引言
高强钛管具有密度小、比强度高、耐腐蚀和抗冲击性能好等优点，被广泛应用于航空、航天、汽车以及医疗等领域[1-3]，特别是可以作为航空航天高端装备领域液压管路系统的理想材料。高强TA18合金(Ti-3Al-2.5V)管材属于密排六方晶体结构的近a型钛合金[4-5]，在冷轧中极易发生显著不均匀变形且工艺参数繁多，导致管材微观织构演变规律极为复杂[6-7]。此外，高强钛合金管材在冷轧制备完成后，还需经过扩口、压扁和弯曲等一系列成形工艺，才能最终获得完整的液压管路构件系统。然而，管材微观织构的波动会引起各向异性和拉压非对称性变形行为的差异，将显著影响其后续成形性能和成形质量[8-10]。且微观织构与后续成形工艺的性能关系尚不明确，亟待研究并揭示高强钛管微观织构对成形性能影响规律与机制，进而为管材冷轧工艺调控及精确成形提供理论依据。
近年来，研究人员致力于研究钛合金的织构与其力学性能的关系[11-14]。程超等[11]通过各类表征方法研究发现在显微组织无明显差异的情况下，织构对不同位置拉伸强度具有显著影响。从厚板表层到中心位置，a相c轴偏离横向(Transverse Direc-tion，TD)，导致Schmidt因子逐渐增加。使得沿TD和轧制方向(RollingDirection，RD)的滑移系更易启动，拉伸强度从表层到中心逐渐降低。MURTYS VSN等[15]针对Ti-6Al-4V钛合金，分析了多道次加工后的组织、织构和力学性能之间的关系。随着轧制温度升高，a相的尺寸增大，导致织构强度有所减弱，并在高温下织构趋于随机化。收缩应变比(Contractile Strain Ratio，CSR)定义为在单轴拉伸应力作用下，管材周向塑性真应变与壁厚塑性真应变的比值，是表征微观织构引起管材力学性能宏观各向异性的一个重要指标[16]，当CSR>1时，代表管材的微观织构呈径向分布;当CSR<1时，代表管材的微观织构呈周向分布[17]。VAKHRUSHEVA V等[18]对TA18钛合金管材的织构和力学性能进行研究，发现CSR值在1.3~3.5时，材料的综合力学性能最佳。对管材经过压扁和弯曲测试后，高CSR值通常会导致较高的材料硬化，增加材料破裂的风险，进一步优化CSR值的范围为2.0~2.5。LIZX等[19]提出基于数字散斑相关法(Digital Speckle Correla-tion Method，DSCM)的新方法，用来确定大变形范围内CSR值，并研究了Ti-3Al-2.5V管材收缩应变比的变化及其对管材数控弯曲过程的影响，并且发现Ti-3Al-2.5V管的CSR值随塑性变形而变化，随
着轴向塑性应变的增加，织构变化使CSR值在初期快速下降，随后逐渐趋于平稳。HUANG T等[20]开发了一种弹塑性本构模型，研究在弯曲过程中CSR值的变化。结果表明，CSR值变化对管材弯曲过程中的壁厚减薄率有显著影响。CSR值较高时管材壁厚减薄较小，有助于保持材料在弯曲过程中的结构完整性。WEID等[21]通过3D-FE模型和VPSC模型的耦合计算发现CSR值的变化与径向织构强度f之间存在显著的定量关系，当 f RD 增加时， CSR值随之增大，表明径向织构的增强有助于提高CSR值。CSR值受Q值和截面减薄率(AreaReduction,AR)的显著影响。在保持一定初始织构的前提下，增加Q值和AR可以提高CSR值，使材料表现出更高的各向异性。总的来看，虽然有研究表明CSR值对钛合金管材的成形性能具有重要影响，但后续成形工艺性能之间的关系尚不明确，不同工艺需求的研究仍然有限。进一步深入探其在不同成形工艺中的具体表现，将为钛合金管材的制造与应用提供更有力的理论支持和实际指导。
