形性能之間的關系。
為研究管材在單向拉伸試驗中的變形特征以及各向異性對管擴口、壓扁和彎曲變形的影響,根據國標 GB/T 242-2007 [24]、GB/T 2462017 [25]和GB/ T 244-2020 [26]。選用管材擴口規格 Φ12 mm× 30mm × 0.9mm、管材壓扁規格 Φ12mm × 20mm×0.9 mm、管材彎曲規格 Φ12mm × 200mm × 0.9mm。圖 2為 TA18鈦合金管材擴口、壓扁、彎曲成形工藝及其有限元模型裝配示意圖,其中 D為管材外徑、 d為管材內徑、 t為管材壁厚、 D u 為管材變形后外徑、 L為管材長度、 β為頂芯角度、 α為彎曲角度和 r為軋輥內徑。管材在成形研究和實際生產中,通常采用壁厚減薄率和增厚率來檢驗管材壁厚變化 Δt以及用擴口率 η和壓扁率 ?來描述管材變形程度。
式中: t0為變形后管材壁厚; Hu為變形后管材截面高度。
1.2有限元模型建立
有限元分析首先需要建立準確的幾何模型，選用三維可變形體來描述管材，相比于管材，模具的變形忽略不計，采用三維離散剛體對頂芯、頂板、底板、壓塊、夾塊、芯棒、彎曲模和防皺塊進行建模，并根據依據實際生產中各模具的相對位置關系對建立好的幾何模型進行裝配。
如圖1所示,輸入材料的密度 ρ、泊松比 v、彈性模量 E、屈服應力 σ Y 、塑性應變 ε p以及 R值,其中,在分析管材成形時,由于屈服應力比的測量比較復雜，通常將單向拉伸下測得的周向應變 ε b 與徑向應變 ε t 之比(即 R值, R = ε b /ε t )轉化為應力比,若僅考慮徑向異性,則轉化關系可寫成:
式中: R 0 為沿軋制方向進行單向拉伸測試時測得的R值; R 11 、R 22 、R 33 分別為管沿軸向、周向和徑向的屈服應力比。在傳統方法中,單向拉伸試驗測得的 R 0 值常用于描述軋制方向的各向異性。但在管材成形過程中,直接測量 R值較困難,因此引人 CSR來表征各向異性。將公式(4)中 R 0 替換為 CSR,用于適應該成形條件下的描述,屈服應力比 R ij 與收縮應變比 CSR之間的關系可表示為 [27]:
采用 C3D8R單元對其進行網格劃分,硬化準則選為各向同性硬化。在擴口成形中,頂芯和管材之間共存在 1對接觸面,其相互作用設置主要是定義管材內表面與頂芯外表面的接觸摩擦。在壓扁成形中,模具和管材之間共存在 2對接觸面,其相互作用設置主要是定義管材外表面與頂板底板外表面的接觸摩擦。管材在彎曲成形共存在 5對接觸面,分別是壓塊與管材外表面、夾塊與管材外表面、防皺塊與管材外表面、彎曲模與管材外表面以及芯棒與管材內表面,均定義為面-面接觸方式,壓塊、夾塊、芯棒、防皺塊和彎曲模的表面設置為主接觸面,管材表面設置為從接觸面。
邊界條件設定需要根據管材在成形時各個模具的實際運動狀態定義。在擴口成形過程中,固定管材底部,頂芯按一定速度沿管材軸線運動,保證管材頂部隨著頂芯錐度進行擴口成形。在壓扁成形過程中,邊界條件為底板完全固定,頂板以一定速度沿管材徑向運動，使管材在徑向進行壓扁成形。在彎曲成形過程中，邊界條件為夾塊夾持著管材的一端，防止管材的另一端發生轉動，壓塊以一定速度沿軸向運動，由夾模和管材表面間的摩擦力帶動管材緊貼彎曲模表面共同繞著彎曲模的中心軸以相同的角速度旋轉,保證管材沿著彎曲模的型腔內進行彎曲成形,整個彎曲成形中芯棒及防皺塊靜止不動。通過仿真分析管材成形的壁厚變化。
1.3試驗驗證
本節通過對制備的規格為 Φ12 mm × 0.9 mmTA18高強鈦管進行測定 CSR值,選取應變 ε為 0.0375 ± 0.0025范圍數據的平均值作為實際管材的CSR值,圖 3測試結果表明實際管材的 CSR值為1.43。
