引言
TC4钛合金（Ti-6Al-4V）作为α+β双相钛合金的典型代表，凭借其高比强度、优异的耐腐蚀性及高温稳定性，已成为航空航天、高端医疗植入体等领域的关键材料[1]。尤其在航空发动机高压压气机盘、火箭燃料薄壁储舱等构件中，对TC4钛合金管件的精度与性能要求日益严苛，而热旋压成形技术因其渐进式局部变形的特点，成为实现高精度薄壁管制造的核心工艺[2]。
虽然TC4钛合金因诸多优点在航空航天、能源动力等高端制造领域占据重要地位，但其高温旋压成形过程面临显著技术挑战。一方面，TC4钛合金高温流变行为极为复杂，在600℃~750℃温度区间内，动态再结晶与加工硬化的竞争机制尤为突出[3-6]。这种竞争机制直接影响材料的流动性，使得材料在高温塑性变形过程中的变形均匀性难以控制，显著增加了成形难度[7]。另一方面，该合金对工艺参数具有高度敏感性，旋轮几何参数（如成形角）、运动参数（如进给率）与变形参数（如减薄率）间的耦合作用，极易诱发裂纹、起皱及截面失圆等缺陷[8-11]。目前关于TC4钛合金高温旋压工艺的研究仍存在局限性，现有成果多聚焦单一参数优化或常温成形工艺，缺乏对多参数协同优化的系统性研究，难以满足高温旋压工艺实际工程应用需求。因此，深入探究TC4钛合金高温旋压过程的变形机理与工艺优化方法，对突破其工程化应用瓶颈具有重要意义。
近年研究虽取得部分进展，如邵玉林等[12]通过建立了TA1薄壁锥形件结构旋压加工过程的有限元模型，研究了TA1锥形件旋压过程的金属塑性变形行为。郑帮智等[13]通过数值仿真方法研究了成形温度、主轴转速、进给速度等工艺参数对TC4钛合金成形的影响。欧阳德来等[14]通过将晶体塑性滑移模型嵌入仿真模型中，对TC21钛合金筒形件旋压织构演变进行了研究。PANJQ等[15]根据热平面应变压缩的实验结果建立了内部状态变量模型，以预测合金在热旋压过程中的微观组织演变。HOSEINISMJ等[16]研究了旋压过程中成形方向改变对力学性能、微观结构、织构和各向异性的影响。但针对TC4钛合金高温多参数协同优化的研究仍存在不足。
为此，本文提出一种实验-仿真协同策略：首先通过高温拉伸实验建立TC4钛合金的本构关系；进而构建强力旋压多体动力学有限元模型，系统量化旋轮成形角（10°~19°）、进给率（0.1mm/r~0.4mm/r）和减薄率（20%~35%）对三向应力/应变分布的影响；最终基于应力极值与成形稳定性确定最优参数组合。本研究旨在为高可靠性TC4钛合金管件热旋压制造提供理论支撑与工艺参考。
1、材料与方法
1.1实验材料
本研究所使用的材料为TC4钛合金，其化学成分见表1[17]。为了更好的描述材料变形行为，通过Gleeble3800热模拟试验机，对TC4钛合金进行高温单轴拉伸实验。根据GB/T228.1-2021，设计拉伸试样，并在温度分别为600℃、650℃、700℃、750℃，应变率分别为\(0.01s^{-1}\)、\(0.1s^{-1}\)、\(1s^{-1}\)时进行拉伸，最后获得了TC4不同应变率、不同温度时的真应力-应变曲线，如图1所示。
表1 TC4钛合金化学成分(质量分数)
| 元素 | % | % |
| Al | 5.5~6.8 | 0.1 |
| V | 3.5~4.5 | 0.05 |
| Fe | 0.3 | 0.01 |
| O | 0.2 | 89~90 |
| Si | 0.15 | 0.5 |
1.2有限元模型建立
利用Abaqus/Explicit软件建立单轮强力旋压有限元模型，其中包括旋轮、芯轴、管坯和推料环4部分，如图2所示。为了节约计算成本，旋轮、芯轴和推料环为刚体，管坯为可变形体。管坯共划分135360个单元，并利用ArbitraryLagrangianEulerian（ALE）自适应网格技术，对此区域的网格进行重构，以改善旋压过程中的网格质量。采用库伦摩擦方程来描述旋轮与管坯间摩擦行为，摩擦因数设为0.7[18]。管坯及旋压模具基本外形参数见表2。
表2模型外形基本参数
| 参数 | 数值 |
| 管坯外径/mm | 32 |
| 管坯内径/mm | 28 |
| 芯轴外径/mm | 28 |
| 旋轮直径/mm | 25 |
| 旋轮成形角/(°) | 24 |
1.3仿真实验方案
工艺参数对旋压加工过程有着重大的影响，如进给率、减薄率过大或过小时，旋压件都有可能产生裂纹，甚至是发生断裂，而旋轮成形角选择不当亦会产生不良效果。因此，选用旋轮成形角、进给率、减薄率3个参数对TC4钛合金管变化过程进行研究。以成形角10°、进给率0.1mm/r、减薄率20%作为基础工艺参数，在此基础上设计单因素变量实验。通过系统改变各工艺参数，利用有限元仿真技术对管材单轮减薄旋压成形过程进行全流程模拟，探究各参数对成形质量的影响规律，进而确定TC4钛合金管材旋压的最优工艺参数组合。各工艺参数设计值如表3所示。