本文旨在揭示高强TA18钛管微观织构对成形性能影响规律，从而为多道次冷轧微观织构的精准控制及精确成形提供理论指导。利用ABAQUS平台建立管材扩口、压扁和弯曲成形过程有限元仿真模型，以CSR值作为定量反映微观织构与材料宏观性能指标的桥梁，搭建微观织构与成形性能之间关联关系。鉴于标准中CSR值调控范围较为宽泛，通过仿真结果并结合工艺试验验证，收缩CSR值的调控区间，以确保满足后续成形过程的综合成形性能的要求。
1、研究方法
1.1试验材料
本文采用冷轧并去应力退火的TA18钛合金管材，规格为Φ12 mm×0.9mm，其名义化学成分表见表1。基于单向拉伸试验获取的力学性能参数，得到图1所示Ti-3Al-2.5V管应力-应变曲线，图中E、Rp0.2、 Rm 、v、K以及n分别代表弹性模量、屈服强度、抗拉强度、泊松比、强度系数以及应变硬化指数。
表1 Ti-3Al-2.5V管的主要化学组成(%，质量分数)
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 |
在钛合金管材的成形工艺中,织构的各向异性对材料的力学性能产生了显著影响,魏栋等 [22]研究了不同织构管材 CSR值与单向拉伸力学性能参数的关系,发现 CSR值对强度和硬化参数等指标没有显著影响，因此，通过调整 CSR值可用于探讨不同CSR值对 TA18钛合金管材成形性能的影响。由于技术要求 [23]CSR值调控范围为 1.3～3.5,较宽泛,由于 CSR值在大于 3.0后导致材料发生较高的硬化,增加材料破裂的风险,因此需确保成形过程中材料性能在合理的范围内,避免因过度硬化导致的性能下降。本文选择一系列 CSR值进行系统性研究,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。这些 CSR值覆盖了强周向织构到强径向织构的广泛范围,通过对不同 CSR
值下的管材在扩口、压扁和弯曲成形过程中的具体表现进行分析,建立 CSR值与成形性能之间的关系。
为研究管材在单向拉伸试验中的变形特征以及各向异性对管扩口、压扁和弯曲变形的影响,根据国标 GB/T 242-2007 [24]、GB/T 2462017 [25]和GB/ T 244-2020 [26]。选用管材扩口规格 Φ12 mm× 30mm × 0.9mm、管材压扁规格 Φ12mm × 20mm×0.9 mm、管材弯曲规格 Φ12mm × 200mm × 0.9mm。图 2为 TA18钛合金管材扩口、压扁、弯曲成形工艺及其有限元模型装配示意图,其中 D为管材外径、 d为管材内径、 t为管材壁厚、 D u 为管材变形后外径、 L为管材长度、 β为顶芯角度、 α为弯曲角度和 r为轧辊内径。管材在成形研究和实际生产中,通常采用壁厚减薄率和增厚率来检验管材壁厚变化 Δt以及用扩口率 η和压扁率 ϕ来描述管材变形程度。
式中: t0为变形后管材壁厚; Hu为变形后管材截面高度。
1.2有限元模型建立
有限元分析首先需要建立准确的几何模型，选用三维可变形体来描述管材，相比于管材，模具的变形忽略不计，采用三维离散刚体对顶芯、顶板、底板、压块、夹块、芯棒、弯曲模和防皱块进行建模，并根据依据实际生产中各模具的相对位置关系对建立好的几何模型进行装配。
