楊艷慧， 劉 東， 羅子健

(西北工業(yè)大學(xué)材料學(xué)院，西安 710072)

盤件是渦輪機(jī)械的關(guān)鍵部件，航空、航天發(fā)動(dòng)機(jī)用盤件一般采用高溫合金、鈦合金等難變形材料進(jìn)行制造，其組織均勻性對(duì)盤件的使用性能具有重要影響［1］。因此，科學(xué)地進(jìn)行盤鍛件組織均勻性評(píng)價(jià)和控制一直是難變形材料盤鍛件制造技術(shù)的重要研究方向。由于難變形材料鍛件的組織狀態(tài)與變形均勻性關(guān)系密切，國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者致力于盤鍛件變形均勻性的評(píng)價(jià)和控制研究工作。趙國(guó)群［2，3］等提出了描述鍛件變形均勻性的指標(biāo)，并對(duì)H型截面盤鍛件進(jìn)行預(yù)成形設(shè)計(jì)。作者也曾就GH4169合金渦輪盤鍛件變形均勻性表征方法進(jìn)行了研究，并提出了提高鍛件變形均勻性的預(yù)成形優(yōu)化方法［4，5］。在鍛件組織均勻性方面，趙國(guó)群［6］等人應(yīng)用Yada模型，進(jìn)行了面向微觀組織優(yōu)化的預(yù)成形設(shè)計(jì)。然而，對(duì)于高溫合金和鈦合金等難變形材料，熱加工過(guò)程中會(huì)同時(shí)發(fā)生或相繼發(fā)生多個(gè)物理冶金過(guò)程，例如，相變、動(dòng)態(tài)再結(jié)晶、亞動(dòng)態(tài)再結(jié)晶以及靜態(tài)再結(jié)晶等。簡(jiǎn)單地運(yùn)用現(xiàn)有的組織演化模型［7～10］并不能獲得理想的組織均勻性評(píng)價(jià)效果。

本工作基于Taguchi方法，提出了以鍛件內(nèi)部熱力參數(shù)為基本變量的損失函數(shù)，從而探索盤類鍛件組織均勻性的評(píng)價(jià)方法。以TC11鈦合金整體葉盤為例，應(yīng)用所建立的損失函數(shù)對(duì)整體葉盤鍛造過(guò)程進(jìn)行有限元數(shù)值模擬和鍛件組織均勻性評(píng)價(jià)，并將數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。

1 損失函數(shù)LF的定義

質(zhì)量控制理論中，加工工藝的設(shè)計(jì)過(guò)程可分為三個(gè)階段:系統(tǒng)設(shè)計(jì)，參數(shù)設(shè)計(jì)和容差設(shè)計(jì)。根據(jù)Taguchi方法［11］，在容差設(shè)計(jì)階段，為保證產(chǎn)品質(zhì)量，可通過(guò)定義質(zhì)量損失函數(shù)(LF)來(lái)確定可控參數(shù)的容許變動(dòng)范圍。本文建立評(píng)價(jià)組織均勻性的損失函數(shù)過(guò)程如下:

第一步，借助有限元網(wǎng)格系統(tǒng)，定義以下公式確定單元i的熱力參數(shù)X(i)的分布均勻程度:式中Xavg為熱力參數(shù)的體積平均值;N為工件內(nèi)的單元總數(shù);vei為單元i的體積;X'(i)表征單元i內(nèi)的熱力參數(shù)分布均勻程度。

第二步，按下式定義單元i的質(zhì)量損失貢獻(xiàn)因子λi:

在有限元計(jì)算的某一加載步，如單元i的熱力參數(shù)值X()i與Xavg相等時(shí)，X'(i)=0。此時(shí)，質(zhì)量損失貢獻(xiàn)因子λi=0，即對(duì)質(zhì)量損失貢獻(xiàn)為0;否則，0＜λi≤1，其大小表示單元i對(duì)質(zhì)量損失的貢獻(xiàn)。

第三步，按下式確定單元i的質(zhì)量損失函數(shù)LF()i:

式中K為數(shù)值模擬過(guò)程中總的加載步數(shù);Δtk為第k加載步的時(shí)間步長(zhǎng);分別為單元i的等效應(yīng)力(MPa)和等效應(yīng)變速率(s－1)。

