李志燕,黃 旭,李興無,齊立春

(北京航空材料研究院,北京100095)

TA15鈦合金“H”型結(jié)構(gòu)等溫局部加載成形工藝研究

李志燕,黃 旭,李興無,齊立春

(北京航空材料研究院,北京100095)

本工作基于DEFORM 3D平臺,針對筋板類構(gòu)件建立了等溫局部加載有限元模型,模擬分析了局部加載過程中分模面位置、成形參數(shù)與加載次序?qū)畹某涮詈统跎料嗑Я３叽绲挠绊懸?guī)律。結(jié)果表明:分模面位置設(shè)在筋處時比分模面位置在腹板處時,筋的充填性好,初生α相晶粒尺寸分布均勻;改變局部加載成形參數(shù),即增大橫向筋和腹板、縱向筋和腹板之間的圓角半徑,分模面處的縱向筋和橫向筋的充填深度差增大;增加上模壓下速度,筋的充填深度減小,初生α相晶粒尺寸增大;加載次序?qū)Τ跎料嗟木Я３叽缬绊懖伙@著。

等溫局部加載;筋板類構(gòu)件;初生α相平均晶粒尺寸;TA 15鈦合金

筋板類構(gòu)件在航天、航空領(lǐng)域有著十分廣泛的應(yīng)用。為了滿足減重的需要,這類構(gòu)件通常被設(shè)計成薄腹板并帶有縱、橫內(nèi)筋的結(jié)構(gòu),采用傳統(tǒng)的鍛造方法現(xiàn)有設(shè)備噸位不能滿足要求,而且不可避免地會產(chǎn)生諸如充填不滿、穿筋等成形缺陷[1,2]。局部加載是指僅向工件某個局部施加變形力,通過變換加載位置來完成大型復(fù)雜整體構(gòu)件成形的有效加載方法。等溫局部加載工藝為這類構(gòu)件的成形提供了一種可能的新途徑。等溫成形可以有效降低材料流動應(yīng)力,而局部加載不僅能降低成形載荷,還能有效改變材料應(yīng)力狀態(tài),提高塑性成形能力[3]。

局部加載成形中,由于在成形的每一階段都只是局部區(qū)域受載成形,而其余的未加載區(qū)則不發(fā)生變形或間接發(fā)生被動變形,即成形過程中存在加載變形區(qū)、未變形區(qū)和變形過渡區(qū)[4]。對于帶有縱橫筋的筋板類構(gòu)件局部加載成形,過渡區(qū)位置的不合理設(shè)置可能會導(dǎo)致過渡區(qū)產(chǎn)生折疊,流線折斷等缺陷;局部加載參數(shù)的不合理設(shè)置可能會導(dǎo)致筋充填不滿,縱橫筋交叉處產(chǎn)生匯流等缺陷[5]。局部加載過程中變形方式的特殊性可能會導(dǎo)致晶粒尺寸分布不均勻,局部加載成形過程中變形的不同時性,使得先變形的區(qū)域發(fā)生空燒,影響鍛件的微觀組織。因此過渡區(qū)的合理設(shè)置,加載參數(shù)的有效控制是局部加載成形的關(guān)鍵。局部加載方式下筋板類構(gòu)件成形是一個多場多因素耦合作用的復(fù)雜過程,而數(shù)值模擬方法可以實現(xiàn)對成形過程進(jìn)行全方位的虛擬模擬,獲得成形過程各種詳細(xì)的場變量信息,本工作提取能夠有效反映筋板類構(gòu)件成形特點的“H”字形結(jié)構(gòu)為研究對象,采用數(shù)值模擬的方法研究分析了局部加載條件對材料充填和初生α相平均晶粒尺寸的影響規(guī)律。