如图1所示,输入材料的密度 ρ、泊松比 v、弹性模量 E、屈服应力 σ Y 、塑性应变 ε p以及 R值,其中,在分析管材成形时,由于屈服应力比的测量比较复杂，通常将单向拉伸下测得的周向应变 ε b 与径向应变 ε t 之比(即 R值, R = ε b /ε t )转化为应力比,若仅考虑径向异性,则转化关系可写成:
式中: R 0 为沿轧制方向进行单向拉伸测试时测得的R值; R 11 、R 22 、R 33 分别为管沿轴向、周向和径向的屈服应力比。在传统方法中,单向拉伸试验测得的 R 0 值常用于描述轧制方向的各向异性。但在管材成形过程中,直接测量 R值较困难,因此引人 CSR来表征各向异性。将公式(4)中 R 0 替换为 CSR,用于适应该成形条件下的描述,屈服应力比 R ij 与收缩应变比 CSR之间的关系可表示为 [27]:
采用 C3D8R单元对其进行网格划分,硬化准则选为各向同性硬化。在扩口成形中,顶芯和管材之间共存在 1对接触面,其相互作用设置主要是定义管材内表面与顶芯外表面的接触摩擦。在压扁成形中,模具和管材之间共存在 2对接触面,其相互作用设置主要是定义管材外表面与顶板底板外表面的接触摩擦。管材在弯曲成形共存在 5对接触面,分别是压块与管材外表面、夹块与管材外表面、防皱块与管材外表面、弯曲模与管材外表面以及芯棒与管材内表面,均定义为面-面接触方式,压块、夹块、芯棒、防皱块和弯曲模的表面设置为主接触面,管材表面设置为从接触面。
边界条件设定需要根据管材在成形时各个模具的实际运动状态定义。在扩口成形过程中,固定管材底部,顶芯按一定速度沿管材轴线运动,保证管材顶部随着顶芯锥度进行扩口成形。在压扁成形过程中,边界条件为底板完全固定,顶板以一定速度沿管材径向运动，使管材在径向进行压扁成形。在弯曲成形过程中，边界条件为夹块夹持着管材的一端，防止管材的另一端发生转动，压块以一定速度沿轴向运动，由夹模和管材表面间的摩擦力带动管材紧贴弯曲模表面共同绕着弯曲模的中心轴以相同的角速度旋转,保证管材沿着弯曲模的型腔内进行弯曲成形,整个弯曲成形中芯棒及防皱块静止不动。通过仿真分析管材成形的壁厚变化。
1.3试验验证
本节通过对制备的规格为 Φ12 mm × 0.9 mmTA18高强钛管进行测定 CSR值,选取应变 ε为 0.0375 ± 0.0025范围数据的平均值作为实际管材的CSR值,图 3测试结果表明实际管材的 CSR值为1.43。
对管材进行扩口及压扁试验,图 4分别为扩口试验和压扁试验装置及模具。通过线切割,切割出 L = 30 mm的管材并利用 MTS Exceed E43电子万能试验机对管材轴向分别进行下压量为 2、 4、 6、 8和10mm的扩口试验,获得不同扩口率的外型轮廓图,并与模拟外型轮廓进行对比,得到图 5。通过线切割,切割出 L = 20 mm的管材并利用 MTS Exceed E45电子万能试验机对管材径向分别进行下压量为3、 4和 5mm的压扁试验,获得不同压扁率的外型轮廓图,并与模拟外型轮廓进行对比,如图 6所示。通过试验与仿真比较不同扩口率和压扁率的外型轮廓,发现试验结果与仿真结果在整体形状和尺寸上具有良好的一致性。不同扩口率以及压扁率下的外型轮廓在端口形状、扩口角度和压扁宽度方面的变化趋势基本一致。随着扩口率的增加,管材外型轮廓的变形程度逐渐增大,且扩口端部的径向变形尤为显著。随着压扁率的增加，管材截面外型轮廓的变形程度逐渐增大,且压扁左右两侧的径向变形尤为显著。这一趋势在试验与仿真中均得到了验证。