對管材進行擴口及壓扁試驗,圖 4分別為擴口試驗和壓扁試驗裝置及模具。通過線切割,切割出 L = 30 mm的管材并利用 MTS Exceed E43電子萬能試驗機對管材軸向分別進行下壓量為 2、 4、 6、 8和10mm的擴口試驗,獲得不同擴口率的外型輪廓圖,并與模擬外型輪廓進行對比,得到圖 5。通過線切割,切割出 L = 20 mm的管材并利用 MTS Exceed E45電子萬能試驗機對管材徑向分別進行下壓量為3、 4和 5mm的壓扁試驗,獲得不同壓扁率的外型輪廓圖,并與模擬外型輪廓進行對比,如圖 6所示。通過試驗與仿真比較不同擴口率和壓扁率的外型輪廓,發現試驗結果與仿真結果在整體形狀和尺寸上具有良好的一致性。不同擴口率以及壓扁率下的外型輪廓在端口形狀、擴口角度和壓扁寬度方面的變化趨勢基本一致。隨著擴口率的增加,管材外型輪廓的變形程度逐漸增大,且擴口端部的徑向變形尤為顯著。隨著壓扁率的增加，管材截面外型輪廓的變形程度逐漸增大,且壓扁左右兩側的徑向變形尤為顯著。這一趨勢在試驗與仿真中均得到了驗證。
圖 7為擴口率、壓扁率、壁厚減薄率模擬與試驗結果對比，總體而言，模擬結果與試驗結果在擴口率和壓扁率的趨勢上表現出良好的一致性，表明模擬模型在預測管材成形過程中變形方面具有較高的準確性。
2、結果與討論
2.1織構對擴口成形的影響
圖8為管材擴口過程中不同擴口率的應力分布。隨著頂芯的下壓，管材頂端孔徑逐漸增大，在擴口過程中，應力分布主要集中在管材端口的頂部邊緣處。等效應力沿著管材的軸向方向呈現出從上到下逐漸減小的梯度分布，這表明在擴口過程中，管材的上部端口區域所承受的應力較大，而遠離擴口位置的底部區域所承受的應力較小。
通過測量頂端變形區壁厚，并根據式(1)和式(2)計算得到壁厚變化率及擴口率。如圖9a所示，擴口率與壁厚減薄率曲線表明，隨著擴口率的增加，壁厚減薄率逐漸增大。在擴口率達到3%之前，壁厚減薄率與擴口率之間呈現出明顯的線性關系，表明此階段內壁厚減薄速率較為穩定。當擴口率為3%~7%時，壁厚減薄率相對于擴口率的增長速率變慢，材料在此區間內對壁厚減薄的抵抗能力有所增強。當擴口率超過7%后，壁厚減薄率隨擴口率的增加而迅速上升，表明材料的變形趨于劇烈。在擴口率小于7%時，不同CSR值的材料表現出相似的變化趨勢，表明此階段材料的CSR值對壁厚變化影響較小。隨著擴口率的進一步增加，不同CSR值的曲線開始出現顯著差異。當擴口率超過約20%后，高CSR值對應的曲線的壁厚減薄率增長趨勢更快。由圖9b可知，隨著擴口率的增加，Mises應力迅速增加，并在擴口率達到一定值后趨于平穩。此外，隨著CSR值的增加，材料在擴口成形過程中所承受的 Mises應力顯著增加。
CSR值對擴口成形中的性能影響可以歸因于織構的變化。CSR<1時，材料表現出周向織構特征，導致在徑向方向抵抗變形能力較弱，隨著擴口率的增大，從而引起較高的壁厚減薄率。相反，當csr>1時，材料表現出徑向織構特征，盡管在徑向方向抵抗變形的能力提高，但由于其在擴口過程中承受更大的Mises應力，導致管材頂部端口處發生更嚴重的塑性變形，從而進一步增大壁厚減薄率。
2.2織構對壓扁成形的影響
圖10為管材壓扁過程中不同壓扁率的應力分布。管材隨著頂板的下降不斷沿徑向方向被壓扁，隨著壓扁成形的進行，應力分布主要集中在左、右兩側。Mises應力沿管材截面的周向方向呈現出明顯的梯度分布特征，這表明在壓扁過程中，管材左右兩側的區域承受了更大的Mises應力。
通過測量左右兩側變形區壁厚，并根據式(1)和式(3)計算得到的壁厚變化率及壓扁率。圖11a為壓扁率與壁厚增厚率曲線，不同 CSR值下壓扁率與壁厚增厚率的曲線均表明，隨著壓扁率的增加，壁厚增厚率呈現出持續上升的趨勢。盡管不同 CSR值下的曲線變化趨勢整體一致，但較高的CSR值對應的壁厚增厚率稍大于較低的CSR值對應的壁厚增厚率，尤其是在較高壓扁率條件下，較高CSR值的曲線的增長趨勢更明顯。具體而言，隨著CSR值的增加，材料在壓扁過程中左右兩側表現出更顯著的壁厚增厚。由圖11b可知，隨著壓扁率的增加，Mi-ses應力迅速增加，并在壓扁率達到一定值后趨于平穩。此外，隨著CSR值的增加，材料在壓扁成形過程中所承受的 Mises應力顯著增加。CSR值顯著影響壓扁成形過程中材料的Mises應力分布。這一現象可以歸因于較高CSR值下，CSR值越高，材料呈現更強的徑向織構特性，使其在徑向方向上的抗變形能力增強。然而，這也導致更多的應力集中在管壁區域，從而加劇了壁厚的塑性變形。并且這種較高的應力水平會促使材料在壁厚方向發生更明顯的塑性流動，從而導致更大的壁厚增厚。
