1、引言

發動機的推重比是衡量發動機綜合性能的重要指標之一，一般航空渦扇發動機上外部管路系統重量能夠占到發動機外部結構總重量的60% -70% [1]。航空航天飛行器的管路系統包括：燃油管路、液壓油管路、氣源管路、潤滑油管路、壓縮空氣管路等，其安全可靠性不僅影響飛行器的操控性，還會直接影響飛行器安全及其整體性能[1-4]。

Ti-3Al-2.5V是由美國開發的近α型鈦合金，其強度較純鈦提高20% 到50% ，其管材適合用于航空飛行器及其發動機的液壓和燃油、氣路等管路系統，波音飛機絕大大部分液壓管道幾乎都會用到該合金。航天飛機上大量液壓管路采用Ti-3AI-2.5V管材做配管，管路整體減重40%[5]。TA18管材為我國仿美制Ti-3AI-2.5V管材，美、俄等國家已在航空發動機廣泛使用鈦合金外部管路，我國也逐步開始在航空發動機上大量應用鈦合金管路[1]。

20世紀70年代我國開始對TA18管材進行研究[4]，近年來,科研人員及相關的生產企業對TA18管材加工過程中的顯微組織、化學成分、力學性能、織構等對管材性能的影響等進行了大量研究[6]。

本文對TA18鈦合金管材的研究及應用現狀進行了簡要的分析，重點分析了管材軋制、織構及顯微組織控制、折彎加工等研究進展,并提出了TA18管材加工相關的問題及發展方向。

2、軋制工藝對TA18管材的影響

鈦及鈦合金管材的加工工藝已較為成熟，管材壞料的加工方式包括：斜軋穿孔、鉆孔和擠壓等，再通過軋制、拉拔、旋壓、旋鍛等方法制備出系列的成品管材。對于中、高強度的鈦材（TC4、TC18、TA18等）常采用溫軋、熱拉拔、熱旋等熱加工方式，變形溫度在通常在再結晶溫度以下100℃左右；對于低強度、低合金化的鈦材（純鈦、TA5等）通常采用連續冷軋并配合真空退火加工制備管材[7]，熱軋通常難以精確控制鈦合金管材的性能和尺寸精度，同時高溫下容易氧化導致管材的表面質量不高。

TA18鈦合金常溫下為密排六方（hcp）晶體結構，其冷變形條件下滑移系較體心立方（bcc)晶體結構少，冷加工時變形抗力大，冷加工過程中加工硬化效應顯著導致加工困難。

TA18管材冷軋三維有限元模擬研究發現冷軋加工工藝參數的影響包括：

(1)軋制過程中管材徑向和環向應力均為壓應力，送進量增大，開口區徑向拉應變和環向壓應變均增加,成形載荷也會增大，軋制過程中送進量過大會導致管材溢出軋輥縫，出現裂紋或折疊。

(2)軋制速度增加，徑向拉應變和環向壓應變均減小。

(3)摩擦系數增加，開口區徑向拉應變和環向壓應變減小,適當增加摩擦可降低厚壁管的內表面質量[8-9]。

管材冷軋過程中的變形量是不能完全反應鈦合金的材料流動特征和晶粒變形過程，兩者與加工過程中的Q值（內徑減徑率與壁厚減壁率之間的比值）有直接的相關性。Q值越大，金屬流動性就會越強烈，晶粒的變形拉長就會更明顯，晶粒的纖維化和取向趨勢更明顯。在中間管壞相同的條件下，Q值對鈦合金管材的拉伸性能影響明顯，綜合考慮管材延伸率變化呈現二次曲線分布的規律，Q值在1.86及2.62左右時延伸率較高，冷軋效果較好[10]，顯微組織為變形拉長的纖維組織，管材屈服強度較低,冷軋加工時塑性佳。Q值對退火態鈦合金管材的組織和拉伸性能影響較大,Q值增大,晶粒尺寸細化,延伸率提升,最高可至42% ,同時Q值與CSR(鈦合金管材的收縮應變比)之間具有線性關系，通過將Q值控制在1.54到2.46范圍內，進而控制管材的CSR值在1.3到2.5范圍，最終獲得優良綜合性能的鈦合金管材[11]。

洪權等研究也發現冷軋加工TA18管材的Q值>1時，管材徑向壓力占優勢，會形成與管材徑向平行的織構，以徑向織構為主的管材,拉伸性能和 CSR值滿足AMS（美國AMS宇航標準）標準要求，綜合性能較好，但會影響管材試樣的表面質量。當Q值<1時，管材切向壓力占優勢，會形成與管材切向相平行的織構，鈦合金管材的塑性較差[12-13]。

3、TA18管材彎管加工

管材發生彎曲后如工藝控制不佳將產生多種缺陷及不足，如：管材截面畸變、彎曲處外側壁厚減薄和內側壁厚增厚，嚴重時會出現塌陷、破裂和起皺等情況。管材彎曲缺陷不僅影響管材產品質量及生產裝配進度，還會給飛行器帶來系統功能的潛在安全隱患[3，14]。

與其他航天器相比，航空發動機外部管路數量多且分布在狹小空間內，一直是發動機外部管路設計的主要矛盾之一，對于軍用發動機更為明顯，空間狹小導致管路的彎曲數量增多,轉彎半徑減小,對于延展性和塑性不及不銹鋼的鈦合金管材提出了挑戰,如何確定管路轉彎數量及彎曲半徑是鈦合金管路結構設計的難點[1]。