图 7为扩口率、压扁率、壁厚减薄率模拟与试验结果对比，总体而言，模拟结果与试验结果在扩口率和压扁率的趋势上表现出良好的一致性，表明模拟模型在预测管材成形过程中变形方面具有较高的准确性。
2、结果与讨论
2.1织构对扩口成形的影响
图8为管材扩口过程中不同扩口率的应力分布。随着顶芯的下压，管材顶端孔径逐渐增大，在扩口过程中，应力分布主要集中在管材端口的顶部边缘处。等效应力沿着管材的轴向方向呈现出从上到下逐渐减小的梯度分布，这表明在扩口过程中，管材的上部端口区域所承受的应力较大，而远离扩口位置的底部区域所承受的应力较小。
通过测量顶端变形区壁厚，并根据式(1)和式(2)计算得到壁厚变化率及扩口率。如图9a所示，扩口率与壁厚减薄率曲线表明，随着扩口率的增加，壁厚减薄率逐渐增大。在扩口率达到3%之前，壁厚减薄率与扩口率之间呈现出明显的线性关系，表明此阶段内壁厚减薄速率较为稳定。当扩口率为3%~7%时，壁厚减薄率相对于扩口率的增长速率变慢，材料在此区间内对壁厚减薄的抵抗能力有所增强。当扩口率超过7%后，壁厚减薄率随扩口率的增加而迅速上升，表明材料的变形趋于剧烈。在扩口率小于7%时，不同CSR值的材料表现出相似的变化趋势，表明此阶段材料的CSR值对壁厚变化影响较小。随着扩口率的进一步增加，不同CSR值的曲线开始出现显著差异。当扩口率超过约20%后，高CSR值对应的曲线的壁厚减薄率增长趋势更快。由图9b可知，随着扩口率的增加，Mises应力迅速增加，并在扩口率达到一定值后趋于平稳。此外，随着CSR值的增加，材料在扩口成形过程中所承受的 Mises应力显著增加。
CSR值对扩口成形中的性能影响可以归因于织构的变化。CSR<1时，材料表现出周向织构特征，导致在径向方向抵抗变形能力较弱，随着扩口率的增大，从而引起较高的壁厚减薄率。相反，当csr>1时，材料表现出径向织构特征，尽管在径向方向抵抗变形的能力提高，但由于其在扩口过程中承受更大的Mises应力，导致管材顶部端口处发生更严重的塑性变形，从而进一步增大壁厚减薄率。
2.2织构对压扁成形的影响
图10为管材压扁过程中不同压扁率的应力分布。管材随着顶板的下降不断沿径向方向被压扁，随着压扁成形的进行，应力分布主要集中在左、右两侧。Mises应力沿管材截面的周向方向呈现出明显的梯度分布特征，这表明在压扁过程中，管材左右两侧的区域承受了更大的Mises应力。
通过测量左右两侧变形区壁厚，并根据式(1)和式(3)计算得到的壁厚变化率及压扁率。图11a为压扁率与壁厚增厚率曲线，不同 CSR值下压扁率与壁厚增厚率的曲线均表明，随着压扁率的增加，壁厚增厚率呈现出持续上升的趋势。尽管不同 CSR值下的曲线变化趋势整体一致，但较高的CSR值对应的壁厚增厚率稍大于较低的CSR值对应的壁厚增厚率，尤其是在较高压扁率条件下，较高CSR值的曲线的增长趋势更明显。具体而言，随着CSR值的增加，材料在压扁过程中左右两侧表现出更显著的壁厚增厚。由图11b可知，随着压扁率的增加，Mi-ses应力迅速增加，并在压扁率达到一定值后趋于平稳。此外，随着CSR值的增加，材料在压扁成形过程中所承受的 Mises应力显著增加。CSR值显著影响压扁成形过程中材料的Mises应力分布。这一现象可以归因于较高CSR值下，CSR值越高，材料呈现更强的径向织构特性，使其在径向方向上的抗变形能力增强。然而，这也导致更多的应力集中在管壁区域，从而加剧了壁厚的塑性变形。并且这种较高的应力水平会促使材料在壁厚方向发生更明显的塑性流动，从而导致更大的壁厚增厚。
2.3织构对弯曲成形的影响