1 特征模型的提取

通過對實際航空航天筋板類構(gòu)件的分析發(fā)現(xiàn),復(fù)雜筋板類構(gòu)件都可以看作是多個“H”字形結(jié)構(gòu)的組合體。這種帶筋的大型復(fù)雜構(gòu)件是一種特殊的構(gòu)件,多作為航空航天器上的承重件,為了減輕質(zhì)量通常被設(shè)計成薄腹板并帶有縱橫內(nèi)筋的結(jié)構(gòu),并且縱向筋的高度不同。為此本工作依據(jù)航空航天筋板類構(gòu)件的實際結(jié)構(gòu)和尺寸,提取并設(shè)計了能夠全面反映筋板類構(gòu)件成形特點的“H”字形結(jié)構(gòu)等溫局部加載成形模型,如圖1所示。模型中有2個上模,1個下模,上模1和上模2之間的分界面為分模面,如圖2所示。

本工作采用商品化軟件DEFORM研究建立了上述“H”字形結(jié)構(gòu)等溫局部加載成形剛黏塑性有限元模型,如圖2所示。選用CA TIA軟件實現(xiàn)模具和坯料的幾何造型,其主要的幾何參數(shù)如表1所示。表1中h1,h2分別表示腹板兩側(cè)縱向筋的高度?？紤]到模具的剛度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于坯料的剛度,將模具作為剛體處理。

表1 模具主要幾何參數(shù)Table 1 Themain geometrical parameter of matrix

模擬中材料選用經(jīng)過兩相區(qū)鍛造的TA 15鈦合金坯料,相變點為990℃,材料的流動應(yīng)力為鍛造溫度、應(yīng)變速率和應(yīng)變的函數(shù),即σ=f(ε,ε·,T),相關(guān)數(shù)據(jù)取自文獻(xiàn)[6]。選取常系數(shù)剪切模型來描述模具和坯料間的摩擦。根據(jù)實際鈦合金等溫成形過程,取摩擦因子m=0.3,等溫鍛造溫度設(shè)為950℃,模具的壓下速度取為1mm/s,下模靜止,增量計算時,每次壓下量為0102mm。通過熱模擬實驗測得數(shù)據(jù)經(jīng)回歸得到TA 15微觀組織模型[7],且該模型經(jīng)驗證是可靠的,經(jīng)二次開發(fā)把微觀組織模型和DEFORM有限元軟件結(jié)合。

再結(jié)晶發(fā)生50%時的應(yīng)變ε0.5為

峰值應(yīng)變εP為

臨界應(yīng)變εc為

動態(tài)再結(jié)晶體積分?jǐn)?shù)X為

再結(jié)晶晶粒尺寸drex為

平均晶粒尺寸d為

初生α相體積分?jǐn)?shù)Va為

2 模擬結(jié)果分析與實驗驗證

2.1 分模位置對工件成形的影響

分模面的位置在腹板處,中間筋易充填不滿,分模面處容易產(chǎn)生折疊,由于模具之間的配合間隙,分模處可能會出現(xiàn)毛刺或者鼓包,將不利于后面加載過程的實現(xiàn),或者加載過程出現(xiàn)折疊、穿筋等缺陷,進(jìn)而會影響鍛件的質(zhì)量。若把分模面設(shè)在筋處,未加載區(qū)變形之前,部分材料在此集聚,對于未成形的筋來說相當(dāng)于聚料過程,使得后充填筋的充填更容易。圖3為不同分模位置時的等效應(yīng)變分布云圖。從圖3看出,分模面在腹板上時(圖3(a)),分模面處的等效應(yīng)變值較大,應(yīng)變分布不均勻;分模面在筋上時(圖3(b)),等效應(yīng)變分布較均勻。

圖3 等效應(yīng)變分布云圖(a)分模面在腹板上的等效應(yīng)變云圖; (b)分模面在筋上的等效應(yīng)變云圖Fig.3 Equivalent strain distribution (a)equivalent strain distribution of the interface at belly; (b)equivalent strain distribution of the interface at rib

圖4為分模面不同位置時的晶粒尺寸分布云圖。分模面在筋處時(圖4(b)),晶粒分布均勻;分模面在腹板處時(圖4(a)),分模面處應(yīng)變值較大,變形很不均勻,在分模面處易出現(xiàn)混晶現(xiàn)象,進(jìn)而影響鍛件的力學(xué)性能。由此得出,分模面設(shè)在筋上時,充填性能較好,初生α相晶粒尺寸分布也較均勻。