第四步定義整個(gè)工件的損失函數(shù):

式(6)定義的質(zhì)量損失函數(shù)的取值區(qū)間為［0，1］。從式(1)～(5)可以看出，質(zhì)量損失函數(shù)值越小，鍛件的熱力參數(shù)分布均勻性越好，相應(yīng)的組織狀態(tài)分布越均勻。

2 TC11鈦合金整體葉盤鍛造過(guò)程數(shù)值模擬

整體葉盤是現(xiàn)代航空發(fā)動(dòng)機(jī)特有的一種先進(jìn)整體構(gòu)件，一般由葉片和盤體兩大部分構(gòu)成，鍛件型面復(fù)雜，各部位的組織均勻性不易保證。因此，本文以發(fā)動(dòng)機(jī)用TC11鈦合金整體葉盤為典型對(duì)象，探索采用質(zhì)量損失函數(shù)方法進(jìn)行鍛件組織均勻性評(píng)價(jià)和控制的科學(xué)方法。圖1所示為TC11鈦合金整體葉盤鍛件的外形和截面圖。整體葉盤的鍛造過(guò)程在SPKA11200型高能螺旋壓力機(jī)上完成，主要鍛造工藝參數(shù)為:始鍛溫度為β轉(zhuǎn)變溫度以下30°C，模具溫度260°C，轉(zhuǎn)運(yùn)時(shí)間20s，共鍛造3火次，每火次打擊5 錘，打擊能級(jí)分別為 0.45，0.75，0.75，0.85，0.9。鍛造過(guò)程數(shù)值模擬用相關(guān)參數(shù)如下:摩擦因子為0.25，工件與模具之間的換熱系數(shù)為20W·m－2·K－1(錘擊過(guò)程)和 2W·m－2·K－1(錘擊間隙)，工件與環(huán)境的換熱系數(shù)為0.018 W·m－2·K－1。

圖1 整體葉盤鍛件結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Sketch map of the blisk forging

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

圖3所示為質(zhì)量損失函數(shù)LF值在鍛件內(nèi)的分布情況。從圖3可以看出，鍛件毛邊、盤體輪轂部位的LF值較大，圖3b中葉片邊緣以及鍛件與下模接觸部位的LF值也較大。整體葉盤鍛件大部分體積內(nèi)的質(zhì)量損失函數(shù)LF值較小(低于0.3)。

據(jù)式(5)和式(6)，LF值不僅取決于鍛件內(nèi)所有質(zhì)點(diǎn)的λ值，還與熱加工歷史有關(guān)。因此，圖4給出了四種情況下鍛造過(guò)程中LF值隨加載步數(shù)的變化曲線。從圖可以看出，對(duì)于情況1和情況3，質(zhì)量損失函數(shù)LF的值隨著鍛造過(guò)程進(jìn)行逐漸增大，并且第一火中LF值增加幅度大。其原因是，變形前工件內(nèi)的等效應(yīng)變和等效應(yīng)變速率分布是均勻一致的(均為0)，隨著變形過(guò)程進(jìn)行，工件不同部位發(fā)生不同程度的變形，加之隨著鍛造過(guò)程的進(jìn)行，材料流動(dòng)愈來(lái)愈劇烈，使得其等效應(yīng)變和等效應(yīng)變速率的分布均勻性越來(lái)越差。對(duì)于情況2，在工件變形開始前經(jīng)歷了轉(zhuǎn)運(yùn)過(guò)程，溫度分布均勻性變差，在變形過(guò)程中由于變形熱效應(yīng)以及摩擦產(chǎn)生熱量引起某些部位溫度上升，通過(guò)熱傳導(dǎo)使鍛件內(nèi)溫度分布均勻性得到一定改善，因而，LF曲線略有下降。而情況4中LF隨加載步數(shù)的變化情況是情況1、情況2和情況3的LF變化的綜合反映。