劉大海、李波等發現對TA18鈦合金管彎曲成形的影響程度順序為：彎曲半徑、彎曲角度、芯棒伸出量、芯棒與管材的間隙、彎曲加工速度、芯棒與管材間的摩擦系數、壓塊與管材間的摩擦系數，研究確認的最優工藝為：相對彎曲半徑3.0、彎曲速度0.8rad/s、彎曲角度90°芯棒與管間隙0.3mm、壓塊與管之間的摩擦系數0.2、芯棒與管之間的摩擦系數0.2、芯棒伸出量3mm[14-15]。

同時考慮收縮應變比和彈性模量變化規律可使截面扁化量發生改變，該前提下研究結果確認的最優參數為：管材彎曲半徑不應小于外徑的1.5倍，彎曲角度可達180;芯棒伸出量為0-3mm；模具與管材之間的摩擦系數對管材數控彎曲的截面平整度無顯著影響，壓管模與管材的摩擦系數范圍為0.20-0.35，彎曲模與管材管的摩擦系數范圍為0.05-0.15[16]。方軍等研究發現材料性能參數對數控繞彎過程中管材截面的畸變率的影響順序為：材料強度系數、材料彈性模量、材料硬化指數和管材厚向異性指數。材料彈性模量、材料硬化指數增加或材料強度系數、管材厚向異性指數減小，TA18鈦合金管材數控繞彎過程截面畸變率減小，為：11.76% ，23.67% ，12.07% 和23.51% ，但管材截面畸變率的最大值均未超過4.00% [17]。

4、TA18管材織構及顯微組織控制

鈦合金管材加工過程中，會逐步產生織構，隨機取向的內部晶粒會逐步發生擇優取向,織構通常分為變形和退火織構，TA18鈦合金管材加工后形成的織構對管材最終的工藝及服役性能有重要影響[7，17]。

劉凡等研究測試不同CSR值管材的環向抗拉強度，發現有利提升抗拉強度的CSR值為1.75,除該值外管材環向拉伸抗熱強度均下降，對于同一管材，環向相較軸向拉伸抗拉強度低，用管材軸向拉伸性能代替環向拉伸性能的評價具有不全面性[18]。LiH等研究發現TA18鈦合金管材軋制過程中為了獲得所需要的近徑向織構和合理CSR值的成品TA18鈦合金管材，管材加工過程中Q值應控制在1.3-1.7[19] 。

管材織構強度沿管材層深方向呈現梯度變化，且強度等級變化大于17% ，由于各層的織構類型不同，管材某一層的織構不是管材整體的織構情況，即使管材中層的織構類型為有利的徑向織構且強度較高，其CSR值也可能比較低，管材的織構沿層深分布較分散，在不同的層深處會出現切向不利織構，其有可能起到主要影響作用[20]。

楊奇等研究發現TA18管材在650到750℃、550到650℃、450到550℃退火時顯微組織發生了晶粒長大、再結晶、回復，鈦合金管材織構變化在再結晶及晶粒長大兩個階段更為明顯。初始的鈦合金冷軋管材呈現較強的徑向織構；再結晶退火后，徑向織構進一步增強。在550、600℃退火后，新晶粒形核生長時發生了再結晶織構轉變，再結晶后新晶粒比原變形晶粒呈現更高的徑向取向，鈦合金原冷軋管材中的細小晶粒具有比基體更強的徑向取向，再結晶晶粒會優先在這些細小晶粒處形核并生長，在隨后的晶粒長大過程中，這些晶粒逐步占據優勢，管材后具有明顯的再結晶織構且呈徑向分布[21]。

周大地等研究證明在500℃退火后，主要為變形組織，僅有極少量的再結晶晶核，冷軋TA18管材中形成了沿TD方向傾斜的雙峰基面織構，在隨后的退火過程中，(0001)晶面極圖中的織構未發生明顯變化；而用取向分布函數進一步表征織構差異時，發現隨著保溫時間的延長，(1120)纖維織構得到增強[2]。

王森等研究發現由于管材在彎曲過程中管材內外側會產生不均勻變形，會導致管材內外側織構發生明顯的變化，彎曲角度增加，管材內側的軸向織構逐漸增加，徑向織構呈現先減小后增大的情況，管材外側周向與軸向織構都逐漸增加[23]。

5、展望

目前TA18管材已經成為我國航空航天管路系統的首選材料之一，在以美國及歐美日等發達國家TA18管材的加工技術及航空航天應用方面領先于國內，目前國內也逐步獲得了較廣泛的研究和應用。

航空航天用鈦合金管材生產加工要求高效率、高精度、高成品率、低成本，隨著前航空航天產品需求性能的日益提升及精益化的需求，TA18管材的用量將日益擴大，但TA18管材在飛機、航空航天發動機上的使用仍需要突破管材軋制工藝、織構及顯微組織控制、彎管加工等一系列技術難題。

(1)V元素的均勻性受熔煉工藝參數影響較大，容易產生微觀不均勻性,O、Fe的含量及其均勻性對TA18鈦合金的性能也會產生影響。微觀成分的不均勻可能會造成局部顯微組織異常，會最終影響TA18管材的性能、加工成品率、疲勞壽命。

（2)理論分析及有限元模擬能夠定性地幫助認識管材軋制、管材彎曲的機理，也可以定量地計算軋制及彎管加工的應力應變等，同時有利于幫助優化加工的工藝參數，今后需要加強對加工過程中與織構及顯微組織等的聯合研究。

(3)熱處理工藝是調控TA18性能的有效工藝手段，當前對TA18管材熱處理工藝及其顯微組織演變,及性能關聯性的精確研究仍較少，進一步建立和完善TA18管材熱處理及顯微組織數據庫將有利于提升TA18管材性能。

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