2.2 加載參數(shù)對工件成形質(zhì)量的影響

2.2.1 圓角半徑的大小對工件成形質(zhì)量的影響

圖4 初生α相晶粒尺寸分布云圖(a)分模面在腹板處初生α相晶粒尺寸分布云圖; (b)分模面在筋處時初生α相晶粒尺寸分布云圖Fig.4 Primaryα2phase grain size distribution (a)primaryα2phase grain size distribution of the interface at belly; (b)p rimaryα2phase grain size distribution of the interface at rib

圖5為圓角半徑對筋充填的影響曲線圖,由圖5可以看出,當(dāng)只增加橫向筋與腹板之間的圓角半徑(如圖1所示R1)時有利于外緣筋的充填,分模處縱向筋和橫向筋之間的充填深度差減小,這是由于縱向筋和腹板之間的圓角半徑較小,增大了縱向筋的充填阻力,縱向筋和橫向筋的充填均勻。同時增大縱向筋和腹板之間的圓角半徑(如圖1所示R2)時,分模面處縱向筋和橫向筋之間的充填深度差增大。因為縱向筋和腹板之間的圓角半徑越大,金屬向上流動的阻力越小,縱向金屬流動比橫向金屬流動多,金屬在縱向筋上向上越容易充填,且橫向筋和縱向筋的下部充填深度減小。為了保證縱橫筋交叉處筋的充填質(zhì)量,應(yīng)增大較難充填筋與腹板之間的圓角半徑,減小容易充填筋與腹板之間的圓角半徑,使得各筋充填均勻。

圖5 圓角半徑對筋充填的影響Fig.5 Effects of round radius on filling of ribs

2.2.2 加載速度對工件成形質(zhì)量的影響

為了研究不同的加載參數(shù)下工件的充填性,采用點跟蹤法,跟蹤特定點的充填深度,如圖6所示,跟蹤點1,3,5分別設(shè)在縱橫筋的交界處,2和4分別位于腹板處對應(yīng)的縱向筋上。

圖6 跟蹤點的位置Fig.6 Location of trace points

圖7為不同壓下速度下各跟蹤點的充填深度曲線,由圖7可知,隨上模壓下速度的增加,各跟蹤點的充填深度差逐漸增大;上模壓下速度越小,曲線越平緩,各跟蹤點的充填深度相差越小。

跟蹤點1,3,5處于縱向筋和橫向筋的交叉處,充填較困難,其充填深度比2和4處的充填深度小,由此得出,隨加載速度的增加,縱向筋和橫向筋充填越來越不均勻。尤其是縱橫筋交叉處,縱向筋和橫向筋的充填深度差明顯增大。

圖7 跟蹤點充填深度曲線Fig.7 Cure diagram of filling of trace points

圖8是不同加載速度下,初生α相晶粒尺寸分布圖。當(dāng)變形速度較小時,晶粒尺寸的平均值基本保持不變,晶粒尺寸分布均勻;隨壓下速度的增大,平均晶粒尺寸有減小的趨勢,晶粒尺寸的分布越來越不均勻。

2.3 加載次序?qū)ぜ尚钨|(zhì)量的影響

局部加載過程中,由于在成形的每一階段都只是局部區(qū)域受載成形,整個工件加載次序有先有后。先加載區(qū)變形完成后,未加載區(qū)開始加載,后加載區(qū)加載過程中,已變形區(qū)一直處于高溫狀態(tài),發(fā)生空燒。空燒對已變形區(qū)的微觀組織有一定的影響。

圖8 不同壓下速度下初生α相晶粒尺寸分布圖(a)壓下速度為0.1mm/s;(b)壓下速度為0.5mm/s; (c)壓下速度為1mm/s;(d)壓下速度為10mm/sFig.8 Primaryα2phase grain size distribution at different loading speed (a)loading speed at 0.1mm/s;(b)loading speed at 0.5mm/s; (c)loading speed at 1mm/s;(d)loading speed at 10mm/s