2.3織構對彎曲成形的影響
圖12為管材彎曲過程中不同彎曲角度下應力分布。管材緊貼彎曲模表面共同繞著彎曲模的中心軸旋轉，隨著彎曲的進行，管材內部的應力分布集中在管材的彎折處附近，應力顯著增加。由于管材在進行彎曲成形時，外側壁受拉應力作用而減薄。圖13所示為不同 CSR值下管材彎曲角度與壁厚減薄率及Mises應力的關系曲線。
通過測量變形區壁厚以及彎曲角度，并根據式(1)計算得到壁厚變化率。圖13a顯示了彎曲角度與外側壁厚減薄率的關系。隨著彎曲角度的增加，外側壁厚減薄率快速增加，然后逐漸趨于平穩。這表明在彎曲過程中，外側壁受到顯著的拉應力作用，導致材料在該區域的壁厚顯著減薄。然而，不同CSR值下的曲線分布表明CSR值對外側壁厚減薄率有顯著影響。在相同的彎曲角度下，外側壁厚減薄率隨著CSR值增加而減少，說明高CSR值能有效減小外側壁厚減薄。由圖13b可知，隨著CSR值的增大，最大Mises應力顯著增大。這表明在彎曲成形過程中，CSR值越大，材料在變形過程中承受的應力越大。當CSR值較小時，材料的微觀織構表現出明顯的周向織構特征，材料在徑向上變形顯著，導致外側壁厚減薄率較大。當CSR值較大時，材料微觀織構表現出明顯的徑向織構特征，材料在徑向方向上更強的抗變形能力。由于材料在徑向上的變形受限，彎曲過程中外側壁厚減薄的程度有所減小。這意味著高CSR值的材料在彎曲成形過程中能夠更好地保持外側壁的厚度，從而降低了成形過程中可能產生的斷裂或開裂風險。
2.4織構對綜合成形質量的影響
在前述分析中，CSR值對擴口、壓扁和彎曲成形工藝中的壁厚變化率和應力分布表現出了不同顯著影響。為了進一步提升TA18鈦合金管材的成形質量和工藝可靠性，有必要對CSR值區間進行優化，有效調控材料的各向異性行為，并在后續成形過程中達到理想的性能表現。
在選取CSR值區間時，可以通過比較壁厚變化以及應力分布的方法來評估成形質量。在這個過程中，應力的選擇取決于成形過程中起主導作用的應力。在擴口成形中，周向應力對壁厚的影響尤為明顯，因為隨著管材擴展，周向應力會拉伸材料，從而影響壁厚變化;在壓扁成形中，外側材料由于張力作用在周向上承受拉應力，當該應力超過材料的斷裂強度時，外側區域會出現裂紋;在彎曲成形中，當管材彎曲時，管材彎曲內側受到壓縮，而外側受到拉伸，使得管材主要受到軸向上的應力。內側的壓應力和外側的拉應力共同影響管材的彎曲形狀和成形性能。根據擴口、壓扁、彎曲3種成形工藝的特點，選用同一成形指標下的壁厚變化率以及應力分布得到圖14擴口、壓扁和彎曲成形工藝的壁厚變化率和起主導作用的應力與CSR值之間的關系。
圖14a顯示，擴口壁厚減薄率隨CSR值增加先減小后增大，CSR值為1時作為一個分界點。CSR值小于1時，擴口壁厚減薄率隨CSR值增大而減小。當CSR值小于1時，材料主要呈現周向織構特征，徑向抵抗變形能力較弱，因此壁厚的減薄相對較大。隨著CSR值的增大，使得在擴口過程中抵抗徑向上的拉伸，減緩壁厚的減薄速度。隨著CSR值從小于1逐漸變化到接近1，周向和徑向的應變能力趨于平衡，因此壁厚減薄率逐漸減小。CSR值大于1時，擴口壁厚減薄率隨CSR值增加而增加。當CSR值大于1時，當CSR值大于1時，材料逐漸呈現出徑向織構特征，徑向抵抗變形能力增強，同時周向應力也增大。