图12为管材弯曲过程中不同弯曲角度下应力分布。管材紧贴弯曲模表面共同绕着弯曲模的中心轴旋转，随着弯曲的进行，管材内部的应力分布集中在管材的弯折处附近，应力显著增加。由于管材在进行弯曲成形时，外侧壁受拉应力作用而减薄。图13所示为不同 CSR值下管材弯曲角度与壁厚减薄率及Mises应力的关系曲线。
通过测量变形区壁厚以及弯曲角度，并根据式(1)计算得到壁厚变化率。图13a显示了弯曲角度与外侧壁厚减薄率的关系。随着弯曲角度的增加，外侧壁厚减薄率快速增加，然后逐渐趋于平稳。这表明在弯曲过程中，外侧壁受到显著的拉应力作用，导致材料在该区域的壁厚显著减薄。然而，不同CSR值下的曲线分布表明CSR值对外侧壁厚减薄率有显著影响。在相同的弯曲角度下，外侧壁厚减薄率随着CSR值增加而减少，说明高CSR值能有效减小外侧壁厚减薄。由图13b可知，随着CSR值的增大，最大Mises应力显著增大。这表明在弯曲成形过程中，CSR值越大，材料在变形过程中承受的应力越大。当CSR值较小时，材料的微观织构表现出明显的周向织构特征，材料在径向上变形显著，导致外侧壁厚减薄率较大。当CSR值较大时，材料微观织构表现出明显的径向织构特征，材料在径向方向上更强的抗变形能力。由于材料在径向上的变形受限，弯曲过程中外侧壁厚减薄的程度有所减小。这意味着高CSR值的材料在弯曲成形过程中能够更好地保持外侧壁的厚度，从而降低了成形过程中可能产生的断裂或开裂风险。
2.4织构对综合成形质量的影响
在前述分析中，CSR值对扩口、压扁和弯曲成形工艺中的壁厚变化率和应力分布表现出了不同显著影响。为了进一步提升TA18钛合金管材的成形质量和工艺可靠性，有必要对CSR值区间进行优化，有效调控材料的各向异性行为，并在后续成形过程中达到理想的性能表现。
在选取CSR值区间时，可以通过比较壁厚变化以及应力分布的方法来评估成形质量。在这个过程中，应力的选择取决于成形过程中起主导作用的应力。在扩口成形中，周向应力对壁厚的影响尤为明显，因为随着管材扩展，周向应力会拉伸材料，从而影响壁厚变化;在压扁成形中，外侧材料由于张力作用在周向上承受拉应力，当该应力超过材料的断裂强度时，外侧区域会出现裂纹;在弯曲成形中，当管材弯曲时，管材弯曲内侧受到压缩，而外侧受到拉伸，使得管材主要受到轴向上的应力。内侧的压应力和外侧的拉应力共同影响管材的弯曲形状和成形性能。根据扩口、压扁、弯曲3种成形工艺的特点，选用同一成形指标下的壁厚变化率以及应力分布得到图14扩口、压扁和弯曲成形工艺的壁厚变化率和起主导作用的应力与CSR值之间的关系。
图14a显示，扩口壁厚减薄率随CSR值增加先减小后增大，CSR值为1时作为一个分界点。CSR值小于1时，扩口壁厚减薄率随CSR值增大而减小。当CSR值小于1时，材料主要呈现周向织构特征，径向抵抗变形能力较弱，因此壁厚的减薄相对较大。随着CSR值的增大，使得在扩口过程中抵抗径向上的拉伸，减缓壁厚的减薄速度。随着CSR值从小于1逐渐变化到接近1，周向和径向的应变能力趋于平衡，因此壁厚减薄率逐渐减小。CSR值大于1时，扩口壁厚减薄率随CSR值增加而增加。当CSR值大于1时，当CSR值大于1时，材料逐渐呈现出径向织构特征，径向抵抗变形能力增强，同时周向应力也增大。这种情况下，扩口成形时，材料的塑性变形更多地发生在周向，而随着周向应力的增大，材料在外侧的壁厚减薄加剧。周向应力的增大直接导致材料沿着扩口外缘的拉伸更加显著，壁厚的减薄也因此变得更加明显。随着CSR值进一步增大，材料在扩口时的周向变形持续增强。以周向应力为主导使得材料在外侧的塑性变形越发明显，导致壁厚的减薄速率加快，壁厚减薄率显著增加。因此，CSR值大于1时，扩口过程中的周向应力逐步增大，材料的周向拉伸变形更为显著，最终导致更高的壁厚减薄率。综合分析CSR值在0.8~2.3时可以保持较小的壁厚减薄和适中的周向应力，确保成形质量。