圖9為局部加載后鍛件的初生α相晶粒尺寸分布云圖。先加載區(qū)腹板初生α相晶粒尺寸約為6.75μm,橫向筋初生α相晶粒尺寸約為7.8μm,縱向筋初生α相晶粒尺寸約為7.3μm;后加載區(qū)腹板初生α相晶粒尺寸為6.65μm,橫向筋的初生α相晶粒尺寸為717μm,縱向筋初生α相晶粒尺寸約為7.0μm,由此看出先加載區(qū)初生α相晶粒尺寸略大一些,即空燒區(qū)初生α相晶粒尺寸略大。

圖9 局部加載后鍛件的初生α相晶粒尺寸分布云圖Fig.9 Primaryα2phase grain size distribution of fo rging after the local loading

圖10為相同實驗條件下先加載區(qū)和后加載區(qū)的微觀組織照片,測得先加載區(qū)腹板處的初生α相晶粒尺寸為8.1μm,后加載區(qū)腹板處的初生α相晶粒尺寸為7.8μm。實驗研究發(fā)現(xiàn),發(fā)生空燒的先變形區(qū)晶粒尺寸略大一些,但空燒對初生α相平均晶粒尺寸影響并不顯著。模擬結(jié)果和實驗結(jié)果比較吻合。

圖10 相同實驗條件下局部加載后的顯微組織照片(a)先加載區(qū)腹板處的微觀組織; (b)后加載區(qū)腹板處的微觀組織Fig.10 Microstructure at the same local loading mode (a)microstructure of web at the first loading area; (b)microstructure of web at the last loading area

3 結(jié)論

(1)分模面位置設(shè)在筋處時,縱向筋和橫向筋的充填較好,平均晶粒尺寸分布較均勻;分模面設(shè)在腹板處時,易產(chǎn)生折疊等缺陷,晶粒尺寸分布不均勻,易產(chǎn)生混晶。

(2)加載參數(shù)對筋充填和初生α相晶粒尺寸的影響規(guī)律如下:只增大橫向筋和腹板之間的圓角半徑時,橫向筋和縱向筋的充填深度差較小,同時增大橫向筋和腹板,縱向筋和腹板之間的圓角半徑時,縱向筋和橫向筋之間的充填深度差變大;隨壓下速度的增大,筋充填分布越來越不均勻,初生α相晶粒尺寸的分布越來越不均勻。

(3)由于局部加載過程中,先加載區(qū)發(fā)生空燒,先加載區(qū)的晶粒尺寸比后加載區(qū)的略微大些,但空燒對初生α相晶粒尺寸變化影響較小。

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Deforming in Isothermal Local Loading for“H”Components of TA 15 Titanium A lloy

L IZhi2yan,HUANG Xu,L IXing2w u,Q ILi2chun
(Beijing Institute of Aeronautical M aterials,Beijing 100095,China)

A 3D rigid2p lastic FEM model for large2scale comp lex integral components isothermal local loading w as established based on softw are DEFORM 3D and further the influence law of position of die partition,loading sequence and forming parameterson the filling of rib and the distribution of p rimary α2phase grain size during isothermal local loading was simulated and analyzed.The results show that w hen the die is partitioned along the rib,the rib w ill be filled well.And the distribution of p rimary α2phase grain size is unifo rm.Modify the form ing parametersof the local loading,w ith the increase of the fillet radius between rib and web,the difference between the dep thsof filling cross ribs increases. With the increase of loading speed the dep ths of filling ribs decrease and the p rimaryα2phase grain size increases.The loading sequence has no significant effect on the p rimaryα2phase grain size.

isothermal local loading;rib2web component;p rimaryα2phase grain size;TA 15 titanium alloy

TG319

A

100124381(2010)0520083205

2009211220;

2010202226

李志燕(1982—),女,碩士,主要從事鈦合金材料及其加工工藝研究,聯(lián)系地址:北京市81信箱15分箱(100095),E2mail:lizhiyan_ 2006@126.com