這種情況下，擴口成形時，材料的塑性變形更多地發生在周向，而隨著周向應力的增大，材料在外側的壁厚減薄加劇。周向應力的增大直接導致材料沿著擴口外緣的拉伸更加顯著，壁厚的減薄也因此變得更加明顯。隨著CSR值進一步增大，材料在擴口時的周向變形持續增強。以周向應力為主導使得材料在外側的塑性變形越發明顯，導致壁厚的減薄速率加快，壁厚減薄率顯著增加。因此，CSR值大于1時，擴口過程中的周向應力逐步增大，材料的周向拉伸變形更為顯著，最終導致更高的壁厚減薄率。綜合分析CSR值在0.8~2.3時可以保持較小的壁厚減薄和適中的周向應力，確保成形質量。
圖14b展示了CSR值對壓扁工藝中壁厚增厚率的影響，可以觀察到，CSR值增加導致壁厚增厚率增加，但在CSR值接近2.0時，增厚率的增幅趨于平緩。表明在較高CSR值下，材料的變形達到一定程度后，其增厚效應趨于穩定。隨著CSR值的增加，材料出現明顯的徑向織構特征。這使得材料在徑向方向上承受的應力能力增強，從而分散了材料在周向上的應力。因此，周向應力隨CSR值增大而減小。綜合分析CSR值在1.3~2.5時，壁厚增厚率得到有效控制且周向拉應力明顯降低，說明此范圍內的成形性能較優，可以實現較合理的壁厚以及應力分布，達到最佳的成形效果。
圖14c展示了CSR值對彎曲工藝中外側壁厚減薄率的影響，彎曲壁厚減薄率隨著CSR值的增加呈現逐步下降的趨勢。這表明當CSR值增加時，材料在徑向方向上的抗變形能力得到增強，從而在彎曲過程中有效抵抗了外側壁的拉伸變形，減少了壁厚的減薄。并且隨著CSR值的增加，在彎曲成形過程中的軸向應力逐漸增加。這表明，CSR值越大，材料在成形過程中的承受的軸向應力越強。綜合分析CSR值在1.3~2.0時，壁厚減薄率顯著降低，且軸向應力相對較小，表明此范圍內的成形質量較優，既能保持較小的外側壁厚減薄率，又能控制應力水平，提高材料的抗彎性能。
綜上所述，在擴口成形中為避免過大的壁厚減薄和過高的周向應力，使得管材發生破裂及失效，擴口成形的理想CSR值為0.8~2.3。在壓扁成形中避免過大的壁厚增厚以及過高的周向拉應力，使得管材兩側發生拉裂，壓扁成形的理想CSR值為1.3~2.5。彎曲成形中為避免過大的壁厚減薄和過高的軸向應力，彎曲成形的理想CSR值為1.3~2.0。為同時滿足多種成形工藝及成形性能要求CSR值調控區間為1.3~2.0，該范圍內的CSR值能實現較好的壁厚控制和應力分布。收縮CSR值的調控區間，以確保滿足后續成形過程的綜合成形性能的要求。盡管研究表明CSR值在1.3~2.0時對TA18鈦管具有最佳的成形效果，但這一結論對于其他類型的鈦合金管材仍需進一步驗證。未來的研究可通過對其他鈦合金管材的實驗進行對比分析，探討不同材料的最佳CSR值調控區間。
3、結論
(1)建立了高強TA18鈦管擴口、壓扁和彎曲有限元模型，模擬與試驗結果在管材整體形狀尺寸及壁厚變化趨勢上表現出良好的一致性，驗證了所建立模型的可靠性。
(2)以收縮應變比CSR值作為描述高強鈦管微觀織構強度及其對應的宏觀各向異性變形行為的指標，結果表明在擴口、壓扁和彎曲成形運程中，高強鈦管微觀織構會顯著影響管材的壁厚變化和應力分布。當CSR值增大時，在擴口成形中導致頂端壁厚減薄率增大，在壓扁成形中促使左右兩側壁厚顯著增厚，而在彎曲成形中則有效減緩外側壁厚減薄。
(3)通過對比不同成形工藝下的壁厚變化和應力分布，確定CSR值的最佳調控區間為1.3~2.0。
該區間內的 CSR值能夠使多種成形工藝中實現壁厚變化以及應力變化合理控制，為實現高強鈦管多道次冷軋全過程微觀織構精準調控方法提供理論依據。
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（注，原文標題：高強TA18鈦管微觀織構對綜合成形性能的影響_弓滿鋒）
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