表3各工艺参数设计值
| 成形角/(°) | 10 | 13 | 16 | 19 |
| 进给率/(mm・r⁻¹) | 0.1 | 0.2 | 0.3 | 0.4 |
| 减薄率/% | 20 | 25 | 30 | 35 |
2、结果与讨论
2.1有限元模型有效性验证
在旋压仿真中，采用质量缩放功能以减少模型的计算时间，提高模型分析效率。但是需要满足的条件是，在大部分仿真时间区域内，动能与内能之比不超过5%，否则认为模型失真[19-21]。
图3为仿真过程中动能和内能比值随时间变化的曲线。从图3中可以看出：在0~0.25s时间内，动能与内能之比迅速增加至20%，后又迅速下降至0.9%。这是由于仿真起始时，旋轮与管坯未直接接触，此时模型内能较少。当旋轮与管坯接触后，动能/内能值迅速升高。在1s~16.4s时间内，动能/内能值趋于稳定，保持在1%左右，小于所要求的5%，确保仿真过程的准静态特性，从而保证仿真结果的准确性和可靠性。
图4为实验结果与仿真结果对比图。从图4中可以发现：实验结果与仿真结果各项误差较小，吻合度良好。综上分析得出所建立的有限元模型是有效的，可应用于探究TC4管在旋压过程中的变形行为。
2.2旋压过程分析
图5为轧制温度650℃，成形角10°、进给率0.1mm/r、减薄率20%时的仿真过程。图5(a)为仿真初始阶段，旋轮绕中心轴线旋转，但此时旋轮与管坯并未接触，管坯应力均为零；随着旋轮的进给，旋轮与管坯开始接触，管坯金属在旋轮的作用下发生变形，并在旋轮前进方向产生隆起，管坯材料在接近旋轮附近产生应力，应力主要集中在旋轮下方，如图5(b)所示。这是由于压下量的存在，旋轮对管坯产生了挤压作用，致使旋轮下方金属发生剧烈的塑性变形。旋轮继续做进给运动，应力区扩散至整个管坯，应力最大区域还是集中在旋轮下方，且穿透管坯，致使管坯内壁金属也发生变形，进入旋压轧制稳定阶段，如图5(c)所示。
2.3旋轮成形角对三向应力的影响
图6为管坯三向最大应力和最大应变随旋轮成形角的变化规律。从图6(a)中可以看出：三向应力随着旋轮成形角的增大先减小后增大，在旋轮成形角为16°时均达到了最小值；轴向应力普遍大于径向应力和切向应力，这是因为所仿真的单轮强力旋压为反旋压工艺，致使轴向力远大于其他两向的力，从而导致在相同工艺参数下，轴向应力大于其他两向应力。
从图6(b)中可以看出：轴向应变大致随着旋轮成形角的增大而减小，切向应变和径向应变随旋轮成形角的增大而减小，且径向应变大于轴向应变和切向应变，但整体变化趋势比较缓慢。这是由于在旋压过程中，金属主要变形方向为径向压缩，其次是轴向延伸和切向的变形，所以导致了径向的应变大于其他两个方向的应变。综上可以看出，当成形角为16°时，金属流动性最好，成形效果最优。
2.4进给率对三向应力的影响
其他条件不变的情况下，进给率分别取0.1mm/r、0.2mm/r、0.3mm/r、0.4mm/r时，最大应力和最大应变随其的变化规律如图7所示。从图7(a)可以看出：随着进给率的增加，三向应力都随之增大，且轴向应力大于其他两向应力。这是由于随着进给率的增加，单位时间内参与变形的金属增多，三向变形力随之增大，进而导致三向变形应力也随之增加。又由于轴向变形力远大于其他两向，故导致轴向应力显著高于其他两向应力。
从图7(b)可以看出：随着进给率的增加，三向应变先减小后增大，在进给率为0.2mm/r时，都同时达到了最低值。应变数值小说明金属材料在流动变形过程中更均匀、稳定，不易出现起皱、开裂、扭曲等成形缺陷，所以最优进给率为0.2mm/r。
2.5减薄率对三向应力的影响
图8为减薄率对最大应力、最大应变的影响规律。从图8(a)和图8(b)可以看出：随着减薄率的增加，三向应力与三向应变都随之增大，且轴向应力大于其他两向应力。这是由于随着减薄率的增加，旋轮在单位时间内所碾轧的金属量增多，金属变形量增大，从而导致三向应力与三向应变都随之增大。从图8中还可以看出减薄率在20%~25%之间时，三向应力与三向应变的增加速率小于减薄率在25%~35%之间的增加速率。尽管低应力应变值有利于成形质量，但会降低成形效率。所以在讨论的范围内，减薄率为25%时，其兼顾了成形质量和成形速度，故为最佳参数。
3、结论
(1)实验与仿真结果吻合良好，验证了模型对变形行为预测的可靠性。
(2)三向应力值随成形角增大呈先降后升趋势（16°时最小），并随进给率与减薄率增加而单调递增。
(3)综合成形质量与效率，确定TC4钛合金管材热旋压的最优参数为：旋轮成形角16°、进给率0.2mm/r、减薄率25%。
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（注，原文标题：TC4钛合金管热旋压成形工艺参数优化研究）
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