图14b展示了CSR值对压扁工艺中壁厚增厚率的影响，可以观察到，CSR值增加导致壁厚增厚率增加，但在CSR值接近2.0时，增厚率的增幅趋于平缓。表明在较高CSR值下，材料的变形达到一定程度后，其增厚效应趋于稳定。随着CSR值的增加，材料出现明显的径向织构特征。这使得材料在径向方向上承受的应力能力增强，从而分散了材料在周向上的应力。因此，周向应力随CSR值增大而减小。综合分析CSR值在1.3~2.5时，壁厚增厚率得到有效控制且周向拉应力明显降低，说明此范围内的成形性能较优，可以实现较合理的壁厚以及应力分布，达到最佳的成形效果。
图14c展示了CSR值对弯曲工艺中外侧壁厚减薄率的影响，弯曲壁厚减薄率随着CSR值的增加呈现逐步下降的趋势。这表明当CSR值增加时，材料在径向方向上的抗变形能力得到增强，从而在弯曲过程中有效抵抗了外侧壁的拉伸变形，减少了壁厚的减薄。并且随着CSR值的增加，在弯曲成形过程中的轴向应力逐渐增加。这表明，CSR值越大，材料在成形过程中的承受的轴向应力越强。综合分析CSR值在1.3~2.0时，壁厚减薄率显著降低，且轴向应力相对较小，表明此范围内的成形质量较优，既能保持较小的外侧壁厚减薄率，又能控制应力水平，提高材料的抗弯性能。
综上所述，在扩口成形中为避免过大的壁厚减薄和过高的周向应力，使得管材发生破裂及失效，扩口成形的理想CSR值为0.8~2.3。在压扁成形中避免过大的壁厚增厚以及过高的周向拉应力，使得管材两侧发生拉裂，压扁成形的理想CSR值为1.3~2.5。弯曲成形中为避免过大的壁厚减薄和过高的轴向应力，弯曲成形的理想CSR值为1.3~2.0。为同时满足多种成形工艺及成形性能要求CSR值调控区间为1.3~2.0，该范围内的CSR值能实现较好的壁厚控制和应力分布。收缩CSR值的调控区间，以确保满足后续成形过程的综合成形性能的要求。尽管研究表明CSR值在1.3~2.0时对TA18钛管具有最佳的成形效果，但这一结论对于其他类型的钛合金管材仍需进一步验证。未来的研究可通过对其他钛合金管材的实验进行对比分析，探讨不同材料的最佳CSR值调控区间。
3、结论
(1)建立了高强TA18钛管扩口、压扁和弯曲有限元模型，模拟与试验结果在管材整体形状尺寸及壁厚变化趋势上表现出良好的一致性，验证了所建立模型的可靠性。
(2)以收缩应变比CSR值作为描述高强钛管微观织构强度及其对应的宏观各向异性变形行为的指标，结果表明在扩口、压扁和弯曲成形运程中，高强钛管微观织构会显著影响管材的壁厚变化和应力分布。当CSR值增大时，在扩口成形中导致顶端壁厚减薄率增大，在压扁成形中促使左右两侧壁厚显著增厚，而在弯曲成形中则有效减缓外侧壁厚减薄。
(3)通过对比不同成形工艺下的壁厚变化和应力分布，确定CSR值的最佳调控区间为1.3~2.0。
该区间内的 CSR值能够使多种成形工艺中实现壁厚变化以及应力变化合理控制，为实现高强钛管多道次冷轧全过程微观织构精准调控方法提供理论依据。
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（注，原文标题：高强TA18钛管微观织构对综合成形性能的影响_弓满锋）
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