圖4 鍛造過(guò)程中LF隨加載步數(shù)的變化曲線Fig.4 LF value-step curves of the forging process

4 數(shù)值模擬結(jié)果與生產(chǎn)實(shí)際數(shù)據(jù)對(duì)比

對(duì)于TC11鈦合金［12］，當(dāng)變形達(dá)到一定程度時(shí)(大于50%，或等效應(yīng)變大于0.9左右)，合金進(jìn)入穩(wěn)態(tài)變形階段時(shí)，合金中α晶粒尺寸及其相含量基本保持不變，組織狀態(tài)主要由溫度確定。本工作中四種情況的損失函數(shù)LF分別以ˉε，T，ˉε·和三者的代數(shù)平均做為基本變量，未考慮合金進(jìn)入穩(wěn)態(tài)變形后TC11鈦合金組織狀態(tài)演化特點(diǎn)。因此，本研究中情況2可用來(lái)評(píng)價(jià)TC11鈦合金的組織均勻性。鍛件經(jīng)熱處理后，按照?qǐng)D5所示的位置以及距離鍛件邊緣23mm處(考查點(diǎn)No.9)的毛邊部位切取試樣進(jìn)行金相試驗(yàn)，以考查鍛件內(nèi)的組織均勻性。圖6給出了四種情況下鍛件本體部位考查點(diǎn)的損失函數(shù)LF值對(duì)比情況。從圖可以看出，除情況1外，大部分考查點(diǎn)的LF數(shù)值接近，在0.3～－0.44范圍之內(nèi)，尤其是情況2各點(diǎn)LF值變化較小(參見圖6中的折線)。實(shí)際上，對(duì)于情況1也只是No.5考查點(diǎn)的 LF 值較大，為0.68(遠(yuǎn)高于 0.33 ～0.44)。根據(jù)有限元模擬結(jié)果，No.5考查點(diǎn)的應(yīng)變?yōu)?.28(大于0.9)，該考查點(diǎn)已處于穩(wěn)態(tài)變形階段。

圖5 取樣點(diǎn)位置示意圖Fig.5 Locations of the measured points

圖6 不同考查點(diǎn)處的損失函數(shù)值Fig.6 Values of LF for the measured points

圖7給出了各考察點(diǎn)的微觀組織照片。從圖可以看出，前8個(gè)考查點(diǎn)的組織為等軸組織:轉(zhuǎn)變?chǔ)禄w上均勻分布著40% ～50%的等軸α相，且α晶粒大小均勻，平均晶粒尺寸約為15μm。根據(jù) HB 5264—1983中給出的TC11鈦合金顯微組織分類評(píng)級(jí)圖，此8個(gè)考查點(diǎn)均可評(píng)定為3級(jí)，級(jí)差為0，滿足該鍛件的技術(shù)條件要求。毛邊處(No.9)的微觀組織(圖7(i))中α相含量明顯減少，并且出現(xiàn)了少量片狀α相。根據(jù)HB 5264—1983可定為5級(jí)，與鍛件本體部位考查點(diǎn)的顯微組織的級(jí)差為2級(jí)。其原因是，在鍛造過(guò)程中該考查點(diǎn)處的變形劇烈，熱效應(yīng)明顯，使得該處實(shí)際溫度接近或達(dá)到了相變溫度，α相含量減少，形態(tài)也由等軸轉(zhuǎn)變?yōu)殚L(zhǎng)條狀。根據(jù)有限元數(shù)值模擬結(jié)果可得到相同的結(jié)論，No.9的LF值較大為0.68(情況2)，說(shuō)明此部位的微觀組織較鍛件主體的差異大。

圖7 取樣點(diǎn)處的微觀組織Fig.7 Optical micrographs of some measured points (a)No.1;(b)No.2;(c)No.3;(d)No.4;(e)No.5;(f)No.6;(g)No.7;(h)No.8;(i)No.9

5 結(jié)論

(1)基于FEM數(shù)值模擬和Taguchi方法，提出應(yīng)用損失函數(shù)方法對(duì)盤件組織均勻性進(jìn)行評(píng)價(jià)的方法。對(duì)于TC11鈦合金整體葉盤鍛件，應(yīng)用情況2建立的質(zhì)量損失函數(shù)貢獻(xiàn)因子得到的損失函數(shù)的評(píng)價(jià)結(jié)果與實(shí)際生產(chǎn)得到的鍛件內(nèi)組織均勻性一致性好。

(2)對(duì)于TC11鈦合金整體葉盤鍛件，當(dāng)質(zhì)量損失函數(shù)值在0.33～0.44范圍內(nèi)時(shí)(情況2)，鍛件的組織均勻性能滿足技術(shù)條件要求。

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